Ghostscript wrapper for D:\BBB-ARCH\MTS68\MTS68_t6z1_4_PDF\mts68_t6z2.pdf M E C H AN I K A TEORETYCZNA I  STOSOWANA 2,  6  (1968) BADANTA  WPŁYWU   Z G N IOTU   WPROWAD ZON EG O  W  OBSZARZE  KON CEN TRACJI N APRĘ Ż EŃ   N A  TRWAŁOŚĆ  ZM Ę CZEN IOWĄ   D U RALOWEJ  KON STRU KCJI Z  KARBEM BOH D AN   J A N C E L E W I C Z  (WARSZAWA) 1.  Wstę p Trwał ość  zmę czeniowa  i  niezawodność  konstrukcji  stał y  się   obecnie  tak  samo  istot- nymi  wskaź n ikami  dla  kon struktora,  ja k  sztywność  i  wytrzymał ość  statyczna.  W  kon- strukcjach  lotniczych  gł ównych  przyczyn  tego  należy  szukać  w  dynamicznym  rozwoju tran sportu  i  kom un ikacji  lotniczej  w  ś wiecie.  Wzrost  prę dkoś ci  lotu  samolotów  umoż- liwił   przebywanie  znacznie  wię kszych  odległ oś ci  w  czasie  uż ytkowania  sam olotu,  co  wy- raź n ie zwię kszyło  liczbę   obcią ż eń  dział ają cych  n a  konstrukcję ,  n p. pochodzą cych  od burz- liwoś ci  atmosfery.  Statyczn a  an aliza  konstrukcji  przestał a wię c być  wystarczają ca  z punktu widzenia  udokum en towan ia  bezpieczeń stwa  konstrukcji.  Konstrukcja  sam olotu  stał a  się w  wielu  przypadkach  skom plikowan ym ,  wielokrotnie  statycznie  niewyznaczalnym  ustro- jem ,  w  którym  obliczenie  rzeczywistych  wartoś ci  naprę ż eń,  szczególnie  w  licznych  frag- m en tach ,  zawierają cych  spię trzenia  n aprę ż eń,  okazuje  się   praktycznie  niemoż liwe.  Z  dru- giej  strony  dą ż enie  do  uzyskan ia  odpowiednich  wskaź ników  ekonomicznych  uż ytkowa- nego  sam olotu  pocią gnę ło  za  sobą   wym agania  wydł uż enia  cał kowitego  okresu  uż ytko- wania  sam olotu  oraz  okresów  mię dzyprzeglą dowych,  co,  oczywiś cie,  nie  może  odbywać się  kosztem  bezpieczeń stwa.  Stą d,  m. in., wynikł o  prowadzenie  obszernych  badań  i  analiz, mają cych  n a  celu  n adan ie  kon strukcji  sam olotu  niezbę dnych  cech  i  wł asnoś ci  zmę cze- niowych. W  przemyś le  m aszynowym  i  ś rodków  tran sportu  naziemnego  powstał a  m etoda  ulep- szania  wł asnoś ci  zmę czeniowych  konstrukcji  przez  umocnienie  przy  uż yciu  zgniotu  pla- stycznego  n a  zim n o.  Otrzym ywana  p o  takiej  obróbce  warstwa  zgniecionego  materiał u m a  lepsze  wł asnoś ci  zmę czeniowe.  Powstaje  również,  przeważ nie  bardziej  korzystny,  ukł ad n aprę ż eń  wł asnych,  ś ciskają cych  w  warstwie  podpowierzchniowej,  ską d  najczę ś ciej  roz- poczynają   się   pę kn ię cia  zmę czeniowe.  To  są   w  zasadzie  dwa  gł ówne  czynniki,  które  mogą spowodować  podwyż szenie  trwał oś ci  zmę czeniowej  konstrukcji.  Czę sto  w  wyniku  po- wierzchniowej  obróbki  plastycznej  otrzymuje  się   podwyż szenie  gł adkoś ci  powierzchni  i  zli- kwidowanie  powierzchniowych  m ikrokarbów,  co  również  poprawia  wł asnoś ci  zmę cze- niowe  kon strukcji. U ż ycie obróbki zgn iotem n a zim no w zastosowaniu  do konstrukcji  ze  stopów  aluminium jest  obecnie  znacznie  mniej  rozpowszechnione  i  zbadan e  niż  w  zastosowaniach  do  wyro- 206 B.  JAN CELEWICZ bów  ze  stali.  Badania  F ORRESTA  [1],  ROSEN TH ALA  i  SIN ESA  [2],  TEM P LIN A  [3],  H E I N R I C H A [4] i  innych  wykazują ,  że umocnienie  konstrukcji  przez  wstę pne  rozcią gnię cie  do n aprę - ż eń  ś rednich  rzę du  granicy  plastycznoś ci  powoduje  wyraź ne  polepszenie  wł asnoś ci  zmę - czeniowych.  Również  lokalne  lub  powierzchniowe  um ocnienie m ateriał u albo  konstrukcji w  takich  procesach  technologicznych, ja k  rolowanie,  ś rutowan ie  i  inne  pocią ga  za  sobą korzystne  ulepszenie  przeciwzmę czeniowe.  Ś wiadczą   o tym  wyniki  uzyskane  przez  G LE A- SONA  [5],  SEREN CEN A  i  in.  [6], a  także  wyniki  badań  wstę pnych  [7]  do  omawianych w  tej  pracy  badań  wł asnych. P raca  zawiera  omówienie  badań  wł asnych,  które  miał y n a celu  znalezienie  zależ noś ci wł asnoś ci  zmę czeniowych  okreś lonej  duralowej  konstrukcji  cienkoś ciennej  z  karbem od odpowiednio zwię kszanego  umocnienia lokalnego.  W poszukiwaniu  uzasadnień  dla otrzy- manych  wyników  zbadan o  rozkł ady  i  intensywnoś ci  odkształ ceń  w  warstwie  um ocn io- nej  oraz  rozkł ady i  wartoś ci  naprę ż eń  wł asnych  wywoł anych  przez  wprowadzenie  um oc- nienia.  Wyniki  tych  badań  pozwolił y  również  n a  podję cie  próby  rozdzielenia  wpł ywu zgniotu  materiał u i  n aprę ż eń  wł asnych  n a wzrost  trwał oś ci  zmę czeniowej  badan ej  kon- strukcji. 2.  Badania  wpływu  umocnienia  na  wł asnoś ci  zmę czeniowe  duralowej  konstrukcji  z  karbem 2.1.  Główne założ enia metodyczne.  W ybór  rodzaju  konstrukcji.  Jedn ym  z  wnikliwiej ana- lizowanych  fragmentów  konstrukcji  sam olotu jest  doln a  powł oka  skrzydeł ,  a  szczególnie wystę pują ce  w niej  poł ą czenia  konstrukcyjne  pokryć  i  usztywnień,  leż ą ce  wzdł uż  cię ciwy skrzydł a.  Przyczyną   tego  są  naprę ż enia w gł ównej  mierze  rozcią gają ce  i  zn aczn e  ich  spię - Mał erlał :  bl  1mm  PA7- T Rys.  1. P róbka trzenia  w  poł ą czeniach, zwł aszcza  wokół   nitów.  N ajczę ś ciej  w  poł ą czeniach  konstrukcji lotniczych  stosowany  jest  n it o  ś rednicy  d =  3  m m .  P ostan owion o  wię c  przeprowadzić badan ia  n a próbkach  pł askich  odpowiadają cych  tym  warun kom  konstrukcyjnym ,  z  kar- bem  w  postaci  otworu,  który  po  ostatecznej  obróbce  zgniotem  powinien  m ieć  ś rednicę przyjmowaną   zwykle w praktyce  dla n ita  0  3 m m , a wię c  okoł o  0  3,1  m m .  