Рассматриваемых механизмов

Коррозионно-усталостное разрушение материалов ТГО происходит в результате сложных процессов, среди которых важнейшим является механоэлектрохимическое взаимодействие напряженного металла с коррозионно-активной средой. С учетом стадийного характера замедленного усталостного разрушения и показанной кинетики изменения физико-механических и электрохимических свойств трубных материалов по мере накопления ими усталостных повреждений выявлялась кинетика изменения тонкой структуры, физико-механических и электрохимических свойств рассматриваемых материалов в процессе их коррозионной усталости.

Сварка рассматриваемых материалов затрудняется высокой температурой их плавления, большим сродством к газам: кислороду, азоту и водороду, что приводит к образованию в шве пор

Наиболее распространенным способом сварки рассматриваемых материалов является дуговая в защитных газах и электроннолучевая. Дуговой сваркой циркониевые сплавы наиболее успешно сваривают в камерах с контролируемой средой, заполняемых гелием, после предварительной откачки воздуха до 0,03 мм рт. ст. Материал присадочной проволоки соответствует составу сплава: циркалой-2 или циркалой-3 (табл. 109).

удается уменьшить скорость окисления в 100 раз, абсолютные значения жаростойкости остаются все же намного ниже, чем у сплавов системы Fe—Ni. Сравнение скоростей окисления рассматриваемых материалов показывает, что если сплавы на основе ниобия еще можно в ограниченной степени применять в окислительной среде, то сплавы на основе молибдена совершенно неработоспособны.

pax (T= 293 К) 5С = 0,19.. .0,021 мм; при отрицательных температурах (Т= 77 К) 5С = 0,0125 мм. Для образцов из сплава АМгб, металл шва которых был выполнен из того же сплава: при Т =293 К — 8с=0,022мм;приТ=77К — 5С = 0,0074 мм. Для подсчета значений эквивалентного радиуса экспериментальным путем по методике /24/ для металла сварных швов были получены диаграммы пластичности, которые представлены на рис. 3.19. Для показателя напряженного состояния П = 3,08, который был получен на основе метода линий скольжения для образцов при внецентренном растяжении, значения ресурса пластичности были следующие: X = 0,47 (металл шва ЭП-659 Ви) и Хр = 0,12 (АМгб). С учетом формулы (3.7) для рассматриваемых материалов были получены примерно одинаковые значения эквивалентного радиуса рэ = 0,023 мм.

материалов, образованных системой трех нитей. Однако технологические трудности преодолимы, что увеличивает перспективность использования рассматриваемых материалов, особенно на основе углеродной матрицы. Последние вследствие удачных термомеханических свойств широко используют для некоторых узлов ракетных двигателей (например, входная часть горловины сопла), подвергающихся сильным воздействиям при пуске двигателя [123]. Эти материалы применяют также для носовых частей ракет [21].

О целесообразности использования указанных схем нагружения можно судить по данным табл. 2.4. Применение первой схемы нагружения приводит к существенному снижению предела прочности для трех типов рассматриваемых материалов. При этом разрушение образца происходит не в рабочей зоне, как это имеет место для второй и третьей схемы (см. рис. 2.8), а в местах нагружения —

Упругие характеристики рассматриваемых материалов могут изменяться

Модельные материалы. Схемы армирования композиционных материалов, структуры которых образованы системой двух нитей, более разнообразны, чем схемы других классов рассматриваемых материалов. Естественно, что экспериментальные исследования механических свойств материалов, со всеми вариантами схем армирования невозможны, и в этом нет необходимости. Для проверки теоретических зависимостей, описывающих упругие характеристики этого класса материалов, достаточно исследовать материалы с наиболее типичными схемами армирования. При этом важно оценить возможность использования теоретических зависимостей в широком диапазоне изменения свойств армирующих волокон и структурных параметров — степени искривления волокон основы (угла наклона к оси 1),

сопоставлены прочностные характеристики в направлении искривленных волокон с аналогичными характеристиками в направлении прямых волокон одного и того же материала при равном объемном содержании арматуры (Ц! = щ)- Приведенные данные свидетельствуют о том, что искривленные волокна практически одинаково влияют на прочность при растяжении и сжатии: увеличение степени искривления волокон приводит к снижению прочности, причем поведение рассматриваемых материалов различно при нагружении на изгиб вдоль волокон основы и утка. Для последнего направления при изгибе не наблюдается заметного снижения прочности с уменьшением отношения пролет : высота образца (табл. 4.11). При испытании на изгиб в направлении волокон основы прочность с уменьшением отношения пролет : высота образца заметно возрастает. При этом не наблюдается разрушения материала, как это имеет место для слоистых материалов 32, 52].

