книги / Напряженное состояние и прочность оболочек из хрупких неметаллических материалов
..pdfсколы и трещины зарождались и развивались с торцовых поверх ностей.
Таким образом, в результате проведенной работы сделаны следу ющие выводы.
Численное исследование с помощью МКЭ составных стержневых систем, подверженных одноосному сжатию, полностью характеризует их реальное напряженно-деформированное состояние в целом и в зо нах концентрации напряжений.
Экспериментально с помощью малобазной тензометрии установлен истинный характер распределения деформаций и напряжений при нагружении сборных систем из ситалла, торцы стержневых элементов которых закреплены в металлические обоймы или склеены с плоскими опорами, в условиях одноосного сжатия.
Сопоставление результатов теоретического и экспериментального исследований показало, что точное совпадение результатов происходи ло только в случае учета реальных упругих констант материалов, применяемых в соединениях, и их геометрических размеров. В расчет ных схемах можно не учитывать клеевой шов под торцом стержня до толщин 0,10 мм, что внесет в результаты расчета незначительную погрешность ( < 8 %) по сравнению с истинным напряженным состоя нием торца ситаллового элемента.
Для реализации осесимметричного напряженного и деформирован ного состояний в краевых областях ситаллового стержня, вклеенных в гнезда обойм, необходима точная соосная посадка стержня в обой мы с целью обеспечения одинаковой толщины бокового клеевого шва между стержнем и обоймой.
Использование обойм, подкрепляющих торцовые зоны хрупких стержневых элементов из стекла и ситалла в сборных системах путем значительного ограничения осевых и окружных деформаций (и сниже ния аналогичных напряжений), существенно увеличивало несущую способность таких систем и заметно изменяло характер их разрушения.
ОСНОВЫ РАЦИОНАЛЬНОГО КОНСТРУИРОВАНИЯ СОЕДИНЕНИЙ В ПРОЧНЫХ СОСТАВНЫХ СИСТЕМАХ
ИЗ ХРУПКИХ НЕМЕТАЛЛИЧЕСКИХ МАТЕРИАЛОВ
1. Анализ конструктивно-технологической прочности простейших стержневых элементов
из стекла и ситалла
Разработку методических основ конструирования работоспособных узлов соединений в прочных составных конструкциях из хрупких неметаллических материалов проводили на основании результатов исследований напряженно-деформированного состояния и несущей спо собности двух простейших составных систем с различными соедине ниями элементов при одноосном сжатии: монолитных стеклянных и ситалловых стержневых деталей, вклеенных в металлические обоймы, и цилиндрических стеклянных оболочек с разнообразным опиранием •торцов.
^Поскольку до настоящего времени отсутствуют рекомендации по архитектурно-конструктивным особенностям новых морских техниче ских средств и оптимальному расположению соединений в них, а воз никающие потребности сборки обусловлены использованием стандарт ных стеклоизделий и требованиями практики, рассмотрим простейшие торцовые узлы соединений, которые встречаются чаще других и имеют плоскость стыка, расположенную перпендикулярно продольной оси сборной системы и линии действия сжимающих усилий. Одновременно отметим, что данные торцовые соединения элементов существенно раз личной жесткости представляют наиболее сложные по конструктивной реализации узлы соединений.
Первоначально были поставлены вопросы теоретического обоснова ния и развития методики испытания хрупких неметаллических мате риалов типа стекла на одноосное сжатие, ранее разработанной в ИПП АН УССР. Основное внимание уделялось исследованию напряженнодеформированного состояния и несущей способности составных стержне вых систем из стекла и ситалла и установлению главных конструктив ных параметров и технологических факторов, влияющих на их изме нение. Проводилась оценка возможности повышения несущей способ ности образцов из стекла при осевом сжатии за счет рационального использования подкрепляющего эффекта заделки краевых областей хрупкого стержня в стальные обоймы и учета технологических фак торов их сборки. Изучалось влияние изменения параметров неразъем ного соединения в составном образце на напряженно-деформированное состояние стеклянного стержня; теоретически обосновывались резуль таты изменения несущей способности составных образцов из хрупких
материалов данного класса за счет варьирования параметров узла клеевого соединения. Анализировалось применение расчетных оценок для выбора геометрических параметров соединения элементов в состав ном образце, обеспечивающих получение максимальной несущей способности стержней из технических марок стекла и ситалла при минимальном разбросе их частных значений. Экспериментально оце нивалось влияние микрогеометрии поверхности образцов, получаемой при различных технологических обработках, на прочность стекла при одноосном сжатии и поперечном изгибе с целью обоснованного выбора механической обработки и последующего упрочнения локальных зон элементов новых сборных систем из аналогичных материалов. Изуча лась возможность использования технического стекла МКР-1 в каче стве конструкционного материала при создании оболочек, работающих под внешним давлением, и оценивались перспективы применения стан дартных стеклоизделий из названного материала, которые изготовля лись методом горячей штамповки стекломассы.
