Коэффициентах армирования

где L,, —длина дуги (0<ЬД<8 мм); а и 3 — опытные коэффициенты, зависящие от рода металла и газа в дуговом промежутке и других факторов (для стальных электродов а = 10 В; р1 = 2 В/мм).

Здесь Срг, Сру, Срх — коэффициенты, зависящие от обрабатываемого материала (в СИ значения коэффициентов в 9,81 раза больше); t — глубина резания в мм; s — подача на один оборот в мм; хр , хр хр —

где A, Ro, Ri, RI, То и г - коэффициенты, зависящие от соотношения размеров стыкового соединения. Эта формула удовлетворительно описывает основные закономерности изменения аф от параметров внешней геометрии шва. Од-

6(3 (например, при eg=l,3 6^=1); KB, /<и—коэффициенты, зависящие от угла Р—рис. 8.55; •ф—коэффициент, зависящий от Ае = ер—е^—см. рис. 8.55; YF— коэффициент формы зуба, определяемый в зависимости от эквивалентного числа зубьев zv =

где xt --- In /; xz == z8; л;3 = z4; k0, klt k2, k3 — коэффициенты, хшнсящне от конкретных условий обработки; a, i, \ — коэффициенты, зависящие от показателей степени при заданных глубине резания, подаче и скорости резания.

где XT/ и %0 — коэффициенты, зависящие от принятого закона изменения ускорений.

где а и w — коэффициенты, зависящие от материала ремня и численных значений сг0.

где Ки, Кп, K,i — коэффициенты, зависящие соответственно от передаточного числа в рассчитываемой ступени и; от частоты вращения и генератора волн, мин'1; от размеров передачи d. Соответственно

где А и В - коэффициенты, зависящие от геометрических параметров конструктивного элемента и схемы напряженного состояния. Значения А и В приведены в табл.6.2.

где bks — коэффициенты, зависящие только от g, а членов, не содержащих множителей q или q, в левых частях уравнений Лагранжа в стационарном случае нет.

где С0 — статическая грузоподъемность подшипника, кгс; я — максимальная частота вращения внутреннего кольца подшипника; fe/i. &B — безразмерные коэффициенты, зависящие от режима смазки и конструкции подшипника.

В основе моделирования слоев для трехмерного волокнистого материала лежат два допущения, соответствующие постоянной плотности упаковки волокон. При объемных коэффициентах армирования \nlt fi2, Щ соответственно для направлений аь о2, а3 два слоя, параллельные плоскости, проходящей через векторы а^а,. имеют: 1) одинаковые коэффициенты армирования, равные Из (в направлении О3) и щ + Ш (в направлении Oi для первого слоя иаа — для второго); 2) различные относительные толщины, равные соответственно fV(Hi + fi2) и Ц2/(И, + Иг)-

Упругие константы материала при заданных коэффициентах армирования Х; исследовали по параметрам плотности а; в диапазоне их изменения, установленном неравенством (5.31). Для расчета модулей Юнга и коэффициентов Пуассона по зависимостям (5.37)—(5.39) структурные напряже-

этой же причине имеет место некоторое превышение расчетных значений модулей упругости композиционных материалов, изготовленных на основе кремнеземных, кварцевых и углеродных волокон. Расчет модулей упругости с учетом искривлений волокон дает хорошее совпадение их расчетных и экспериментальных значений (см. табл. 5.9). При близких значениях коэффициентов армирования в трех направлениях лучшее описание модулей упругости дает подход II, использование которого в случае больших различий в коэффициентах армирования порождает существенную погрешность для модуля упругости в направлении наименьшего содержания арматуры, причем применение для случая Еа > Ес уточненных зависимостей (см. табл. 5.2) подхода 11 к расчету модуля упругости в указанном направлении существенно не снижает погрешности. Для композиционных материалов с малым содержанием арматуры в одном из направлений армирования расчетные и эксперименталь-

Прочность при растяжении и сжатии в направлении у оказывается на 60 % больше соответствующих значений характеристик направления х (см. табл. 5.11), в то время как различия в коэффициентах армирования для этих направлений не превышают 10 %. Такое расхождение в значениях указанных прочностей в значительной степени обусловлено структурой армирования. Подтверждается это тем, что для стеклопластика первого типа, отличающегося схемой армирования от второго типа, пределы прочности при изгибе и сжатии в направлении х с учетом объемного содержания арматуры практически не отличаются от значений указанных характеристик направления у. Значения прочности при сжатии в направлении z обоих типов материалов оказались выше, чем значения прочности в двух других направлениях, в то время как содержание арматуры в первых двух направлениях значи-

изложенной в гл. 2. О прочности на растяжение в направлении z по отношению к прочности в двух других направлениях можно судить по экспериментальным данным, полученным на материалах с кремнеземными, кварцевыми и углеродными волокнами (табл. 5.12). Данные показывают, что при равных коэффициентах армирования в трех направлениях (C-III-39 кр и УП-Ш-43) и отсутствии искривлений волокон значения предела прочности в указанных направлениях одинаковы. Прочность на растяжение, сжатие и изгиб этих материалов относительно невелика вследствие низкой прочности самих кремнеземных и углеродных волокон. Но сдвиговая их прочность, особенно материалов на

