Принятыми допущениями

Применение кадмиевых покрытий ввиду высокой стоимости и дефицитности ограничено, их используют в основном в хлорсодержа-щих средах при условии, что значительный защитный эффект достигается при небольшой толщине слоя. В промышленной атмосфере скорость коррозии кадмия сопоставима со скоростью коррозии цинка, в приморской атмосфере тропических районов она в 1,5—2 раза ниже. Коррозионная стойкость металлических покрытий в атмосфере зависит от поверхностных защитных пленок, формирующихся на металле под действием аэрохимических и метеорологических условий, их морфологии, а также от состава продуктов коррозии, которые зависят в свою очередь от примесей в атмосфере.

то в загрязненной она усложняется, особенно при наличии хлоридов и сульфатов. В промышленных районах относительно велика концентрация сернистого газа (0,01 до \г/м3), в приморской атмосфере доминируют хлориды, а в промышленно-морской — сернистый газ и хлориды.

Если с течением времени скорость коррозии стали, согласно данным Г. К- Берукштис и Г. Б. Кларка, замедляется, то в приморском районе Севера указанной закономерности не наблюдается. Своеобразное поведение легированных сталей в северной приморской атмосфере объясняется отсутствием необходимых условий для образования компактного защитного слоя из продуктов коррозии [59]. Вследствие влияния морских солей на поверхности металла образуется тонкая минерализованная влажная пленка, содержащая все соли морской воды. Вследствие облегчения диффузии кислорода к корродирующей поверхности металла при атмосферной коррозии преобладает кислородная деполяризация. Процесс ее в приморской зоне несколько отличается от деполяризации в обычных условиях, что вызвано наличием в составе воздуха таких деполяризаторов, как озон, йод, бром, а также депассиватора — хлора.

Потенциалы меди М4 и латуни Л62 во времени изменяются медленно, лишь через ~ 75 ч наблюдается небольшой их сдвиг в отрицательную сторону (рис. III. 9). Потенциалы титановых сплавов до испытаний в тонкой пленке морской воды составляют примерно —0,1 —0,2В. После испытаний в приморской атмосфере в течение 3 месяцев они за счет формирования защитной пленки, тормозящей анодный процесс, приобретают более

По данным Р. Мирса [76], алюминиевые сплавы в теплой и влажной чистой атмосфере стойки даже при значительном скоплении влаги. Алюминиевые сплавы в контакте с большинством металлов и сплавов являются анодами и поэтому сильно разрушаются, в особенности при соприкосновении с медью и медными сплавами. Контакт алюминиевых сплавов с обычной сталью более опасен, чем с нержавеющей. Контактная коррозия алюминиевых сплавов проявляется сильнее всего в приморской атмосфере и в морской воде. В минеральных водах Цхалтубо алюминиевые детали в контакте с обыкновенной сталью выходят из строя через 2—3 месяца [77].

Титан и его сплавы по своим механическим и физическим свойствам занимают промежуточное место между легкими металлами и их сплавами (на основе алюминия и магния) и сталями. Такая высокая склонность к пассивации титана и его сплавов обеспечивает им высокую коррозионную стойкость как в приморской атмосфере, так и в морской воде.

Контакты алюминиевых сплавов со сталью, в морской воде и в морской ггмосфере вызывают сильную коррозию алюминиевых сплавов [81]. Контакты алюминия с алюминиевыми сплавами, содержащими медь, приводят 1 приморской атмосфере к коррозионному разрушению алюминия. По дан-шм ряда авторов, даже оксидирование алюминия не дает положительных >езультатов при его защите от контактной коррозии. Некоторые исследова-•ели считают контакт алюминиевых сплавов с другими металлами допустимым при условии их предварительной защиты цинком, алюминием или кад-«ием, но не рекомендуют применять алюминий в паре с медью и медными главами, с никелем и никелевыми сплавами. В последнем случае рекомен-

Контактная коррозия металлов в приморской атмосфере (длительность испытаний 1 год)

С целью исследования роли сезонных факторов на контактную коррозию в приморской атмосфере изучали поведение контактных пар некоторых технических металлов с медью (99,9%) в летнее и осеннее время. Образцы помещали на атмосферной площадке и выдерживали одинаковое время в летний и осенний периоды. Результаты этих опытов сведены в табл. VI. 2.

Изменение скорости коррозии металлов в приморской атмосфере в контакте с медью при продолжительности испытания 90 сут

На медных сплавах под влиянием повышенной относительной влажности воздуха, углекислого газа и морских солей в щелях и зазорах образуются растворимые продукты коррозии, состоящие главным образом из основного карбоната меди Си2(ОН)2СО3. При этом верхний образец сплава Л62 становится темно-зеленого цвета, а нижний — медного цвета, что объясняется обесцинкованием этого сплава. Аналогичное явление отмечено нами в условиях погружения образцов в море, причем обесцинкование здесь происходит в 2—3 раза быстрее, чем в приморской атмосфере. Такое поведение медного сплава объясняется большой разностью потенциалов отдельных компонентов (Си = +0,0337 в, Zn = —763 в), в связи с чем ионизация цинка превалирует над скоростью ионизации меди.