Известно, что применение общепринятых методик испытания хруп ких неметаллических материалов типа стекла, ситалла, керамики на сжатие не дает ответа об их реальной прочности, а показывает работо способность образца в конкретных условиях нагружения.
В работе [80] рассмотрена экспериментальная оценка влияния не которых конструктивных параметров составных образцов (различных соотношений длины и диаметра хрупкого стержня, толщины стенки обоймы, глубины вклеивания стержня в металлическую обойму, поли мерных и других омоноличивающих прослоек), подверженных дейст вию одноосного сжатия, на несущую способность технических марок стекол (13в, С49-2, ЗС-9, стекло 20, кварцевого, листового и др.) и ситаллов (СТЛ-1, СТЛ-2, СТЛ-3, СТЛ-6, СТЛ-10, А-1,А-2,А-6, А-7,СО-1, СО-3). Анализ этих результатов осуществлен по предельному состоя нию; напряженно-деформированное состояние опасных зон зарождения разрушения в составном образце не изучалось. Однако знание напряжен ного состояния должно объяснить генезис процесса разрушения со ставного образца и возможность увеличения его несущей способности путем выбора оптимальной формы с необходимым соотношением размеров хрупкого стержня и металлической обоймы.
Дальнейшее исследование неразъемного торцового соединения в рассмотренной выше составной системе (см. рис. 4) было направлено на изучение расчетных оценок влияния отдельных параметров соеди нения на напряженно-деформированное состояние торца ситаллового (стеклянного) стержня. Отмечено, что напряженно-деформированное состояние торцовой области стержня зависит от толщины боковой стен ки и геометрических форм обоймы, податливости опоры, глубины вкле ивания стержня в обойму, толщин бокового, опорного клеевых швов и их соотношений, технологического выполнения склеивания, конструк тивного решения узла концентрации сжимающих напряжений, соот ношения упругих постоянных стержня, клея, обоймы и опоры. Выде ленные конструктивные параметры неразъемного соединения элементов стержневой системы изображены на схеме рис. 9, а. Следует заметить, что в случае стыковки по длине двух стержневых конструкций с
обоймы снижается, причем при увеличении последней от 0,01 до 0,4d не удается эффективно реализовать эффект обоймы. Отметим, что при толщине стенки обоймы, равной 1,3d, впервые достигнут максимальный эффект обоймы, приводящий к предельно возможному (в случае, при менения таких материалов) снижению осевых напряжений на торце стержня. Главные окружные напряжения имеют только отрицатель ные значения, а главные радиальные — минимальные положительные значения (0,002/?). Напряженно-деформированное состояние торца стержня при малой толщине стенки обоймы резко ухудшается. Попе речная деформация торца хрупкого стержня существенно увеличивается.
Рис. 10. Главные напряжения в характерных точках наружной поверхности стеклян ного стержня в зависимости от толщины боковой стенки обоймы.
Возрастает величина и неравномерность действующих на торце стерж ня осевых напряжений, появляются значительные растягивающие окружные и радиальные напряжения. В результате несущая способ ность таких составных образцов резко падает, что согласуется с резуль татами работы [1051.
Кривые изменения главных напряжений в характерных точках торца стеклянного стержня позволяют отметить сравнительно малое влияние толщины опоры hx на напряженное состояние торца стержня и выбрать необходимый размер опоры. Заметим, что с увеличением толщины опоры от 0 до 3,1 d главные осевые напряжения в торце стерж ня изменялись незначительно ( < 8 %). Радиальные напряжения при изменении толщины опоры от 0 до 0,5d изменялись более резко, но имели малые значения. Существенные изменения последних происхо дили при уменьшении толщины опоры о т0 ,Ы д о 0 . Наиболее чувст вительными к изменению толщины опоры оказались окружные напря жения. Увеличение толщины опоры выше l,0d следует считать нецеле сообразным. Оптимальное значение толщины опоры находится в преде лах 0,8—1,0d. Уменьшение толщины опоры начиная с 0,8d приводило к постепенному ухудшению напряженного состояния торца стержня: появлялись существенные растягивающие окружные напряжения. Одновременно сама опора была ощутимо напряжена. По предваритель ным оценкам неравномерное пластическое деформирование опоры вы зывает резкое увеличение концентрации осевых напряжений (< 3 ,1 р )
в стеклянном стержне при выходе из обоймы и тем самым обусловли вает его преждевременное разрушение.
