Содержание к диссертации
Введение
1. Состояние вопроса и постановка задачи 7
1.1. Изучение факторов, влияющих на усадку литейных сплавов и отливок 7
1.2. Анализ процессов, происходящих при взаимодействии литейной формы и отливки 15
1.3. Компьютерное моделирование и САПР изготовления отливок 24
1.4. Припуски на механическую обработку отливок 26
1.5. Постановка задачи 29
2. Методика измерения размеров 30
2.1. Исследование размерной точности отливок 30
2.2. Анализ результатов измерений 45
3. Разработка компьютерного метода прогнозирования реализованной усадки и расчета припуска 48
3.1. Задачи прогнозирования реализованной усадки стальных отливок 48
3.2. Разработка системы классификационных признаков 49
3.3. Разработка системы управления базами данных по накоплению и группированию размеров по классификационным признакам 55
3.4. Построение алгоритма программы расчета общего припуска . 63
4. Прогнозирование значений усадки в сложных локальных условиях ... 69
4.1. Разработка обобщенной реологической модели напряженно-деформированного состояния формовочной смеси и стальной отливки при ее охлаждении 69
4.2. Особенности поведения стали в процессе охлаждения отливки 78
4.3. Общие закономерности деформации нагретых смесей 82
4.4. Построение моделей напряженно-деформированного состояния отливки при охлаждении 85
4.4.1. Модель напряженно-деформированного состояния стали ЗОЛ при температуре от 1450 С до 1150 С и проверка её адекват ности 85
4.4.2. Модель напряженно-деформированного состояния стали ЗОЛ при температуре от 1150 ОС до 500 ОС и проверка её адекватности 88
4.5. Разработка расчетно-экспериментальной методики определения реологических характеристик стали 91
4.5.1. Выбор экспериментального образца и условия проведения эксперимента 91
4.5.2. Экспериментальная установка и алгоритм обработки данных 92
4.5.3. Определение реологических коэффициентов стали при охлаждении отливки 98
4.6. Расчет напряженно-деформированного состояния отливок 100
4.7. Разработка алгоритма определения усадочных деформаций отливок 107
4.8. Определение напряженно-деформированного состояния отливок 119
4.9. Результаты расчета напряженно-деформированного состояния и действительной усадки отливки «Корпус» 126
Выводы 130
Литература 131
Приложение 140
- Анализ процессов, происходящих при взаимодействии литейной формы и отливки
- Разработка системы управления базами данных по накоплению и группированию размеров по классификационным признакам
- Модель напряженно-деформированного состояния стали ЗОЛ при температуре от 1450 С до 1150 С и проверка её адекват ности
- Разработка алгоритма определения усадочных деформаций отливок
Введение к работе
Проблема повышения точности литья в машиностроении является одной из важнейших. Успешное ее решение расширяет возможность более качественного изготовления машин и станков на основе более жестких допусков на размеры и массу, позволяет уменьшать припуски на механическую обработку отливок, давая экономию металла, инструмента и оборудования, электроэнергии и трудовых затрат.
Попытки стандартизации допусков и припусков на механическую обработку отливок в первую очередь из серого чугуна были сделаны еще в начале тридцатых годов. В Германии в 1932 г. был опубликован проект норм DIN. В США проект стандарта был разработан и опубликован «Обществом специалистов-литейщиков» в 1935 г., а в Англии - специальной Комиссией специалистов-литейщиков в 1936 г. Однако реализация этих проектов задержалась на многие годы.
Начало государственной стандартизации допусков и припусков было положено в Советском Союзе. Первый общесоюзный стандарт - ОСТ - 3542 «Припуски на механическую обработку отливок из серого чугуна и допуски на их размеры и вес» - был утвержден Народным комиссариатом машиностроения СССР в 1938 г.
Отличительной чертой первых заграничных проектов стандартов и ОСТ-3542 было стремление придать отливкам особую систему допусков на размеры, независимую от существовавших в то время классификаций точности, и независимые от системы допусков нормы припусков на механическую обработку отливок. По ОСТ-3542 для отливок из серого чугуна были установлены два класса точности, обусловливавшие допуски на размеры.
