Стадии нагрева

Восходящая ветвь температурной кривой называется стадией нагрева, нисходящая — стадией остывания. [c.211]

В этом методе решения рассматривается квазистационарное температурное состояние в пластине. Деформации и напряжения на стадии нагрева определяют в поперечном сечении пластины, где зона разогрева до 873 К имеет максимальную ширину. Напряжения и пластические деформации укорочения в этом сечении определяются из условия равновесия внутренних сил, выполняемого в результате графических построений [17]. Аналогичные построения выполняют для сечения пластины в зоне полного остывания, в результате чего определяют остаточные напряжения и деформации. [c.416]

По измеренным значениям компонентов собственных деформаций можно вычислить собственные напряжения с привлечением расчетного аппарата теории пластичности, так как в общем случае ири сварке происходят не только упругие, но и пластические деформации. Математическая связь между деформациями и напряжениями устанавливается на основе современных теорий пластичности. Для случаев сварки полнее подтверждается теория неизотермического пластического течения, которая позволяет проследить развитие напряжений на всех стадиях нагрева и остывания. Теория течения рассматривает связь между бес-е, А [c.421]

В реальных случаях сварки в центральной части пластины при нагреве возникают пластические деформации укорочения, вызванные действием сжимающих напряжений Ог и сте, поэтому при последующем охлаждении в пластине появляются остаточные напряжения. На рис. 11.16 показано характерное распределение остаточных напряжений и ао в радиальном направлении. При этом можно выделить три зоны. В зоне / остаточные напряжения (как Ог, так и ое) растягивающие и, как правило, достигают значений предела текучести материала, т. е. Ол = = 0в==0т. В зоне // интенсивность напряжений а,, вычисленная по значениям компонентов Ог и Ств, приблизительно равна пределу текучести, т. е. о, = В зонах I я II происходят пластические деформации. В зоне III на стадиях нагрева и остывания возникают только упругие деформации. В этой зоне компоненты напряжений Стг и Ое уменьшаются по абсолютным значениям примерно обратно пропорционально квадрату радиуса. [c.431]

Продольные напряжения на стадии нагрева сжимающие (см. рис. 11.17). На этой стадии они резко возрастают, достигая максимальных значений, близких к пределу текучести свариваемого материала при данной температуре. После достижения максимальных температур Ох уменьшаются и на стадии охлаждения переходят в растягивающие, достигая предела текучести материала при комнатной температуре. [c.432]

При сварке на стадии нагрева в зоне сплавления и в прилегающем к ней основном металле, начиная с некоторой температуры Гд, получает развитие процесс выравнивания концентрации примеси в результате диффузии. Диффузия развивается как в пограничной зоне, так и внутри зерна. Степень интенсивности процесса зависит от разности концентраций, температуры нагрева, а полнота протекания — от времени пребывания рассматриваемого участка в области высоких температур. [c.462]

СТАДИИ НАГРЕВА СТАЛЬНОГО ТЕЛА [c.20]

При рассмотрении индукционного нагрева стали до температуры, превышающей точку магнитных превращений, целесообразно ввести понятия о стадиях нагрева, характеризующих режим работы системы. Выделим три основные стадии нагрева. [c.22]

Как видно из формулы (1-44), КПД индуктора от начала первой стадии нагрева к концу второй стадии повышается вследствие роста удельного сопротивления. С начала третьей стадии нагрева КПД падает, так как сталь теряет магнитные свойства. [c.23]

В настоящей главе рассмотрим первые две стадии нагрева, не разделяя их. Эти стадии имеют также и самостоятельное значение, если по условиям технологии конечная температура поверхности ниже точки магнитных превращений. [c.23]

Применительно к этим двум стадиям нагрева будем рассматривать плоскую волну в полуограниченной среде, что не внесет существенных ограничений при практическом применении полученных формул. Глубина проникновения тока в сталь при ц = 16 и / = 50 Гц составляет 8 мм, а при f == 2500 Гц она уже меньше 0,15 мм. [c.23]

