книги / Напряженное состояние и прочность оболочек из хрупких неметаллических материалов

Рис. 14. Зависимость главных напряжений в характерных точках наружной поверх­ ности стеклянного стержня от толщины опорного клеевого шва.

нелогичное. В табл. 5 представлены численные результаты напряжений в ситалловом стержне в зоне наибольшей их концентрации в зависимо­ сти от рассмотренных конструктивных решений.

На основании анализа полученных данных был рекомендован спо­ соб значительного снижения концентрации напряжений в хрупком стержне путем создания в обоймах со стороны заделки стержня фасок размером 0,2d X 45° (где d — диаметр стержня). В случае применения варианта с большей фаской напряженное состояние стержня улучша­

Т а б л и ц а 5. Зависимость напряжении в зоне наибольшей их концентрации в снталловом стержне от конструктивного оформления обоймы при действии единичного осевого сжимающего усилия р

Рис. 16. Оптимальный составной образец из стекла МКР-1 (а) и его напряженно-деформированное со­ стояние (б).

В итоге удалось сконструировать составной образец с оптимальными условиями за­ делки стеклянного стержня в металли­ ческую обойму (рис. 16, а). Результаты чи­ сленного изучения напряженно-деформиро­ ванного состояния такого составного об­ разца (рис. 16, б) свидетельствовали о бла­

( < —1,24р) в зоне выхода стержня из обоймы; увеличилась область стержня, в которой напряжения распределяются линейно.

Экспериментальное исследование проводили на составных образцах, геометрические размеры, материал и расчетная схема которых были положены в основу теоретического исследования (рис. 17, а, б). Цилин­ дрический стержень вырезали из серийно выпускаемых промышлен­ ностью колпаков-заготовок из стекла МКР-1 и литых плит ситалла СТЛ-10, предназначенных для изготовления конструкций. Боковые и торцовые поверхности стержней механически шлифовали алмазным ин­ струментом до 6 класса шероховатости и в дальнейшем мер предохра­ нения от повреждений не принимали. Металлические обоймы изготавли­ вали из стали 40Х, термообработанной до 28—32 HRC.

Для сборки конструктивных элементов был выбран эпоксидный клей-компаунд холодного отвердения, примерно соответствующий мар­ ке Д-9 [142], содержащий такие компоненты (мае. %): эпоксидную смолу ЭД-16 ГОСТ 10527-63— 76,2; дибутилфтолат ГОСТ 2102-67 — 8,6; полиэтиленполиамин ВТУ МХП 26-56 — 7,6; ацетон ГОСТ 2603-63 — 7,6. Детали соединений перед склейкой обезжиривали ацетоном, а затем обезвоживали спиртом ГОСТ 5962-67. Для создания качествен­ ной склейки соединяемые элементы принудительно, с помощью спе­ циальных приспособлений, прижимали друг к другу усилием 50—60 Н на время полимеризации клея, которое при температуре окружающей среды 290—295 К составляло 20—24 ч. Клеевые швы в составных образ­ цах термообрабатывали при 343—353 К в течение 7—8 ч.

Образцы испытывали в специальном приспособлении, обеспечиваю­ щем соосность приложения нагрузки [80]. Перед нагружением образ­ цы тщательно центрировались. Нагружающим устройством служила универсальная гидравлическая испытательная машина ЦД-40 (ГДР) и отечественная установка для статических испытаний УЭ-50. Скорость роста напряжений постоянно равнялась 20—29 МПа/c. Точность замера нагрузок составляла ± 0 ,5 % их величины.

В результате кратковременных статических испытаний сконструи­ рованных составных образцов получена максимальная несущая способ­ ность стержней из стекла МКР-1 и ситалла СТЛ-10 при минимальном разбросе их значений. Несущая способность (предел прочности стекла и ситалла при одноосном сжатии), определенная по принятой методике

испытания, составила 1539 и 2625 МПа (среднее значение на базе 20 образцов каждого материала) при разбросе экспериментальных зна­

лись от результатов испытаний идентичных стеклянных и ситалловых стержней при непосредственном опирании на плоские опоры, а также применения их в составных образцах с ранее предложенными кон­ структивными решениями 1105] (табл. 6, 7).

Следует отметить, что в процессе нагружения составного образца из стекла или ситалла в стальных обоймах и опорах уже при незначи­ тельных нагрузках возникали локализованные зоны, в которых ме­ талл переходил в упругопластическую область деформирования. С по­ вышением нагрузки эти зоны росли, а при средних значениях несущей способности сконструированных составных образцов практически все тело каждой обоймы и опоры пластически деформировалось, что при­ водило к перераспределению всех напряжений в узлах соединений. Данный вывод был сделан на основе упругого расчета конструкции.