Опыт внедрения стандартных допусков показал их недостаточность вследствие неувязки с общепринятой в машиностроении системой точностей и нормами припусков на механическую обработку. Точность и допуски на размеры отливок независимо от того, будут ли они изготовляться как готовые изделия, не требующие механической обработки, или как детали, подвергающиеся механической обработке, должны находиться в рамках общей системы точности и допусков, действующей в машиностроении. Это положение становится особенно очевидным в связи с внедрением различных способов точного литья с целью получения изделий и деталей, не требующих механической обработки, но сопрягаемых в сборке с деталями, обработанными механически.
В 1942 г. Всесоюзным комитетом стандартов взамен ОСТ-3542 был утвержден новый общесоюзный стандарт - ГОСТ 1855-42 «Припуски на механическую обработку и допускаемые отклонения на размеры и вес отливок из серого чугуна». Принципиальной основой разработанного проекта этого стандарта была общая для машиностроения система расчета допусков на размеры и взаимосвязь нормы припусков на механическую обработку с допусками. ГОСТ 1855-42 был пересмотрен в 1945 и 1955 гг.
Два дополнительные класса точности, принятые ГОСТ2009-43 «Припуски на механическую обработку и допускаемые отклонения на размеры и вес отливок фасонных из углеродистой стали», были введены затем в качестве 10 и 11 классов точности в общую классификацию точности в ГОСТ 2689-54 «Допуски и посадки размеров свыше 500 до 10000 мм». Таким образом, появилась возможность пользоваться общей системой допусков для отливок, изготовляемых любыми методами, но только для размеров свыше 500 мм. Для меньших размеров стандартная классификация точности ограничивается 10 классами по ОСТ-1010.
В практике литейного производства всех стран принят метод компенсации размеров отливки (вследствие уменьшения объема при охлаждении залитого в литейную форму металла) линейным припуском на усадку отливок. Припуск на усадку отливок по всем ее размерам учитывается при изготовлении моделей относительной величиной в процентах к размеру.
Неравномерность охлаждения в форме свойственна не только сложным, но и простым геометрическим отливкам. Экспериментальные работы показали, что свободные от механического торможения отливки простой конфигурации имеют фактическую усадку 0,7 - 0,8, а сложные отливки 0,6 - 0,7 величины свободной усадки чугуна.
Последний принятый ГОСТ 26645-85 помимо достоинств имеет существенный недостаток - для определения припуска и допуска отливки требуется выполнить ряд трудоемких операций. Одной из целей данной работы является создание возможности пользования ГОСТом с помощью компьютера. Для этого составлены базы данных и программное обеспечение в среде FOXPRO.
Механическое торможение усадки проявляется вследствие сопротивления литейной формы и особенно стержней сокращению размеров отливки с понижением температуры. Механическое торможение усадки отливок уменьшается путем повышения «податливости» литейных форм и стержней. Гораздо труднее уменьшить термическое торможение усадки.
В практике различают полную и неполную усадку, причем последней называют фактическую усадку, величина которой меньше установленного припуска. Кроме того, в различных частях одной и той же отливки различна относительная величина линейной усадки. В связи с этим применительно к одной и той же отливке вводится понятие дифференцированной усадки.
Для более точного изготовления такой отливки необходимо предусматривать при изготовлении моделей дифференцированный припуск на усадку различных ее частей.
В работе проведены обмеры реальных отливок и выданы рекомендации для более точного назначения усадки при разработке технологии изготовления отливок. Полученные разработки используются в производстве.
Анализ процессов, происходящих при взаимодействии литейной формы и отливки
Процессы взаимодействия литейной формы и отливки определяют качество поверхности литой заготовки, оказывают влияние на точность ее размеров, могут приводить к возникновению ряда специфических дефектов пригара, газовых раковин, трещин и т. д. Возникновение напряжений в отливке и форме является следствием их силового взаимодействия. В результате торможения формой или стержнем линейной усадки затвердевающей отливки возникают напряжения, которые могут либо разрушить отливку, либо настолько деформировать форму, что разрушение не произойдет.