Jako  m ateriał wybrano  blachę   o gruboś ci  1 m m z  PA7- T.  W  obcią ż onych  poł ą czeniach nitowych  przy takich  wymiarach  n ita  i  blachy  podział ki  n itowan ia  zawierają   się  w  gran icach  od mini- malnej  t =   3d ~  9 m m do t  — 25 m m . D ysponują c  mał ą  maszyną   zmę czeniową  firmy  Schenck, o zakresie  obcią ż eń do 300 kG , dla  której  kształ t  próbki  maksymalnej  (rys. 1) m a  szerokość  przekroju  pom iarowego BAD AN I A  WP Ł YWU   Z G N I O T U   W OBSZ ARZ E  KON C E N TR AC JI  N AP R Ę Ż EŃ   207 równą   16  mm ,  zdecydowan o,  że kon strukcja  z karbem  bę dzie  odwzorowana  tą  wł aś nie próbką   z  otworem  wywierconym  symetrycznie  w  przekroju  pomiarowym.  P róbka  taka m oże  być uzn an a  za  fragm ent  konstrukcji  tak  dobran y,  by przeprowadzon e  n a n im badan ia  mogł y  stan owić  podstawę   do  podję cia  bad ań  poł ą czeń  nitowych  zawierają cych począ tkowo  tylko  jeden  n it  o wymienionej  ś rednicy  3 m m  przy  podział ce t =   16  m m (czyli  ś redniej  z  wyż ej  wymienionych). W ybór  obcią ż eń . Z  obcią ż eń  dział ają cych  n a  sam olot w czasie  uż ytkowania  tylko  ob- cią ż enia  pochodzą ce  od  burzliwoś ci  atmosfery  są  w pewnym  stopniu  niezależ ne  od  kon- strukcji  sam olotu.  Jeż eli  zm ian a  współ czynnika  obcią ż enia  sam olotu  wywoł ana  n apotka- niem  podm uch u  o  prę dkoś ci  pionowej  iv wynosi (2.1)  Ani- ^ Ą lJL im, (gdzie  Q/ S  obcią ż enie  powierzchn i  noś nej,  dcjda  pochylenie  krzywej  współ czynnika sił y  n oś n ej, r]  współ czynnik  zł agodzenia podm uch u) to widać,  że  przy  ustalonej  prę dkoś ci lotu  v, n p .  prę dkoś ci  przelotowej  dla  danego  sam olotu,  obcią ż enia  zmienne w  burzliwej atmosferze  zależą   od  prę dkoś ci  pionowej  podm uch u i  liczby  n apotkan ych  podmuchów. Obcią ż enia  t e są  najczę ś ciej  wymiarują cymi,  jeś li  idzie  o trwał ość  zmę czeniową   pł atów noś nych  wię kszoś ci  sam olotów  tran sportowych  i  innych  nieakrobacyjnych.  D latego  też, przyjmują c  do analizy  wyników  podję tych  badań  hipotetyczny  sam olot  transportowy, przyję to  jedn ocześ n ie,  że jego  wł asnoś ci  zmę czeniowe  bę dą   okreś lone  n a  podstawie  od- powiedniego  widm a  burzliwoś ci  atmosfery. Wstę pne  próby  wykazał y  [7], że moż liwe  są   znaczne przyrosty  trwał oś ci  zmę czeniowej w  wyniku  ulepszania  kon strukcji  za pom ocą  zgn iotu  n a  zim n o.  Zdecydowano  wię c  przy- ją ć  dość  wysokie,  bo  wynoszą ce  a m  —  15  kG / m m 2 naprę ż enia  ś rednie  (po  uwzglę dnieniu poprawek  n a rzeczywiste  wartoś ci  obcią ż eń  n aprę ż en ia  ś rednie  wynosił y  nominalnie <7„, =   14,83  kG / m m 2) .  W lotniczych  kon strukcjach  duralowych,  wykonywanych  zgodnie z  obowią zują cymi  wym agan iam i  mię dzynarodowymi  I C AO  oraz  niektórymi  krajowymi, n p .  [8],  n ie  m o ż na  był oby  dopuś cić  t ak  wysokich  n aprę ż eń  ś rednich,  odpowiadają cych współ czynnikowi  obcią ż enia  m —  1,  ze  wzglę du  n a  wymagane  minimalne współ czynniki bezpieczeń stwa  i  współ czynniki  obcią ż eń  dopuszczalnych.  Jedn akże  umoż liwia  się  w ten sposób  zn aczn e  rozszerzenie  am plitud  n aprę ż eń  zmiennych,  co jest  waż ne  z pun ktu  wi- dzenia  lepszego  pozn an ia  badan ych  zjawisk,  gdyż  obejmuje  się   doś wiadczeniem  wię kszy odcinek  krzywych  zmę czenia. D o  przeliczenia  widm a  podm uch ów  n a  widmo  obcią ż eń  i  potem  naprę ż eń  przyję to zał oż enie,  że przy  prę dkoś ci  przelotowej  podm uch  pionowy  o prę dkoś ci  w =   15  m/ sek powoduje  zm ian ę  współ czyn n ika  obcią ż enia  sam olotu o Am =   1. Z ał oż enie to jest realne, choć  dla  sam olotów  o m ał ych i  ś rednich  obcią ż eniach  powierzchni  noś nych  przyrost  Am w  takich  warun kach  jest  przeważ nie  nieco  wię kszy.  Z ał oż enie to jest  konsekwencją   przy- ję cia  dość  wysokich  n aprę ż eń  przy  m =  1 w  stosun ku  do  wytrzymał oś ci  doraź nej  ma- teriał u  i  wym agan ego  m in im aln ego  współ czynnika  bezpieczeń stwa  v  —  1,5. W ybór  metody  wykonywania  umocnienia oraz  ustalenie parametru  niezależ nego. D o  wy- kon an ia  um ocn ien ia w m ateriale w otoczeniu  otworu,  a wię c w strefie  spię trzenia naprę - 208 B.  JAN CELEWICZ ż eń, zastosowano  przeciś nię cie przez  otwór  koł ka o odpowiedn io  dobran ej  ś rednicy.  Otrzy- m an e  w  ten  sposób  odkształ cenie  trwał e  ś rednicy  m oże  być  param etrem  ilustrują cym w  odpowiedni  sposób  zgniot  m ateriał u i  n aprę ż en ia  wł asne  w  interesują cym  w  badan iach przekroju  pomiarowym .  Przyję to  wię c  tak,  jak  w  [7] (2.2) ^ 1 0 0  Pfl, jako  umowny  param etr  niezależ ny,  opisują cy  zm ian y  wprowadzon e  przez  um ocnienie w  otoczeniu otworu, zarówn o  we  wł asnoś ciach  m ateriał u, ja k  i  w  n aprę ż en iach wł asnych. P aram etr  ten  nazywa  się   dalej  krótko  zgniotem . W ybór  badanych  wł asnoś ci zmę czeniowych konstrukcji.  