Зависимость усталостной

Так, для конструкционных углеродистых и легированных сталей перлитного класса, для которых НВ > 150, зависимость условного предела текучести от твердости описывается уравнением О0>г = 0,367 НВ. Для стали с НВ < 150 эта зависимость имеет вид Оо.а «* 0,2 НВ. '

Установлено также снижение предела выносливости при изгибе геометрически подобных образцов диаметром свыше 5 мм с увеличением их длины. Так у образцов диаметром 20 мм увеличение отношения длины рабочей части к ее диаметру с 1 до 15 приводит к снижению предела выносливости с 292 до 245 МПа, что удовлетворительно объясняется с позиций статистической теории. Зависимость условного предела коррозионной выносливости от длины образца имеет такой же характер, как и в воздухе, однако наблюдается инверсия масштабного фактора в зависимости от диаметра образца. Влияние коррозионной среды на масштабный фактор определяется временем ее действия. При ограниченном времени действия среды, когда коррозионные процессы не успевают проявиться, масштабный фактор может быть таким, как при испытании в воздухе.

Рис. 75. Зависимость условного предела выносливости о. образцов стали

Рис. 2. Зависимость условного напряжения ау от Кг-

Не установлено закономерной связи между типом кристаллографической решетки металла и дозой до порообразования в нем. На рис. 63 приведена зависимость условного порога распухания металлов (Ф/o.i) от энергии дефектов упаковки (при построении использовались данные работы [67]). Видно, что с увеличением энергии дефектов упаковки Ф^0>1 имеет тенденцию к уменьшению.

Фиг. 102. Зависимость условного коэф- ЧСНИЯХ /С (т. е. При /,->• t"), фициента теплоотдачи от скорости исте- поскольку при этих условиях чения струи воды ^паровое простран- по формуле (16.19) а ->. 0.

Н. М. Зингером были проведены опыты со струями, вытекавшими в паровое пространство со скоростями 10—25 м/сек. Измерения полей температур на различных расстояниях от сопла показали, что имеет место значительная деформация поля температур, связанная, в частности, с нарушением сплошности жидкой струи. На фиг. 102 дана зависимость условного (отнесенного к поверхности Flt = nD ,L) коэффициента теплоотдачи от пара к струе от скорости истечения струи.

Рис. 49. Зависимость условного предела текучести от размера D0 зерна

Рис. 80. Зависимость условного предела текучести стали СгМо от температуры (штриховая линия относится к первому нагреву после термического улучшения) [ 103]

Результатом испытания гладкого образца обычно является машинная диаграмма, изображающая зависимость условного напряжения от относительного удлинения, записанная в процессе нагружения вплоть до разрыва. Ее обработка позволяет получить зависимость истинных напряжений от истинных деформаций в пределах равномерного распределения удлинений по длине образца, то есть до/образования шейки. Построение кривой истинных напряжений при больших деформациях значительно труднее. Развитие шейки сопровождается искривлением продольных образующих и появлением растягивающих напряжений в плоскости, перпендикулярной оси образца. Результатом этого является изменение напряженного состояния от одноосного к трехосному, причем относительные значения поперечных составляющих напряжений растут по мере увеличения кривизны образующих в зоне шейки и нагружение металла с момента образования шейки перестает быть простым. В наименьшем сечении шейки для определения среднего осевого напряжения достаточно измерять размеры, характеризующие площадь этого сечения при конкретных значениях растягивающего усилия. Так, на рис. 6.2.1 показана зависимость истинных напряжений от пластических деформаций для стали 20Г2. Штриховой линией 1 показан участок диаграммы о =/(EJ) после образования шейки, построенный в предположении, что напряженное состояние в шейке одноосное. Однако усложнение напряженного состояния приводит к сдерживанию пластической деформации и увеличению продольной составляющей а, по сравнению с его значением, соответствующим той же деформации е,, но в условиях сохранения простого растяжения. Так

Рис. 106. Температурная зависимость условного предела текучести технической меди при различных

Для высокопрочных титановых сплавов в литом состоянии характерна своеобразная зависимость усталостной прочности от содержания кислорода. Если у деформированных образцов сплавов с повышением содержания кислорода (в пределах 0,02—0,3 %) увеличивается, и статическая прочность, и предел выносливости, то у литых образцов из техниче-

Интересные результаты получены автором работы [127]; зерно технически чистого титана выращивали нагревом в вакууме (950°С, 2 ч) после чего для измельчения зерна часть заготовок перековывали на прутки. Крупнозернистая структура титана имела 0^=210^230 МПа с большим разбросом данных в области ограниченной выносливости, а мелкозернистый титан имел a.j =300 МПа. При испытании надрезанных образцов получены близкие значения a_j: 109 и 110 МПа. Заметное увеличение усталостной прочности при измельчении зерна установлено и для сплава типа ВТ6. Следует отметить, что во многих случаях под величиной зерна понимают различные понятия (макрозерно, микрозерно, "грубозернистая" структура и пр.), поэтому не всегда удается проанализировать зависимость усталостной прочности от величины зерна.

Т а б л и ц а 27. Зависимость усталостной прочности титановых сплавов от содержания водорода) [102, с. 94-97; 127; 144; 145]

Зависимость усталостной прочности от температуры. Усталостная прочность титановых сплавов снижается по мере повышения температуры испытания. Наибольшее снижение предела выносливости наблюдается у технически чистого титана, наименьшее —у теплопрочных (а + 0) -сплавов. Относительное изменение предела выносливости теплопрочных сплавов (ПТ-ЗВ, ВТ6, ВТ8, ВТ9, ВТЗ-1, ВТ16 и ВТ22) в зависимости от температуры показано на рис. 102. Видно, что повышение температуры до

Образцы с насаженными втулками значительно чувствительнее к масштабному эффекту по сравнению с гладкими образцами или образцами с острыми надрезами. Масштабная зависимость усталостной прочности образцов с насаженными деталями на базе 107 циклов описывается следующей формулой:

Для материалов, армированных тканью из ровницы и тканью с атласным переплетением при повышенных температурах, прочность оказывается ниже прочности, соответствующей комнатной температуре. Зависимость усталостной прочности от температуры оказывается такой же, как и зависимость предела прочности от температуры при статическом

Зависимость усталостной

Рис. 64. Зависимость усталостной прочности полиэфирного слоистого стеклопластика от значения модуля упругости Е при различных температурах [4]. Стеклянная ткань ИПЛАСТ 35, аппретированная воланом, ненасыщенная полиэфирная смола Полилит 8000. 70 вес. % стекла. Испытательное оборудование Шенк Флато 6, изгиб плоского стержня, симметричный цикл, f = 30 000 об/мин. 1 — N = 10- 10е циклов; 2 — N = 1 • 107 циклов

Рис. 65. Зависимость усталостной прочности полиамида 6 от значения модуля упругости Е при различной влажности [5]. Испытательное оборудование Шенк 300, попеременное растяжение—сжатие, симметричный цикл, / = 3000 об/мин

Рис. 66. Зависимость усталостной прочности полиамида 6 от температуры [5]. Испытательное оборудование Шенк 300, попеременное растяжение — сжатие, симметричный цикл, /=3000 об/мин:

Рис. 67. Зависимость усталостной прочности 0_j (изгиб при враще-нии) поливинилхлорида от температуры [6]