Сопротивления и определяются по формулам, приведенным в предыдущих главах, в зависимости от стадии нагрева и формы тела. Индуктивное сопротивление рассеяния рассчитывается для равномерного поля на участке а , подобно тому как это делалось в гл. 1 1см. формулу (1-40) для 1. При этом имеем [c.82]

Термическая обработка. Для придания стали определенных свойств (высокой прочности, пластичности и т. д.) выполняют термическую обработку заготовок или готовых деталей, которая состоит из трех последовательных стадий нагрева до требуемой температуры с определенной скоростью, выдержки при этой температуре в течение требуемого времени и охлаждения с заданной скоростью. [c.272]

Для нагрева под поверхностную закалку наиболее характерной является промежуточная стадия нагрева. В этой стадии слой некоторой глубины нагрет выще температуры магнитного превращения и плотность тока в нем (кривая 5) спадает полого. Сердцевина еще сохранила магнитные свойства, плотность тока в пей спадает круто, соответственно холодной стадии нагрева (кривая 1). [c.11]

Промежуточный режим. Температура поверхности нагреваемого объекта ниже точки магнитных превращений, но выше исходной. Для температуры магнитных превращений примем среднее значение = 750° С. Эта стадия нагрева отличается от первой зависимостью удельного сопротивления от координаты, так как функцией координаты является температура. [c.48]

Применительно к ферромагнитной и частично ферромагнитной (начало третьей стадии нагрева) среде будет рассматриваться плоская волна в полуограниченной среде, что не внесет существенных ограничений при практическом применении полученных формул. Глубина проникновения тока в сталь при р = 16 и / = 50 гц составляет 8 мм, а при / = 2500 гц уже меньше 0,16 мм. [c.48]

При сквозном нагреве под пластическую деформацию все сечение должно быть прогрето до температуры 900—1250° С, в связи с чем в конечной стадии нагрева весь металл становится немагнитным. [c.168]

На рис. 1 показано распределение в боросиликатном покрытии ЭВТ-24 на сплаве ВН-3 (кривая 1). Пористость покрытия на начальных стадиях нагрева благоприятствует росту концентрации изотопа в слое покрытия. Значительная часть изотопа це взаимодействует с материалом покрытия, проникая по [c.173]

Таким образом, диффузия кислорода в технологических покрытиях на начальных стадиях нагрева идет ускоренно по сквозным дефектам, а затем через расплав по объемному механизму. Окисление, загрязнение кислородом поверхности сплавов титана, ниобия может иметь место в результате взаимодействия покры- [c.176]

Во время термической обработки в N1, подвергнутом ИПД, было обнаружено уменьшение коэрцитивной силы, обусловленное заметными изменениями структуры (рис. 3.3) [105]. На начальной стадии нагрева в первую очередь имело место исчезновение дислокаций внутри зерен, т. е. происходил возврат. Этот процесс начался уже при комнатной температуре. Так, после одного месяца выдержки плотность дислокаций уменьшилась с 10 м до 10 м . Подобный результат достигался также после выдержки при 373 К в [c.123]

На рис. 5.5 представлены схемы выполнения сварки по суперпроходам, принятые при расчете ОСН. Последовательность наложения суперпроходов соответствовала последовательности выполнения проходов в реальном процессе сварки. Основной металл (перлитная сталь 12НЗМД) и аустенитный сварочный материал принимались для всех анализируемых соединений одинаковыми. Теплофизические свойства — теплопроводность X и объемная теплоемкость су — принимались независимыми от температуры, равными Я = 32,3 Вт/(м-град), су = 3,8-10 Дж/(м -град) для основного металла и i = 14,7 Вт/(м-град), су = 4,6- 10 Дж/(м -град) для аустенитного металла шва. Используемые при решении термодеформационной задачи зависимости температурной деформации е , модуля упругости Е (одинаковая зависимость для основного металла и металла шва) и предела текучести ат приведены соответственно на рис. 5.6. и 5.7. Так как аустенит не претерпевает структурных превращений, для него зависимости От и е от температуры на стадии нагрева и охлаждения одинаковые. Основной металл претерпевает структурные превращения, и, так как сварочный термический цикл далек от равновесного (большие скорости нагрева и охлаждения), температурный интервал Fe — Fev-превращения от T l до Ти (см. рис. 5.6) при нагреве не совпадает с интервалом [c.282]