та армирования и коэффициентов армирования в направлениях 1 и 2. Коэффициенты армирования в направлении 3 различались примерно в 2 раза. Различие в значениях коэффициентов армирования (Х3 этих материалов существенно влияет на значения модуля упругости Ег. Заметного расхождения в значениях остальных упругих характеристик рассматриваемых материалов не наблюдается. Это свидетельствует о том, что при малых долях армирования в направлении 3 по отношению к двум другим, определяющими факторами всех упругих характеристик, кроме модуля упругости Ez, являются коэффициенты армирования в двух других

В зубчатых волновых механизмах гибкие колеса имеют наружные, а жесткие — внутренние зубья. Так как отношение диаметров можно заменить отношением чисел зубьев, то передаточное отношение для рассматриваемых механизмов будет»

Разработаны лишь частные задачи синтеза некоторых типов _щ>остейших четырехзвенных механизмов. Поэтому при проекти-—рованни стержневых механизмов, особенно многозвенных, обычно выбирают из числа существующих механизмы, более или менее отвечающие поставленным условиям. Эти условия обычно могут быть выполнены механизмами, имеющими разные кинематические схемы. Поэтому ставится задача определения основных кинематических характеристик рассматриваемых механизмов с целью выбора наиболее подходящего для заданных условий. Эти задачи решает кинематический анализ стержневых механизмов.

= qf(rp"w), представляющего собой меру отношения интенсивности обоих рассматриваемых механизмов переноса теплоты [186].

Приведенные выше основные параметры, определяющие качество кинематических цепей роботов и манипуляторов, могут быть определены, если известны структурно-кинематическая схема и размеры звеньев механизмов. Решение такой задачи относится к области структурно-кинематического анализа рассматриваемых механизмов. При проектировании роботосистем могут быть заданы числовые значения рассматриваемых параметров, которые должны обеспечиваться проектируемым механизмом. Определение структуры и геометрических размеров звеньев механизма относится к области синтеза механизмов.

Абсолютными фазовыми углами Фа механизмов являются углы, определяющие начало рабочих перемещений исполнительных органов по отношению к началу координат цикловой диаграммы машины. Относительными фазовыми углами Ф0 двух рассматриваемых механизмов называются углы между началами их рабочих перемещений.

(р,,/*" рассматриваемых механизмов имеем:

Кинематическими характеристиками рассматриваемых механизмов являются передаточные отношения, представляющие собой отношения скоростей вращения выходных звеньев:

Изображенные на рис. 9.14 схемы механизмов выполнены по прямой схеме (см. рис. 9.4, в), в которой опорная поверхность неподвижна, а гибкая связь перемещается. Очевидно, что эти механизмы могут быть «обращены», т. е. приведены, к обратной схеме (см. рис. 9.4, г), в которой опорная поверхность является подвижной, а гибкая связь одним своим концом прикреплена к корпусу. Например, если на рис. 9.14, а цилиндр 5 зафиксировать, а цилиндр 2 сделать подвижным, механизм превратится в преобразующий равномерное вращение ведущего звена (водила 4) в шаговое движение ведомого (цилиндра 2). При этом направления вращения ведущего и ведомого звеньев станут противоположными. Окружной шаг гибких связей рассматриваемых механизмов равен Ах = 1 — 1.

Однако остается совершенно открытым вопрос, насколько при выборе значений А2 и А3 мы должны отступать внутрь от границ указанной площади существования рассматриваемых механизмов для того, чтобы получить проворачивающиеся четырехзвенные механизмы с приемлемыми углами передачи. Вместе с тем из рис. 129 ясно, что при уменьшении значения А,х область существования проворачивающихся четырехзвенных механизмов расширяется и в пределе при А! = 0 обращается в прямоугольник, построенный на отрезках А3 = 1 и А,2 = 1, а с увеличением К1 — уменьшается и в пределе обращается в нуль при Ях = 1.

Таким образом, после решения системы уравнений, отмеченных для каждой схемы механизма в табл. 3, можно определить параметры перемещений и положений любых звеньев (и их точек) рассматриваемых механизмов.

При исследовании кинематики рассматриваемых механизмов возникает необходимость определения угла поворота и скорости и ускорения вращения коромысла относительно оси СЕ. Для решения этой части задачи выберем прямоугольную систему координат \ivft с началом в точке Е и той же ориентации, что и