Разрушения прочность

Соотношения (2.10) и (2.11) свидетельствуют о необходимости введения корректировок в определяемую вязкость разрушения не только на геометрию образца, но и на геометрию фронта трещины. Ее длина определяется пластическими свойствами материала и различиями в напряженном состоянии материала вдоль фронта трещины. Применительно к плоскому элементу конструкции имеет место зависимость вносимой энергии в образец при его одноосном растяжении от ширины пластины (2.4). Это связано с тем, что по мере увеличения ширины пластины появляется возможность немонотонного нарушения сплошности материала в результате релаксации напряжений после страгивания трещины в условиях вязкого поведения материала. Трещина производит скачкообразное перемещение, после чего происходит релаксация напряжений в вершине переместившейся трещины и она останавливается. Для ее дальнейшего продвижения нужно повысить уровень напряжения, что сопровождается следующим скачком трещины. После каскада скачков трещины происходит окончательное разрушение пластины.

Помимо влияния второй компоненты нагружения на стеснение пластической деформации имеет место ее влияние на ориентировку плоскости разрушения. Применительно к пластинам, для которых выполняется условие ?/, > t?, влия-

посадки, поэтому, как правило, развитие усталостных трещин не достигает возможной максимальной длины и во многих случаях имеет место формирование резкой границы между зоной усталостного разрушения и зоной окончательного разрушения. Применительно к крылу ВС предельное состояние может быть достигнуто при появлении возрастающих скручивающих моментов в результате неравномерного обтекания и срыва набегающего воздушного потока. В лопатках турбин и компрессоров ГТД аналогичная ситуация возникает из-за попадания постороннего предмета и нарушения обтекания воздушного потока после удара им о лопатку с изменением ее геометрии.

Выполним оценку периода роста трещины с учетом полученной величины вязкости разрушения применительно к диску турбины. Будем учитывать распространение в диске поверхностной, полуэллиптической по форме, трещины, которая в момент достижения предельного состояния не выходит на боковую поверхность диска. Это соответствует реальной ситуации развития разрушения в диске. При этом следует ввести еще одно условие для проведения расчета. Оно связано с начальными размерами трещины. Они соответству-

Место расположения очага разрушения и развитие усталостной трещины в лонжероне были подобны нескольким случаям, которые были исследованы ранее и рассмотрены выше. Это еще раз подчеркивало существование подобия закономерностей распространения усталостных трещин в лонжеронах лопастей по различным сечениям лопасти, на что было указано в ранее проведенных исследованиях. Подобие закономерностей распространения усталостных трещин в лонжеронах лопастей свидетельствует о подобии их нагружения в эксплуатации, а следовательно, позволяет проводить сопоставимые количественные оценки параметров усталостного разрушения. Применительно к задаче об оценке эффективности работы датчика-сигнализатора речь идет об оценке периода роста трещины.

Все сказанное справедливо, в том числе и соотношение (12.5), если экспериментально в условиях совместного растяжения (изгиба) и скручивания образцов установлен факт эквидистантного смещения кинетических кривых при изменении угла скручивания при сохранении неизменным ведущего механизма разрушения применительно к алюминиевому сплаву АВТ-1. Такие испытания были выполнены на образцах, которые были вырезаны из лонжеронов лопастей, что позволило соблюсти структурное подобие свойств материала образцов и лонжеронов [4, 6].

ских наблюдений. Вероятно, наиболее замечательным в основополагающей работе Гриффитса [21] является хорошее согласование (даже после учета обнаруженной в расчетах алгебраической ошибки) величины dW — dU, вычисленной на основе упругого анализа сплошной среды, с величиной у, определенной из независимых физических измерений. Насколько известно автору, истинная проверка соотношения (3) путем независимой оценки членов, определяемых механикой и физикой процесса разрушения, после Гриффитса не повторялось. Мы попытаемся приспособить этот квазитермодинамический критерий к общему случаю неоднородного анизотропного тела с тем, чтобы можно было критически оценить возможности механики разрушения применительно к композитам.

В корпусах современных мощных паровых турбин основным процессом, определяющим развитие трещиноподобных дефектов, является процесс ползучести как при стационарном, так и при нестационарном нагружений. Критериями механики разрушения применительно к росту трещины в условиях ползучести являются скорость роста трещины и коэффициент интенсивности напряжений.

Анализ характеристик многоцикловой усталости включает оценку допускаемого размера дефектов рассматриваемой детали с помощью методов механики разрушения. Применительно к малоцикловой усталости такие методы можно использовать для прогнозирования роста трещины и назначения сроков проверки или замены детали. При таком подходе сроки службы деталей могут превысить время до возникновения трещины. Однако вполне вероятно, что в условиях многоцикловой усталости любая трещина, распространяющаяся в результате колебания напряжений, связанного с оборотами двигателя, приведет к разрушению за весьма короткое время.

Применительно к элементу, имеющему концентратор напряжений, возможно более детальное членение процесса разрушения на отдельные стадии, предложенное Валлури [373].

Мерой трещиностойкости конструкций служат характерные параметры разрушения, которые позволяют определить поля напряжений и деформаций в области кончика трещины в ответственный момент процесса разрушения. Применительно к наиболее распространенным в реальных изделиях трещинам нормального отрыва хорошо обоснованными и апробированными параметрами разрушения являются: коэффициент К\ интенсивности напряжений, интеграл J\, раскрытие о\ и

6. Коалов Л. А. Условия прочности при переменных напряжениях нестационарного режима по параметру вероятности разрушения.— Прочность и динамика авиационных двигателей, 1969, вып. 5, с. 193—213.

