Результате кинематического

Обычно температура изотермического распада аустенита лежит в интервале 250—350°С. В результате изотермической закалки с распадом аустенита в этом районе температур сталь обладает меньшей твердостью, чем при любых способах закалки, но обычно повышенной вязкостью.

сталях в результате изотермической закалки с распадом аус-тенита в промежуточном интервале температур (300— 400°С).

Конструкционные легированные стали (0,3—0,5 % С) приобретают оптимальные механические свойства в результате изотермической закалки с выдержкой в нижней части промежуточной зоны изотермического распада аустепита (несколько выше точки М„). Повышение температуры изотермической выдержки в промежуточной зоне снижает пластичность и вязкость. Продолжительность выдержки в закалочной среде зависит от устойчивости ауетепнта при температурах выше точки /Ин.

Чаще всего конструкционные легированные стали подвергают закалке в масле с последующим высоким или низким отпуском. Некоторые стали приобретают хорошие прочность и вязкость в результате изотермической закалки при температуре 300—400° С.

В результате изотермической закалки [4J повышаются твёрдость, предел прочности при

В результате изотермической обработки алюминиевые сплавы получают несколько заниженные прочностные характеристики и повышенные пластические свойства. При этом коробление деталей существенно уменьшается.

Конструкционные легированные стали (0,3—0,5 % С) приобретают оптимальные механические свойства в результате изотермической закалки с выдержкой в нижней части промежуточной зоны изотермического распада аустенита (несколько выше точки Мп). Продолжительность выдержки в закалочной среде зависит от устойчивости аустенита при температурах выше точки Мк, определяемых диаграммой изотермического распада аустенита для данной стали.

Временная зависимость изменений массы LW/A образцов в результате изотермической коррозии в спокойной воздушной атмосфере при 1000 °С и различных количествах Na2SO4. Степень деградации возрастает с увеличением количества осадка Na2S04:

В результате изотермической выдержки жидкого ме талла получается динамически равновесный осредненный сплав, модифицирующий эффект слияния исчезнет По этому необходимо выбирать определенный интервал вре мени от сливания металлов до заливки, чтобы проявилось модифицирующее действие смешивания Поскольку флуктуации концентрации отдельных элементов возникают практически во время сливания, то интервал времени до заливки должен быть меньше, чем при модифицировании посредством лигатур, когда необходимо дополнительное время для расплавления и растворения вводимой лигату ры Поэтому интервал времени до заливки чугуна в фор мы после сливания металлов был выбран равным 3 мин Для определения интенсивности модифицирующего влияния смешивания было проведено несколько опыт ных сливаний жидких чугунов Вес добавляемого серого чугуна составлял 30—40% веса белого чугуна Темпера туры сливаемых чугунов были различны и колебались в зависимости от хода плавки в широких пределах В табл 40 каждый третий сплав получен сливанием двух предыдущих Из приведенных данных видно, что слива ние близких по химическому составу чугунов даже при

В результате изотермической выдержки жидкого металла получается динамически равновесный осредненный сплав, модифицирующий эффект слияния исчезнет. Поэтому необходимо выбирать определенный интервал времени от сливания металлов до заливки, чтобы проявилось модифицирующее действие смешивания. Поскольку флуктуации концентрации отдельных элементов возникают практически во время сливания, то интервал времени до заливки должен быть меньше, чем при модифицировании посредством лигатур, когда необходимо дополнительное время для расплавления и растворения вводимой лигатуры. Поэтому интервал времени до заливки чугуна в формы после сливания металлов был выбран равным 3 мин. Для определения интенсивности модифицирующего влияния смешивания было проведено несколько опытных сливаний жидких чугунов. Вес добавляемого серого чугуна составлял 30—40% веса белого чугуна. Температуры сливаемых чугунов были различны и колебались в зависимости от хода плавки в широких пределах. В табл. 40 каждый третий сплав получен сливанием двух предыдущих. Из приведенных данных видно, что сливание близких по химическому составу чугунов даже при

В результате отжига при 560° С, когда образцы находились в твердо-жидком состоянии, удельный объем увеличился, особенно в начале отжига. В сплаве с 6% Си после 4— 6 часов он увеличился на 0,2% и в дальнейшем оставался неизменным, а в сплаве с 9,0% Си увеличение объема за то же время превышало 1 % и продолжалось, хотя и с меньшим темпом, при последующей выдержке. Разуплотнение сплава с 9,0% Си, по-видимому, связано с образованием пор, заполненных газами, в частности водородом, и удалением из объема образцов относительно тяжелой жидкости. Об этом свидетельствуют результаты металлографического исследования. В структуре отожженных образцов обнаруживали микропоры, размещенные на границах зерен и в сфероидизированных включениях внутризеренной эвтектики (рис. 41, в). В результате изотермической обработки ниже и выше эвтектических температур удельный объем алюми-ниевокремнистых сплавов изменялся в пределах 0,06— 0,3%. При термоциклической обработке сплавы с кремнием

причем ориентировочно принимают qxz2/4 и округляют до ближайшего стандартного значения по табл. 8.2; z2 определяют в результате кинематического расчета передачи (для стандартных редукторов z2min = 32).