большую по сравнению с величиной снижения для Ег. При этом снижение модуля сдвига G12 оказывается в (l + 4- ц) (2 -- Hs)/(l — И ) Раз больше, чем приращение модуля сдвига G13. Сравнение отношений соответствующих добавок к относительным значениям модулей упругости и сдвига композиционных материалов на основе обычных и высокомодульных волокон дано в табл. 5.21. При малом армировании в направлении 3 наибольшая эффективность в изменении упругих характеристик наблюдается для модуля упругости Е3 при введении высокомодульной арматуры. В этом случае приращения значения транс-версального модуля упругости Е3 оказывается значительно больше. чем снижение значений модуля сдвига G12. При соизмеримых коэффициентах армирования в направлениях укладки волокон трехмерноармированные материалы имеют преимущество перед

В основе моделирования слоев для трехмерного волокнистого материала лежат два допущения, соответствующие постоянной плотности упаковки волокон. При объемных коэффициентах армирования \nlt fi2, Щ соответственно для направлений аь о2, а3 два слоя, параллельные плоскости, проходящей через векторы а^а,. имеют: 1) одинаковые коэффициенты армирования, равные Из (в направлении О3) и щ + Ш (в направлении Oi для первого слоя иаа — для второго); 2) различные относительные толщины, равные соответственно fV(Hi + fi2) и Ц2/(И, + Иг)-

Упругие константы материала при заданных коэффициентах армирования Х; исследовали по параметрам плотности а; в диапазоне их изменения, установленном неравенством (5.31). Для расчета модулей Юнга и коэффициентов Пуассона по зависимостям (5.37)—(5.39) структурные напряже-

этой же причине имеет место некоторое превышение расчетных значений модулей упругости композиционных материалов, изготовленных на основе кремнеземных, кварцевых и углеродных волокон. Расчет модулей упругости с учетом искривлений волокон дает хорошее совпадение их расчетных и экспериментальных значений (см. табл. 5.9). При близких значениях коэффициентов армирования в трех направлениях лучшее описание модулей упругости дает подход II, использование которого в случае больших различий в коэффициентах армирования порождает существенную погрешность для модуля упругости в направлении наименьшего содержания арматуры, причем применение для случая Еа > Ес уточненных зависимостей (см. табл. 5.2) подхода 11 к расчету модуля упругости в указанном направлении существенно не снижает погрешности. Для композиционных материалов с малым содержанием арматуры в одном из направлений армирования расчетные и эксперименталь-

Прочность при растяжении и сжатии в направлении у оказывается на 60 % больше соответствующих значений характеристик направления х (см. табл. 5.11), в то время как различия в коэффициентах армирования для этих направлений не превышают 10 %. Такое расхождение в значениях указанных прочностей в значительной степени обусловлено структурой армирования. Подтверждается это тем, что для стеклопластика первого типа, отличающегося схемой армирования от второго типа, пределы прочности при изгибе и сжатии в направлении х с учетом объемного содержания арматуры практически не отличаются от значений указанных характеристик направления у. Значения прочности при сжатии в направлении z обоих типов материалов оказались выше, чем значения прочности в двух других направлениях, в то время как содержание арматуры в первых двух направлениях значи-

изложенной в гл. 2. О прочности на растяжение в направлении z по отношению к прочности в двух других направлениях можно судить по экспериментальным данным, полученным на материалах с кремнеземными, кварцевыми и углеродными волокнами (табл. 5.12). Данные показывают, что при равных коэффициентах армирования в трех направлениях (C-III-39 кр и УП-Ш-43) и отсутствии искривлений волокон значения предела прочности в указанных направлениях одинаковы. Прочность на растяжение, сжатие и изгиб этих материалов относительно невелика вследствие низкой прочности самих кремнеземных и углеродных волокон. Но сдвиговая их прочность, особенно материалов на

большую по сравнению с величиной снижения для Ег. При этом снижение модуля сдвига G12 оказывается в (l + 4- ц) (2 -- Hs)/(l — И ) Раз больше, чем приращение модуля сдвига G13. Сравнение отношений соответствующих добавок к относительным значениям модулей упругости и сдвига композиционных материалов на основе обычных и высокомодульных волокон дано в табл. 5.21. При малом армировании в направлении 3 наибольшая эффективность в изменении упругих характеристик наблюдается для модуля упругости Е3 при введении высокомодульной арматуры. В этом случае приращения значения транс-версального модуля упругости Е3 оказывается значительно больше. чем снижение значений модуля сдвига G12. При соизмеримых коэффициентах армирования в направлениях укладки волокон трехмерноармированные материалы имеют преимущество перед