Композиционные материалы сочетают важнейшие свойства — высокий предел прочности и достаточную вязкость разрушения. Прочность данных материалов повышена за счет хрупких высокопрочных волокон, проволоки, усов, частиц и т. д., а вязкость — за счет пластичной матрицы.

Следует выделить три участка на кривой зависимости прочности борных волокон от толщины зоны взаимодействия. На первой стадии (участок I) деформация до разрушения (прочность) волокон не зависит от толщины слоя диборида, так как разрушение волокон определяется собственной популяцией дефектов. Первая критическая толщина Хкр = ЮОО А. Интересно отметить, что высокопрочные борные волокна более чувствительны к реакции взаимодействия, так как ХКР уменьшается с повышением прочности волокон (участок/'). Вторая критическая толщина для рассматриваемого случая равна 5000 А. Прочность борных волокон снижается пропорционально l/Ух при изменении толщины слоя продуктов реакции от ЮОО до 5000 А (участок 2). Разрушение волокон на этой стадии инициируется трещинами в боридном слое. Участок 3 кривой при толщинах зоны взаимодействия свыше 5000 А соответствует одновременному разрушению слоя диборида и волокон при постоянной деформации 0,25, равной деформации до разрушения массивного диборида титана (см. табл. 10).

Разрушение С. начинается обычно с поверхности и связано с возникновением и дальнейшим развитием поверхностных и внутр. трещин, образующих т. н. очаги хрупкого разрушения. Прочность поверхности листового промышленного С.

Явление усталости обусловлено гл. обр. адсорбцией водяных паров и газов на поверхности С., способствующих образованию и развитию поверхностных микротрещин в процессе механич. разрушения С. Закаленное С. (толщина листа 6 мм) по сравнению с отожженным обладает боль^ шей сопротивляемостью статич. нагрузкам (приблизительно в 3—4 раза), большей прочностью на удар (в 5—7 раз) и меньшим модулем упругости (на 5—7%). Твердость С. по шкале Мооса 4—8; обычные промышленные С. имеют твердость ок. 5; их микротвердость колеблется от 500 до 800 кг\мм2. Теплоемкость С. при его нагревании вплоть до Tg увеличивается незначительно, а в интервале Tg—Tj быстро возрастает. Уд. теплоемкость различных С. при 15—100° колеблется от 0,08 до 0,25 кал/г-°С, для промышл. листового С. равна 0,20—0,22 кои/г-"С, для С. с высоким содержанием окислов бария или свинца существенно понижается (вплоть до 0,08 кал./г-°С) и возрастает при увеличении содержания л С. окислов бора, натрия и лития. Теплопроводность С. по сравнению с др. твердыми телами исключительно низка; коэфф. теплопроводности различных С. 0,0016—0,0032 кал1см-сек-°С. Наибольшей теплопроводностью обладают кварцевое и боросиликатные С., наименьшей — свинцовые и баритовые. Теплопроводность С. возрастает примерно в 2 раза при нагревании до темп-ры начала размягчения; при темп-pax выше 800° она еще более увеличивается, причем бесцветные (прозрачные) С. обладают значительно более высокой «теплопрозрачностью» по сравнению с окрашенными (особенно окислами кобальта, хрома, железа, марганца).

2. В соответствии с критерием разрушения прочность границ

Требования к полимерным матрицам, представленные в табл. 11.2, можно разделить на три группы: 1) прочность, жесткость, теплостойкость; 2) пластичность, вязкость разрушения, ударная вязкость; 3) пере-рабатываемость, технологичность связующего. При модификации материала матрицы, изменении условий, химической структуры, степени химической сшивки с улучшением свойств одной группы, автоматически ухудшаются другие.

Прочность при растяжении вдоль волокон Оптимальная прочность, высокая вязкость разрушения

Прочность при сжатии вдоль волокон Высокая прочность и жесткость, высокая вязкость разрушения, оптимальная адгезия

Весьма показательным является изменение длительной прочности швов после нормализации и последующего отпуска. Этот вид термической обработки перспективен, как указывалось ранее, по условиям устранения неоднородности сварных соединений и снижения их склонности к локальным разрушениям. При сравни-нительно невысоких температурах и длительности до разрушения прочность шва в этом термическом состоянии заметно меньше, чем в отпущенном или исходном. Связано это, очевидно, с эффектом упрочнения швов двух последних состояний за счет наклепа при сварке, снимаемого при нормализации. Однако, когда при более высоких температурах и большой длительности испытания (550° С—105 ч) упрочняющее влияние наклепа устраняется, прочность нормализованного и отпущенного состояния сближается. В этом случае полностью сохраняется преимущество нормализованного и отпущенного состояния шва в смысле наиболее высокой длительной пластичности и меньшей вероятности межзеренного разрушения. Аналогичное влияние нормализации выявлено и в швах типа Э-ХМФ (см. рис. 34).

Изменение длительной прочности и пластичности металла аусте-нитных сварных швов подчиняется общим закономерностям, характерным для сварных швов (п. 6). При умеренной для данной композиции температуре испытания или предельной температуре, но при ограниченном времени до разрушения прочность сварных швов обычно выше, чем стали близкого легирования. С повышением температуры и времени испытания длительная прочность