Пример. Размеры звеньев кривошипно-коромыслового механизма следующие: 1лв = 1; 1вс = 4; IDC= 3' IOD = !: IOE = ^ ?в/= = 2= 'он = 2- в результате кинематического расчета было получено: [i3=76°10', y3 = cos P3 — 0,239, г3 = sin Рз = 0,971; проекции орта ег- *2 =—0,358,
В общем случае выявить избыточные связи можно в результате кинематического анализа механизма. Известно, что лишнюю степень свободы механизм приобретает, если оси двух пар пятого класса пересекаются или расположены параллельно.

В результате кинематического анализа устанавливают соответствие кинематических параметров (перемещений, скоростей и ускорений) заданным условиям, а также получают исходные данные для выполнения динамических расчетов. Знание кинематических параметров необходимо для расчета сил инерции и моментов сил инерции, кинетической энергии механизма и мощности.

5. Кинематические диаграммы. В результате кинематического анализа определяются зависимости выходных кинематических параметров (координат и аналогов скорости и ускорения) от входного, например

Зная функцию и (0 по равенствам (25.2) — (25.5), легко определить мгновения tlt tz, ..., tn1+ni-\ соприкасания последовательных пар дисков. Функция v (t) определяется в результате кинематического анализа механизма нажимного устройства.

Но материалы, полученные в результате кинематического исследования существующих в технике механизмов, не могли полностью удовлетворить конструкторов, когда отечественное машиностроение перед второй мировой войной стало переходить к созданию новых оригинальных конструкций машин и приборов,— срочно потребовалось развитие теории синтеза механизмов.

сительно оси х в результате кинематического перемещения.

Принимая для упрощения, что в результате кинематического перемещения колес поворота местных осей координат относительно общей системы координат не происходит, запишем условие совместности перемещений для сопряженных точек контакта (k — = 1, 2, ..., п; k — номер точки контакта)

Метод ложных положений картины относительных скоростей заключается в следующем. Допустим, что в результате кинематического исследования определены скорости центров А, В к С шарниров (рис. 1.24), которыми трехповодковая группа присоединяется к механизму, и отложены от р„ (рис. 1.24, а) в виде отрезков р„а, р„Ь и р„с. Для точек D, Е и F можно написать векторные уравнения VD = Ъд + VDA', VF ~VB + VFB и VE = vc + u?C, из которых следует, что концы векторов ЪЕ, VD, VF должны лежать на перпендикулярах 8, ср и 8 к AD, BF и ЕС, проведенных соответственно через точки a, b и с. Кроме того, известно, что векторы скоростей относительного движения точек D, Е и F

Рассмотрим сначала задачу графического определения наибольшего угла давления при анализе движения нецентрального кулачкового механизма с поступательным движущимся толкателем. Пусть в результате кинематического анализа механизма (см. гл. XII) будет построен график перемещения рабочего звена, т. е. функция положения Sa = П (ф) (рис. 367), и отмечены ординаты этого графика, отвечающие шести равным значениям угла ф. Над ним в том же

показаны законы движения, принятые из условия отсутствия скачков ускорений в переходной точке профиля и в момент остановки ведомого звена. Расчетные формулы для этих законов приведены в табл. 2. На третьем интервале для закона 01 штриховой линией показана кривая изменения коэффициента gs, получающаяся в результате кинематического анализа механизма по выбранному профилю паза для первого и второго интервалов. Выбирая закон движения из условия отсутствия скачков ускорений в переходной точке профиля, мы тем самым обеспечиваем нулевые ускорения в момент остановки креста, так как при рассматриваемом методе синтеза радиус кривизны профиля в переходной точке всегда равен радиусу ведущего кривошипа. Поскольку механизмы с криволинейными пазами являются реверсивными, то в зависимости от требуемых условий работы поворотно-фиксирующего устройства можно получить нулевые ускорения в начале движения, изменив направление вращения креста на обратное. Экспериментальное исследование механизмов с одинарными пазами проводилось только при этом направлении вращения.