Для цилиндров постоянного сечения, подверженных действию постоянного крутящего момента, 0 = const. Так как в соответствии с принятыми допущениями радиусы при кручении остаются прямыми, то можно сказать, что для всякого элемента, лежащего внутри цилиндра на радиусе р, относительный сдвиг

предельное состояние сварных соединений листовых конструкций с небольшой степенью механической неоднородности (А"в < 4) реализуется при достижении касательных напряжений на границе раздела мягкого и твердого металлов своей максимальной величины меньшей предела текучести при чистом сдвиге металла прослойки (М), т.е. при TW < &м . Для рассматриваемого случая в соответствие с принятыми допущениями (см. раздел 3.2) были построены сетки линий скольжения, охватывающие очаг пластической деформации, включающий в себя мягкую прослойку и прилегающие к ней участки твердого металла (рис. 3.5). Данные сетки линий скольжения, с одной стороны, отвечали характеру пластического деформирования рассматриваемых соединений в условиях неполной реализации контактного упрочнения мягких прослоек, установленному методом муаровых полос, с другой стороны, удовлетворяя условиям неразрывности касательных и нормальных напряжений на границе мягкого и твердого металлов, определяющим закон преломления линий скольжения при их переходе черех данную границу раздела металлов.

В основу расчетной модели была положена классическая теория течения. Материалы М и Т соединения принимали идеально упруго-пластическими в соответствии с принятыми допущениями (см. раздел 3.2). В силу симметрии рассматривали одну четверть стыкового соединения (рис. 3.6). Расчеты выполняли для реальных значений степени механической неоднородности А'в - 1.25; 1,5; 2,0; 4,0 при вариации относительных толщин прослоек к (к = 0,0625; 0,125; 0,25; 0,50) и показателя дву-хосности нагружения соединения п (п = 0; 0,3; 0,5; 0.7; 1,0).

предельное состояние сварных соединении листовых конструкции с небольшой степенью механической неоднородности (Л"в < 4) реализуется при достижении касательных напряжений на границе раздела мягкого и твердого металлов своей максимальной величины меньшей предела текучести при чистом сдвиге металла прослойки (М), т.е. при т^ < ?м . Для рассматриваемого случая в соответствие с принятыми допущениями (см. раздел 3.2) были построены сетки линий скольжения, охватывающие очаг пластической деформации, включающий в себя мягкую прослойку и прилегающие к ней участки твердого металла (рис. 3.5). Данные сетки линий скольжения, с одной стороны, отвечали характеру пластического деформирования рассматриваемых соединений в условиях неполной реализации контактного упрочнения мягких прослоек, установленному методом муаровых полос, с другой стороны, удовлетворяя условиям неразрывности касательных и нормальных напряжений на границе мягкого и твердого металлов, определяющим закон преломления линий скольжения при их переходе черех данную границу раздела металлов.

В основу расчетной модели была положена классическая теория течения. Материалы М и Т соединения принимали идеально упруго-пластическими в соответствии с принятыми допущениями (см. раздел 3.2). В силу симметрии рассматривали одну четверть стыкового соединения (рис. 3.6). Расчеты выполняли для реальных значений степени механической неоднородности А"в = 1,25; 1,5; 2,0; 4,0 при вариации относительных толщин прослоек к (к = 0,0625; 0,125; 0,25; 0,50) и показателя дву-хосности нагружения соединения п (п = 0; 0,3; 0,5; 0,7; 1,0).

1 Приведенные показатели являются лишь принятыми допущениями.

Рассмотрим методы схематизации нестационарных режимов случайного типа в соответствии с принятыми допущениями. Конечной целью схематизации является представление информации

В соответствии с принятыми допущениями связь смещений и усилий принималась в форме (г = 1, 2)

Полученное решение является приближенным. Для оценки вносимых принятыми допущениями погрешностей было выполнено решение задачи для контакта шара 0 50,8 мм с образцом, имешим прямолинейный желоб сложного профиля (стаяь - сталь). Профиль симметричен относительно оои OS, (см. рис.1). Величины зазоров приведены в табл. I.

Удельные давления в соответствии с принятыми допущениями определяются по следующим зависимостям (фиг. 8).

Более близкие значения экспериментальных и расчетных величин получены при сравнительных испытаниях в стендовом узле опытных ТПС различных конструкций, так как в этих случаях ошибки, связанные с принятыми допущениями, нивелируются. Со снижением диаметра опытного подшипника из СФД от 40 до 25 мм (при их конструктивном подобии) следует ожидать увеличения допустимых значений pav при работе в стендовом узле в 1,87 раза (см. табл. 56). Экспериментальные кривые (рис. 74) показали, что допустимое значение pav для ТПС из СФД малого диаметра составила 7,2 МПа-м/с, что превысило [pav] для того же подшипника большего диаметра (см. табл. 58) в 1,72 раза, т. е. оно близко к ожидаемому значению (ошибка— 8%).