Оптимальную глубину заделки стержня в обойму определяли на пяти вариантах составного образца (табл. 4), которые имели постоян ные параметры: толщину стенки обоймы — 1,3 d и толщину опоры — 0,8d. При этом общая высота обоймы изменялась за счет увеличения параметра обоймы Л2 от 0,Ы до 0,2d что соответствует различным глубинам заделки стержня в обойму. Получена оптимальная глубина заделки: последняя находится в пределах 0,5—0,6d. Увеличение глу бины заделки хотя и позволяло снизить осевые напряжения на торте
Рис. 11. Напряженно-деформированное состояние составного образца с выбран ными параметрами толщин стенки обоймы и опоры, а также глубины заделки стеклянного стержня в металлическую обойму.
стеклянного стержня и тем самым его несколько разгрузить, но вызыва ло другой более отрицательный эффект — появление значительных по величине окружных и радиальных растягивающих напряжений. Уменьшение глубины заделки стержня в обойму менее 0,5d приводи ло к тому, что зона концентрации сжимающих напряжений постепенно выходила на торец стержня. При этом эффект обоймы начинал играть отрицательную роль. Эти выводы подтверждены при изучении несущей способности составных образцов с различной глубиной вклейки цилинд рического стержня из стекла 136 в обойму [105].
На рис. 11 представлены поля изолиний напряженно-деформиро- ванного состояния составного образца с рационально выбранными конструктивными параметрами: толщинами стенки обоймы и опоры, а также глубиной заделки стержня в обойму. На основании проведен ного анализа была получена составная конструкция — составной образец с благоприятным распределением напряжений в торце стеклян ного стержня, заключающимся в максимальном использовании эф фекта обоймы и исключении действия растягивающих напряжений. Изучение трех параметров составной системы помогло избежать чрез мерного увеличения размеров металлического элемента соединения.
что само по себе ограничивает неоправданное увеличение металлоем кости (массы) конструкции.
Данные результаты получены для идеализированного случая, ког да хрупкий стержень и обоймы соединены жестко по линиям контакта, т. е. перемещения и углы поворотов в местах стыка равны. В реальном образце этого не бывает. Исследуем влияние увеличения толщины бокового (Л,) и опорного (Д2) клеевых швов, выполненных из эпоксид ного клея-компаунда Д-9, на напряженно-деформированное состояние стеклянного стержня в составном образце.
Т а б л и ц а |
4. Изменение максимальных главных напряжений в стеклянном |
стержне |
|||||
|
|
|
|
при одноосном |
сжатии |
||
|
|
|
а 1тах |
|
|
|
|
Глубина заделки |
|
Р |
|
|
|
|
|
стеклянного |
стержня |
|
|
|
|
|
|
в обойму |
А |
Б |
В |
|
А |
|
|
|
|
|
|
||||
0,1 |
|
— 0 ,2 8 9 |
— 0 ,2 4 4 |
_ |
— 0 ,4 1 6 |
|
|
0 ,3 |
— 0 ,2 8 9 |
— 0 ,1 1 8 |
0 ,0 0 0 2 |
— 0 ,4 6 5 |
|
||
0 ,5 |
— 0 ,3 0 7 |
— 0 ,0 7 7 |
0 ,0 0 2 |
- 0 , 5 0 8 |
|
||
1,0 |
— 0 ,2 9 0 |
0 ,0 1 8 |
0 ,0 3 4 |
— 0 ,5 0 8 |
|
||
2 ,0 |
— 0 ,2 9 4 |
0,011 |
0 ,0 4 6 |
— 0 ,5 0 8 |
|
||
П р и м е ч а н и я . |
Глубина заделки |
стеклянного стерж ня |
в обойму дана в относительных |
едини |
|||
8 — максимальные главные растягивающие напряжения: оптимальная глубина |
заделки стерж ня |
в обо |
Особенность численного эксперимента заключалась в таком сгу щении сетки вблизи омоноличивающих швов, где располагалось не менее двух геометрически правильных конечных элементов (рис. 12).