Сопротивление формы усадке отливки складывается из сил трения между поверхностью отливки и формы и сил, развивающихся в системе "отливка-форма" при торможении усадки отливки её выступающими частями или элементами литниково-питающей системы.
В отливке, при торможении ее усадки, возникают усадочные упругопластические деформации. Теория этого вопроса начала развитие с работ Ю. А. Нехендзи [31]. Для определения развития усадки разработано большое количество различных приборов. В период затвердевания отливок доля пластических и необратимых деформаций растяжения велика в период охлаждения в области высоких температур. На этом этапе усадки большую роль играют силы взаимодействия на поверхности раздела отливка - форма. Торможение усадки может осуществляться за счет: а) сопротивления стержней или формы усадке отливки с выступающими частями [32,33 ]. б) поверхностного сцепления или силы трения на границе раздела отливка-форма [34-35, 36,37, 38-40, 41,42-43]. в) термического расширения формовочной смеси, которое противодействует усадке отливки [34-35,44]. с) термического торможения усадки из-за неравномерного охлаждения отливки [45,46-47]. В результате могут возникать как систематические так и случайные отклонения размеров отливки от номинала [34]. Степень торможения усадки отливки формой зависит, главным образом, от податливости применяемых формовочных и стержневых смесей. Чем меньше податливость формовочных смесей, тем больше вероятность образования горячих трещин в стальных отливках. В [30] торможение усадки отливки со стороны формы оценивается отношением упорной площади, препятствующей усадке, к площади сечения отливки. С увеличением этого отношения величина линейной усадки увеличивается. Из работ [18,19] на рис. 1.1 представлена зависимость усилия сопротивления формы от глубины внедрения отливки (кривые 1,2). Кривые Г,2 соответствуют внедрению пуансона, равного по площади упорным поверхностям отливки (кривые 1,1 -для сырой и 2,2 -для сухой формы). Р,кг При внедрении отливки в форму по схеме на рис. 1.1 в начальный период песчано-глинистая формовочная смесь оказывала незначительное сопротивление (начальный участок) его действию. При дальнейшем внедрении штампа (отливки) в форму усилия её сопротивления росли примерно пропорционально глубине внедрения (А). Эта зависимость выражена Ю.А.Степановым в виде: где Е - модуль сопротивления формы сжатия, кг/см ; о2 - напряжения в форме; асм - предел прочности смеси на сжатие; d\ - максимальный размер внедряющейся части отливки; X - протяжённость начального участка. Член (A-A,)/d 1 может рассматриваться как относительная деформация формы. В работе [20] установлено, что величина силы трения в песчаной форме определяется сопротивлением уплотненной смеси сдвигу, так как при перемещении отливки вместе с нею перемещается слой пригоревшей и высушенной ее теплом смеси. Сдвиг происходит в зоне наименьшей прочности прогревающейся формы. Сопротивление формы усадке отливок складывается из сил трения и сил, возникающих при торможении усадки отливки выступающими частями и стержнями. Для отливок постоянного прямоугольного сечения сопротивление формы усадке рассмотрены в работах [21,22]. В результате исследований установлено, что силы сопротивления в процессе усадки зависят от изменения прочностных свойств отливки и формовочной смеси, соотношения геометрических размеров отливки и формы. Основным при рассмотрении сил трения является момент их преодоления отливкой. Экспериментально установлено, что преодоление сил трения начинается на концевых участках и протекает не одновременно по длине отливки. Ввиду сложности явлений, происходящих на поверхности контакта металл-форма, сила трения определяется удельным сопротивлением свободной усадке[22], удельной силой трения[23]. На опыте доказано, что усадка и преодоление сил трения начинаются на концевом участке отливки, затем последовательно происходят на других участках в направлении силоизмерительного устройства[24]. Для большинства средних и крупных отливок характерно большое механическое торможение усадки в процессе охлаждения отливки в форме. Это торможение приводит к значительным деформациям отливок, вызывает появление в них напряжений. Автором работы [28] получена зависимость между напряжениями, возникающими в отливке из-за сопротивления стержней усадке, и температурой отливки в процессе ее охлаждения в форме. Также установлено, что максимальная величина напряжений в отливке от сопротивления стержней усадке определяется величиной напряжения, при котором стержень начинает разрушаться под действием сжимающей его отливки.