J a ko  gł ówne, interesują ce  kon- struktora,  zmę czeniowe  cechy  konstrukcji  wyróż nia  się : a)  zuż ycie  zmę czeniowe  konstrukcji, b)  trwał ość  zmę czeniową   konstrukcji, c)  przebieg  intensywnoś ci  zuż ycia  zmę czeniowego  konstrukcji  i  jej  m aksim um , d)  poziom  naprę ż eń,  przy  którym  wystę puje  m aksim um  intensywnoś ci  zuż ycia  zmę - czeniowego  oraz  liczba  zmian  obcią ż eń  powodują ca  wówczas  zniszczenie  kon strukcji. Wymienione  cechy,  choć  nie  obejmują   wł asnoś ci  propagacji  pę knięć  zmę czeniowych, charakteryzują   dość  dokł adn ie  wł asnoś ci  zmę czeniowe  kon strukcji  i  pozwalają   n a  wy- cią gnię cie  wniosków,  niezbę dnych  do  prawidł owego  pokierowan ia  uż ytkowan iem  sa- m olotu. 2.2. Badania zmę czeniowe. Przebieg prób  i ich  wyniki.  D o  wykon an ia  próbek  uż yto  ma- teriał u  D 16A- T  (produkcji  Z SR R ),  odpowiadają cego  polskiem u  PA7- T.  P rzeprowadzon o kontrolę   zgodnoś ci  wł asnoś ci  m ateriał u z polskimi  n orm am i.  Skł ad  chemiczny m ateriał u zbadany metodą  spektralną   był   zgodny  (tablica  1) ze  skł adem  podan ym  dla  st opu  P A7 w Tablica  1.  Skład chemiczny materiału PA7 N r próbki 1 2 skł ad  w  % Cu 4,00 3,80 Mg 1,25 1,26 Mn  Si 0,63 0,64 0,25 0,23 Fe 0,3 0,3 Zn ś l. ś l. Ti 0,04 0,04 Al reszta reszta norm ie  PN - 59/ H - 88026. P róba rozcią gania wykon an a n a próbkach dziesię ciokrotnych  dał a wyniki  zgodne  z  atestem  m ateriał u  (tablica  2).  P om iary  gruboś ci  blachy  dał y  wyniki  za- wierają ce  się   w  zakresie  0, 92H - 0, 97  m m . Z arówn o  wł asnoś ci  m echan iczn e, ja k  i  wymiary Tablica  2.  Wł asnoś ci  mechaniczne  materiał u  P A7 kG / mm2 45,0 Qt>,2 kG / mm2 29,0 Qio / o 17 E kG / mm 2 7,2- 103 gruboś ci  odpowiadał y  warun kom  n orm y  PN - 59/ H - 92746  dla  m ateriał u  P A7- T.  Blacha był a  platerowan a  obustron n ie  czystym  alum in ium , warstwam i  o  gruboś ci  o ko ł o  0,1  m m . P róbki  (rys.  1)  wykon an o  z  jedn ego  arkusza  blachy  tak,  by  kierun ek  walcowan ia  był BAD AN IA  WPŁYWU   ZG WOTU  W  OBSZARZE KONCENTRACJI NAPRĘ Ż EŃ 209 prostopadł y  do  kierun ku  obcią ż eń  zewnę trznych.  Obrys  zewnę trzny  próbek  wykonano n a  frezarce  w  zespoł ach po  30  próbek.  Szerokość  przekroju  pomiarowego  utrzymywano w  tolerancji  —0,1  m m . Wiercenie,  rozwiercanie  i um acn ian ie otworu  wykonywano  z  jed- nego  zał oż enia  próbki  w  przyrzą dzie,  który  zapewniał   współ osiowość  wszystkich  ope- racji  przez  uż ycie  zespoł u  tulejek  wiertarskich  pilotują cych  kolejno  wiertł o,  rozwiertak i  koł ek  (schem at  wg  [7]). P oprzez  odpowiedn ie  kojarzenia  ostatniego  rozwiertaka  i  koł ka  otrzymano  pię ć  róż- nych  wartoś ci  zgn iotu  / u. Otwór  tylko  rozwiercony  odpowiadał   zgniotowi  fi  =   0.  Roz- wiercanie  otworów  wykonywano  rę cznie,  um acn ian ie  zaś  n a  maszynie  statycznej  przy stał ej  prę dkoś ci  posuwu  wynoszą cej  5  mm/ min. W  tablicy  3  po dan o  ś rednie  wyniki  po- m iarów  odpowiednich  ś rednic  i  obliczone  stą d  wartoś ci  zgniotu  fi. Tablica  3.  Wyniki  pomiarów  zgniotu  n Seria oznacz. r>o 16 24 37 57 74 D Do mm 3,011 3,080 3,011 3,011 2,902 2,902 Obróbka  otworu d k mm — 3,150 3,100 3,150 3,100 3,150 próbki  bez  otworu D k mm — 3,130 3,084 3,125 3,070 3,119 Dk- D 0   , „ „ "  Do  ^ / o 0 1,62 2,42 3,79 5,79 7,48 — Ozn aczen ia:  D 8 —  ś redn ica  otworu  po  rozwierceniu d k   —•  ś redn ica  kolka D k • —' ś rednica  otworu  po  um ocn ien iu W  celu  zmniejszenia  odkształ cenia  pł aszczyzny  próbki  w  czasie  umacniania  obję to próbkę   w  otoczeniu  otworu  obustron n ie  okł adzin am i dobran ym i  doś wiadczalnie.  Zmniej- szał o  to  dodatkowo  oddział ywania  wejś cia  i  wyjś cia  koł ka  n a  m ateriał   samej  próbki. P rzed  przystą pieniem  d o  zasadniczych  p ró b  zmę czeniowych  przeprowadzono  próby  in- formacyjne  uwzglę dniają ce  wpł yw  czasu  «leż akowania»  próbek  po  wykonaniu  umocnie- nia  n a  trwał ość zmę czeniową.  Jak  widać  z  uzyskanych  wyników,  (tablica 4,  rys.  2)  istnieje dość  wyraź ny  spadek  trwał oś ci  zmę czeniowej  w  cią gu  pierwszych  24  godzin  «leż akowa- n ia».  P ostan owion o  wię c  rozpoczyn ać  próby  zmę czeniowe  w  24  godziny  po  wykonaniu um ocn ien ia.  Są dząc  z  ch arakteru  zależ noś ci  trwał oś ci  zmę czeniowej  od  czasu  «leż ako- wania»  uzyskane  w  ten  sposób  wyniki  bę dą   bardziej  zbliż one  do  asymptotycznych. Selekcję   próbek  do  każ dego  p u n kt u krzywej  zmę czenia prowadzon o przestrzegają c  na- stę pują ce  kryteria  (z  odch ył kam i): a)  stał ość  powierzchni  przekroju  poprzecznego  w  przestrzeni  pomiarowej, b)  wartość  zgn iotu  / t l l o m ± 5 %  fiaom> c)  wartość  sił y  przeciskan ia  koł ka przez  otwór,  zarówno  maksymalnej  w  czasie  wcho- dzenia  koł ka, ja k  i  bież ą cej  w  czasie  przepychan ia  czę ś ci  cylindrycznej  P ś r ± 10%  Pśr> d)  ugię cie  pł aszczyzny  p ró bki  w  przekroju  pom iarowym  mniejsze  niż  0,1  mm , e)  czas  «leż akowania»  2 4 ± 1  godz. N u m e r p r ó b 0—37 2 4 —3 7 100—37 270—37 Do 3Do 4Z»o 5Do 16 24 37 57 74 D 2D 3D 4D 5D 245" T a b lic a N a z wa serii  p r ó b B a d a n i a  wpł y- wu  c za su  «le- ż a ko wa ni a»  n a t r wa ł o ść  zm ę - c zen io wą li  m  3,79 Badania wpł ywu umocnienia  n a wł asnoś ci zmę czeniowe li  -   0 fi  =   1,62 li  =  2,42 /.(  =   3,79 / J,  =   5,79 li  m  7,49 Konstrukcja cią gła bez karbu Badanie  wpł ywu naprę ż eń  wł as- nych  na  trwa- ł ość  zmę cz. 4.  