Анализ кривых изменения главных напряжений в трех характер ных точках наружной поверхности стержня (рис. 13, 14) свидетельст вовал о значительном влиянии толщины швов Дх и Д2 на напряженное состояние торца стеклянного стержня и о возможности рационального выбора их значений. Толщину швов Aj и Д2 в каждом случае увеличи вали при постоянных значениях толщины стенки обоймы 1,3d, толщи ны опоры 0,6d и глубины вклеивания стержня в обойму 0,5d. Для учета влияния толщины клеевых швов Д2 и Д2 на напряженно-дефор мированное состояние торца стержня вводили соответственно парамет
ры швов Д| и Дг — отношение толщины бокового и опорного клеевых швов к глубине вклейки стержня в обойму. Установлено, что с увеличе нием толщины шва Дх от 0 до 5,00 мм осевые напряжения перераспре делялись в зоне вклейки и уже при толщине клеевого шва, равной 1 мм, практически отсутствовало влияние эффекта обоймы. При этом одно временно изменялись все исследуемые напряжения. Кривые, приведен ные на рис. 13, позволяли оценить изменение главных напряжений в ха рактерных точках торца стеклянного стержня в зависимости от толщи ны бокового клеевого шва. На основании этих данных можно заключить, что в подобных конструкциях необходимо применять клеевую прослой ку, имеющую параметр Д( = 0,01—0,02, т. е. для данных геометриче-
ских размеров стержня толщина боковой омоноличивающей прослойки должна равняться 0,05—0,10 мм.
Рассмотрение составных образцов с последовательно изменяющей ся толщиной клеевой прослойки Д2 от 0 до 4,00 мм позволило просле дить изменение главных напряжений в характерных точках торца стек лянного стержня в зависимости от этого параметра опорного шва (рис. 14). Анализируя полученные результаты, можно отметить, что утол щение опорного клеевого шва, вследствие которого увеличивалась осе вая податливость стержневой системы, приводило к существенному
составного образца в зависимости |
от глубины заделки |
стержня в |
стальную обойму |
|
единичным усилием |
р |
|
|
|
а 2глах |
|
|
а 3шах |
|
Р |
|
|
Р |
|
Б |
В |
А |
Б |
В |
— 0 ,2 2 0 |
_ |
- 1 , 6 9 4 |
— 0 ,7 9 9 |
_ |
— 0 ,1 1 5 |
— |
— 1 ,8 6 2 |
— 0 ,6 3 3 |
— |
— 0 ,0 6 7 |
— |
— 1,942 |
— 0 ,4 7 4 |
— |
0 ,0 2 3 |
0 ,0 2 6 |
— 1 ,978 |
— 0,221 |
— |
0 ,0 1 0 |
0 ,0 2 8 |
— 1,981 |
— 0 ,0 6 9 |
— |
цах от диаметра стерж н я; А — в зоне выхода стерж ня из обоймы; Б — на торцовой поверхности; йму — 0*5(1.
перераспределению напряженно-деформированного состояния торца стержня, вызывая при этом отрицательное явление — возникновение значительных радиальных и окружных растягивающих напряжений (порядка 0,10—0,27/?). Зоны действия этих напряжений различны: максимальные окружные растягивающие напряжения действуют в центральной части основания стержня, а радиальные — в наружных слоях боковой поверхности приторцовой области хрупкого элемента. В зоне выхода стержня из обоймы зафиксировано появление концент рации осевых напряжений ( < —2,15/?).
Проведенное исследование помогло оценить влияние толщины опор ного клеевого шва на напряженно-деформированное состояние стеклян ного стержня и обоснованно принять решение о необходимости приме
нения в таких системах |
клеевой прослойки, имеющей параметр Дг = |
||
= 0,008 — 0,012. Для |
рассматриваемого стержня толщина |
опорного |
|
клеевого шва должна равняться 0,04—0,06 мм. |
|
|
|
Следует учитывать, |
что использование для составного образца кле |
||
евых швов Ах и Д2, имеющих параметры Д1 |
0,01 и Д** |
0,008, |
|
приводит к снижению |
несущей способности |
стеклянного |
стержня, |
так как контактная прочность материалов этого класса значительно ниже.
Конструктивного решения требовал вопрос снятия концентрации сжимающих напряжений в хрупком стержне в зоне наибольшей кон центрации с полным сохранением эффекта обоймы для торцов стержня.
Теоретическое и экспериментальное исследования данного вопроса проведены на составных стержневых ситалловых конструкциях: диа метр стержня равнялся 60 мм, длина — 180 мм. Теоретически рассмот рено шесть возможных конструктивных решений. Варианты, направ ленные на снижение концентрации напряжений путем проточки глу бокой канавки, признаны неэффективными. Наилучший результат достигнут при снятии больших фасок в обойме со стороны заделки стержня с последующим заливом этих фасок клеем-компаундом Д-9 в процессе вклейки стержня в обойму; это решение, кроме того, самое тех-