Обобщение экспериментального материала также позволяет сделать вывод о том, что наличие в стержне зон объемного напряженного состояния вызывает значительное повышение прочности материала стержня, причем это повышение прочности при объемном сжатии проявляется одинаково как на смесях высокой прочности (более 250000 Па), так и на смесях сравнительно низкой прочности (менее 250000 Па) [29]. Так же установлено, что соотношение между силой трения при разрушении образца и его прочностью для всех стержневых смесей есть величина постоянная, не зависящая от прочности стержневой смеси. Выявлено, что при изготовлении отливок со стержнями без облицовочного слоя величина затрудненной усадки отливки составляла 0.35-0.44%, а в случае применения облицовочной смеси, содержащей 125 серебристого графита, величина ее резко возрастала до 0.80-0.84%.
Разработка системы управления базами данных по накоплению и группированию размеров по классификационным признакам
В процессе проектирования технологического процесса изготовления стальных отливок в песчаных формах вопрос назначения величины литейной усадки для конкретных условий является наиболее важным для формирования уровня размерной точности. При этом конфигурация отливки влияет на механизм силового взаимодействия между отливкой и формой, а также между различными частями отливки. Влияние всех этих факторов приходится учитывать технологу на интуитивном уровне при выборе значения величины принимаемой линейной усадки. В настоящее время нет удовлетворительных рекомендаций или правил по определению размерной точности отливок, хотя основные теоретические положения этого вопроса освещены в работах [3,9]. В практике нередки случаи, когда два технолога на аналогичные по конфигурации и химическому составу отливки назначают различные по величине значения усадок. Производственный опыт показывает, что назначение величины увеличения размеров модельного комплекта от заданных на 1,5%, для простых по конфигурации отливок из углеродистых и низколегированных сталей, в большинстве случаев удовлетворяет требованиям к качеству литья, так как возникающие неточности покрываются установленным допуском на размерные отклонения и припуском на механическую обработку.
В сложных отливках нередко имеют место значительные отклонения отдельных размеров от ожидаемого вследствие коробления или сложного механизма взаимодействия отливки и формы. В этой связи технолог, как правило, заведомо увеличивает величину припусков на механическую обработку сверх нормативных, что приводит к резкому возрастанию затрат на механическую обработку и увеличению расхода металла.
Простое накопление опытных данных с последующим усреднением значений усадки не даёт возможности их эффективно использовать. Накопление данных о соответствии требуемых чертежом размеров и размеров модели, формы и готовой отливки проводили раздельно применительно к определенным конфигурациям, типам размеров и в определенных направлениях с учётом различных размерных баз. При этом фиксировали длину и толщину нормируемого элемента, склонность к короблению и другие факторы способные исказить данный размер отливки.
Проведенный анализ измеренной реализованной усадки, описанный выше, показал значительный разброс ее в различных направлениях и в различных локальных условиях. Это исследование было выполнено для отливок близких по конфигурации. В любой отливке имеется множество различных силовых схем, которые накладываются друг на друга и возникают из-за торможения усадки отливки формой, либо имеют природу термических напряжений. Полное выявление этих силовых схем весьма затруднительно и приходится ограничиваться другими признаками удобными для производственных условий. Можно заключить, что отливки различной конфигурации имеют различные силовые схемы, как в масштабе отливки в целом, так и присутствующие в локальных объемах различной величины. Часть выявленных признаков в форме классифицировали по типам размеров, которые отражают различные локальные силовые схемы.