Нагрев и охлаждение металлов вызывают изменение линейных размеров тела и его объема. Эта зависимость выражается через функцию свободных объемных изменений а, вызванных термическим воздействием и структурными или фазовыми превращениями. Часто эту величину а называют коэффициентом линейного расширения. Значения коэффициентов а в условиях сварки следует определять дилатометрическим измерением. При этом на образце воспроизводят сварочный термический цикл и измеряют свободную температурную деформацию ёсв на незакрепленном образце. Текущее значение коэффициента а представляют как тангенс угла наклона касательной к дилатометрической кривой дг в/дТ. В тех случаях, когда полученная зависимость Вс Т) значительно отклоняется от прямолинейного закона, в расчет можно вводить среднее значение коэффициента ср = tg0 p, определяемое углом наклона прямой линии (рис. 11.6, кривая /). Если мгновенные значения а = дгс /дТ на стадиях нагрева и охлаждения существенно изменяются при изменении температуры, то целесообразно вводить в расчеты сварочных деформаций и напряжений переменные значения а, задавая функции а = а(Т) как для стадии нагрева, так и для стадии охлаждения. 4В [c.413]

В дальнейшем метод Г.А. Николаева получил развитие в работах Н. О. Окерблома. Было предложено рассматривать не одно сечение, а ряд сечений на стадии нагрева и охлаждения. При этом для каждого сечения выполняют графические построения, аналогичные рассмотренным выше, с последовательным учетом накапливаемых пластических деформаций. Это позволяет более точно определять напряжения в процессе сварки, а остаточные напряжения в шве и околошовной зоне также оказываются равными пределу текучести металла. Однако осуществлять вручную графорасчетные построения для ряда сечений трудно, и поэтому метод Н. О. Окерблома нашел практическое применение лишь в последние годы при численной реализации его на ЭВМ. [c.416]

На рис. 11.8 в качестве примера представлены наблюдаемые деформации металла хи Т), г н Т), 82 (Л при сварке и дилатограм-ма металла Есв(7 ) для соответствующего термического цикла в продольном сечении, расположенном на расстоянии у=15 мм от оси шва пластины толщиной 6=10 мм из коррозионно-стойкой стали 12Х18Н10Т размером 400X400 мм, проплавляемой посередине неплавящимся вольфрамовым электродом в среде аргона (Усв=2,8 10 м/с), тепловая мощность =3670 Вт. Здесь результаты представлены в координатах деформация — температура с равномерной разбивкой температурной оси на стадии нагрева от нормальной до максимальной температуры и на стадии охлаждения от максимальной до нормальной температуры. [c.421]

Представленные на рис. 11.17 кривые а и е рассчитаны с использованием схематизированных диаграмм идеального упругопластического материала, в свою очередь, полученных изотермическими испытаниями образцов при постоянной скорости нагружения. Более точные значения временных напряжений определяют расчетами с использованием свойств материала, задаваемых термодеформограммой (см. п. 11.3) вместо изотермических характеристик (кривая oi на рис. 11.17). Результаты приближенного (o t) и уточненного (oi) решений задачи указывают на одинаковый характер изменения продольных напряжений при сварке, однако значения напряжений в этих решениях различны. Значения напряжений на стадии нагрева уточняются незначительно, тогда как на стадии охлаждения уточнение решения весьма значительное. Процессы разупрочнения, ползучести, эффект Баушингера на стадии охлаждения приводят к снижению [c.432]

На рис. 12.29 приведены кривые, характеризующие процессы выравнивания концентрации примеси С по границам и внутри зерна на стадии нагрева до температуры солидуса Т . В начальный момент содержание примеси в зернах гомогенизированного сплава Сз было равномерно pa пpeдeJ eнным. Содержание ее на 1ранице составляло Сг. Начиная с температуры 7д происходит выравнивание концентраций и к моменту плавления в пограничной зоне шов — основной металл, разница в содержании примесей становится минимальной. [c.462]

