О расчетах нагрева стали

О расчетах нагрева стали [c.47]

С и выдерживают в течение времени из расчета 2-3 мин на 1 мм толщины металла. Заготовки из среднеуглеродистых сталей после выдержки охлаждают до 300 °С с печью, а затем - на воздухе. Для сталей, склонных к охрупчиванию, температура отпуска 550 -560 °С. Для крупных заготовок применяют местный высокий отпуск с нагревом с помощью переносных индукционных печей или газовых горелок. Местный отпуск проводят в сварочных кондукторах сразу же после сварки. Для снятия остаточных напряжений сжатия в околошовной зоне проводят термопластичный отпуск - нагрев смежных зон основного металла, параллельных шву. Сведения о режимах термообработки сварных заготовок приведены в табл. 86, 87. [c.299]

В работе по оптимизации режимов ТЦО возможно использование мини-ЭВМ с выводом результатов расчетов на печатающее устройство. В этом случае результаты анализа регрессивных уравнений для Ов, оо,2, б, ), кси, Гко изображаются в виде сечений поверхностей откликов интересующих свойств стали или сплава при, например, минимальном числе циклов. Имея эти графики, можно определить максимальное значение данного свойства в зависимости от основных параметров ТЦО числа циклов, температур и скоростей нагревов и охлаждений. [c.214]

Для конструкционных сталей коэффициент линейного расширения а, изменяется незначительно, и можно считать его постоянным в интервале температур нагрева и охлаждения о, в котором не происходит структурных превращений. При расчетах сделано допущение, что в пластической области материал не упрочняется. [c.165]

В качестве примера применения изложенной методики и для иллюстрации различия в нагреве металлических и диэлектрических подложек рассчитаем изменение температуры поверхности стали и полиэтилена одинаковой толщины й = 0,4 мм) при нанесении на них алюминиевых покрытий, если скорость конденсации составляет 0,5 мкм/с. В расчете учтена только теплота конденсации, которая создает плотность теплового потока при заданной скорости конденсации ф = 2,04 10 Вт/м . Данные о свойствах подложек, необходимые для расчета, приведены в табл. 3. [c.31]

Результаты тепловых расчетов приведены на рис. 14—16 в виде графиков, на которых показаны значения времени нагрева и удельной мощности в детали для различных глубин закаленного слоя в зависимости от диаметра детали. Все тепловые расчеты для конструкционных углеродистых или слаболегированных сталей произведены при температуре поверхности 7 о = 900°С. [c.27]

Для приближенных расчетов при сварке сопротивлением круглых стержней из стали и цветных металлов могут быть использованы предложенные К. А. Кочергиным эмпирические формулы, связывающие плотность тока / (о/сл ) с длительностью нагрева Эти формулы имеют вид [c.34]

Температурные напряжения могут быть вычислены в результате решения методом конечного элемента задачи о термических напряжениях в сплошном или полом образце при наличии продольного градиента температур. Результаты расчета для образца из стали Х18Н9 при распределении температуры, соответствующем случаю нагрева с охлаждаемыми широкими шинами, дают максимальную величину интенсивности напряжений О = = 2,0 кгс/мм . [c.256]

В данной книге рассматриваются строение и свойства сталей, используемых для изготовления паровых и водогрейных котлов, трубопроводов пара и горячей воды, а также сосудов, работающих под давлением, описываются применяемые в энергетике стали и влияние технологических процессов и условий эксплуатации на структуру и показатели прочности металла. Значительное внимание уделяется строению и свойствам сварных соединений, сообщаются основные результаты исследований высокотемпературной газовой коррозии экранов, щирмовых пароперегревателей и конвективных поверхностей нагрева мощных паровых котлов помещена информация о коррозионных процессах в водной среде и низкотемпературной сернистой коррозии, излагаются мероприятия, позволяющие защитить трубную систему котлов от интенсивных коррозионных поражений, основные положения нормативных методов расчета на прочность элементов котлов, трубопроводов и сосудов, работающих под давлением. [c.7]