Разнообразие комбинаций силовых схем достаточно большое, и они определяют степень затруднения усадки в различных направлениях. Это выражается в различном изменении размеров, имеющемся на чертеже. Возникает обратная задача прогнозировать величину усадки по признакам исходящим от чертежной информации. Для этого был продолжен анализ действительных усадок для отливок различной конфигурации представленных на рис (2.1-2.10). Для этого сформировали базу данных, в которой фиксировали более подробные данные о каждом размере, которые располагались по записям.
Классификационный перечень типов отливок основывается на существенных геометрических различиях с позиций силового взаимодействия отливки и формы и возможного коробления отливок.
Конкретный анализ силового взаимодействия между металлом и формой проведен для следующих геометрических конфигураций: полуцилиндр, брус, плита с отверстиями, плита, цилиндр.
Отливки с конфигурацией плиты и бруса описываются простой схемой силового взаимодействия, поскольку они имеют простую конфигурацию.
Брус - отливка, которая имеет верхнее расположение литниковой системы, вызывающее асимметрию отливки и создающее область затрудненной усадки в верхней плоскости отливки, в результате происходит коробление отливки вдоль ее продольной оси. Большая длина относительно сечения отливки вызывает дополнительные отклонения размеров, в результате возникающих напряжений.
Плита - отливка с плоскостным размещением массы. Один из осевых размеров значительно меньше двух других. Литниковая система расположена сверху, что в совокупности с небольшой толщиной отливки усиливает вероятность коробления в поперечной плоскости отливки.
В отливках типа полуцилиндр особенность усадки проявляется в коробление цилиндрической части. В этом случае в результате усадки происходит значительное колебание изменения размеров относительно оси полуцилиндра. При этом наружный фланец значительно изменяет геометрическое положение и в заводских условиях обычно его толщину приходится увеличивать наваркой. В продольном направлении усадка реализуется по схеме, аналогичной схеме для отливок типа плиты и бруса.
Полуцилиндр - отливка, склонная к короблению, «не жёсткая» форма отливки в поперечном сечении вызывает эффект «раскрывания» отливки, и значительное отклонение размеров в поперечном сечении отливки.
Модель напряженно-деформированного состояния стали ЗОЛ при температуре от 1450 С до 1150 С и проверка её адекват ности
Деформации развиваются в интервале от температуры начала линейной усадки до температуры, соответствующей нижней границе интервала хрупкости стали. Металл в этом интервале находится в хрупком состоянии.
Начинается процесс интенсивного развития деформаций, конец которого по мере увеличения усилий торможения несколько смещается в сторону низких температур. Чем больше торможение, тем больше величина деформации растяжения на этом участке. Развиваются в отливках наибольшие деформации растяжения, которые могут вызывать напряжения, способные превзойти предел прочности стали в данном интервале температур.
При всех усилиях торможения наблюдается уменьшение деформации, которое тем значительнее, чем выше степень торможения усадки, что связано, очевидно, с ростом прочности стали при понижении температуры отливки в этом интервале. Торможение усадки активно влияет на начало и величину деформаций во время превращений. В этот период вновь резко возрастают деформации, что, очевидно, объясняется проявлением сверхпластичности стали под действием тормозящих усилий. [5, 22, 23]. Чем больше напряжение торможения, тем раньше начинается рост деформаций при превращении.
Данное состояние характеризуется существованием упруго-пластических деформаций, которые изменяются незначительно и небольшое увеличение суммарной деформации происходит за счет изменения пластических и упругих деформаций. Металл в этот период приобретает высокие упругие свойства и пластические деформации очень малы.
При анализе литературных данных было показано, что оценка напряженно-деформированного состояния на первом этапе производится с помощью аналитического расчетно-экспериментального метода по нахождению реологических уравнений, а на четвертом этапе охлаждения могут быть применены точные численные методы определения деформации, в частности метод конечных элементов. При анализе деформационных кривых различных марок сталей было выявлено, что на этом этапе деформационная способность стали практически остается постоянной и деформации могут быть рассчитаны без особого труда. Поскольку величина деформации в первом интервале затвердевания мала и не существенно влияет на суммарную величину деформации, в дальнейшем исследованиям будут подвергаться усадочные деформации на втором и третьем этапах охлаждения отливки.
