1310
.pdfТ а б л и ц а 10.3. Расчет условий предельного состояния серого чугуна
Напряженное |
|
|
|
|
|
a,/oT |
|
|||
|
|
a OKT |
*0 |
|
no |
|
экспе |
|||
состояние |
|
Oi |
Oi |
no |
no |
|||||
|
|
(10.17) |
ри |
|||||||
|
|
|
|
|
|
(10.28) |
A =0,75 |
(10.23) |
мент |
|
Равномерное двух |
|
|
|
|
|
|
|
|
||
осное растяжение |
|
|
|
|
|
|
|
|
||
O'j = Og = CJ |
° i |
1 |
Vs |
0,6 |
0,82 |
0,82 |
0,6 |
0,80 |
||
о3 = |
0 |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
Неравномерное |
|
|
|
|
|
|
|
|
||
двухосное |
растя |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
жение |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
Oj = а; ста = V2; |
П |
1,15 |
|
0,75 |
0,94 |
0,90 |
0,88 |
1,00 |
||
оэ = |
0 |
2 ai |
V 2 |
|||||||
|
|
|
|
|
|
|||||
Растяжение — сжа |
|
|
|
|
|
|
|
|
||
тие |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
= 1/2°; |
а 2 = |
V I |
|
|
2,3 |
0,80 |
0,80 |
0,87 |
|
|
a3 = —a |
2 ai |
V , |
- V e |
|
||||||
|
|
|
|
|
||||||
Растяжение — сжа |
|
|
|
|
|
|
|
|
||
тие |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
Oj = 1/6о; |
а 2 = 0; |
1.1 Oi |
0,15 |
—0,28 |
3,0 |
0,45 |
0,45 |
0,45 |
|
|
о3 = |
—о |
|
|
|
|
|
|
|
|
самым с помощью критериев (10.23) или (10.28) начало локальной те кучести. Отметим, что для напряженных состояний с высокой жест костью нагружения расчет текучести по разным критериям дает силь но различающиеся результаты (рис. 10.6). Критерий текучести Мизеса, не учитывающий влияния двух других главных растягиваю щих напряжений, а также вида девиатора на условия текучести металла при больших жесткостях нагружения ( / > 1 ), дает явно завы шенные значения напряжений течения стх. Обобщенный критерий Писаренко — Лебедева (10.14) (рис. 10.6, кривая 3) дает меньшие
значения alf чем физический критерий текучести (10.23). Отсутствие экспериментальных данных в области больших жесткостей нагруже ния пока не позволяет правильно оценивать условия текучести ме таллов в условиях трехосного растяжения. Ясно только,что в зонах' сильного стеснения текучести вблизи концентраторов напряжений у материалов в полухрупком состоянии (0 <С X <С 1) условия текучес ти облегчаются в сравнении с типично пластичными материалами (X = 1). Это следует понимать как признак некоторого понижения
эффективности охрупчивающего действия концентраторов в таких полухрупких материалах. Иными словами, один и тот же дефект в мягкой стали (X = 1) будет опаснее, чем в высокопрочной легирован ной стали (X 0,8, см. § 2.4), при условии одинакового запаса вяз кости Кв у этих материалов. Однако в практическом плане отмечен
ное соображение малополезно, поскольку полухрупкие материалы,;
231
такие, например, как чугуны, наряду с низким значением параметра X (X да 0,3) [10] обладают также и слишком малым физическим коэф фициентом вязкости (Къ < 1), поэтому их чувствительность к кон
центраторам напряжений остается все же весьма высокой.
Отсюда следует вывод, что критерий микроскопа в виде соотно шений
Gi = kaoTi |
Rm |
(10.29) |
позволяет сформулировать последовательный физический критерий прочности материалов в СНС (10.22):
Gi ^ Agfff, |
(Jj ^ fljjc* |
Ранее показано, что применительно к сталям физический крите рий (1 0 .2 2 ) не уступает современным обобщенным критериям меха ники, имея более ясный физический смысл. Кроме того, известные феноменологические критерии прочности могут быть в определенной мере модернизированы (10.28) за счет введения физически обоснован ных параметров материала {ка)г что в ряде случаев упрощает проце
дуру их практического использования в расчетах прочности элемен тов и узлов стальных изделий, находящихся в СНС.