Wyniki  badań Liczność (m) sztuk 10 10 10 7 7 7 7 7 7 8 10 7 7 7 7 7 7 10 7 7 7 10 7 8 8 7 7 8 7 7 15 15 10 10 10 10 10 czas wania» godz. 0 24 100 270 — — — • — 24 ,, 24 24 j ) j , 24 24 ,, 24 24 3  J 24 24 24 — — — 24 ł ) 24 zmę czeniowych  ( X N ^ i > \ <ł ± 10 s   10 7 H(zmian obc.) 10' 7  (• ) próbka  bez  otworu (konstr. cią gł a);  8 (+) konstrukcja  z  naprę ż eniami  wł asnymi  bez  umocnienia na  kraw.  otw. Rys.  3.  Wykres  zbiorczy  wyników  badań  zmę czeniowych  oraz  obcią ż eń Przyjmują c  dan e  liczbowe  tego  widm a  odn iesion e  d o  1,6- 107  km  lotu  n a  ś redniej wysokoś ci  lotu  okoł o  2000  m , zwią zek  mię dzy  prę dkoś cią   podm uchu a  logarytmem  liczby podm uch ów  dodatn ich  lub  ujemnych  m oż na  n apisać  w  postaci w=  1,715  lo giJ+ 13, 339  [m/ sek]. W  oparciu  o  zał oż en ia  om ówion e  w  2.1.  przeliczono  widmo  n a  ukł ad  zwią zany  z  ba- danymi  próbkam i,  uwzglę dniając  fakt,  że  peł ny  cykl  obcią ż eń  realizowany  w  próbach skł ada  się   z  jedn ego  obcią ż enia  dodatn iego  i  jedn ego  ujemnego.  Wówczas (2.11)  l o g F   =   7, 4763- 0, 5892  a a . 7  M ech an ika  teoretyczn a 214  B.  JAN CELEWICZ Obliczenia  gł ównych  wł asnoś ci  zmę czeniowych  konstrukcji  wykonuje  się  korzystając z  analizy  podanej  przez  LU N D BERG A  [12]  i  in.  Jeż eli,  mianowicie,  n a  jakim ś  poziomie naprę ż eń  a a ,  przy  stał ych  naprę ż eniach  ś rednich  a m   zuż ycie  zmę czeniowe  okreś lić  jako stosunek (2- 12)  2) - i, gdzie  n liczba cykli  obcią ż eń  przył oż onych  do  konstrukcji,  N   liczba  cykli  tych  obcią ż eń, potrzebnych  do  zniszczenia  danej  konstrukcji,  to  dla  naprę ż eń  da a   przy  dan ym  widmie obcią ż eń  otrzymuje  się  dla  danej  krzywej  zmę czenia  przyrost  zuż ycia  zmę czeniowego (2.13)  dD- - ~. Okreś lając  intensywność  zuż ycia  zmę czeniowego  przez oraz  przyjmując  podan e  już  poprzednio  funkcje  opisują ce  krzywą  zmę czenia  i  widmo obcią ż eń  otrzymuje  się Hifl  IV  —.  c r~'" ra( rr n \ P Wartość  naprę ż eń,  przy  których  wystą pi  maksimum  intensywnoś ci  zuż ycia  zmę cze- niowego  okreś la  się  z  warunku  dD'jda a   — 0  i  wynosi 8 \ £i, J. O )  (J *•   rrrr  —J—Q' a  stąd  maksimum  intensywnoś ci  zuż ycia  zmę czeniowego (2.17)  D'  =   H°h  e~'"f"(g  - g  y a! odpowiadają ca  fBj)/max  liczba  cykli  obcią ż eń D 'max  a  I  n  I  •(2.18) Jeż eli  cał kowite zuż ycie  zmę czeniowe  wyrazić  cał ką  w  granicach  od  a az   do  oo, co jest moż liwe  wobec  pomijalnie  mał ych  zuż yć  zmę czeniowych  przy  trwał oś ciach  mniejszych niż  N   =   104 (2- 19)  D to  p o  wykonaniu  podstawień  i  przekształ ceń  otrzymuje  się (2.20)  D =  Ą  / r V*ffo zr(/ ?+ 1) oraz  cał kowitą  trwał ość  zmę czeniową (2.21)  R==^ D- BAD AN I A  WP Ł YWU   Z G N I O T U   W  OBSZ ARZ E KON C E N TR AC JI  N AP R Ę Ż EŃ 215 Z godn ie  bowiem  z  zaadoptowan ą   przez  M I N E R A  [13]  do  konstrukcji  lotniczych  hipo- tezą   P allm gren a  o  kumulacji  zmę czenia, zniszczenie  zmę czeniowe  powinno wystą pić  wów- czas,  gdy  cał kowite  zuż ycie  zmę czeniowe  n a  wszystkich  poziom ach  naprę ż eń  wyniesie  1. Warun ek  ten , jak  wykazują   liczne  badan ia,  może  być  uż yty  tylko  dość  zgrubsza  jako  kry- terium .  M oże  on jed n ak  z  powodzeniem  sł uż yć jako  wskaź nik  porównawczy  we  wzglę d- nym  analizowaniu  wł asnoś ci  zmę czeniowych  konstrukcji. Jeż eli  wię c  przedstawić  wyniki  badań  w  sposób  wzglę dny,  n p.  w  odniesieniu  do  kon- strukcji  ze  zgniotem  p  =   0,  traktowan ej  jako  konstrukcję   podstawową ,  to  obok  uwzglę d- n ien ia  powyż szego  zastrzeż enia  widoczne  staje  się   pewne  uogólnienie  uzyskanych  wy- n ików,  gdyż  uniezależ nia  się   je  od  param etru  H a ,  reprezentują cego  liczbę   przelecianych kilom etrów.  P ozostaje  zależ ność  od  pochylenia  krzywej  widma  (param etr  h),  który  to param etr  dla  wię kszoś ci  opublikowan ych  widm  burzliwoś ci  atmosfery  w  zakresie  obcią - T ablica  6.  Bezwzglę dne  wł asnoś ci  zmę czeniowe O zn aczen ie p r ó by / «[%] 0 1,62 2,42 3,79 5,79 7,49 K o n st r .  cią gła °fli)'max k G / m m 2 4, 360 5,030 5,659 6,310 6,120 6,247 5,700 N D'max. zm ian  o bc. 640  200 1  721  000 1  677  700 1  104  100 2  737  200 1  982  400 4  624  900 D  max 1/ kG / mm 2 0,15725 0,02575 0,01125 0,00700 0,00366 0,00425 0,00386 D 0,4049 0,0700 0,0313 0,0173 0,0121 0,0139 0,0126 ż eń,  leż ą cych  w  otoczeniu  m aksim um  intensywnoś ci  zuż ycia  zmę czeniowego,  zmienia  się bardzo  nieznacznie.  R ozum owan ie  powyż sze  spowodował o,  że  gł ówną   analizę   wyników badań  zmę czeniowych  prowadzi  się   w  uję ciu  wzglę dnym  w  odniesieniu  do  konstrukcji z  karbem  n ieum ocn ion ym  (ji  =   0). O z n a c z e n i e p r ó b y A<  [%] 0 1,62 2, 42 3,79 5,79 7, 49 KLonstr. c ią gła T a b li c a (orflD / max)iv 1 1,154 1,297 1,447 1,404 1,434 1,307 7.  Wzglę dne  wł asnoś ci  zmę czeniowe (/ V/ )'max)>v 1 2,688 2,640 1,723 4, 275 3,095 7,221 (D  max)w i 0,1638 0,0715 0,0445 0,0239 0, 0270  • 0,0245 D w 1 0,1729 0,0773 0,0427 0,0299 0,0343 0,0311 1 5,78 12,94 23,40 33,46 29,13 32,13 216 B.  JAN CELEWICZ 0  0,002  0,001  OfiDB  0,008  0,010  0,012 0,018  0.018  0,020  0,022  0,024  D' '  ,7 Rys.  4.  Wykresy  intensywnoś ci  zuż ycia  zmę czeniowego (D'max) w   I  D w 1,0 0,5 0,1 0.05 0,01 \ Dw 1 2  3  4  5  6 Rys.  5.  