В формовочных смесях при нагревании формы происходят объемные изменения, приводящие к искажению размеров отливки и внутренним напряжениям в стенках формы, которые могут вызвать их преждевременное разрушение.
Значительные расхождения прочности нагретых смесей у разных исследователей объясняется тем, что этот вид прочности связан со скоростями подъема температуры и приложения нагрузки.
По данным [ 98] кривую расширения размеров образцов из кварцевых песков можно разбить на три участка: от 0 до 500С происходит плавное расширение; от 500-600 происходит резкое увеличение длины образца, связанное с превращением р-кварца в а-кварц; при температурах 600-1200 размеры образца изменяются очень незначительно, чаще происходит небольшое сжатие. В исследовании [32] при нагреве до 100 напряжения в смеси практически не возникают (рис.4.6-4.8); при этом песчинки под воздействием нагрузки легко перегруппировываются; кроме того, происходит испарение влаги. При нагреве до 500-600 напряжения растут сначала медленно, затем быстрее; при 500-600 они достигают максимума, затем быстро снижаются и к 700-800 исчезают полностью. В результате анализа полученных данных автор работы приходит к выводу, что подъем напряжений связан с расширением формовочной смеси, снятие напряжений при высоких температурах происходит за счет огневой усадки глины и деформации зерен кварцевого песка. Напряжения в обычной формовочной смеси тем выше, чем больше степень уплотнения. Изменение модуля упругости от температуры в жидкостекольной смеси показано на рис. 4.9.
Данные исследований позволяют считать, что при определении деформаций и напряжений процесс их возникновения возможно разделить на четыре этапа. На первом этапе происходит нарастание давления зерен на внешнее сопротивление до тех пор, пока это давление не превысит внешнее сопротивление. Процесс, происходящий на этом этапе, может быть уподоблен устранению зазора между зернами. До окончания первого этапа деформации смеси не наблюдается, хотя деформация зерен может иметь место. Второй этап начинается с момента начала преодоления внешнего сопротивления и выражается в нарастании, как деформации смеси, так и напряжений по отношению к внешней среде. Этот этап продолжается до тех пор, пока напряжение на смесь не превысит контактной прочности зерен. Третий этап характеризуется началом снижения напряжений и деформаций расширения в смеси. На четвертом этапе можно считать отсутствующими, как напряжения, так и деформации расширения смеси. Этот этап еще более четко выявляется при наблюдении деформаций и напряжений глинистых смесей. В этих случаях наблюдается при повышенных температурах усадка глины, которая дополнительно снижает напряжения.
Разработка алгоритма определения усадочных деформаций отливок
Условно этому соответствует бесконечно большая площадь поперечного сечения массивного корпуса и отрыв тонкой части от неподвижной толстой. Однако все эти части отливки являются одной единой жесткой системой и размеры их не могут изменяться независимо друг от друга. Одни элементы отливки препятствуют свободной усадке других элементов, направленной в туже сторону, вызывая термические напряжения, возникающие при неравномерной и разновременной усадке различных частей отливки.
С точки зрения реологической модели данная схема будет представлять собой два параллельно соединенных тела. где 81, 82 деформации частей отливки, м; єСВІ, БСВ2 - свободные усадки различных частей отливки, м; єр - реализованная усадка места сочленения частей отливки, м. Система уравнений равновесия частей отливки и неразрывности деформаций примет вид:
Третья силовая схема описывает поведение материала отливки в вертикальной плоскости и обуславливает возникновение термических напряжений в тонкой цилиндрической части отливки. Имея малую приведенную толщину и затвердевая быстрее торцевых частей отливки, она при охлаждении испытывает растягивающие усилия со стороны верхней и нижней частей. С реологической точки зрения данное поведение можно описать реологической моделью характерной для стали при определенной температуре.