В двухслойных средах, образующихся при нагреве стальных изделий, присутствуют оба эффекта. Однако изменение р происходит плавно в соответствии с зависимостью р (Г). Рост р, от единицы до некоторого значения р,к также не является скачкообразным, поэтому говорить о двуслойности можно только условно. Характерные распределения У и Я для этого случая приведены на рис. 3.3, в. Достаточно точно они могут быть получены только численными методами на ЭВМ. Однако в приближенных расчетах можно принять, что Pi = р2, а р, меняется скачком от = 1 до Цк при температуре Кюри, равной для углеродистых сталей примерно 750 °С. Значения Ик определяются в функции Як без учета температурной зависимости р, = / (Г). Обычно принимается также, что вторая среда является однородной с Ца = Ик = onst. Тогда коэффициент К становится вещественным. Методика расчета для этого случая приведена в [2, 9]. Она дает хорошие результаты при di/6i>0,2, что почти всегда соблюдается при поверхностной закалке. Однако в ряде случаев, например при нагреве ферромагнитных тел с немагнитным покрытием, неучет переменности р,2 может дать заметную погрешность и необходим расчет по полной формуле [c.119]

В практике работы машин и аппаратов довольно часто встречаются соединения, подвергающиеся нестационарному тепловому воздействию. Для исследования особенностей контакта при нестационарном тепловом режиме применялась установка по скоростному определению термического сопротивления в зоне контакта (см. рис. 4-11). Показания самопишущего потенциометра в различные промежутки времени (4 интервала) нагрева образцов из материалов Д1 — сталь 45 и сталь 45 — сталь 30 приводятся на рис. 5 18 и 5-19. Здесь же приводится обработка данных в относительных координатах йТ1(1г=1 ) — относительная координата) с целью определения величины Ь — изменения скорости роста температуры в контактной зоне и величины а — скорости подъема температуры на границах образцов. Для нестационарного режима расчет термического сопротивления к.нст ведется по выражению (4-5) и определяется изменение Яц- ст в зависимости от времени т агрева образцов (рис. 5-18,в и 5-19,б). Характер кривой Як.пст = т ) может быть объяснен, исходя из физической сущности теплообмена в зоне контакта. Действительно, как видно из рис. 5-19, в первом интервале нагрева (/) при Т1 = 80 мин средняя температура контактной зоны лежит в пределах 7 к = 311°К, теплопроводность воздуха Яс = 26,5-10 3 вт/(м град), эквивалентная теплопроводность контактирующих металлов Лм = 47,8 втЦм- град), модуль нормальной упругости = 20,05 1 О н/м , в то время как в четвертом интервале (IV) при Т4=138 мин, когда температура контакта 7 к = 333°К, соответственно Я,с = 28,6 10-3 втЦм-град), Ям = 48,3 втЦм-град) и Е = = 20,1 10 н1м . Таким образом, имеет место увеличе-132 [c.132]

Расчет коэффициента Ос для ПМО заготовки из стали 112Х18Н9Т показывает, что коэффициент ас сравнительно мало зависит от сосредоточенности теплового потока ко, но связан с элементами режима резания. При массивных черновых стружках и достаточно высоких скоростях резания коэффициент Ос может достигать значений 0,7...0,8, т. е. около 70...80% внесенной в заготовку теплоты уходит со стружкой. При получистовой обработке величины ос значительно меньше, и, следовательно, основная часть теплоты, внесенной плазмотроном, остается в заготовке. Поскольку увеличение нагрева материала заготовки повышает вероятность изменения его структуры и уровень термических напряжений, снижение Ос может привести к трещинообразованию и возникновению дефектного подповерхностного слоя. Следовательно, при наладке и внедрении в производство процесса получистовой ПМО необходим контроль состояния поверхностного слоя готовой детали, а в случае появления микротрещин и прижогов следует решать вопрос о тепловой разгрузке заготовки в процессе обработки путем изменения параметров нагрева или режима резания. [c.61]

Результаты расчета значений р для процесса точения заготовок из стали 12Х18Н9Т резцом с главным углом в плане ф=45° при расстоянии от центра анодного пятна до кромки инструмента L = =ilOO мм приведены на рис. 28. Наиболее сильно на температуру, вызванную накоплением теплоты в заготовке, влияет ее диаметр D (скорость и = onst). С увеличением D коэффициент р снижается, и для деталей большого размера он близок к единице, поскольку теплота, остающаяся в заготовке, успевает рассеиваться в массе последней. Второе место по влиянию на р занимает толщина среза (подача). С увеличением подачи при прочих равных условиях массивная стружка выносит из зоны резания все большее количество теплоты нагрева, а значит меньшая часть этой теплоты остается в заготовке. Увеличение скорости v и глубины резания t снижает температуру нагрева 0н.о, но одновременно снижает накопление теплоты в заготовке. Поэтому влияние и / на коэффициент р сравнительно невелико. Наоборот, возрастание мощности плазмотрона W увеличивает накопление теплоты, а с ним и коэффициент р, поскольку с увеличением W снижается сосредоточенность теплового потока, а значит при постоянной ширине среза увеличивается количество теплоты, попадающее в заготовку за пределами стружки. [c.64]