Существенным образом картина меняется, если зазор между индуктором и нагреваемым изделием относительно мал. В этом случае х ы2, r i и г одного порядка с Xj и претерпевают сильное изменение в процессе нагрева. В первой стадии нагрева, пока деталь ферромагнитна, Хы2 и Го возрастают вследствие роста удельного сопротивления р2. Растет и полное электрическое сопротивление индуктора, в то время как ток индуктора / = = onst/z падает. [c.100]

Двухчастотный нагрев. Можно выделить два основных применения двухчастотного нагрева. В первом случае используется предварительный нагрев на частоте 50 Гц стальных заготовок до точки Кюри, после чего нагрев до требуемой температуры осуществляется на средней частоте. Применение промышленной частоты позволяет уменьшить стоимость установки и расход электроэнергии за счет отсутствия преобразователя частоты па начальной стадии нагрева. Этот способ целесообразен при создании установок большой мощности (свыше 1 МВт) для нагрева заготовок диаметром менее 180 мм, когда нагрев выше точки Кюри на частоте 50 1 ц неэффективен. Во втором случае падение интенсивности нагрева при потере заготовкой магнитных свойств используется для выравнивания температуры по длине изделий. Заготовки, имеющие переменную начальную температуру, например прутки, частично откованные на горизонтально-ковочной машине, Р1аг[)еваются в пе[)нодическом индукторе на частоте 50 Гц, после чего нагрев ведется на средней частоте в другом или в том же индукторе (в этом последнем случае обмотка индуктора имеет несколько слоев). При 50 Гц все слон вк.тючены последовательно, а на средней частоте к источнику подключается только внутренний слой. Для улучшения загрузки источников установки снабжаются двумя индукторами. Мощность установок 250—500 кВт по каждой из частот [41 I. [c.205]

Рис. 6. Схема индукционного нагревательного устройства и распределение плотности тока по глубине / — в холодной детали 2-в детали, нагретой до потери маг-нптных свойств 5 —в промежуточной стадии нагрева

Существенным образом картина меняется, если зазор между нагреваемым изделием и индуктором относительно мал. В этом случае Х2ы, Н и одного порядка с 5 и претерпевают сильное изменение в процессе нагрева. В первой стадии нагрева, пока деталь ферромагнитна, л гмИ г возрастают вследствие роста удельного сопротивления р2. Растет и полное электрическое сопротивление z , индуктора, в то время как ток индуктора / = UJz = сопз1/2 падает. В дальнейшем по мере утраты деталью магнитных свойств Г2 и Х2ы падают, падает а ток / возрастает. [c.24]

Обычно напряжение генератора стабилизировано и напряжение на индукторе можно считать приблизительно постоянным. Характерные зависимости потребляемой стальной заготовкой мощности от времени (О при i/ = onst приведены на рис. 13-1. Вид кривой зависит от соотношения размеров индуктора и заготовки, от относительной длины системы, а также от степени проявления поверхностного эффекта. При больших зазорах, применяемых при сквозном нагреве, мощность, потребляемая в начальных стадиях нагрева стальных заготовок, всегда больше, чем в конце. [c.202]

Отмечено два этапа окисления сплавов с эмалевыми покрытиями. На начальных стадиях нагрева окисление идет за счет кислорода, проникающего к поверхности сплавов из атмосферы через сквозные поры в неоплавленных покрытиях, а после оплавления последних — через тонкий слой силикатного расплава [1]. В случае жаростойких эмалей и других наплавленных покрытий диффузию атмосферного кислорода к сплавам замедляют твердые или весьма вязкие слои [2, 3]. Широкие возможности для исследования сопротивления покрытий диффузии атмосферного кислорода открывает метод изотопных индикаторов [4—5]. [c.173]

Энциклопедия по машиностроению XXL

Оборудование, материаловедение, механика и ...