Скопление напряжений после остывания в рассматриваемом типе отливок можно свести к двум типам сопряжений. Если выделить из отливок типовые узлы, в которых образуется значительное количество дефектов, можно сказать, что напряжения возникают в них, в основном, из-за механического торможения усадки отливки формой или стержнем и термическим торможением усадки одними частями охлаждающейся отливки других. Такие конструктивные узлы сводятся к описанию вышеприведенными условными схемами.
Вышесказанное поясним на примере отливки рис 4.19. Отливка представляет собой две разнообъемные торцевые части, соединенные между собой. Так как приведенная толщина цилиндрической части мала, то она затвердевает и охлаждается в первую очередь. Это позволяет сделать допущение, что связь между верхней и нижней части отливки жесткая. При таком рассмотрении отливки, мы имеем вторую силовую схему, т.е. деформации создаваемые в торцах обусловлены термическими напряжениями.
Кроме этого в верхней части отливки имеются тепловые узлы, которые его ослабляют. Верхняя часть под действием термических напряжений деформируется, но этому процессу препятствует механическое напряжение создаваемое центровым стержнем. Чем больше жесткость стержня, чем меньше податливость, тем больше деформируемость верхней части. Это можно изобразить условно, и получить первую силовую схему. Жесткая стяжка, зажатая с обеих сторон стержневой смесью, характеризует собой третью силовую схему, условное ее представление показано на рис 4.29.
Моделирование напряженно-деформированного состояния построено на основе последовательного анализа поведения реологических моделей, соответствующих силовых схем, обусловленных усадочными процессами в дискретные моменты времени, а также балансе усилий. Для каждого момента, на основании рассчитанных значений температур элемента отливки, по известным зависимостям реологических и физических свойств от температуры определяются значения свободной усадки, модуля упругости и коэффициента вязкости при данной температуре.
Из условия силовой схемы №2 путем итераций подбирается величина усилия, при котором реализованная усадка нижнего торца равна реализованной усадке верхнего торца, который рассматривается, как равномерно деформированный.
Затем полученное предварительное значение усилия, используется в блоке характеризующем силовую схему №1, для расчета реализованной усадки элементов верхнего обода с учетом локализации деформации. Локализация деформаций вызвана неравномерностью охлаждения из-за геометрических параметров верхней части (рис 4.26). Суммарная по всему ободу реализованная усадка сравнивается с реализованной усадкой нижнего обода. В случае несовпадения, усилие вновь путем итерации корректируется в блоке 1. После этого по второй схеме определяются значения напряженно-деформированных характеристик с уточненным усилием и суммарные реализованные усадки верхнего обода и нижнего сравниваются. В результате усадки нижнего и верхнего ободов, с учетом локализации деформации, будут с заданной точностью приближены друг к другу.
В итоге для данного момента времени формируются массивы для каждого объема: величины деформации, усилия и реализованной усадки.
После этого происходит определение деформации цилиндрической части отливки по третьей расчетной схеме. Укрупненная блок-схема представлена на рис 4.30. Алгоритм расчета по схемам 1 и 2 представлен на рис 4.31 - 4.32.
Расчетный блок может быть построен на основании определения деформации без учета сопротивления формы, то есть учитывается только взаимодействие различно охлаждающихся частей отливки. Такой вариант расчета интересен, прежде всего, с исследовательской точки зрения.
В реальных же условиях сопротивление усадке отливки со стороны формы осуществляется выступающими частями отливки, и деформация формы непосредственно связана с деформацией отливки. По мере охлаждения отливки одновременно происходит сокращение ее линейных размеров и увеличение упругих свойств, вследствие этого имеет место постепенное нарастание усилия, которое воспринимает форма. В ходе охлаждения отливки процессы деформирования усложняются различным температурным полем в форме, где каждый слой, прогретый до определенной температуры, имеет свои значения реологических свойств.
Таким образом, можно утверждать, что необходим учет влияния формы. При неодинаковой усадке части 1 и 2 ( рис. 4.33), реализованная усадка двух частей отливки (с учетом условия неразрывности) будет равняться деформации формы. При этом баланс деформаций системы для схемы 2