Zależ ność  maksymalnej  wzglę dnej  intensywnoś ci  zuż ycia  zmę czeniowego  i  wzglę dnego  zuż ycia zmę czeniowego  od  zgniotu  fi Wyniki  obliczeń  bezwzglę dnych  wł asnoś ci  zmę czeniowych  konstrukcji  p o d an o  w  tab- licy  6,  a  rozkł ady intensywnoś ci  zuż ycia  zmę czeniowego  n a  rys.  4.  Obliczenia  wzglę dnych wł asnoś ci  zmę czeniowych  konstrukcji  zawiera  tablica  7  i  ilustrują   wykresy  (rys.  5—7) BAD AN IA  WPŁYWU   ZG N IOTU   W  OBSZARZE KONCENTRACJI NAPRĘ Ż EŃ 217 Wł asnoś ci  zmę czeniowe  kon strukcji  cią gł ej  bez  karbu  podan e  również  w  tablicach 6  i  7  umoż liwiają   dodatkową   ocenę   uzyskanych  wyników  ulepszania  wł asnoś ci  zmę cze- niowych  konstrukcji  z  karbem .  D la  wyjaś nienia  należy  dodać,  że  ze  wzglę du  n a  ograni- czenia  zakresu  obcią ż eń  moż liwych  do  realizacji  n a  uż ywanych  maszynach,  zmniejszo- 3 0 20 10 konstn_ cią gT a 0  1 2  3  4  5  6  7 Rys.  6.  Zależ ność  wzglę dnej  trwał oś ci  zmę czeniowej  od  zgniotu  / J. n o  szerokość  przekroju  pom iarowego  próbek  konstrukcji  cią gł ej  do  13  m m ,  zachowują c podobień stwo  geometryczne  pozostał ych  wymiarów.  N ie  uległ a  zmianie  ilość  materiał u w  przekroju  pom iarowym  i  to  m a  tu  zasadnicze  znaczenie. Rys.  7. Zależ ność  wzglę dnej  amplitudy  naprę ż eń  przy  maksimum  intensywnoś ci  zuż ycia  zmę czeniowego od  zgniotu ix 3.  Pomiary  rozkł adu  warstwy  umocnionej  i  naprę ż eń  wł asnych  powstał ych  po umocnieniu  otworu Wprowadzen ie  zgn iotu  plastycznego  przez  um ocnienie otworu  pocią ga  za  sobą   zmiany jakoś ciowe  w  kon strukcji,  z  których zmiany wł asnoś ci m ateriał u zgniecionego  oraz zmiany w  postaci  wprowadzen ia  pewnego  rozkł adu n aprę ż eń  wł asnych  m oż na  uznać  za  gł ównie 218  B.  J AN C E L E WI C Z oddział ywają ce  n a  zmiany  wł asnoś ci zmę czeniowych  badanych  konstrukcji.  Przepchnię cie koł ka  przez  otwór  powodował o jeszcze znaczny  wzrost  gł adkoś ci powierzchni  w  otworze. Wpł yw  ten  moż na jedn ak  pominą ć ze  wzglę du  n a  praktycznie  niezmienioną   ostrość  kra- wę dzi  otworu,  która  w  olbrzymiej  wię kszoś ci  prób  był a  ogniskiem  pę knię cia zmę czenio- wego. 3.1. Pomiary  rozkładu  warstwy  umocnionej.  Metoda  badań .  Badania  rozkł adu  warstwy umocnionej  oparto  n a  zał oż eniu, że  umocnienie  materiał u próbki  w  tego  rodzaju  kon- strukcjach,  jakimi  był y  badane  zmę czeniowo  próbki,  zwią zane  jest  ś ciś le  z  rozkł adem odkształ ceń trwał ych materiał u wokół  otworu. Odkształ cenie materiał u w otoczeniu otworu odbywał o  się   w  stanie  trójosiowego  ś ciskania  ze  wzglę du  n a  uż ycie  obustronnych  okł a- dzin.  Wszystkie  zmiany  w  materiale, które  z  pun ktu  widzenia  teorii  dyslokacji  [10]  mogą wpł yną ć  n a  wł asnoś ci  zmę czeniowe  konstrukcji,  jak  liczba  wakansów  i  dyslokacji,  moż- liwość ich przemieszczeń itp. wystę pują  wię c w cał ej obję toś ci  materiał u zgniatanego i trudn o wyróż nić  któryś  z  kierunków  jako  uprzywilejowany. W  przypadku  ogólnym,  definiują c  odkształ cenie wzglę dne  w  kierunku  gł ównym  jako stosunek  przyrostu  dł ugoś ci jakiegoś  wymiaru  w  tym  kierunku  do  aktualnej  dł ugoś ci tego  wymiaru,  czyli (3.1)  dę   =   y otrzymamy  wydł uż enie  cał kowite wymiaru  od  począ tkowego  l 0   do  koń cowego l' Q 'o (3.2)  q>=  T  =   lny- . ' o W  kierunku  trzech  osi  gł ównych  1,  2,  3  odpowiednio /o   ̂ ] n  '  In  •   In h h h Przyję to,  że  materiał  w  procesie  odkształ cenia nie  zmienia  swojej  obję toś ci,  choć do- ś wiadczenia,  np.  G U LAJEWA  [14] wskazują ,  że  zał oż enia takie  w  niektórych  przypadkach duż ych  odkształ ceń  mogą   być  podważ one. Z  przyję cia  wymienionego  zał oż enia wynika,  że suma odkształ ceń wzglę dnych  w trzech kierunkach  gł ównych  musi  być  równa  zeru,  czyli (3.4)  9>i+9> 2+93  =  0. M iernikiem  ogólnym  odkształ cenia materiał u jest  intensywność  odkształ ceń  plastycz- nych  wyraż ona  n p.  [15]  wzorem (3.5)   9i   = Wielkość  ta,  ujmują ca  w  sobie  wszystkie  trzy  odkształ cenia gł ówne, jest  dobrym  pa- rametrem  porównawczym,  ilustrują cym  zmiany  wprowadzone  w  materiale  w  wyniku umocnienia,  istotne  z  pun ktu  widzenia  wł asnoś ci  zmę czeniowych  materiał u. BAD AN IA  WPŁYWU   ZG N IOTU  W  OBSZARZE KONCENTRACJI NAPRĘ Ż EŃ 219 Jeś li  wię c  w  badan ych  próbkach  pom ierzyć  odkształ cenia  w  kierunkach  osi  x  i  y,  od- powiadają cych  kierun kom  gł ównym  1  i  2  (rys.  8)  czyli 

• 4 -. Rys.  10.  Obraz  linii  siatki rzoną   od  krawę dzi  otworu  wzdł uż  osi  x  w  kierun ku  krawę dzi  zewn ę trzn ej  próbki) ,  linią prostą   do  przecię cia  z  osią   logipi  w  ukł adzie  pół logarytm iczn ym  (logc>1;  xv).  P odobn ie z  ekstrapolacji  wyników  imax) i  szerokoś ci  zale- gania  waistwy  umocnionej  <5 od zgniotu p, 3.2.  Pomiary  naprę ż eń  własnych.  Metoda  pomiarów.  D o  pom iaru  naprę ż eń  wł asnych zastosowan o  opan owan ą   przy  pom iarach  rozkł adu  warstwy  umocnionej  m etodę   siatek elem entarnych.  Z  pom ierzon ego  rozkł adu  odkształ ceń  siatki,  wyznaczonego  z  pomiarów odpowiednich  jej  param et ró w  przed  rozcię ciem  i  p o  rozcię ciu  próbki  w  sposób  wyod- rę bniają cy  obszar  pom iarowy,  m oż na  z  podstawowych  zależ noś ci  wyznaczyć  rozkł ad n aprę ż eń  wł asnych  w  tym  obszarze.  