Нормальных температур

Для определения нормальных составляющих F%\ и F30 составим уравнение равновесия сил, действующих на группу (2.3):

Из рассмотрения плана скоростей (см. рис. 14.10,0), построенного для контактной точки, совпадающей с полюсом Р, исходя из равенства нормальных составляющих и" окружных скоростей оче-

Соответствующие члены в уравнении (4.43) сократятся, и для нормальных составляющих мы получим два уравнения:

Для расчета двух коэффициентов (отражения и прозрачности) "Имеются два граничных условия: равенство давлений и нормальных составляющих колебательных скоростей по обе стороны (сверху и снизу, как на рис. 1.11) от границы сред. Из них следует равенство суммарных импедансов сверху и снизу от границы при x=Q. Суммарным импедансом называют отношение суммы давлений к сумме нормальных составляющих колебательных скоростей для всех волн, существующих по одну сторону от границы:

Из рассмотрения плана скоростей (см. рис. 14.10, в), построенного для контактной точки, совпадающей с полюсом Р, исходя из равенства нормальных составляющих и" окружных скоростей очевидно, что: иСОзрШ=и2СО5рш2, так как v\=rwl(a\ и У2 = гШ2й>2, тогда ш1ГшСОзри, = со2/'1в2СО5ра,2, откуда

где ас, - угол между абсолютной скоростью точки, контакта тела УС, и нормалью к профилю в этой же точке, численно равен углу между радиусом О/С и перпендикуляром О,-Л^,-, опущенным из центра вращения звена О, на нормаль п — п. Условие контакта тел будет обеспечено лишь при равенстве нормальных составляющих скоростей

Исходя из равенства нормальных составляющих vn окружных скоростей в точке касания начальных цилиндров, справедливо выражение

Геометрический расчет червячной передачи основан на равенстве нормальных составляющих vn окружных скоростей в точке касания начальных цилиндров червяка и червячного колеса, имеющих радиусы rt и га.

_Второй этап — определение нормальных составляющих Fzi" и ^зо™ — выполняется на основании графического решения векторного уравнения суммы сил, действующих на всю группу в целом:.

Затем откладываем тангенциальную составляющую FZI* по соседству с силой FZ и тангенциальную составляющую FSO* по соседству с силой FZ так, чтобы стрелки всех векторов соответствовали одному и тому же направлению обхода: fa==F2it/iiF и cd=FSot/HF. Линии действия нормальных составляющих Fzin и Fson проводим из начала вектора FZI* и конца вектора Р3о*. Точка _пересечения этих линий определит отрезки de и е\, изображающие ^зо™ и F2in. Суммы нормальных и тангенциальных составляющих дают полные реакции FZI и ^зо-

Второй этап — определение нормальных составляющих F"i и Ftu— выполняется на основании графического решения векторного уравнения суммы сил, действующих на всю группу в целом:

Рис. 231. Микроструктура мартенсита, полученного после закалки от нормальных температур (а) и крупнозернистого, полученного в результате небольшого (б) и большого (в) перегрева при закалке. Сталь 40, Х500

Повышенная хрупкость — дефект, обычно появляющийся в результате закалки от слишком высоких температур (более высоких, чем это требуется), при которых произошел значительный рост зерен аустенита. Дефект обнаруживается механическими испытаниями по излому, или по микроструктуре. Устраняют дефект повторной закалкой от нормальных температур для данной стали.

Коррозионная стойкость стали обеспечивается содержанием более 12 % Сг, а содержание 8 % Ni стабилизирует аустенит-ную структуру и сохраняет ее при нормальных температур ах (сталь 10Х18Н9Т и др.). При сварке этих сталей на режимах, обусловливающих продолжительное пребывание металла в области температур 500—800 °С, возможна потеря коррозионной стойкости металлом шва и з. т. в. Причиной этого является образование карбидов хрома на границах зерен и обеднение приграничных участков зерен хромом. В результате металл сварного соединения становится склонным к так называемой межкристаллитной коррозии.

