Коэффициенты о и а и б для стали

Для расчета можно принимать материал колес—бронза с коэффициентом линейного расширения а = 17,5- 10 б ма-териал червяка—сталь с а = 11,5-10 6 материал корпуса — чугун с о корп = = 10,4-10—6 нагрев корпуса до = = 40° для 1-го и 4-го классов и до 55° для 2-го и 3-го классов нагрев передачи до /j = 55° для 1-го и 4-го классов и до 80° для 2-го и 3-го классов. [c.321]

Основы конструирования к а л и б р о в. Температура металла при прокатке в последнем (чистовом) калибре обычно составляет 750—1000° С. Размеры профиля, охлажденного до нормальной температуры, меньше, чем размеры горячего профиля, на величину усадки. Поэтому, чтобы получить при прокатке профиль требуемых размеров в холодном состоянии, надо размеры чистового калибра увеличить на коэффициент усадки металла при охлаждении его от температуры конца прокатки до нормальной температуры цеха. Коэффициент усадки для стали при различных температурах конца прокатки принимают в пределах 1,01 —1,015. [c.401]

При методе обкатывания указанные величины подач рекомендуются для обработки легированных сталей, имеющих твердость ИВ 156 — 207 и = (6,47 -f-б,86) 10 Па, со скоростью резания о = 46- 55 м/мии. При обработке легированных сталей с твердостью НВ 207 — 269 и — (7,55 -=-8,53) 10 Па значение подач необходимо умножить на коэффициент 1,16, а скорость установить в пределах U = 35 - 44 м/мин. [c.226]

На рис. 2.28 показаны результаты расчета коэффициента затухания для алюминия ), земного грунта 2) и стали (5) при простейшем типе неровности поверхности — синусоидальной неровности, когда С = соз gx. По оси ординат на рисунке отложена безразмерная величина у = б/А о- Каждая из кривых при пространственных периодах неровностей Л = А,д/(1 сд/с/) имеет очень острые максимумы, вблизи которых затухание весьма велико (в е раз на пути (5—10) А,д). При этих значениях Л рассеянные продольные волны распространяются в том же направлении, что и первичная рэлеевская волна(левые пики), или в противоположном направлении (правые пики). Резкое возрастание рассеяния при этих значениях Л обусловлено оттоком энергии от границы в рассеянную поперечную волну. При Л, большем некоторого Атах (Лтах = = 11,28 для алюминия, 10,26 А,( для земного грунта и 4,895 для стали), затухание рэлеевской волны вообще отсутствует. [c.167]

Значения постоянных и показателей степени приведены в табл. 22. Поправочные коэффициенты Ку = 1,13 для у -= 6 8" Ку == = 1,35 для V = О -5- 2 " Ка = 1,2 для а 1° при обработке стали Ка 1,12 для а 1° при обработке чугуна Кт 1,13 при охлаждении 10%-ной эмульсией Кш 1.34 при протягивании без СОЖ Кб= 1,15 при ширине площадки износа задней поверхности зубьев протяжки б = 0,3 мм. [c.246]

Углы наклона конвейеров со стальной лентой (см. табл. 8) на 2-ь5° меньше, чем у конвейеров с прорезиненной лентой для тех же транспортируемых грузов, так как коэффициент трения грузов по резине выше, чем по гладкой стали. Стальная лента весьма чувствительна к ударам, забоинам и резким перегибам, поэтому требует точного монтажа и применения центрирующих и предохранительных устройств. Вследствие повышенной жесткости стальная лента требует применения концевых и отклоняющих барабанов увеличенного диаметра. Диаметр барабана В выбирается в зависимости от толщины ленты б и количества ее перегибов в единицу времени, которое, в свою очередь, зависит от скорости движения ленты, количества отклоняющих барабанов и длины конвейера. Обычно принимают О = (8001200) б меньшие величины относятся к тихоходным длинным, а большие — к коротким быстроходным конвейерам. Концы стальной ленты соединяются друг с другом внахлестку при помощи однорядного заклепочного шва, выполняемого специальными заклепками с широкой плоской головкой. Стальная лента значительно дешевле прорезиненной. [c.103]

Различную чувствительность к концентрации напряжений при циклическом деформировании при нормальной и пониженной температурах характеризует зависимость эффективного коэффициента концентрации напряжений Ко =о а к от теоретического коэффициента Со (рис. 45). Значения Ка увеличиваются с увеличением иа, причем при пониженной температуре это увеличение более существенно. С понижением температуры становится более заметной и разница эффективных коэффициентов концентрации напряжений, основанных на пределе выносливости надрезанного образца по трещинообразованию Ко = = a i/a iT и разрушению Д аг = (T-i/ f-ip. Вследствие этого область, характеризующая существование нераспростраияющихся усталостных трещин для стали А при пониженной температуре (—55 °С), больше, чем при нормальной. Отметим также различный характер роста значений Ка с увеличением оа для сталей А и Б, что является следствием различной чувствительности этих сталей к концентрации напряжений при понижении температуры. [c.105]

В воздушной атмосфере предельная температура применения графитовых подшипников определяется скоростью их окисления на воздухе, а не изнашиванием и для графитированныч углеродных материалов составляет 350—400 °С. Разрушен е подшипников происходит при температуре на поверхности трения выше 500 °С, создаваемой действующими нагрузками и частотами вращения. Графитовые подшипники при высоких температурах используются также в вакуугие. О. С. Гурвнч показал [29], что с нагревом десорбируются физически адсорбированные газы из пор и глубинных слоев материала, снижающие коэффициент трения. Кроме того, снижение коэффициента трения является следствием повышения механических свойств графита от нагрева в вакууме. На рис. 17, а и б показаны зависимости коэффициента трения пары графит — хромоникелева -г сталь от температуры в вакууме. Скорость изнашивания образцов из графита не превышала 80—100 мкм на 1 км пути при скорости скольжения до 3 м/мин (интенсивность изнашивания 0,15-10 г/см ). В последние годы разработаны углеродные материалы со связующими (смолами)—углепластики [33, 59, 71], используемые для подшипншюв без смазки. [c.58]

Пример 45. Палец (неподвижная ось), изготовленный из легированной стали 20Х (От = 60 кгс/мм ), имеет размеры, указанные на рис. 288, а, и нагружен силой 400 кгс. Посредине пальца есть отверстие диаметром 3 мм для смазки. Требуется проверить прочность, если коэффициент запаса прочности п- = 1,6, и найтн прогиб посредине. Расчетная схема пальца и эпюра изгибающих моментов показаны на рис, 288, б. [c.296]

Влияние толщины стенки на интенсивность теплообмена при кипении азота (/3 = 0,1 МПа), по опытным данным А. В. Клименко и В. В. Цыбульского, полу- ченным на поверхностях нагрева разной толщины и различных материалов, показано на рис. 7.12. Из рисунка видно, что при кипении на торце стального стержня, покрытого слоем меди, вариации толщины покрытия 6 от 20 до 0,5 мм практически во всем диапазоне изменения q не приводили к изменению а (кривая а). При б = 0,2 мм коэффициенты теплоотдачи оказались ниже, чем при й = 20 мм, причем разница в значениях а увеличивается с ростом плотности теплового потока. При q= 130 кВт/м коэффициенты теплоотдачи при кипении на чистой стальной поверхности и с медным покрытием б=Ю,2 мм оказались одинаковыми. Для нержавеющей стали область автомодельности а относИтель-ио б шире, В этом случае уменьшение б до 0,2 мм не приводило к изменению а (кривая б]. Расширение области автомодельности а относительно б для нержавеющей стали по сравнению с медной авторы работы [32] объясняют тем, что глубина проникновения пульсаций температуры /i p в стенке из нерлсавеющей стали существенно меньше ее значения для меди. Значение /i p увеличивается с ростом температурного напора [32], поэтому тонкое покрытие при малых значениях д, соответственно нри незначительных М, может оказаться толстостенным, а при больших — тонкостенным. В первом случае интенсивность теплообмена будут определять теплофизические свойства материала покрытия, а во втором — основного материала. Например, по опытным данным А. В. Клименко, при толщине покрытия торца медного стержня слоем нержавеющей стали б = = 0, 04 мм коэффициент теплоотдачи а до значений <7=10 Вт/м оставался таким же, как и при кипении на чистой нержавеющей стали. При ( >110 Вт/м значения о. с ростом плотности теплового потока увеличивались более значительно, чем при кипении на чистой массивной поверхности из чистой нержавеющей стали, приближаясь к значениям а, характерным для медной поверхности. [c.204]

Рис. 35. Зависимость пределов выносливости по разрушению о-ш (I) и тре-щинообразованию Ст-ц (2) от теоретического коэффициента концентрации напряжений для образцов из углеродистых сталей (а — 0,54 % С, (Тв = = 1050 МПа и б —0,317о С, а = = 548 МПа) с концентраторами напряжений различной глубины (цифры у кривых)

Сопоставление результатов испытаний сталей А я Б показывает, что для более прочной стали Б прп наличии концентратора напряжений (ао =4) предел выносливости больше, чем для мягкой стали А как при нормальной, так и при пониженной (—55°С) температуре. Однако при увеличении коэффициента концентрации напряжений до а<т =6, а также при понижении температуры испытаний до —195°С (при Оа=4) пределы выносливости обеих сталей становятся равными. Несмотря на высокую концентрацию напряжений (а° =4) и усталостный характер разрушения стали Б при температуре —195 °С, нерас-нространяющихся трещин обнаружено не было. [c.105]

Для определения износостойкости уплотнительные кольца были изготовлены из разных марок резин и испытаны в одинаковых условиях в паре с нержавеющей сталью 1Х18Н9Т в течение 200 ч. После испытаний при осмотре было обнаружено, что резина общего назначения по ТУ МХП 1264—55Р имела риски и царапины и заметно подверглась истиранию. А резина маслостойкая марки Б средней твердости по ГОСТ 7338—65 оставалась гладкой без каких-либо следов износа. Оценка коэффициента трения производилась по разности мощностей, затрачиваемых на вращение установки при давлении в камере, равном О, и повышении давления от О до 2 кгс/см по формуле [c.80]

Здесь фк=0,5—трапецеидальная и [фямоугольная резьбы (см. рис. 1.5, б, а) фк=0Л — упорная резьба (см. рис. 1.5, в). Коэффициент высоты гайки выбирают в щзеделах 1,2...2,5. Допускаемое напряжение смятия в резьбе для пар закаленная сталь — бронза [в-о<1= 11...13 МПа незакаленная сталь — бронза [осм [c.311]

Числовое значение модуля упругости Е для различных материалов меняется в весьма широких пределах например, для сталей имеем приблизительно =2,1 10 кг1см , для дерева =1-10 кг см . Коэффициент Пуассона о всегда выражается правильной дробью, меньшей 0,5 последнее обстоятельство можно установить наперед из физических соображений, как это будет показано далее, в 18. В случае материалов, не обладающих или почти не обладающих пластическими свойствами, т. е. материалов хрупких, каковы, например, твердые легированные стали, чугун, камни, диаграмма растяжения не имеет начального прямолинейного участка (рис. 27. б)-, но в большинстве случаев начальная часть ее мало отклоняется от прямой для упрощения теории этот участок приближенно заменяется прямой, и таким путем закон Гука условно применяется иногда и к материалам, отличающимся хрупкостью. Опыт показывает, что, пока материал работает в условиях упругих свойств (прямолинейный участок диаграммы на рис. 27, а), наблюдается пропорциональность между касательными напряжениями на гранях элементарного параллелепипеда и относительным сдвигом этих граней [c.69]

Силу Т. скольжения (сх. а) определяют как Fj-=fF , где /—коэффициент трения скольжения (обычно / < /о). Величина / зависит от материала трущихся гел I и 2, смазки и других параметров. Ориентировочно для Т. без смазки стали по чугуну / = 0,10-f-0,16 для жидкостною Т. металлической пары/ = = 0,002 4-0,006, металла по пластмассе /= 0,004 4-0,008. Реакция одного тела на другое F21 равна геометрической сумме сил F и Fj. Она отююняется от составляющей F на угол трения р. Так как FJ- = F tg p, то / = tg p, откуда p = = ar tg/ Во вращательной паре (сх. б) реакция гакже отклоняется на угол р. При этом создается момент трения Гу — момент пары сил силы давления F у и реакции Fji. Т/ = Fji/i, где h — плечо и-лы F21 или радиус круга Т. (вектор F21 как бы касается условного круга радиусом /г). [c.476]

Рис. 3 и 5. Болт из термообработанной стали 40Х (Оа 85 кПмм ) для того же случая получается на 40% меньше по диаметру и почти в 3 раза меньше по жесткости. Он выполнен длинным (см. рис. 5). Однако большие коэффициенты концентрации напряжений в сечениях а, б и в снижают его динамическую прочность. [c.37]

Выполненные Г. Д. Салмановым [94] испытания бетона в течение 75 сут в газовой среде, где концентрация ЗОг равнялась 10% по объему, а относительная влажность от 60 до 95%, показали, что в этих условиях повреждение бетона в виде шелушения наблюдалось на глубину не более десятых долей мм. Наиболее плотные нз испытанных бетонов с В/Д=0,4 и 0,5 после обработки сернистым газом стали непроницаемыми для воздуха, а коэффициент воздухопроницаемости бетона с В/Д=0,6 уменьшился более чем в 10 раз. Аналогичные результаты получены Б. Д. Трннкером и А. Ю. Ковда. В их опытах разрушение бетона в среде ЗОг наблюдалось лишь в том случае, когда была возможна конденсация влаги. В работе П. А. Мощанского и Е. А. Пуч-ниной [69] исследовалось действие сернистого газа концентрации 1, 10, 100 и 500 мг/л при относительной влажности около 100%. Прочность образцов из цементно-песчаного раствора состава 1 4, размером 3X3X3 см при концентрации 10 мг/л и более после 240 сут испытаний сильно понизилась. Увеличение массы по сравнению с исходной достигло 12%. Обработка образцов песком в фарфоровой мельнице в течение 10 мин позволила удалить от 0,5 до 4,5% их массы. Это свидетельствует о том, что, несмотря на понижение прочности, шелушение образцов было незначительным. [c.75]

Рассмотрим аналогичный процесс нагрева стержня из титанового сплава, изменение предела текучести которого показано на рис. 7.5 и в виде пунктирной линии на рис. 7.6, в. Для титанового сплава проведем построения, как для стали на рис. 7.6, б. Закономерность снижения модуля упругости Е с температурой у титанового сплава примерно такая же, как у низкоуглеродистой стали, но значение его у титанового сплава в два раза меньше. Коэффициент линейного расширения согласно табл. 7.2 примем 8,5-10 °С . Напряжения при нагреве достигают предела текучести в точке А при температуре около 300 °С. На участке ЛВг будут протекать пластические деформации Если процесс нагрева прервать при температуре около 600 °С и далее стержень охлаждать, то напряжения на всем участке В ) нигде не станут равными пределу текучести. Если нагрев завершить при Т 700 °С в точке В , то при охлаждении в точке возникают пластические деформации, которые, однако, прекращаются в точке /Сг, так как прирадение температурной деформации Де будет меньше приращения Ае,, = .о 1Е, т. е. дг /дТ аде,1дТ. В этом случае напряжения в стержне хотя и растут, следуя линии /Сг г, но остаются ниже предела текучести металла, в том числе и после полного остывания в точке [c.192]

Обозначения Р — сила зажима Q — усилие на гайке винта I — длина рукоятки (ключа) г р — средний радиус резьбы а — угол подъема резьбы ф — угол трспия О — диаметр цапфы (пяты) 11 — коэффициент трения с — жесткость пружины О — модуль сдвига, для стали 0 = 800 кГ/мм (0= 785-10 н/м У, I — число витков й — диаметр проволоки >1 — средний диаметр пружины f — осадка (удлинение) пружины под нагрузкой Р-, Я — высота пружины t — шаг витков пружины б —допустимые зазоры между витками пружины при нагрузке р — гидростатическое давление в полости приспособления — диаметр установочной поверхности центрирующей втулки I — длина тонкостенной (пружинящей) части втулки к — Толщина тонкостенной части Д1) — упругая деформация втулки 5 — максимальный зазор между установочной поверхностью втулки и базовой поверхностью устанавливаемой детали В — модуль упругости (Т — предел текучести материала втулки к— коэффициент запаса прочности, к = 1,5 — 2 = 0,002Д2 Р — площадь смятия q — контактная [c.163]

Как правило а) с ростом величины зерна абразива коэффициент трения увеличивается б) истирание по сетке протекает при коэффициентах трения меньших, чем при истирании по абразивному полотну в) коэффициенты трения по полированной стали меньше их значений при истирании по сетке и абразивному полотну (рис. 7). Однако в отдельных случаях порядок величин нарушается. Численные значения коэффициентов трения, приведенные на рис. 7, являются средними и наиболее вероятными по четырем испытаниям для каждой нагрузки. До начала эксперимента образцы полимерных материалов притирались по соответствующему контртелу до получения полного контакта. После притирки образцы тщательно обезжиривались и высушивались. Коэффициенты трения определялись на машине типа Грассели при истирании полимерных образцов по свежей абразивной поверхности, либо о безжиренной металлической поверхности. [c.97]

Г. Б. Кайнер установил [24] возникновение локальных скачков температуры в зоне контакта при арретировании измерительного наконечника контактного интерферометра, оптикатора (ГОСТ 10593—74), микрокатора (ГОСТ 6933—72), механотрона. Показано, что эти скачки достигают 0,05. .. 0,15°С и вызваны разрывом теплопроводной цепи измерительной системы, так как коэффициент кт. пр теплопроводности тела измерительной системы в среднем равен йт. пр = 4400-10 Вт/(м-К), т. е. близок к теплопроводности стали, а для воздуха k-r. пр = = 24 10 Вт/(м-К). Для кварцевых мер кт.пр — = 80-10 Вт/(м-К), в результате чего эффект смещ.ения показаний и скачка температуры для таких мер меньше. Меньший тепловой скачок и меньшее смещение показаний, по данным того же автора, наблюдаются у приборов, не имеющих встроенных источников теплоты. У оптикаторов и контактных интерферометров смещение последействия достигает 0,15 мкм, в то время как для микрокаторов с ценой деления 0,1 мкм оно не более 0,05 мкм. Полученные данные соответствуют общим представлениям о характере поведения системы при разрыве ее теплопроводящей цепи. Однако при анализе следует учитывать эффективную площадь контакта измерительного наконечника. Кроме того, для твердых тел следует рассматривать не коэффициент Ат. пр теплопроводности, а коэффициент Ят температуро- [c.46]

Предлагаемый метод расчета зубчатых передач на сопротивляемость заеданию является, в принципе, универсальным, т. е. может быть распространен на все виды зубчатых передач, однако, пока его рекомендуется использовать в области, ограниченной условиями проведенных экспериментов. Как указывалось выше, значения А зэ. pur были получены при испытании образцов роликов с чистотой рабочей поверхности V 8 — /9 и с твердостью Я5 550—600. Из расчетных зависимостей (135) и (137) следует, что при переходе от твердости Я5600 к твердости НВЗОО коэффициент трения f снижается на 8—12% и одновременно снижается критерий Кзд- Поскольку известно, что стойкость Б отношении заедания зубчатых колес из материалов, подвергнутых улучшению, меньше, чем у закаленных, надо полагать, что критерий Кзд. крит снижается при этом в еще большей степени. Однако экспериментальных данных о критерии Кзд. прит для любых сочетаний материалов (кроме закаленных сталей) еще не накоплено. Из условий, при которых были получены значения Кзд и Кзд.крит, следует, что предлагаемый метод расчета на заедание пока применим только для цилиндрических и конических прямозубых и косозубых закрытых передач с линейным контактом, работающих с постоянной нагрузкой, имеющих высокую твердость (НВ500—600) рабочих поверхностей и чистоту последних не менее S/7. [c.215]

Как было отмечено выше, сероводородное растрескивание (СР) оборудования ОНГКМ инициируется концентраторами напряжений дефекты сварных соединений (см. рис. 2.1, е 2.2, а 2.6 2.7) и технологические дефекты основного металла, резьбы (рис. 2.8, б), следы от ключей, коррозионные язвы и т.п. Результаты лабораторных испытаний сварных образцов из стали 20 также свидетельствуют о зарождении СР от дефектов (см. рис. 2.7, а), которые более чем в 10 раз снижают долговечность сварных соединений. Сопротивление СР качественных сварных соединений не ниже, чем основного металла, кроме того, за 20 лет эксплуатации сварных конструкций в металле швов в отличие от основного проката не обнаружено ни одного случая водородного расслоения. Это объясняется применением электродных материалов с низким содержанием серы, отсутствием в шве текстуры, а также тем, что условия плавления и кристаллизации шва способствуют образованию мелких сульфидных включений глобулярной формы и равномерному их распределению по литому металлу шва. В прокате из стали типа сталь 20 оборудования ОНГКМ наблюдается, особенно в срединной части стенки конструкции, значительное количество сульфидных включений дискообразной формы длиной от долей до десятков миллиметров (рис. 2.7, д). На границах раздела сульфид - матрица при охлаждении после завершения кристаллизации возможно образование микрополостей, так как коэффициент термического расширения сульфидов Ге8 - Мп8 больше, чем у ферритной матрицы (1810 К против 11,810" К" ). Металл матрицы в зоне границы раздела фаз, являясь областью объемного растяжения кристаллической решетки, может выполнять роль коллекторов для водорода. Образующийся в результате контакта стали с сероводород со держащей средой водород, попадая в эти несплошности, молизуется, вызывая водородное растрескивание (ВР) металла. Трещины ВР зарождаются внутри металла на границах раздела матрица - включение и распространяются, как правило, межкристаллитно в направлении, параллельном его поверхности при взаимодействии этих тре-щин-расслоений возникает ступенчатая магистральная тре- [c.70]

Энциклопедия по машиностроению XXL

Оборудование, материаловедение, механика и ...