§10.4. Физика разрушения
иконструкционная прочность стальных изделий
Различие в предельных состояниях материалов при лаборатор ных, преимущественно одноосных, испытаниях и при разрушении в условиях СНС приводит к необходимости разделять понятия лабора торной и конструкционной прочностей. Физические причины, обу словливающие эти различия для стали, сегодня в значительной мере уже прояснились (см. § 2.4, 10.3), что дает основания попытаться конкретизировать содержание этого сложного понятия, вызванного стремительным развитием новой техвнкп. Для такого важного свой ства материала, как конструкционная прочность, пока нет строгого каучиого определения. Кроме того, термни конструкционная проч ность часто неправильно отождествляется с понятием так называе мой конструктивной прочности, получившим в настоящее время ши рокое распространение среди материаловедов. Стремясь в какой-то степени упорядочить существующие представления в этой области, Я. Р. Раузин п Е. А. Шур [121] предлагают в целом различать три группы критериев прочности.
1.Критерии оценки прочностных свойств материала, определяе мых путем стандартных испытаний вве зависимости от конструктив ных особенностей п характера службы изделия. Такие критерии ха рактеризуют свойства материала вообще. Мы называем это лабора торными свойствами.
2.Критерии оценки конструктивной прочности материала, под которыми понимается комплекс прочностных свойств, находящихся
внаибольшей корреляции со служебными свойствами данного изде-
232
лия, связанными с его долговечностью и надежностью. При этом кри терии оценки конструктивной прочности делятся на две группы:
а) свойства, определяющие долговечность изделий (усталостна» прочность, контактная выносливость, износоустойчивость и др.); б) свойства, позволяющие оценить запас надежности материала
визделии или конс1 рукции (вязкость разрушения, работа распро странения трещины, живучесть при циклическом нагружении и т. п.).
Определение понятия конструктивной прочности как широкого комплекса служебных свойств ведет к его неоднозначности и лишает необходимой строгости.
3.Критерии, используемые при выборе параметров оценки проч ностных свойств материала. По мнению авторов [121], это критерии оценки прочности конструкций в целом, определяемой при стендо вых, натурных и эксплуатационных испытаниях.
По-видимому, именно этот критерий может использоваться для. оценки конструкционной прочности металла в изделии. Различно между второй и третьей группами критериев следует понимать та ким образом, что конструктивная прочность характеризуется лишь более широким набором лабораторных испытаний свойств металла
вслужебных условиях, а конструкционная прочность описывает пове дение металла в конкретной конструкции при тех же служебных
условиях. Полагаем, что нет необходимости различать конструктивную
илабораторную прочности, так как определенное указанным вышеобразом понятие «конструктивная прочность» не приобретает новога содержания, а по сути лишь расширяет группу I стандартных критериев прочности за счет привлечения специфических видов испы таний металла, перечень которых может оказаться неисчерпаемым. Кроме того, слово «конструктивный» применительно к понятию проч ности является неудачным, так как в русском языке имеет смысл «конкретный, деловой».
«Конструкционная прочность — прочность материала конструк ции с учетом конструкционных, металлургических, технологических
иэксплуатационных факторов. Характеризует — основные качества, определяющие надежность, долговечность и экономическую эффек тивность конструкции» [122]. Это определение общего, неконкретного1 характера. Отсюда даже неясно, как может быть оценена конструк ционная прочность. Следовало ожидать, если определено некое поня тие прочности, то должно быть четко указано, в каких единицах оно, может быть измерено, каковы пределы измерения его свойств и т. д-
При нечеткости понятия конструкционной прочности должна быть ясно, что это, прежде всего, силовая характеристика несущей способности материала в конструкции в данных условиях. Мерой этой несущей способности может быть номинальное (среднее) напря жение, при котором возникает отказ нагруженного элемента кон струкции в ходе испытаний или эксплуатации. Вопрос заключается в том, какую силовую характеристику при этом следует связать о
конструкционной прочностью Ов материала в изделии. Характер отказа может быть различным в зависимости от условий работы, среды, конструктивных особенностей, свойств материала, наличия
233
концентраторов и т. п. Но чаще всего нарушение несущей способнос ти элемента изделия в условиях растяжения происходит по одной из двух причин:
1) потеря устойчивости работы изделия из-за начавшейся теку чести, охватывающей все рабочее сечение элемента;
2 ) внезапное (хрупкое) разрушение элемента при средних напря жениях ниже предела текучести материала.