Сравнительная сложность уравнения (67) и наличие взаимных, в ряде случаев еще недостаточно исследованных связей между некоторыми величинами, входящими в него, не позволяют пока использовать формулу (67) для непосредственного расчета сил Рг+. Вместе с тем достоинством этой формулы является то, что она учитывает не ТОЛ1КО разупрочнение материала, возникающее при нагревании заготовки плазменной дугой, но также и термические напряжения, влияющие на состояние обрабатываемого материала и оказывающие воздействие на процесс стружкообразования, а значит, и на силы В связи с этим анализ формулы (67) позволяет определить направление влияния на того или иного фактора и таким образом выяснить целесообразные пути наладки процесса ПМО в различных случаях. Из формулы (68) следует, что нагрев при ПМО необходимо проводить по-разному для различных групп металлов. Разделим условно все металлы, подвергающиеся обра- ботке с нагревом плазменной дугой, на три группы. Первая из них включает материалы, предел текучести которых ав(0) существенно снижается уже при нагреве до 200...300°С. К этой группе можно отнести стали 22К, 12Х18Н9Т и аналогичные им, а также титановый сплав ВТЗ-1. Вторая группа включает большинство углеродистых и легированных сталей, интенсивное разупрочнение которых начинается с температур порядка 300...400°С. Наконец, третью группу составляют жаропрочные материалы, предел текучести которых 08(0) незначительно меняется до температур 600...700°С. Как уже отмечалось, начало появления пластических деформаций в заготовке зависит от предела текучести обрабатываемого материала при данной температуре. Поэтому для создания временных термических напряжений в материалах третьей группы потребуются более высокие температуры нагрева, чем для материалов первой и второй групп. Жаропрочные сплавы следует обрабатывать в условиях высокотемпературного плазменного нагрева, что подтверждается работами, выполненными в Грузинском политехническом институте, ИЭС им. Е. О. Патона, ЦНИИТМАШе. Исследователи получили яаилучшие результаты при точении заготовок из жаропрочных материалов, нагретых к моменту подхода в зону резания до 700... 900°С. Для достижения столь высоких температур предварительного подогрева применяли два плазмотрона, а также нагрев осциллирующей дугой, что обеспечивало необходимое накопление теплоты в срезаемом слое металла. Значительный разогрев металла вызы- [c.82]

Изложив основу методики определения температур и тепловых потоков в зоне резания при ПМО (полный алгоритм приведен в приложении), рассмотрим некоторые общие выводы, к которым приводят эти расчеты. Выводы удобнее всего сделать, пользуясь в виде иллюстрации результатами, относящимися к конкретному примеру. Такой пример показан на рис. 42 и 43. Они относятся к точению заготовки диаметром 400 мм из стали 12X18Н9Т резцом с пластиной ВК8 ( =0 ф=45°) при глубине резания t=7 мм подаче 5 = 1,4 мм/об скорости резания о=30 м/мин =100 мм. Как видно из рис. 42, с увеличением силы тока в дуге аргоновой плазмы и с возрастанием температуры нагрева 0н интенсивность источников теплоты, связанных с самим процессом резания, снижается. Особенно резко снижается плотность теплового потока эквивалентного работе деформации, что вызвано разупрочнением обрабатываемого материала и увеличением длины поверхности сдвига. [c.94]

При резании с плазменным нагревом обрабатываемого материала контактные давления на задней поверхности режущего лезвия существенно уменьшаются по сравнению с давлением при резании без нагрева. Снижаются также и нагрузки, действующие на переднюю поверхность. Это содействует снижению эквивалентных напряжений для задней поверхности режущего лезвия. В этом же направлении действует снижение тк, связанное с повышением температуры контактных слоев обрабатываемого материала в условиях ПМО, о чем свидетельствуют данные расчетов и экспериментов. Так, в ТПИ с помощью теплофизического анализа показано, что при ПМО заготовок из стали 12Х18Н9Т температура на поверхности контакта между инструментом и поверхностью резания на 300... 350°С выше, чем при обычном точении, и достигает 600... 620°С. Хорошо согласуются с этими данными результаты экспериментов по изучению температур в зоне резания, выполненных в ЛПИ при свободном [c.109]