При изготовлении деталей тяжелых машин завершающими операциями являются после-сварочная термическая и механическая обработки. Рамы и станины с толщиной спариваемых элементов более 100 мм, как правило, подлежат термообработке. При этом для деталей, эксплуатирующихся в условиях нормальных температур и изготовленных из сталей, сохраняющих высокие пластические свойства в зоне термического влияния, можно ограничиться проведением высокого отпуска. При более жестких условиях сварную деталь для улучшения свойств сварных соединений обычно перед высоким отпуском подвергают нормализации. Точность размеров станин и рам в основном обеспечивается последующей механической обработкой.

Проверку предложенных расчетных зависимостей для различных местоположений дефектов в мягких и твердых швах проводили на сварных соединениях, выполненных из сталей и сплавов по реальной технологии. Для удобства ограничивались испытанием цилиндрических сварных образцов (осесимметричная деформация) и образцов, выполненных из пластин с соотношением сторон поперечного сечения S/B = 5 (плоская деформация). Сварку проводили по узкощелевому зазору, что отвечало рассмотренной при анализе расчетной схеме. Сварные соединения с мягкими швами выполняли из мартенситностареющих сталей ЭП-678 и ЭП-659 и титановых сплавов типа ПТ-ЗВ. При этом в условиях нормальных температур испытаний, несмотря на наличие мягких прослоек и дефектов, образцы показывают высокую пластичность и вязкий характер разрушения.

Повышенная хрупкость - дефект закалки от слишком высоких температур (более высоких чем требуется), при которых произошел значительный рост зерен аустенита. Дефект обнаруживается механическими испытаниями по излому. Устраняется повторной закалкой от нормальных температур

В процессе кипения раствор переходит частично в пар. Концентрация полученного пара зависит ют концентрации кипящей жидкости, с которой он находится в равновесии, а также от термодинамических свойств кипящего раствора, характеризуемых разностью Д?а нормальных температур абсорбента и рабочего агента*. Как правило, концентрация п пара выше концентрации ж кипящей жидкости: п>ж-

Совершенство процесса разделения рабочего агента и абсорбента в генераторе в значительной мере зависит от разности нормальных температур абсорбента и рабочегс агента &ts (табл. 1.7). Чем больше A/s, тем совершеннее может быть организован процесс разделения.

Проверку предложенных расчетных зависимостей для различных местоположений дефектов в мягких и твердых швах проводили на сварных соединениях, выполненных из сталей и сплавов по реальной технологии. Для удобства ограничивались испытанием цилиндрических сварных образцов (осесимметричная деформация) и образцов, выполненных из пластин с соотношением сторон поперечного сечения S/B= 5 (плоская деформация). Сварку проводили по узкощелевому зазору, что отвечало рассмотренной при анализе расчетной схеме. Сварные соединения с мягкими швами выполняли из мартенситностареющих сталей ЭП-678 и ЭП-659 и титановых сплавов типа ПТ-ЗВ. При этом в условиях нормальных температур испытаний, несмотря на наличие мягких прослоек и дефектов, образцы показывают высокую пластичность и вязкий характер разрушения.

В силу высокой скорости протекания процессов старения материалов в условиях повторного нагружения за пределами текучести изменение свойств статической прочности и пластичности проходит в основном за время, соответствующее длительности однократного-статического разрыва порядка 5—10 мин. При этом характеристики сопротивления циклическому разрушению оказываются коррелирующими, как и для нормальных температур, с соответствующими параметрами диаграммы статического разрушения состаренного материала.

Одним из приближенных способов выбора величины т является предположение о возможности использования для высокотемпературной области константы, полученной в испытаниях при нормальной температуре [23]. В качестве примера на рис. 1.2.12 приведены данные, полученные на стали 15Х1М1Ф при жестком нагруже-нии для нормальных температур (кривая 7) и 565° С (кривая 2). Для этой стали величина показателя степени в уравнении (1.2.1) оказалась равной 0,6. Использование расчетной зависимости в форме е^Л™'6 = const дает усталостные повреждения на уровне 0,15—0,2 по сравнению с единицей при 1/т — 0,6.