Распределение меридиональных

Поэтому в целом насквозь прокаленное сечение после закалки и высокого отпуска будет обладать высоким комплексом механических свойств. Распределение механических свойств по се-

С учетом сказанного, оценку величины контактного упрочнения соединений с мягкой прослойкой, имеющей неравномерное распределение механических свойств по объему, описываемое в виде (3.81), можно осуществить по выражениям (3.28), (3.35), (3.37) — (3.39) и т.д. путем подстановки в них приведенных значений кпр, определенных по (3.86).

метрические параметры и результаты испытаний приведены в табл. 4.5. Сопоставление экспериментальных значений /7»кс с расчетными pleop, подсчитанными по соотношению (4.51) (Кв =O'B/CTB = 5,6...7,1 > 4), представлены на рис. 4.30. Расчетные значения подсчитаны с учетом разброса по Cg. На рис. 4.31 приведено сопоставление расчетных данных, подсчитанных по соотношению (4.54) с экспериментапьными значениями />*кс, полученными в работе /135/ при испытании цилиндрических оболочек, ослабленных кольцевыми швами (Т = = 0,094; А'в = 1,94, ОМ — сталь 45, МШ — сталь 10) при одновременном нагруже-нии внутренним давлением р и осевой растягивающей силой F, обеспечивающим соотношение главных напряжений в стенке (<3у I Gz = 1). При построении расчетных кривых р* =/(к, Кв, ЧР) в соответствии с рекомендациями (3.86) проводили корректировку на относительную тол-кпр, учитывающую неравномерное распределение механических характеристик по толщине прослойки /135/. Как видно, расчетная методика, полученная для оценки несущей способности сферических сосудов, ослабленных кольцевой мягкой прослойкой (соотношение напряжений в стенке сферической оболочки аф /Cz = \),

С учетом сказанного, оценку величины контактного упрочнения соединений с мягкой прослойкой, имеющей неравномерное распределение механических свойств по объему, описываемое в виде (3.81), можно осуществить по выражениям (3.28), (3.35), (3.37) — (3.39) и т.д. путем подстановки в них приведенных значений кпр, определенных по (3.86).

метрические параметры и результаты испытаний приведены в табл. 4.5. Сопоставление экспериментальных значений р**0 с расчетными р»еор, подсчитанными по соотношению (4.51) (АГВ =<7ц/ст" = 5,6...7,1 > 4), представлены на рис. 4.30. Расчетные значения подсчитаны с учетом разброса по сгв'. На рис. 4.31 приведено сопоставление расчетных данных, подсчитанных по соотношению (4.54) с экспериментальными значениями р*кс, полученными в работе /135/ при испытании цилиндрических оболочек, ослабленных кольцевыми швами (Ч* = = 0,094; ЛГВ = 1,94, ОМ — сталь 45, МШ — сталь 10) при одновременном нагруже-нии внутренним давлением р и осевой растягивающей силой F, обеспечиваю-Рис. 4.29. Вид сферической щим соотношение главных напряжений в оболочки, ослабленной стенке (а<р / CTZ = 1). При построении раскол ьцевой мягкой прослойкой: четных кривых р* =/(к, АГ„, ЧР) в соответ-/ — ом медь, 2 — мш олово o-i ствии с рекомендациями (3.86) проводили корректировку на относительную толщину мягкой прослойки к —> кпр, учитывающую неравномерное распределение механических характеристик по толщине прослойки /135/. Как видно, расчетная методика, полученная для оценки несущей способности сферических сосудов, ослабленных кольцевой мягкой прослойкой (соотношение напряжений в стенке сферической оболочки (J^, / CJZ = 1).

Примерное распределение механических потерь по некоторым турбинам дано н табл. 14-6.

Относительную градуировку преобразователя, работающего совместно с волноводом, можно провести, используя вспомогательный преобразователь, установленный на противоположном конце и имеющий размеры, много меньшие длины волны, соответствующей верхней частоте градуировки. Согласно динамическому принципу Сен-Венана распределение механических напряжений

Поэтому в целом насквозь прокаленное сечение после закалки и высокого отпуска будет обладать высоким комплексом механических свойств. Распределение механических свойств по се-

Рис. 5.1. Распределение механических характеристик по сечению биметалла 22КШ + 08Х19Н10Г2Б (№ 1, табл. 5.1).

Рис. 5.2. Распределение механических характеристик по сечению биметалла. а - ВК1 + 08Х19Н10Г2Б (№ 2, табл. 5.1); б - 09Г2С + 12Х18Н10Т (№ 3, табл. 5.1); в - СтЗ + 12Х18Н10Т (№ 4, табл. 5.1).

Метод программированного моделирования {143}. Создан в связи с необходимостью знать распределение механических свойств по сечению крупных поковок (диаметром 1200 мм и более).

Принимая распределение меридиональных скоростей по ширине рабочего колеса равномерным, можно записать выражение для расхода жидкости, протекающей через рабочее колесо:

Особенность НДС таких элементов — неравномерное распределение меридиональных напряжений и деформаций по толщине оболочки вследствие изгиба в сочетании с внутренним давлением, достаточно сильного проявления краевого эффекта в зонах, прилегающих к фланцам, а также концентрации напряжений в переходной области от фланца к оболочке. Как показывает упругий анализ НДС (см. гл. 4), определить номинальные напряжения в оболочечных элементах весьма трудно.

