книги / Напряженное состояние и прочность оболочек из хрупких неметаллических материалов

сколы 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-