Зависимость допустимой

Зависимость долговечности (времени от момента приложения сальдо момента разрушения) полимера от напряжения, температуры и структуры выражается формулой

зависимость долговечности Лг от глубины исходной трещины /о, построенная в соответствии с формулой- (32.8), приведена на рис. 32.3.

Рис. 32.3. Зависимость долговечности от глубины исходной трещины в цилиндрическом сосуде при дон-стшш внутреннего давления.

Рис. 3(5.1. Зависимость долговечности I* плоскости с трещиной от уровня напряженности р для разных материалов; 1 — полимер; 2 — медь: •? — сталь; 4 — тело Макснелла.

где Rr— радиальная нагрузка на подшипник (суммарная опорная реакция), Н; Ra—осевая нагрузка подшипника, Н; V — коэффициент вращения, учитывающий зависимость долговечности подшипника от того, какое из колец вращается; V=\ при вращении внутреннего кольца подшипника относительно направления радиальной нагрузки и V—l,2 при вращении наружного кольца.

Исчерпание несущей способности образца зависит не только от состава сплава, но и от его структуры. Увеличение размера зерна и образование структуры, характерной для /3-хрупкости, приводит к резкому усилению микронеоднородности протекания пластической деформации, более раннему появлению трещин при циклическом нагружении и соответственно более быстрому их объединению в магистральную трещину. На рис. 53 приведена зависимость долговечности при жестком цикле нагружения от размаха, пластической деформации кованых образцов сплава ВТ5-1 в мелко- и крупнозернистом состоянии [ последнее получено нагревом в 3-области и медленным охлаждением до 800°С (v= 10°С/мин)]. Долговечность мелкозернистых образцов (
Для получения достоверных сведений по усталостной прочности титановых сплавов конкретной структуры необходима количественная оценка разброса результатов циклических испытаний. При этом предел выносливости определяют с заданной вероятностью неразрушения, т.е. оценивают его надежность/Уже первые статистические обработки результатов усталостных испытаний титановых сплавов показали высокие значения коэффициента вариации условного предела выносливости [96— 98]. Учитывая большой разброс, наиболее правильно для анализа усталостных свойств титановых сплавов применять методы математической статистики и теории вероятности. Для этого строят полные вероятностные диаграммы, например по системе, предложенной Институтом машиностроения АН СССР [ 99, 100]. Эта система основана ра разделении процесса усталостного разрушения на две стадии: до появления макротрещины и развитие трещины до разделения образца на части. При анализе предела выносливости гладких образцов это разделение не имеет принципиального значения, так как долговечность до появления трещины Nt и общая долговечность до разрушение.образца Л/р близки. Часто для построения полных вероятностных диаграмм усталости за основу берут наиболее простой метод, предложенный В. Вейбуллом [101; 102, с. 58— 64]. Для построения полной вероятностной кривой необходимо испытать достаточно большие партии образцов (30—70 шт.) на нескольких уровнях амплитуды напряжений, которые должны быть выше предела выносливости (см., например, рис. 92). На каждом из этих уровней по гистограмме определяют вероятность разрушения при данной амплитуде напряжений. Далее строят кривую Веллера по средним значениям долговечности. По гистограммам строят кривые равной вероятности в тех же координатах (аа — Ig/V). Затем строят семейство кривых, определяющих не только зависимость долговечности от амплитуды-напряжений, но и вероятности разрушения от заданных амплитуды напряжений и долговечности. Далее, принимая математическую форму распределения вероятности, на данном уровне напряжений можно строить кривые зависимости либо от амплитуды напряжений при заданной базе испытаний /V,

Существенное возрастание долговечности в области малоцикловой усталости наблюдается и при достаточно больших пластических деформациях при жестком симметричном виде нагружения растяжением-сжатием. На рис. 127 и 128 показана зависимость долговечности образцов сплава ВТ5-1 от амплитуды суммарной деформации (е) и размаха пластической деформации (Де) до и после ППД обкаткой. Как видно, поло-

Рис. 14.26. Зависимость долговечности JV; круглых образцов из сплава JIS SK5 по моменту зарождения усталостной трещины разной длины а,- от степени их предварительной пластической деформации е* [7]