W  pu n kt ach 0  i  K  (rys.  8), gdzie  istnieje  jednoosiowy stan  n apię cia  przy  zał oż en iu  pł askiego  ch arakteru  doś wiadczenia,  co  w  tym  przypadku jest  u zasadn ion e: (3.8)  a ls   =  0;  a 2s   =   EB 2S . W  dowolnym  pun kcie  przekroju  pom iarowego,  leż ą cym  n a  osi  x (3.9) l- Y l- Y - [e ls +ve 2S ], - [e 2S +ve ls ], 222 B. JAN CELEWICZ gdzie  e ls   i  e 2S   odkształ cenia  w  kierun kach  gł ównych  l( x)  i  2(y),  v  liczba  P oisson a, £   m oduł   sprę ż ystoś ci. Przebieg  badań  i  ich  wyniki.  P om iary  rozkł adów  odkształ ceń,  umoż liwiają cych  wy- znaczenie  naprę ż eń  wł asnych,  wykon an o  n a  dwóch  próbkach  o  zgniocie  odpowiadają- cym  n  =   3,79  w  próbach  zmę czeniowych.  P róbki  wykon an o  identycznie,  ja k  wszystkie próbki  uż yte  w  zasadniczych  badan iach  zmę czeniowych.  Wiercenie,  rozwiercanie  i umac- nianie  otworu  wykonywano  z  jedn ego  zał oż enia  próbki  w  przyrzą dzie,  przy  czym  ope- racje  te  wykonywano  bez  okł adziny  górnej  w  celu  uzyskan ia  porównywalnoś ci  z  rozkł a- dam i  warstwy  um ocnionej. P owodował o  to, jak  otrzym an o  w  pom iarach warstwy  um oc- nionej,  nieco wię ksze wartoś ci  zgniotu  [i  (tu p, =   3,99).  W  24  godziny  p o  um ocn ien iu na- noszono  w  przekroju  pom iarowym  n a  spolerowanej  powierzchn i  próbki  siatkę,  uwzglę d- niając  spodziewane  gradienty  naprę ż eń  wł asnych.  P o  pom iarze  siatki  i  kon troln ych  po- Rys.  13.  Widok  próbki  rozcię tej  do  pomiaru  rozkł adu  naprę ż eń wł asnych miarach  ś rednicy  otworu  w  celu  okreś lenia  wartoś ci  zgn iotu  \ x  rozcin an o delikatn ie  próbkę przy  uż yciu  pił ki  rę cznej  i  n adcin an o  fragm ent  z  n an iesion ą  siatką  tak,  by  go  oddzielić od  pozostał ego m ateriał u próbki.  Rozcię te próbki  (rys.  13)  «leż akował y»  pon own ie  przez 24  godziny  w  tem peraturze  pokojowej,  a  n astę pn ie  pon own ie  m ierzon o  t e  sam e  para- metry  siatek.  Odkształ cenia  uwolnione  w  ten  sposób  obliczan o  ja ko (3.10) L 3 ze  wzglę du  n a  m ał e  ich  wartoś ci.  D la  uś redn ion ych  wyników  pom iarów  z  lewej  i  prawej strony  przekroju  pom iarowego  wyrysowywano  linie  odkształ ceń, a  n astę pn ie  z  t ak  inter- polowanych  linii  odczytywano  dan e  do  obliczenia  wartoś ci  n aprę ż eń.  T u  należy  pod- kreś lić,  że  interpolowanie linii  odkształ ceń nie  n astrę czało trudn oś ci ze wzglę du n a  bardzo dobrą  symetrię  otrzymanych  wyników  pom iarów.  R ozkł ad  n aprę ż eń  wł asnych  w  prze- kroju  pom iarowym  pokazan o  n a  rys.  14.  C h arakter  rozkł adu jest  zgodny  ze  spodziewa- nym  i  zbliż ony  do  rozkł adów  naprę ż eń  wł asnych  w  rurach  gruboś ciennych  po  odkształ - ceniu  trwał ym  ś rednicy  wewnę trznej. Rys.  14.  Rozkł ad  naprę ż eń  wł asnych  w  przekroju  pomiarowym w  <*r* —  n aprę ż en ia  w  kierun ku  osi  x;  02,  Ri   i na kra- wę dzi  zewnę trznej  (a 2s   ?a  ae s )k  od  zgniotu  / x. Liniami  przerywanymi  naniesiono  granice  dokł adnoś ci pomiarów [223] 224  B. JAN CELEWICZ D alsze  pomiary  naprę ż eń  wł asnych  ograniczono  do  zmierzenia  n aprę ż eń  a 2S   n a  kra- wę dzi  otworu  (pun kt  0)  i  n a  krawę dzi  zewnę trznej  próbki  (pun kt  K)  po  obu  stron ach przekroju  pom iarowego,  jako  najbardziej  istotnych  z  pu n kt u  widzenia  wpł ywu  n aprę ż eń wł asnych  n a  wł asnoś ci  zmę czeniowe  badan ych  konstrukcji.  Wyniki  tych  pom iarów  w  za- leż noś ci  od  wartoś ci  zgniotu  ft,  mierzonego  również  w  czasie  pom iarów  odkształ ceń , po- kazan o  n a  wykresie  (rys.  15). 3.3.  Analiza  wyników  pomiarów  rozkł adu  warstwy  umocnionej  i  naprę ż eń  wł asnych.  Wyn iki pomiarów  rozkł adu  warstwy  umocnionej  wykazują   kilka  charakterystycznych  cech. Rozkł ad  odkształ ceń  i.  Z n am ien n e jest,  że  m im o blisko  pię ciokrotnego  wzrostu  / u (1,62^- 8,02)  m aksym aln a  intensywność  odkształ cen ia iran,x w  zależ noś ci  od  zgniotu  / u  oraz naprę ż eń ais  n a  krawę dzi zewnę trznej  i  szerokoś ci  warstwy  umocnionej  b  skł ania  do  przypuszczenia,  że  wartoś ci n aprę ż eń  wł asnych  a 2S   n a  krawę dzi  otworu  zależą   gł ównie  od  maksimum  intensywnoś ci 1,0 ó[mm] R ys.  17.  Z ależ n o ść  n ap rę ż eń  wł asn ych  a 2s   n a  krawę dzi  zewn ę trzn ej  od  szerokoś ci  warstwy  wzm ocn ion ej  d odkształ ceń 

')  (rys.  4) jest  graficzną  ilustracją  zuż ycia  zmę czeniowego  kon strukcji.  Widocz- n e jest,  że  przedł uż enie granic  cał kowania  do  co  obejmuje  t ak  m ał e  intensywnoś ci  zu- ż ycia  zmę czeniowego,  że  wpł yw  tego  n a  zasadniczy  wynik,  zależ ny  gł ównie  od  m aksim um intensywnoś ci  zuż ycia,  m oż na  pom in ą ć. U ż ycie  nowego  arkusza  blachy  w  próbie  rozdzielenia  wpł ywów  n aprę ż eń  wł asnych i  zgniotu  m ateriał u  n a  wł asnoś ci  zmę czeniowe  nie  spowodował o  wypaczenia  wyników. Ś rednia  trwał ość  próbek  wykonanych  ze  starego  arkusza  blachy  wynosił a,  przy  a a   = =   6,5  kG / m m z, gdzie  zbadan o  dla porówn an ia sześć  pró bek  z tego  arkusza  i cztery  próbki z  nowego  arkusza,  N ś r   =   237 900  cykli  obcią ż eń,  a  dla  pró bek  wykon an ych  z  n owego arkusza  N i r   — 249 200  cykli.  