В обоих случаях количественной мерой прочности изделия в пре дельном состоянии является среднее (номинальное) напряжение раз
рушения |
или текучести |
а?. В основном вопрос состоит в спосо |
|
бах вычисления |
или ав |
в случае GHG по лабораторным харак |
теристикам одноосных испытаний. Исходя из результатов, изложен ных в § 2.4 и 10.3, способы определения предельных характеристик прочности сталей в сложных видах напряженного состояния доста точно ясны.
Значение а" в любом напряженном состоянии может быть опре делено с помощью физического критерия текучести (10.23) по данным
одноосных испытаний с определением а?, сг£ и вычисления ка
(10.21) или по феноменологическому критерию (10.17). При этом для полухрупких материалов (ОС<С 1) вполне возможен случай, ког
да Ов < ат вовсе не из-за наличия в материале каких-либо дефек тов, а в силу известных физических причин, скрытых в самой приро де пластической деформации поликристаллических металлов (§ 2.4). Таким образом, критерии (10.17) и (10.23) могут служить количест венной оценкой конструкционной прочности материала в изделии, если в материале нет трещин и других дефектов, способных вывести
изделие из строя при средних напряжениях, меньших а£. При на личии концентраторов конструкционная прочность материала в из
делии не имеет общего критерия для вычисления а”, хотя известны критерии, по. которым можно вычислить <тв в некоторых частных случаях, например для цилиндрического стержня с кольцевым над резом [17] или для толстой пластины с усталостной трещиной [6 , 25]. Заметим, что конструкционная прочность материала, содержащего концентратор напряжений, не всегда оказывается ниже лабораторной прочности <тв на растяжение. Из формулы (9.2) видно, что несущая способность образца с кольцевым надрезом ав в области Кв > /тах
тем сильнее превышает <тв, чем выше ЖНС на границе упруго-пласти
ческой зоны /щахПредельным значением огв в этом случае является i?MC (рис. 9.4). Сопротивление микросколу может служить ориенти ровочной мерой предельного значения конструкционной прочности
вязкого материала в изделии а втах. Этот вопрос заслуживает более детального рассмотрения, в частности, в связи с задачей прогнози рования условий разрушения таких характерных элементов кон струкций, как тонкостенные трубы или сферические баллоны из достаточно пластичных или высокопрочных сталей. Выяснение физи ческих закономерностей разрушения элементов конструкций, нахо дящихся в плоском напряженном состоянии (сфера или труба под дав-
234
лением), представляет практический интерес, поэтому имеет смысл подробнее остановиться на содержании понятия конструкционной
прочности таких изделий и основных факторов, влияющих на трубы или шара-баллона. Рассмотрим для определенности трубу, из
готовленную из вязкой стали (К в « |
2 ) со сравнительно |
невысоким |
уровнем прочности (табл. 1 0 .1). |
|
|
Будем считать, что надлежащий |
дефектоскопический |
контроль |
обеспечивает отбор изделий, не содержащих макроскопических де
фектов, способных вызвать преждевременные разрушения при а” < < ат, и обратим внимание на влияние уровня свойств металла, тех нологии его производства и обработки на несущую способность, т. е. на конструкционную прочность трубы под давлением. Под кон
струкционной прочностью трубы Ов будем понимать среднее (номи нальное) напряжение в материале стенки в момент ее разрыва под давлением Ртй*:
о! = |
D, |
(10.30) |
где D — диаметр, t — толщина стенки трубы. По формуле (10.30)
определяется фактическая конструкционная прочность трубы на опы те, а наша задача — найти способы описания этой характеристики, исходя из свойств металла и природы его разрушения. Полагаем сталь нехрупкой, поэтому Кв = R uc/oT ;> 1. В этом случае при нагруже
нии трубы внутренним давлением вначале будет достигнут предел текучести стали в условиях неравноосного плоско-напряженного со стояния, который в соответствии с физическим критерием (1 0 .2 0 ) име ет вид
От = /эфф^Т = j k g Q f |
(10.31) |
При нагружении трубы внутренним давлением / = 1,15. Так как со гласно (10.21) ka < 1, то /эфф < 1,15. Таким образом, текучесть
материала трубы начнется раньше, чем прогнозирует критерий Мизеса, хотя и при несколько большем напряжении, чем при одноос ном растяжении: 1 < /Эфф *< 1,15. Из рис. 2.12 следует, что для вяз кой мелкозернистой стали, даже при X = 1 , потеря напряжения те кучести в трубе за счет снижения ка может оказаться ощутимой,
/эфф может составлять 1,05—1,10 вместо классического значения 1,15. Условие микроскола для стали, испытывающей большую пласти