личий не имеет. Более высокие температуры, характерные для соответствующих режимов и оболочечного корпуса типа // заметно влияют на температурные напряжения. Сопоставив соответствующие кривые на рис. 4.13, а и б, можно отметить, что существенное изменение меридиональных напряжений вдоль образующей типично для всех режимов термоциклического нагружения. Кроме того, распределение меридиональных Оу и тангенциональных ов температурных напряжений на внешней поверхности оболочечного корпуса полностью соответствует распределению на внутренней поверхности (рис. 4.14).

Режим термо механического нагружения существенно влияет на характер НДС в рассматриваемых точках детали. На рис. 4.29, а приведены кривые распределения компонент напряжений на внешней и внутренней поверхностях, построенные с помощью МКЭ для двух принципиально разных режимов нагружения: термоциклического с максимальной температурой 670 °С в режиме А1 (кривые 2, 4, 6, 8) и изотермического (t = 670 °С) при нагружении внутренним давлением q = 1,25 МПа (кривые 1, 3, 5, 7) соответственно при г = 0,5 мм и г = = 1,0 мм. Отметим сходственное распределение меридиональных напряжений на внешней (кривые 7 и 8) и внутренней (кривые 1 и 2) поверхностях модельного корпуса с проявлением максимума в обоих режимах нагружения.

На фиг. 10.13 изображено распределение напряжений на поверхности отверстия с плоским дном и радиусом закругления, составляющим 58% радиуса отверстия. В этом случае наибольшую величину имеет меридиональное напряжение в точке на закруглении под углом 45° к вертикали, которое на 50% превышает кольцевое напряжение в цилиндрической части. На фиг. 10.14 дано распределение напряжений на поверхности отверстия с плоским дном и радиусом закругления, составляющим 17% от радиуса отверстия. Здесь опять наибольшую величину имеет меридиональное напряжение на закруглении в точке, расположенной между радиальными линиями под углом 45 и 50° к вертикали. По своей величине это напряжение тоже примерно на 50% превышает кольцевое напряжение в цилиндрической части. Оказывается, что уменьшение радиуса закругления ниже величины, выполненной в модели 2, не приводит к дальнейшему увеличению меридиональных напряжений. На фиг. 10.15 сопоставляются напряжения на поверхности дна трех исследованных моделей. Заметно, что при изменении формы дна от полусферической к плоской с закруглениями распределение меридиональных напряжений в закруглении меняется существенным образом. При дальнейшем уменьшении радиуса закругления наибольшие напряжения перестают возрастать, но распределение напряжений вдоль закругления несколько меняется. Из графика изменения кольцевых напряжений видно, что на них почти не сказывается изменение радиуса закругления. Форма дна отверстия влияет на распределение напряжений в цилиндре на расстоянии, равном примерно двум диаметрам отверстия. В сечениях, удаленных от дна во всех трех случаях, распределение напряжений удовлетворительно согласуется с решением Лямэ для толстостенного цилиндра. Материал моделей имел коэффициент Пуассона 0,45—0,48, в связи с чем при использовании результатов необходимо помнить, что большие отклонения в величине коэффициента Пуассона могут привести к значительным изменениям в распределении напряжений. Модуль упругости Е материала модели определяли в процессе испытания по изменению наружного диаметра цилиндра в сечении, удаленном от дна отверстия. По результатам этих измерений величина мгновенного модуля упругости сразу же после разгрузки составила 1370 кг/см2. В момент фотографирования срезов она была равна 3290 кг/см2, При этой величине модуля показатель качества составил 1600. Эта величина соизмерима с показателем качества для бакелита и фостерита, но несколько ниже, чем для некоторых эпоксидных смол.

Ф И г. 10.15. Распределение меридиональных (слева) и кольцевых (справа) напряжений ат и ас вдоль контура закругления у дна отверстия.

несущей способностью распределяются по сечению по прямоугольной эпюре. В процессе исчерпания несущей способности радиальных сечений меняется и распределение меридиональных моментов. Характер перераспределения меридиональных моментов в упруго-пластической стадии изучен недостаточно. Однако в первом приближении можно принять, что эпюра моментов состоит из двух частей: одна вызвана нагрузкой в упругой стадии, вторая— дополнительной нагрузкой после исчерпания несущей способности радиальных сечений в определенной зоне оболочки. Меридиональные моменты в консоли от дополнительной нагрузки, отнесенные к единице длины кольцевого сечения, распределяются

Распределение меридиональных моментов и кольцевых сил вдоль линейных образующих заменяющего цилиндра трубы определяется для Р0 и Р\ (i = 0, 1) следующими выражениями:

Распределение усилий вдоль линейных образующих конических поверхностей ствола трубы. Распределение меридиональных моментов Мыу и ММУН, кольцевых нормальных сил Л^ув, Л^ун и поперечных сил Q^y и QMy вдоль линейных образующих определяется формулами

Особенность НДС таких элементов — неравномерное распределение меридиональных напряжений и деформаций по толщине оболочки вследствие изгиба в сочетании с внутренним давлением, достаточно сильного проявления краевого эффекта в зонах, прилегающих к фланцам, а также концентрации напряжений в переходной области от фланца к оболочке. Как показывает упругий анализ НДС (см. гл. 4), определить номинальные напряжения в оболочечных элементах весьма трудно.

личий не имеет. Более высокие температуры, характерные для соответствующих режимов и оболочечного корпуса типа // заметно влияют на температурные напряжения. Сопоставив соответствующие кривые на рис. 4.13, а и б, можно отметить, что существенное изменение меридиональных напряжений вдоль образующей типично для всех режимов термоциклического нагружения. Кроме того, распределение меридиональных as и тангенциональных а& температурных напряжений на внешней поверхности оболочечного корпуса полностью соответствует распределению на внутренней поверхности (рис. 4.14).