Визуальное изучение развития дефектности, накопления и разви­ тия повреждений стекла и ситалла вплоть до взрывообразного разру­ шения стержня в составном образце свидетельствовало о стадийности этого процесса. Разрушению стержня предшествовало отчетливо про­ слушиваемое потрескивание, начинавшееся при нагрузках, равных примерно 0,80 и 0,87 разрушающих для стекла и ситалла соответст­ венно. Потрескивание, вызываемое накоплением повреждений в приторцовых зонах стержня, возрастало вплоть до развития магистраль­ ной трещины, приводящей к его полному разрушению. При этом хруп­

Замечено, что вследствие некачественной склейки (непроклея) стек­

клеевая фаска, незамедлительно разрушались при заниженном (на 18— 29 %) значении несущей способности по сравнению с качественна изготовленными.

Принимая во внимание, что методика изучения характеристик прочности хрупких неметаллических материалов данного класса при действии сжимающих нагрузок должна отражать работу материала в составной системе, были поставлены дополнительные лабораторные опы­ ты по исследованию конструкционной прочности стекла в сборных стержневых конструкциях. Создание в срединном сечении стеклянного стержня клеевого стыкового соединения, расположенного перпенди­ кулярно линии действия сжимающего усилия (рис. 17, в) на 35 % сни­ жало несущую способность составного образца по сравнению с исполь­ зованием монолитного стержня, в то время как неучет наших рекомен­ даций по рациональному конструированию такого неразъемного соединения снижал прочность сборной системы на 76 % (табл. 6). Это про­ исходило в результате возникновения существенной концентрации напряжений в зоне стыка стеклоэлементов вследствие несоосной сты­ ковки и увеличения толщины клеевого шва [49]. Последовательное увеличение толщины клеевого шва ( > 0,008 d) обусловливало воз­

до 0,06 и понижало максимальные значения сжимающих напряжений до — 1,3р.

Макроскопическое исследование стыкового неразъемного соедине­ ния в процессе кратковременного нагружения показало, что разруше­ ние сборного стержня всегда происходило в результате накопления

Рис. 17. Образцы из стекла и ситалла для испытания на одноосное сжатие:

I — клеевой шов; 2 *— разъемный стык.

продольных выколов материала на сопряженных встык поверхностях, возникающих при нагрузках, равных 0,7 разрушающей.

Организация непосредственного стыка стержневых элементов в срединном разъемном соединении (рис. 17, г), как и введение в разъем восковой прослойки, ощутимо (до 65 и 74 %) снижала несущую способ­ ность сборного образца, в сравнении с опробованным монолитным стержнем. В первом случае отмечен большой разброс частных значений прочности: коэффициент вариации составил 38 % (табл. 6). Характер разрушения стержневой конструкции с разъемом был примерно подо­ бен ранее наблюдаемому.

Создание в срединном сечении хрупкого стержня разъемного стыко­ вого соединения, включающего инородную прослойку из ватмана, по­ лиэтилена или пергамина малой толщины, позволило в каждом отдель­ ном случае повысить кратковременную прочность сборной стержневой системы или выгодно снизить разброс ее отдельных значений. Это по­ ложение было подтверждено даже для сборок с несоосно состыкован­ ными стержневыми элементами, относительная сдвижка торцов которых приближалась к 0,08d [49].

Промоделированные конструктивные решения стыков в составных стержневых системах из стекла признаны за некоторым исключением эффективными и пригодными для апробации при сборке оболочечных элементов из аналогичных материалов, предназначенных для нагруже­ ния равномерными сжимающими усилиями.

Анализ результатов проведенных исследований указал на необхо­ димость точной подгонки деталей в соединениях, позволяющей полу­ чить необходимые и равномерные по толщине клеевые швы. Однако допуски на размеры изделий из неорганического стекла или ситалла, изготовленных, к примеру, методом прессования, не обеспечивают необходимую точность размеров, а механическая обработка, исполь­ зуемая для повышения точности размеров таких деталей, всегда сни­ жает их прочность на 15—40 % [33, 88]. В связи с этим было изучено влияние микрогеометрии поверхности хрупких стержней в составных образцах, получаемой при различных технологических обработках (доводка механическим шлифованием алмазным инструментом— исход­ ное состояние, химическое травление в растворе кислот, а также по­

товленных методом горячего прессования стекломассы. Материал заго­ товок — стекло МКР-1, химический.состав которого следующий (мае. %):

стержней (10 X 10 X 30 мм) и балочек (6 X 9 X 90 мм) механически шли­ фовали до 7—8 класса шероховатости. При этом ребра всех образцов имели маленькие скольчики.

Согласно задаче исследования изготовленные образцы разделили на группы. Первую группу образцов испытывали в исходном состоянии, вторую — подвергали химическому травлению в растворе кислот пос­ ле механической шлифовки с целью удаления глубоких микротрещин поврежденного в процессе обработки поверхностного слоя. На поверх­ ность образцов третьей группы дополнительно после травления, для сохранения и улучшения их высокопрочного состояния во времени, наносили полимерное покрытие. Подготовка к испытаниям включала визуальный отбор и обмер образцов с последующей выбраковкой не­ качественных изделий. Подготовку образцов к испытаниям на одно­ осное сжатие проводили по методике, описанной в работе [80]. Обой­ мы и опоры изготовляли согласно рекомендаций указанной работы из стали 45, термообработанной до 38—45 HRC.

