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991.
疲劳应力变幅的断口反推研究 总被引:5,自引:0,他引:5
通过对18Cr2Ni4WA钢在不同应力比和不同载荷下的疲劳裂纹扩展速率试验,拟合得Paris关系式,然后对试验断口进行疲劳条带宽度S(微观裂纹扩展速率)测量,将疲劳条带宽度值代入拟合的Paris关系式中,反推计算断口试样的疲劳应力变幅.结果表明,疲劳条带宽度只在疲劳裂纹扩展的一定阶段与宏观裂纹扩展速率相等,选择该阶段的数据点进行疲劳应力变幅反推计算,相对误差在10%以下;数据点是否位于宏、微观裂纹扩展速率相等的阶段,可由S~yπa双对数座标S形曲线判定,并发现由于裂纹扩展速率的误差传递系数小于0.5,计算结果对裂纹扩展速率测量的相对误差不敏感. 相似文献
992.
粉末冶金坯体成形过程中产生裂纹预测的一种算法 总被引:2,自引:0,他引:2
介绍了金属粉末成形中裂纹的种类与成因,从理论和应用上详细论述了基于细观处理的损伤力学方法在金属粉末成形中裂纹预测中的应用,分析了这种方法的优缺点并提出了指导性意见. 相似文献
993.
针对由Ni3Al基JG4246A高温合金精铸的航空发动机尾喷管密封片在工作后出现的裂纹故障,通过开展密封片外观检
查、裂纹断口分析、组织检查、化学成分分析、组织和再结晶热模拟试验等,对裂纹的性质和产生机理进行了分析。结果表明:密封
片的裂纹性质为以热应力为主导致的疲劳裂纹,起源于密封片表面的再结晶层。密封片边缘局部温度超过材料允许使用温度,使
其表面产生再结晶,在热应力作用下再结晶逐渐开裂形成微裂纹;局部超温也引起基体组织转变,降低了基体本身的高温性能,并
促进裂纹逐渐向基体扩展,最终形成宏观裂纹。为避免类似故障再次发生,建议进一步优化密封片结构,改善温度场温度梯度,降
低工作温度;增加去应力退火工艺,以降低构件的残余应力。 相似文献
994.
针对某型航空发动机风扇静子叶片前缘靠近上缘板部位在振动疲劳试验结束后发现的裂纹故障,运用荧光探伤检测、
断口宏微观分析、叶片表面划痕来历分析、源区表面检查、材质分析及有限元应力模拟分析等技术手段,对该裂纹的性质及萌生原
因进行细致分析。分析结果表明:故障风扇静子叶片裂纹的性质为高周疲劳,裂纹断口疲劳起源于叶片叶盆侧前缘靠近上缘板基
体表面划痕处,呈多源线性起始特征。疲劳源区距前缘距离约为2.3 mm,疲劳源区表面未见明显冶金缺陷,疲劳裂纹的萌生与叶
片表面划痕有关。建议严格控制振动光饰机中磨粒棱边的圆滑度,不应存有锋利棱角,避免在振动光饰时磨粒划伤叶片表面,降
低叶片表面完整性,在叶片划伤部位出现应力集中现象。 相似文献
995.
利用Hopk inson压杆实验装置对二种单相Mg-L i合金的三点弯曲试样进行了冲击实验,分析了不同结构Mg-L i合金的动态裂纹扩展特性及其微观断裂机制。结果表明:在高速冲击条件下,单相Mg-L i合金的裂纹扩展主要是减速过程,且随L i含量增加,由于合金组织结构的转变(hcp→bcc),加之合金中A l的添加而沉淀的MgL i2A l与A lL i粒子的作用,致使Mg-L i合金的裂纹扩展速度显著降低。其中,Mg-3.3L i合金的最大裂纹扩展速度达1253.37 m/s,而Mg-14L i合金的最大裂纹扩展速度为935.56 m/s。此外,在高速冲击条件下,Mg-3.3L i合金产生沿晶脆性断裂,而Mg-14L i合金主要为延性断裂。 相似文献
996.
997.
提出了一种针对涡轮机匣挂钩槽疲劳寿命的试验方案.该方案首先对涡轮机匣进行数值分析,得到危险部位的应力分布,再通过常温下机械加载来模拟危险部位总应力场,并在该载荷下获取涡轮机匣挂钩槽疲劳寿命.利用该方案,对新制作的涡轮机匣结构改进措施、原有涡轮机匣维修措施以及腐蚀影响进行了试验研究.结果表明:①新制作的涡轮机匣挂钩槽增加倒圆半径为0.8mm的圆角后,安全寿命在50%,95%置信度下可分别增加69%和198%;②原有涡轮机匣挂钩槽铣倒圆半径为1.5mm的内圆角后可以获得与新制作的涡轮机匣挂钩槽相近的疲劳寿命;③腐蚀会严重影响涡轮机匣挂钩槽的疲劳寿命. 相似文献
998.
999.
三维广布裂纹应力强度因子求解 总被引:1,自引:0,他引:1
针对飞机结构表面由于腐蚀、疲劳等原因存在三维广布裂纹,相邻裂纹在疲劳载荷作用下相互影响、相互促进,从而加速了结构破坏。为了定量描述相邻裂纹间的影响规律,采用参数化有限元方法,结合1/4节点位移方法和循环迭代算法,对一有限厚矩形板表面有两个半椭圆表面裂纹在拉伸载荷作用下进行了求解,得到两裂纹在共面、中心叠加平行和斜平行3种位置状态时的应力强度因子和应力变化图,计算结果为含三维广布裂纹飞机结构的剩余强度和疲劳寿命确定提供了理论依据。 相似文献
1000.