ческую деформацию, имеет вид
К в е = /эфф, |
(10.32) |
где Км = Raceme при деформации е. Если |
запас вязкости стали |
достаточно высок, то условие (10.32) окажется возможным лишь для очень больших деформаций, когда отмечается падение К ве (рис. 7.18),
а это значит, что раньше чем возникнет вязкий микроскол по условию (10.32), неизбежно нарушится устойчивость пластического деформи рования трубы, произойдет местное сужение в ее стенке, по которому разовьется вязкий разрыв. И хотя в месте разрыва начало лавинному разрушению трубы положит локальное явление микроскола при ис
тинном напряжении аЛОн = Ямсе» среднее номинальное напряжение
235
в трубе в этот момент, т. е. конструкционная прочность* будет определяться по формуле механики (10.30)
о " - Р
где D' жt’ — диаметр и толщина стенки деформированной трубы в
момент ее разрыва. Обычно изменением этих параметров на участке равномерной деформации материала пренебрегают и конструкцион ную прочность Ов вычисляют по формуле (10.30). Покажем, каким образом в этом случае теория позволяет дать физическую интерпре
тацию Ов, т. е. прямо связать ее со свойствами стали (<jfl) и парамет рами структурно-напряженного состояния металла в изделии
■^мс? ка.
Как мы видели в § 2.4, нарушение стабильной деформации стали в СНС (предел прочности ав) может быть описано соотношением
(2.51): о3в = &аОв, где — предел прочности стали при одно осном растяжении. Поскольку ка <С 1, то в отличие от предела теку
чести предел прочности стали в трубной конструкции, так же как и в сферическом сосуде, не может быть больше, чем лабораторная проч ность материала при одноосных испытаниях ав. Таков вывод, следую щий из физической теории прочности. Если на практике встречается
случай, когда конструкционная прочность трубы Ов оказывается все же несколько большей, чем материала, то следует обратить внимание на возможную анизотропию свойств — поперечная прочность может быть немного больше прочности в продольном наравлении, либо рав номерная деформация в тангенциальном направлении превышает ер,
измеренную в осевом направлении. Для шара-баллона из вязкой высокопрочной стали под внутренним давлением конструкционная
прочность должна быть всегда ниже лабораторной Ов < <тн, даже в отсутствие каких-либо факторов охрупчивания' — дефектов или внутренних напряжений.
Таким образом, для стали с достаточно высоким уровнем вязкос ти (К в ^ /эфф) предельное состояние в трубной конструкции обес
печивается началом локального утонения стенки трубы (образование шейки), и конструкционная прочность (напряжение разрыва) опре
деляется соотношением |
|
ов = каов, |
(10.33) |
где коэффициент ка ^ 1 и может быть вычислен по |
(1 0 .2 1 ) либо |
определен по графику зависимости ка от аокт»аналогичному рис. 10.5
и построенному на основании опытов при трех видах испытания — растяжении, сжатии и чистом сдвиге с использованием обобщенного критерия предельных состояний (10.28). Отклонение конструкцион ной прочности такой вязкой стали от расчетного значения по (10.33) может быть в первую очередь связано с анизотропией свойств мате
риала. Среди других источников непредвиденного снижения ов в
сравнении с расчетным могут быть только достаточно сильные кон центраторы напряжений с жесткостью /шах > Кв.
236
Рис. 10.7. Схема, объясняющая причины понижения конструкционной прочности изделий из высокопрочных сталей:
■о— влияние исходной прочности на условия микроскола стали, не содержащей де фектов; б — соответствующие изменения о”; в — влияние локальных концентрато
ров напряжений на условия микроскола; г — соответствующие изменения оа.
В § 10.1 было показано, что при К в ^ |
2,5 дефект с ;гпах = 1,9 не |
приведет к зарождению микроскола (рис. |
1 0 .2 ) и не будет опасным |
для трубы из такой стали, если, разумеется, дефект настолько мал, что его размером можно пренебречь в сравнении с толщиной стенки трубы. Следовательно, если более сильных концентраторов напряже ний в вязком металле нет, то никаких неожиданностей при работе конструкции ожидать не приходиться. В частности, внутренние на пряжения в таком металле не могут вызвать каких-либо непрятных последствий в виде преждевременного микроскола, поскольку они успевают релаксировать в момент развития процессов текучести. В этом состоит эффективность известной операции автофретирования, т. е. улучшения свойств трубы в результате снятия внутренних на пряжений при ее нагружении до начала текучести на специальном стенде.