Róż nica  mię dzy  nimi  wynosi  tylko  okoł o  4,7  %  ś redniej wartoś ci  trwał oś ci  obliczonej  dla  wszystkich  próbek  zbadan ych  n a  tym  poziom ie  n a- prę ż eń. Z  wykonanej  analizy  wynika,  że  miarodajność  wyników  bad ań  zmę czeniowych  i  ob- liczonych  stąd  wł asnoś ci  zmę czeniowych  badan ych  kon strukcji  n ie  powin n a  budzić  wą t- pliwoś ci,  gdyż  ł atwo  m oż na  zauważ yć,  że  dokł adn ość  realizacji  poszczególnych  etapów badań  utrzymywał a  się  tego  samego  rzę du  co  odpowiednie  dokł adn oś ci  badań  zmę cze- niowych  wykonanych  przez  wielu  innych  autorów,  których  wyniki  uzn an o za  m iarodajn e i  znalazł y  praktyczne  zastosowania. Wszystkie  pomiary  odkształ ceń wykon an o  n a  m ikroskopie  firmy  Zeiss  o  najmniejszej dział ce  równej  0,001  m m .  Współ mierność  gruboś ci  linii  n an oszon ych  siatek  z  gruboś cią linii  w  ukł adzie pom iarowym  m ikroskopu  dawał a bardzo  dobrą  powtarzaln ość  odczytów, szczególnie  w  pom iarach odkształ ceń do  wyznaczenia  rozkł adów n aprę ż eń wł asnych,  gdzie po  nacię ciu  siatki  nie  stosowano  już  ż adnej  obróbki  powodują cej  odkształ cenie  trwał e pł aszczyzny  próbki.  M oż na  uznać,  że  bezwzglę dny  bł ąd  pom iaru  wydł uż eń  siatki  utrzy- mywał   się  w  zakresie  ± 0, 0005  m m .  W  pom iarach  rozkł adu  warstwy  um ocn ion ej  mie- rzono  odkształ cenia wynoszą ce  0,007^- 0,050  m m .  Bł ę dy  wzglę dne  wynoszą  więc  ± 7%- r- - j- ± l%»  a  ś rednio  dla  odkształ ceń zawierają cych  się  w  przedziale  0,014- ^- 0,018 m m , gdyż tak  dobieran o  param etry  siatki,  bł ąd  wzglę dny  wynosi  okoł o  ± 3 %  m ierzonych  wartoś ci. Jeś li  podobn ie  podejść  do  pom iarów  n aprę ż eń  wł asnych,  to  p o  uwzglę dnieniu  uż ytych tam  baz  pomiarowych  l- f-3  mm , bezwzglę dne  bł ę dy pom iaru  n aprę ż eń zawierają  się  w  za- kresie  3,6- ^1,2  kG / m m z.  N a  rys.  15  obrazują cym  zależ ność  n aprę ż eń  a 2S   n a  krawę dzi otworu  i  n a  krawę dzi  zewnę trznej  od  zgniotu  / u  n an iesion o  odpowiedn ie  zakresy  dokł ad- noś ci  pom iarów  w  odniesieniu  do  linii  ś redniej  interpolowanej  mię dzy  uzyskan ym i  wy- nikami.  Widoczne jest,  że  wię kszość  wyników  pom iarów  leży  w  strefie  obję tej  t ak  okre- ś lonymi  granicami  dokł adnoś ci pom iaru. 6.  Wnioski P rzeprowadzone  badan ia  wskazują,  że  wprowadzenie  lokaln ego  um ocn ien ia w  obsza- rze  spię trzenia  n aprę ż eń  w  cienkoś ciennej  konstrukcji  duralowej  powoduje  zn aczn e ulep- szenie  wł asnoś ci  zmę czeniowych  konstrukcji.  U zyskanie  w  m aksim um  p o n ad  trzydziesto- krotnie  wię kszej  trwał oś ci  zmę czeniowej  dla  konstrukcji  um ocn ion ej  niż  dla  kon strukcji z  karbem  bez  um ocnienia jest  wynikiem  bardzo  zachę cają cym  d o  dalszych  bad ań ,  a  n a- wet  do  podję cia  prób  praktycznych.  Ogólniejszym  wnioskiem  jest  tu  stwierdzenie  moż li- BAD AN IA  WPŁYWU   ZG N IOTU   W  OBSZARZE KONCENTRACJI  NAPRĘ Ż EŃ   231 woś ci  cał kowitego  zlikwidowania  ujemnego  dział ania  karbu  n a  trwał ość  zmę czeniową kon strukcji  cią gł ej.  U zyskan a  bowiem  trwał ość  konstrukcji  z  karbem  umocnionym jest n awet  nieco  wię ksza  niż  trwał ość  konstrukcji  cią gł ej  bez  karbu,  choć  bezpieczniej  jest mówić  o  porównywalnych  trwał oś ciach  w  obu  przypadkach. Otrzym an a  zależ ność  trwał oś ci  zmę czeniowej  konstrukcji  od  zgniotu  fi  posiada  wy- raź n e,  choć niezbyt  ostre, m aksim um ,  ś wiadczą ce  o  istnieniu  zgniotu  optymalnego  (w  da- nym  przypadku  ^ o p t  ~  5,8).  Powyż ej  tego  zgniotu  zaczyna  się   spadek  trwał oś ci  zmę - czeniowej  kon strukcji.  N iewielka  róż nica  mię dzy  wartoś ciami  naprę ż eń  wł asnych  na  kra- wę dzi  otworu  w  próbkach  o  zgniocie  fi  =   5,79  i / u  =   7,49,  wynoszą ca  okoł o  1,5 kG / mm 2 (z  rys.  15)  przy  uwzglę dnieniu  rozrzutów  technologicznych,  a  wyraź na  róż nica  mię dzy m aksym aln ym i intensywnoś ciami  odkształ ceń trwał ych 9>;max, wynoszą ca  okoł o 7% (rys.  12) skł an ia  do  przypuszczenia,  że  przyczyną   zmniejszania  się   trwał oś ci  zmę czeniowej  dla zgniotów  powyż ej  optym aln ego  jest  w  pierwszym  rzę dzie  naruszenie  spójnoś ci  materiał u spowodowan e  bardzo  dużą   intensywnoś cią   odkształ cenia pł ytkiej,  bo  się gają cej  najwyż ej do  0,1  m m  warstwy  podpowierzchn iowej. Z  pun ktu  widzenia  zmę czenia  konstrukcji  wzrost  trwał oś ci  zmę czeniowej  spowo- dowany  jest  przede  wszystkim  zmniejszeniem  się   m aksim um  intensywnoś ci  zuż ycia  zmę - czeniowego,  wię c  przesunię ciem  krzywych  zmę czenia  w  kierunku  wię kszych  trwał oś ci. Jedynie  wówczas,  gdy  m aksim a  intensywnoś ci  zuż ycia  są   zbliż one,  istotną   rolę   zaczyna odgrywać  poziom a  asym ptota  krzywej  zmę czenia  (lub  granica  zmę czenia). Wynika  stą d, że  dla  m iarodajnego  okreś lenia  trwał oś ci  zmę czeniowej  i  ewentualnych  zmian  wynikają - cych  z  ulepszania  kon strukcji  konieczna  jest  znajomość  krzywej  zmę czenia  w  zakresie do  n aprę ż eń  wystę pują cych  w  konstrukcji  przy  obcią ż eniach  dopuszczalnych  dla  danej kon strukcji.  Spadek  m aksim um  intensywnoś ci  zuż ycia  zmę czeniowego  zwią zany  jest  ze wzrostem  n aprę ż eń,  przy  których  to  m aksim um  wystę puje.  