Процесс контактной усталости отличается признаками, характерными для любого вида усталости (образование и постепенное развитие трещин, наличие в ряде случаев физического предела усталости, влияние концентрации напряжений, зависимость долговечности от нагрузки) и некоторыми индивидуальными. К ним относятся специфическое напряженное состояние при контактном нагружении, значительная пластическая деформация поверхностного слоя, явления трения и износа, протекающие параллельно с контактной усталостью, расклинивающая роль смазки, попадающей в трещины, а также некоторая условность критерия разрушения, связанная с тем, что контактно-усталостные выкрашивания в отличие от обычных усталостных разрушений приводят не к внезапным,- а к постепенным отказам.

76. Журков С. Н., Томашевский Э. Е. Исследование прочности твердых тел. 2. Зависимость долговечности от напряжения.— Журн. техн. физики, 1955, 25, вып. 1, с. 66—75.

Необходимые толщину и пористость покрытий микротвэла можно рассчитать на основе предложенной Скоттом и Прадо-сом математической модели [15]. При известных прочностных характеристиках плотного запирающего силового слоя можно определить зависимость допустимой глубины выгорания ядерного топлива от толщины покрытия, пористости сердечника и буферного слоя с учетом анизотропного расширения и усадки покрытия, происходящих под действием потока быстрых нейтронов и термического отжига.

ppw, q(z); 2—зависимость допустимой плотности теплового потока от паросодержания; 3 — эпюра плотности теплового потока вдоль канала в координатах q(x); 4 — эпюра плотности теплового потока вдоль канала при увеличении мощности в п раз; 5 — та же эпюра, но с учетом неточности определения q их; 6 — точка касания кривых 2 и 5

где ^ст, ^кип — температура соответственно стенки трубы и кипения жидкости, °С, что может привести к появле-или разрыву трубы. Было бы важно в 'связи € этим оценить ту толщину отложений, превышение которой может привести к аварии трубы. На рис. 3-3 показана зависимость допустимой температуры металла от величины растягивающего напряжения, взятая из-[Л. 6]. Ниже кривой находится область надежной работы поверхности нагрева, выше—область опасных режимов.

Рис. 4.2. Зависимость допустимой осевой скорости пара в циклоне с высотой парового объема Я =1,5 м для различных давлений.

Рис. 2-11. Зависимость допустимой скорости пара перед жалюзийными сепараторами от давления пара.

Рис. 3-4. Зависимость допустимой осевой скорости пара в сепараторе высотой Я=1,5 м при и/шс = 20 для различных давлений.

стью в качестве выносных сепараторов для соленых отсеков, а в дальнейшем и в качестве основных сепараци-онных элементов, могущих в ряде случаев полностью заменить и сепарационные барабаны котлов. На рис. 3-4 дана зависимость допустимой осевой скорости пара в сепараторе с высотой парового объема Я=1,5 м при а/да0 = 20 для различных давлений.

Рис. 3.2. Зависимость допустимой карбонатной жесткости сетевой воды от карбонатной щелочности и температуры воды на выходе из котла:

Для решения основной задачи необходимо из допустимых погрешностей расчета абсолютных значений характеристик поля излучения за защитой определить допустимые погрешности расчетных параметров защиты. К таким параметрам относятся кратности ослабления функционалов поля излучения защитой или их значения в защите для источника излучения единичной мощности. В качестве основной характеристики защиты выберем кратность ослабления дозы или любого другого функционала с аналогичными особенностями формирования пространственных распределений. Анализ максимальных мощностей известных источников нейтронного и у-излучения позволяет установить соотношение между значением дозы (и допустимой погрешностью ее определения) и максимальной кратностью ослабления дозы защитой, за которой такая доза может реализоваться на практике. Установленное соответствие позволяет выявить зависимость допустимой погрешности оценки дозовых нагрузок за защитой от кратности ослабления дозы нейтронного или первичного у-излучения (рис. 1). Полученная зависимость характеризует допустимые значения полной погрешности расчета, которую определяют неопределенности задания источника излучения, геометрии установки, функции отклика детектора, а также методическая и константная составляющие погрешности расчета.

Рис. 1. Зависимость допустимой погрешности

Рис. 1. Зависимость допустимой скорости снятия металла: