дислокаций в структуре. После перехода всей отливки в упругое состояние (на рис. 11.28, а с момента г*, когда t2 < t*) возникающие деформации приводят к появлению термических напряжений (<TT)I, 2 = Ее\щ2. С момента г* до полного остывания массивная часть отливки, охлаждаясь от /2*, получит большую свободную усадку (гсц)2 = а.,/2*> чем тонкая (есв)| = aTt\ (рис. 11.28, б), поэтому после полного охлаждения массивная часть будет согласно (11.125) растянута на величину е2 = aTt2* - так как усадка отливки за тот же период готл < (еСв)2- Соответственно тонкая часть при остывании от более низкой температуры t\* будет сжата на величину -е\ = a j i* - £отл, так как £отл > (£CB)i. Выражая еот;, через среднюю температуру в момент г*
* Г * /. |
|
£ =а Л +/2Л |
(11.126) |
h + J 2
гдеf иfi - сечения тонкого и масивного элементов, получим после несложных преобразований
(а.г)|2 = ± - ^ - а т£ Д ^ , |
(11.127) |
J1 ' J 2
здесь Д/* = t2* - t \ * - перепад температур в отливке в момент г*.
Рис. 11.28. И зм ен ен и е тем пературы (а ) и усадки ( б ) тон к ого ( / ) и м ассивного (2) брусков при охл аж ден ии отливки сл ож н ого сечения (в)
Таким образом, термические напряжения возникают в момент условного перехода отливки в упругое состояние, возрастающее по мере охлаждения, и достигают максимального значения (11.127) после полного выравнивания температур. Величина ат определяется перепадом температур Д/*, то есть неравномерностью охлаждения различных частей отливки, а распределение напряжений зависит от соотношения площадей их сечения f и / 2. Отливки из материала с большим модулем упругости Е имеют более высокий уровень остаточных напряжений.
Уменьшение теплопроводности сплава увеличивает градиент температуры по сечению отливки и, следовательно, уровень напряжений 1 рода. Очевидно также влияние температурного коэффициента линейного расширения атна уровень напряжений 1 рода. В результате ат структурных составляющих могут возникать также термические напряжения И рода. Анализ процесса
возникновения термических напряжений показал, что остаточные напряжения не зависят от размеров отливки и пропорциональны различию сечений элементов отливки. При этом в толстых сечениях развиваются растягивающие напряжения, в тонких - сжимающие.
Радикальное устранение внутренних и остаточных напряжений достигается при создании равностенных конструкций или при охлаждении всех частей отливки с одинаковыми скоростями.
При выбивке отливок резко возрастает различие скоростей охлаждения частей отливок неодинакового сечения, а следовательно, возрастают внутренние напряжения. В качестве примера можно привести величины напряжений во втулках из ковкого чугуна при различных температурах выбивки (табл. 11.11).
Таблица 11.11
Зависимость остаточных напряжений от температуры выбивки______
Т ем п ература вы бивки, °С |
Н апряж ение, кгс/м м 2 |
|
|
сж и м аю щ ее |
растягиваю щ ее |
5 0 0 |
5 ,0 |
8 ,0 |
3 0 0 |
2,5 |
4 ,5 |
2 0 |
КО |
ко |
Наиболее действенной мерой устранения остаточных напряжений является отжиг отливок.
Для его осуществления необходимо нагреть отливку до температур, при которых металл приобретает достаточно высокую пластичность, выдержать ее до тех пор, пока напряжения не снизятся до допустимой величины, и медленно охладить отливку, чтобы не вызвать новых напряжений.
Для большинства сталей и чугунов температура, при которой пластические напряжения переходят в упругие, лежит около Ту= 620-650 °С. Из табл. 11.12 следует, что при выдержке отливок из среднеуглеродистой стали в течение шести часов при увеличении температур отжига степень снятия остаточных напряжений резко возрастает.
Зависимость степени снятия напряжений |
Таблица 11.12 |
||
|
|||
|
от температуры термообработки___________________ |
||
Т ем п ература обр аботк и , |
С нятие |
Т ем п ература обработки , |
С нятие |
°С |
напряж ений, % |
°С |
н апряж ени й , % |
2 0 0 |
2 - 3 |
550 |
70 |
4 0 0 |
20 |
6 0 0 |
95 |
50 0 |
50 |
|
|
Скорость охлаждения отливок с печью обычно составляет 6-12 °С/ч, температура выгрузки из печи - 250-300 °С.
Приближенные расчеты усадочных напряжений проводят по формуле
(11.128)
где F0, Ео - площадь поперечного сечения, м2, и модель упругости, МПа, материала отливки; F(|„ Еф - площадь сжимаемого слоя, м“, формы и модуль деформации, МПа, формовочной смеси; а - коэффициент усадки сплава отливки, 1/К.
Это выражение не учитывает существенных факторов, заметно влияющих на уровень напряжений, поэтому используется только для качественного анализа возможного процесса развития напряжений в зависимости от учитываемых факторов.
Для сплавов на основе железа существенными являются фазовые напряжения, которые в разные периоды охлаждения отливки могут повышать и снижать усадочные и термические напряжения. Способов расчета и экспериментального определения чисто фазовых напряжений нет, так как они всегда связаны с изменением температуры и, следовательно, с возникновением или усадочных, или термических напряжений. Однако влияние их на уровень усадочных напряжений в простейших отливках фиксируется экспериментально и учитывается при расчетах.
Формула для расчета внутренних напряжений, возникающих в прутке с заторможенными концами, <гт, МПа, выведена аналитически с учетом экспериментальных измерений (В. И. Швецов, В. М. Александров), проведенных на образцах из стали 15Л, 110Г13Л и ЗОХНМЛ, а также из сплава АК9
(тт =авК(\-пХтн т - Т У т - \ |
(11.129) |
где а и в - коэффициенты температурной зависимости соответственно модуля упругости и усадки сплава отливки, МПа/К.
Е = в(7н.у - |
Т), |
(11.130) |
^сп —я(7и.у - |
Т). |
(11.131) |
При полном торможении усадки, что является характерным в начале формирования отливки в любой форме, п = 0 и означает численное равенство суммы упругой и пластической деформации величине свободной усадки.
Для сплавов на основе железа, претерпевающих полиморфные превращения, выражение (11.129) используют только до температуры начала превращения у -» «, поскольку коэффициенты а и в в а-области заметно уменьшаются. Кроме того, в переходном интервале существенное влияние на деформацию оказывает перлитное расширение еу _> u (фазовая дилатация).
Поэтому при определении напряжений в переходной области рассчитывают
величину упругой деформации бупри температуре Т"_>а из условия
|
|
Ет" |
( 11.132) |
|
|
периода при |
|
а затем уровень напряжений |
к |
концу переходного |
|
|
Gjit |
(11.133) |
|
«V = |
|
Ern. |
|
|
|
|
|
\ |
Е |
Т К |
|
Здесь <гт„ и ат, - уровень напряжений при температурах начала и конца
превращения у —» а; Ет„ и ЕтК - значения модуля упругости материала отливки
при температурах начала и конца превращения, полученные расчетом по выражению (11.130).
В зависимости от величины перлитного расширения еу _ а напряжения могут снижаться вплоть до отрицательных значений (до противоположного знака - сжатия), если концы прутка закреплены жестко. При дальнейшем охлаждении отливки уровень напряжений изменяется с температуры начала торможения в «-области по известному закону Гука с учетом изменения температуры
<rT= a aea( l - 4 TaHJ~Tof, |
( 11-134) |
|
где Г“7. - температура начала торможения усадки в «-области. |
|
|
|
« Æ a |
|
г р а _\ |
ЕтК |
( 11.135) |
1 Н.Т “ |
|
|
В«-области релаксацией напряжений пренебрегаем в силу малого значения и небольшой продолжительности при температурах ниже температуры перехода в упругое состояние.
Вотливке с переменным сечением расчет напряжений усложняется неодновременным протеканием фазовых превращений в участках.
Таким образом, описанный способ позволяет рассчитать уровень усадочных напряжений с учетом влияния фазовых превращений. Точность расчета зависит, главным образом, от точности определения характеристик сплава и затрудненной усадки отливки. По этой методике можно определить уровень напряжений в элементах прутка переменного сечения, а также в элементах решетки.