Иначе обстоит дело с высокопрочными сталями, как правило, не обладающими столь высокими запасами вязкости и имеющими Кв =
= 1,4 -4- 1,6 (рис. 8.14).
Рассмотрим, чем определяется конструкционная прочность тру би, если запас вязкости стали К в невелик и может быть исчерпан
237
в результате деформационного упрочнения еще до момента возник новения шейки в стенке трубы (рис. 10.7).
В процессе пластического течения R MCe возрастает по слабозату
хающей зависимости (7.30) (рис. 6.2):
■Ямсе = Дмс (1 + 1,5<? — 0 ,8 6 е2).
Напряжение течения материала трубы при этом по законам механики напряженного состояния оказывается выше, чем при одноосном рас тяжении сте:
<*еР = /эффСГ*, |
(10.34) |
и увеличивается с изменением деформации по определенной зависи мости (рис. 10.7, кривая 2), в результате чего, если не успеет воз никнуть локализация течения в шейке, то кривая 2 деформационного упрочнения трубы пересечется с кривой R me при деформации емс <С
< £рР, произойдет микроскол в точке 2', которая в данном случае
будет соответствовать значению конструкционной прочности трубы ОвПри неизменных параметрах технологии производства крити ческая деформация микроскола емс будет очень сильно зависеть от
уровня прочности стали. Так, с повышением исходного уровня проч ности (от) точки пересечения кривой деформационного упрочнения с кривой Лмсе 2', 3' и 4' будут постепенно снижаться к исходному уровню Д мс материала (рис. 10.7, а). Таким образом, на зависимос
ти С в о т о в будет отмечаться эффект некоторого уменьшения кон
струкционной прочности ОТ уровня a" max ДО (Т^щт (Рис* Ю.7, б). Амплитуда снижения Ов в данном случае не очень велика, так как
ограничена интервалом значений 7?мсе (брР) и 7?мс, которые изза малости общих пластических деформаций в трубе различаются не значительно.
Но это наблюдается только в случае, когда в материале трубы или на ее поверхности нет каких-либо концентраторов напряже ний. В действительности на практике не удается избавиться от мел ких концентраторов, которыми могут служить различные неровности поверхности (шероховатости), металлургические или другие дефекты технологического происхождения. В месте такого концентратора возникает локальная пластическая деформация и локальное дефор мационное упрочнение, которое по времени опережает среднее де формационное упрочнение материала трубы. Поэтому на рис. 10.7, вг
на кривой 2 при средней макродеформации е* <С £рР локальное зна чение деформации емс в точке 2" достаточно для того, чтобы соответ
ствующее локальное значение напряжения алок уже достигло уров ня R UCe и вызвало преждевременный микроскол в момент, когда сред
нее напряжение в стенке трубы меньше (рис. 10.7, г, точка 2').
Так, из-за локального, даже слабого концентратора, не создающего зоны повышенной ЖНС, а лишь стимулирующего опережающую ло кальную текучесть, возникает преждевременное разрушение, которое будет причиной довольно сильного понижения конструкционной
прочности трубы Ов. С повышением уровня исходной прочности ста-
238
ли эффект потери сг£ от концент ратора будет возрастать и до стигнет предела в точке 4', где
Ов min = -jp - |
(рис. 10.7, г). Яс |
|
|||
но, что чем больше концентра |
|
||||
ция напряжений Kt, тем сильнее |
|
||||
будет проявляться эффект поте |
|
||||
ри Ов для |
стали с небольшим |
|
|||
запасом вязкости. |
|
|
|||
Как видим, эффект потери |
|
||||
конструкционной прочности из |
|
||||
делия зависит от сочетания це |
|
||||
лого ряда |
параметров, опреде |
Рис. 10.8. Деформационно-силовые усло |
|||
ляющих свойства стали (ат, /?мсе, |
|||||
вия реализации вязкого микроскола на> |
|||||
ер), конструктивных особеннос |
ранних стадиях пластической деформа |
||||
тей изделия (/эфф) и |
технологии |
ции высокопрочной стали с малым запа |
|||
изготовления |
(Kt). |
Попытаемся |
сом вязкости. |
аналитически связать наиболее важные параметры, обеспечивающиедостижение максимальной конструкционной прочности трубы сг£ тазг
(рис. 10.7).