Zależ ność  (ffaD , m ax)w  od zgn iotu  [j,  m a  ch arakter  asym ptotyczny  (rys.  7),  zdą ż ają cy  do  wartoś ci  okoł o  1,5.  Wska- zówka  t a  m a  o  tyle  istotn e  znaczenie,  że jeden  z  badan ych  poziomów  naprę ż eń  krzywej zmę czenia  powinien  odpowiadać  spodziewanym  n aprę ż en iom ô D- max- Z m ian y  fizyczne  w  kon strukcji  wywoł ane  umocnieniem , t o  przede  wszystkim  bardzo duże  intensywnoś ci  odkształ cen ia  m ateriał u przy  otworze,  charakteryzują ce  się   pon adto bardzo  duż ymi  gradien tam i  i  pł ytkim ,  bo  zaledwie  się gają cym  0,1  mm,  ich  zaleganiem. Wysokie  są   również,  przy  danej  geometrii  próbek,  naprę ż enia  wł asne  w  konstrukcji  i  to zarówn o ś ciskają ce  n a krawę dzi  otworu, jak  rozcią gają ce  n a krawę dzi  zewnę trznej. Wspólną cechą , zarówn o  rozkł adu warstwy  um ocn ion ej, ja k  i  naprę ż eń wł asnych, są   duże gradienty ich  wartoś ci  przy  m ał ych zgn iotach  p,  maleją ce  ze  wzrostem  wartoś ci  zgniotu  fi.  Tu  leży przyczyna  takiego  sam ego  ch arakteru zm ian zarówn o  zuż ycia, jak  i intensywnoś ci  zuż ycia zmę czeniowego. P ró ba  rozdzielenia wpł ywów  zgniotu  m ateriał u  i naprę ż eń wł asnych wykazuje,  że okoł o 2/ 3  ogólnej  zm iany  trwał oś ci  pochodzi  od  zgniotu  m ateriał u,  a  tylko  1/3  od  naprę ż eń wł asnych.  M im o szczupł ego program u  tej  próby  m oż na wnioskować,  że ewentualne  dalsze zm iany  trwał oś ci,  spowodowan e  relaksacją   n aprę ż eń  wł asnych,  nie  spowodują   zasadni- czych  zm ian  tej  trwał oś ci, gdyż  zmiany  te  zależ eć  bę dą   od  czynnika  o  mniejszym  oddzia- ł ywaniu. 232  B.  JAN CELEWICZ Literatura  cytowana  w  tekś cie 1.  G . FORREST,  Some experiments  on the effects  of  residual  stresses on  the fatigue  of  aluminium  alloys, J.  of  Inst.  of  M etals,  vol.  72, 1946. 2.  D . ROSEN THAL,  G . SIN ES,  Effect  of  residual  stress on the fatigue  strength  of  notched specimens,  Proc. ASTM ,  vol.  51, 1954. 3.  R. L. TEMPLIN ,  Fatigue of  aluminium,  P roc.  ASTM,  vol.  54, 1954. 4.  B.  H EIN RICH ,  Zweistufige Kaltwerformung  und Alterung ein  Verfahren  zur  Verhinderung  von  Abbauer- seheinungen  bei oberflachenverfetigten  Baubeilen  aus weichen W erkstoften, Inst.  fiir  Leichtbau, 5,1966. 5.  G . B.  G LEASON,  Influence of  shot peening on fatigue  strength  of  14S- T  Alloy,  lio n  Age  1/ 1947. 6.  C .  C EP EH C EH   H   flp.j  KoncmpyKiiUOHHan  npounocmb  asuauuouHUX  cruiaeoe,  T pyflbi  M A T H ,  Bbin . 54,  1962. 7.  B.  JAN CELEWICZ,  Badania wplyn u  zgniotu plastycznego  na  trwał oś ć zmę czeniową duralowych  blach z  karbem, Arch.  Budowy  Maszyn,  1,  13  (1966). 8.  British  Civil  Airworthiness Requirements,  section  D   Airplanes,  London  1963. 9.  W. WEIBU IX, A statistical representation  of fatigue failures of solids,  Trans,  of  Royal  Inst.  of  Technol., Stockholm  1949. 10.  L A.  OD I N G , T eoria dyslokacji w metalach i jej zastosowania, PWT, Warszawa 1961  (tł um. z rosyjskiego). 11.  J. TAYLOR, Measurements of gust loads  in aircraft,  J.  of Royal  Aer. So c , vol. 57, n r 506,  1953. 12.  B.  LU N D BERG ,  Fatigue life  of  airplane  structures, F F A  Rep. 60,  Stockholm  1955. 13.  M.  M IN ER,  Cumulative  damage  in  fatigue,  J.  of  Applied  M echanics,  9, 1945. 14.  A.  FyjIAEB,  Mema/ i/ ioeedeHue,  06opoHTH3,  MocKBa  1949. 15.  Z . MARCIN IAK,  Mechanika procesów tł oczenia  blach, WN T, Warszawa 1961. 16.  G . WALG REN , Direct fatigue  tests  with tensile and compressive  mean stress on  24S- T  aluminium  plaine specimens  and specimens  notched by  drilled hole., F F A R ep. 48,  Stockholm  1953. 17.  H . B.  KyflPHEinsBj  Bnympemue HanpnoicemiB  Kan peaepe  npowocmu  e  Maumnocmpoenuu,  M am rn 3, MocKsa  1951. 18.  W. WARSZYŃ SKI Badania  wpł ywu zgniotu powierzchniowego  na wytrzymał oś ć zmę czeniową ,  (praca dok- torska  w  AG H )  Kraków  1962. 19.  P. W. KASG ARD,  Exploratory study on optimum coining for  improvement of  fatigue  life,  Experimental Mechanics,  10/ 1964. P  e 3  IO  M e H CCJIEflOBAH H E  BJ I J M H H a  JIOKAJIŁI- IOfł   I D I AC T H ^ E C K O H   ,fl;EOPMAD;HH3 BŁI3BAH H Ofł   B  P AH OH E  KOH U EH TPALTH H   H AITPJD KEH H H , H A  yC T AJ I O C T H yiO KOH C TP YKU H H   H 3  AJI JI I OM H H H E BOrO  C n JI ABA  C  H A,H ;PE30M B  p a So ie  onucaH M   nccjie# OBaHHH   n o yn ym n e in n o  npoTH BoycTajiocTH oft  npo^nrocTH  TOHKOCTeiiHOH KOHCTpyKUBH  H3 ajijiioMHHHeBoro  cnjiaBa  P A 7  T , npH   ncntiTaH nH X  o6pa3uoB  c ijeH TpantH o  p a c n o n o - >KeinibiM   OTBepcTKM.  O6pa3i(Bi  yn p o r a e H bi  wiacraraecKH M   fledpopiwapoBaH H eM   flnaiweTpa  o T Bep en m , nocpeflCTBOM   npoflaBJEHBaHHH   n ep e3  OTBepcTue  inraH tiflpEraecKoro  iniH cbTa.  AH ajni3  pe3yjn>TaT0B  ycTa- JIOCTH BIX  HCUbiTaHHH, npoH 3BefleuH biH   n o  cooTBecTBei- mo  aflanTHposą HHOMy  MeTOfly  J I yH fl6ep ra- 3r- noKa3aji  BO3MO>KHOCTB  3HaMHTeju.Horo OnHcaHBi  H   nepeaH ajiH 3H poBaH Bi  pe3yjitTaTbi  H3Mepei- inft  pacnpeflejienH H   yn potm eH H Oro  CJIOH , a  TaiOKe  pacnpeflejieH H H   ocTaToinanc  H anpnaceH H H  B iraiwepneMOM   ce^ieHHH. H 3 STH X  H3iwepeHHH  c n e- flyeTj  t n o  cnBOKeime ycTajiocTHOł i  flojiroBeiniocTH   B ycnoBHHX3 n peBBiiu aio m ax  onTHMajibHbie  napaivieTpbi yrrpotmeH H H 3  o6ycjioBJieHO  H3MeHeimnMH  H ei