С помощью последней формулы можно показать, что величина ( + при резании с нагревом существенно превышает величину Ор при обычном способе обработки (0н=О Ц7=0), несмотря на то, что доля теплоты бр меньше, чем бр. Обратимся к предыдущему примеру, заимствованному из практики ПО Ижорский завод . Обработка стали 08Х18Н10Т (Я = 0,22 Вт/(см-°С) проводилась резцом, оснащенным пластиной из сплава Т5КЮ [Яр = 0,385 Вт/(см-°С)]. Расчет по формулам (98) и (120) дает без нагрева бр = 0,037 Qp = 268 Вт и при нагреве б+ =0,008 ( + =495 Вт. Тач КИМ образом, несмотря на снижение более чем в 4,5 раза доли теплоты, транспортируемой в резец, в общем тепловом балансе процесса, количество теплоты, поступающей в режущий клин в единицу времени, в условиях примера возрастает примерно в 1,8 раза и мощность этого потока составляет почти 0,5 кВт. Естественно, что такое количество тепловой энергии существенно затрудняет условия работы режущего инструмента. [c.156]

На фиг. 12 показана зависимость предела текучести для малоуглеродистой стали от температуры нагрева, используемая при расчетах. Для удобства расчетов проф. В. П. Вологдин принимает ее в виде параболической кривой 2, а проф. Н. О. Окерблом — [c.28]

Для иллюстрации сделаем небольшой расчет. Длинный стальной вал диаметром 140 мм нагревается с одного конца в печи с температурой 1073°К(800°С). Температура вала до нагрева равна температуре окружающей среды 7 о = 293°К (20°С). Найти температуру на расстоянии 17,5 см от конца стержня через 15 мин нагревания. Коэффициент теплообмена принимаем равным а = 163 вт/м -град. Коэффициенты теплопереноса стали равны А. = 46,5 вт/м -град, а=1,25-10 м 1сек. [c.190]

Проверим допустимость принятого режима нагрева заготовок из высокоуглеродистой стали, сравнивая фактический и рекомендуемый значения комплекса о= =9мI 72V(iп2.— п ). Фактически имеем а=254030Х ХО,0545/2-39(700—20)=0,261. Число Фурье Роп- = =0,84-10- 256/0,05452=0,724. В расчетах использованы ранее определенная удельная теплоемкость с = =590 Дж/(кг-К) и теплопроводность А, =39 Вт/(м-К), взятая из табл, 23 для интервала температур 100—600° С, При Роц,=0,724 необходимо, чтобы о<0,35—(0,35--—0,27) - (0,724—0,7)/(0,9—0,7)=0,340, т. е. значение мп.=254030 Вт/м является приемлемым, так как 0,261<0,340, [c.244]

Резкое увеличение производства электроэнергии и добычи природного газа, намеченное XXIV съездом КПСС, должно привести к тому, что газопламенный и электрический способы нагрева станут конкурентоспособными, а выбор схемы нагрева будет определяться главным образом технологическими особенностями производства и экономическими соображениями. Вопрос о предпочтительности пламенного или электрического нагрева в промышленности не является новым, так как тому и другому виду нагрева свойственны свои преимущества и недостатки. Обычно выбор способа нагрева осуществляется на основании технико-экономических расчетов, определяющих стоимость нагрева изделия с учетом капитальных затрат и текущих расходов. Однако использование электрического нагрева в ряде случаев обеспечивает значительное повышение качества обрабатываемых материалов, экономический эффект от применения которых реализуется в смежных и даже других отраслях промышленности. Так, долговечность подшипников, изготовленных из стали, подвергнутой дополнительному электрошлаковому переплаву в 1,5ч- 2 раза выше, чем полученных из обычной стали. Вакуумный же переплав позволяет повысить ресурс подшипников в три и более раза. Это позволяет на каждой тонне металла экономить до 270 руб. 149]. [c.237]

Энциклопедия по машиностроению XXL

Оборудование, материаловедение, механика и ...