Сэтой целью рассмотрим такую задачу: какой запас вязкости
Къ следует считать оптимальным для трубы из высокопрочной ста
ли, чтобы не было потери а* из-за преждевременного микроскола или вследствие слишком заниженной прочности выбранной стали? Предположим, что в стали пока нет концентраторов. Реализация микроскола в точке А (рис. 10.8) означает, что прирост прочности
AoJp в результате деформационного упрочнения материала трубы на участке деформации емс <; е*р должен перекрыть исходный запас
вязкости (7?мс — /эффсгт) и прирост сопротивления микросколу от деформации — Д7?мсе:
|
|
7?мс — /эфф^т “Н Д^МСе = Д^е^• |
(10.35) |
Согласно |
(7.30) |
AR uce = # м0 (1 + 1,5е — 0,86е2) — R MC = |
R KCy — |
— R MC. Деформационное упрочнение материала в трубе До*11 отлича |
|||
ется от прироста |
Дае одноосного образца на множитель /эфф |
|
|
|
|
AaJp = УэффДае. |
(10.36) |
В работе |
[108] показано, что деформационное упрочнение |
железа |
и стали за пределом текучести может быть описано в рамках дисло кационных представлений в форме соотношения
Дае= Nem. |
(10.37) |
Параметры деформационного упрочнения N и т определяются опыт
ным путем из графиков упрочнения в логарифмических координа тах (рис. 8.1). Для различных конструкционных сталей и железа показатель упрочнения т изменяется незначительно и находится в пределах т да 045—0Л75.
239
С учетом |
сказанного условие |
микроскола |
(о тр = |
# мсв) в точке |
||||
А имеет вид (рис. |
10.8) |
|
|
|
|
|
|
|
|
Л и с |
/эфф^Т + |
Л-исУ |
Л мс |
УэффА^6 КС |
(10.38) |
||
при |
|
|
еис< е JP. |
|
|
|
||
Отсюда |
|
^мс |
. |
|
• |
^ емс |
> |
|
|
— У — /эфф — /эфф |
- |
|
|||||
далее |
|
|
А I |
N |
fm |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|||
|
|
|
1 + |
а |
мс |
— /эфф^.1 |
(10.39) |
|
где |
|
К в — /эфф ■ |
|
|
||||
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
14-— |
ет |
|
|
|
|
|
|
Р = |
+ |
ст„ |
мс |
|
|
|
|
|
1 + 1,5е — 0,86е2 • |
|
|
Поскольку для трубы брР « 0,5ер (см. § 2.4), имеем окончательно условие отсутствия микроскола раньше исчерпания равномерной де формации трубы, если положйм емс = 0,5ер
Л Вопт — /эфф' |
1 + N е™!2т |
|
1 + 0,75ер — 0,21вр |
|
|
|
|
|
или |
-- /эфф-Ркр» |
(10.40) |
ОПТ |
||
КВ |
|
где
N
1 + — em/2m
____________ “ Т_______________
Р кр
1 4- 0,75ер — 0,21вр
Полученное соотношение (10.40) показывает, что при оптималь ном запасе вязкости материала Кв опт можно обеспечить отсутствие
микроскола на стадии равномерной деформации элемента конструк ции и тем самым избежать нежелательного эффекта понижения кон струкционной прочности на спадающем участке кривой 2 '—4'
(рис. 10.7, б), т. е. получить максимально возможную для рассма
триваемого материала конструкционную прочность Ов шах = Лмсе.
В формулу (10.40) входят такие параметры свойств стали, которые не
сложно определить в лабораторных |
опытах на |
растяжение: ат, N , |
т , ер. Оценивая параметр Р в (10.40) |
для типичной малоуглеродистой |
|
стали (о, = 40 даН/мм2, N = 60 даН/мм2, ер » |
0,05, пг « 0,5), по |
лучаем выражение
п _ . 1 + |
60/40 V :*о 10—2/1^2 _ „ 0 |
|
кр ~ |
1 + 0,75 • 0,05 |
~ |
которое показывает, насколько требуется превысить запас вязкости стали в сравнении с критерием микроскола па пределе текучести К в = /вфф, для того чтобы предупредить зарождение микроскола на
240