Испытания при одноосном сжатии и поперечном изгибе проведены на универсальных испытательных машинах ЦД-40 и ЦД-4; скорость роста напряжений выдерживалась постоянной, примерно 25—29 и 2,0—3,0 МПа/с соответственно. При испытаниях образцов на попереч­ ный изгиб по схеме чистого изгиба расстояние между крайними опора­ ми составляло 80, между линиями приложения поперечных сил — 40 мм. Обращалось внимание на аккуратность и идентичность установки об­ разцов на опоры.

Образцы второй и третьей групп подвергали химическому травле­ нию в растворе кислот 15 % H2S04 + 15 % HF + 70~% Н20 в течении 3 мин, что позволяло снять поверхностный дефектный слой на глуби­

ну (3—4) • 10"6 м. Это явилось методом их упрочнения. Выбор травиль­

ного раствора, отработка технологии травления и описание методики упрочнения стекла МКР-1 подробно описаны в работе [33].

Образцы третьей группы после травления дополнительно покры­ вали полимерным покрытием методом погружения в ванну с раствором эпоксидного компаунда Д-9 в ацетоне. После погружения, обеспечива­ ющего нанесение раствора на всю поверхность каждого образца, их сушили при температуре 291—297 К в течении 24 ч, азатемтермообрабатывали по ранее описанной мотодике. При таком способе нанесения

покрытия его толщина была неравномерной (от 5 10_б до 25 10-6 м). Изучение поверхностей образцов трех групп, проведенное с по­ мощью профилографа-профилометра Н-218, позволило оценить влияние

технологии обработки на формирование геометрии их поверхности.

Рис. 18. Профилограммы по­ верхностей исходного (а), химически травленных в растворах кислот (б, в) и комплексно-упрочненного (г)

стеклянного образца.

В результате механической шлифовки на поверхности образца возни­ кали значительные неровности и дефекты (рис. 18, а). Химическое трав­ ление по принятой технологии позволяло убрать эти следы, сгладить микрорельеф поверхности (рис. 18, а). Заметим, что при отработке техно­ логии упрочнения использовалось несколько травильных растворов. Изучение поверхностного слоя стекла после травления, например, в водном растворе концентрированной плавиковой кислоты указало на неприемлемость последнего в связи с образованием наплывов и зна­ чительной шероховатости поверхности (рис. 18, б). По тем же причи­ нам отвергнуты другие растворы кислот. Полимерное покрытие «за­ лечило» и окончательно сгладило микрорельеф поверхности (рис. 18, г). Результаты испытаний образцов трех групп представлены в табл. 7. Следует отметить сравнительно высокую прочность стекла МКР-1 после механического шлифования при одноосном сжатии и низкое значение параметра, характеризующего разброс отдельных значений— коэффициента вариации. Испытания образцов первой группы, в кото­ рой было собрано по пять образцов, вырезанных из четырех зон колпа­ ка-заготовки, позволили судить о равнопрочности стекла в использо­ ванном изделии; разброс экспериментальных значений прочности 20 образцов составил 1152—1295 МПа, коэффициент вариации равнялся 3,01 %. Упрочнение образцов химическим травлением позволило по­ высить среднее значение предела прочности при сжатии на 8,5 % и уменьшить коэффициент вариации до 2,62 %. Благодаря комплексному упрочнению образцов третьей группы среднее значение предела проч­ ности при сжатии увеличилось на 26,0 % по отношению к таковому в исходном состоянии и на 16,2 % после химического травления и со­ ставило 1512 МПа, а коэффициент вариации уменьшился до 1,4 %,

Т а б л и ц а 7. Прочность технического стекла МКР-1 с учетом влияния технологических факторов

•Получены при испытаниях на плоских опорах; ** в ранее предложенном образце;

всконструированном составном образце.

т.е. разброс значений прочности отдельных образцов на превышал 4,0 %. Применение технологических приемов, улучшающих поверх­ ность образцов после механического шлифования, дало возможность в каждом случае поднять характерные уровни пределов прочности стек­ ла МКР-1 при сжатии и получить суммарное повышение прочности для образцов третьей группы самостоятельно от травления и последу­ ющего покрытия поверхности полимерной пленкой (рис. 19).

Изучение процесса разрушения трех групп составных образцов из стекла МКР-1 позволило определить их сходство и идентичность ра­ нее описанному. Результаты испытания образцов на изгиб позволили отметить, что прочность исходных образцов из стекла МКР-1 на рас­ тяжение при изгибе ор составляла х/17 часть прочности при сжатии огс; при этом коэффициент вариации возрос до 7,87 % (табл. 7). Хими­ ческое травление позволило незначительно ( < 79 МПа) повысить сред­ нее значение предела прочноси при изгибе, однако в этом случае сильно увеличилось рассеяние значений прочности (коэффициент вариации 24,49 %); нижний уровень прочности практически не изменился, а верхний повысился до 127 МПа. Несмотря на то, что комплексное упроч­ нение привело к уменьшению среднего значения предела прочности