Содержание к диссертации
Введение
1. Обзор литературы по теме диссертации и постановка задачи исследования . 9
1.1 Анализ существующих способов изготовления литых заготовок тормозных дисков.
1.1.1 Конструкция и технические условия на тормозные диски. 9
1.1.2. Современные способы литья тормозных дисков. 12
1.1.2. Анализ возможности литья в кокиль тормозных дисков. 13
1.1.4. Возможные варианты конструкции кокиля для литья тормозных дисков. 13
1.1.5. Анализ возможности получения заданной структуры и механических свойств тормозного диска . 17
1.1.6. Влияние стойкости кокиля на технико-экономические показатели литья чугуна в кокиль. 21
1.1.7. Организационно-производственные вопросы литья в кокиль тормозных дисков. 21
1.2. Анализ существующих технологических процессов изготовления стержней для вентилируемых дисков. 24
1.2.1. Особенности конструкции стержня для литья в кокиль вентилируемых тормозных дисков. 24
1.2.2. Анализ возможности применения центробежного метода для изготовления песчаного стержня вентилируемого диска . 26
1.2.3. Технологическое обоснование требования минимальной допустимой плотности ХТС для стержня тормозного диска. 31
1.2.4. Предполагаемые способы повышения плотности при центробежном уплотнении. 32
1.1 Общие выводы и постановка задачи исследования 34
2. Разработка технологического процесса литья в кокиль тормозных дисков . 35
2.1 Экспериментальное исследование сечения утеплителя, обеспечивающего устранение торцевого отбела на тормозных дисках. 35
2.2 Конструкция кокиля для литья тормозных дисков. 38
2.3 Разработка системы автоматического проектирования кокилей для отливки вентилируемых тормозных дисков. 42
2.4. Выводы по главе 2 45
3. Разработка технологического процесса изготовления стержней для тормозных дисков центробежным методом 45
3.1. Предварительные эксперименты. 45
3.1.1. Методика проведения экспериментов. 45
3.1.2 Исследование влияния фильтрации воздуха при центробежном уплотнении. 54
3.1.3. Экспериментальное исследование процесса динамического центробежного уплотнения. 62
3.1.4. Исследование процесса доуплотнения внутреннего слоя смеси при центробежном способе изготовления стержней . 66
3.2. Разработка физической модели процесса центробежного уплотнения ХТС с доуплотнением лопаткой. 73
3.2.1. Напряжённо-деформированное состояние концентричных слоев смеси при уплотнении. 73
3.2.2. Уравнение равновесия элемента кольцевого слоя смеси во вращающемся стержневом ящике. 77
3.2.3. Влияние кривизна слоев на распределение плотности ХТС при чисто центробежном уплотнении и допрессовке лопаткой. 82
3.2.4. Физическая модель процесса уплотнения ХТС в поле центробежных сил с доуплотнением лопаткой. 86
3.3. Математическая модель процесса центробежного уплотнения ХТС с допрессовкой лопаткой. 86
3.4 Компьютерное моделирование процесса центробежного уплотнения ХТС с доуплотнением лопаткой . 91
3.5. Экспериментальная проверка результатов компьютерного моделирования. 94
3.6. Разработка методики определения частоты вращения стержневого ящика по заданной плотности ХТС и размерам стержня. 95
3.7. Разработка конструкции стержневого ящика. 99
3.8. Выводы по главе 3. 105
4. Разработка рекомендаций по организации производства автомобильных тормозных дисков в условиях малых предприятий . 106
5. Список использованной литературы. 110
Приложения.
- Анализ возможности получения заданной структуры и механических свойств тормозного диска
- Анализ возможности применения центробежного метода для изготовления песчаного стержня вентилируемого диска
- Исследование процесса доуплотнения внутреннего слоя смеси при центробежном способе изготовления стержней
- Компьютерное моделирование процесса центробежного уплотнения ХТС с доуплотнением лопаткой
Введение к работе
В период перехода к рыночной экономике в Российской Федерации заметную роль стали играть малые предприятия, в том числе, и в производстве запасных частей к автомобилям. В подавляющем большинстве случаев малые предприятия располагают минимальной производственной базой и стартовым капиталом. В связи с этим, малые производственные предприятия были особенно заинтересованы в технологических процессах, не требующих сложного, дорогого, энергоемкого оборудования.
Литые заготовки для тормозных дисков, поршней двигателя, тормозны" цилиндров, корпусов маятникового рычага и др. изготовляют с использованием простейших формовочных машин, плавильных печей малой емкости, ручных кокильных станков. До настоящего времени малые производственные предприятия остаются конкурентоспособными по отношению к крупным заводам на рынке автомобильных запасных частей. Разработанная в начале 90-х годов в МАМИ технология литья в кокиль тормозных барабанов для легковых автомобилей с использованием простейших кокильных станков до настоящего времени используется на ряде малых предприятий.
Одной из наиболее востребованных деталей на рынке запчастей являють тормозные диски. Это объясняется тем, что дисковые тормоза используются на всех современных легковых, малотоннажных грузовых автомобилях и микроавтобусах. При этом на многих автомобилях дисковыми являются не только передние, но и задние тормоза. С учётом средней ходимости диска (« 70тыс. км) за время эксплуатации автомобиля требуется 2-3 комплекта дисков в запчастях.
На автозаводах и центролитах формы для литых заготовок тормозных дисков изготовляют на автоматических формовочных линиях, а стержни для вентилируемых дисков - с использованием современных стержневых машин главным образом по нагреваемой оснастке. Применение такого оборудована требует значительных основных и оборотных фондов, которыми малые предприятия не располагают.
Поэтому, разработка технологии литья таких тормозных дисков в кокиль, с применением простейших кокильных станков представляет большой экономический интерес для малых предприятий и является актуальной научно-технической проблемой.
Анализ состояния вопроса показал принципиальную возможность получения тормозных дисков, в том числе вентилируемых, с применением немеханизированных кокильных станков и изготовлением стержней центробежным методом.
Однако для разработки технологии наряду с инженерными задачами необходимо было решить и научные задачи.
Основными задачами являются: -разработка надёжного метода получения заданной структуры и механических свойств дисков; -разработка надёжного метода контроля процесса кристаллизации отливки в кокиле, обеспечивающего возможность извлечения металлического стержня при минимальных усилиях; -разработка простого и эффективного способа доуплотнения смеси на свободной поверхности стержня при центробежном уплотнении; уточнение механизма центробежного уплотнения стержневых смесей с применением доуплотнения; усовершенствование методики исследования распределения плотности ХТС по радиусу стержневого ящика; - разработка методики определения оптимальной частоты вращения стержневого ящика в зависимости от размеров стержня; -разработка САПР стержневых ящиков для изготовления стержней тормозных дисков центробежным методом; -разработка САПР кокилей для литья тормозных дисков; - внедрение в производство результатов исследования.
Анализ возможности получения заданной структуры и механических свойств тормозного диска
Даже при литье в песчаные формы в тонких частях отливок, на торцах стенок и кромках, часто образуется структура белого или половинчатого чугуна. Показательным примером в этом смысле является опыт заводов Форда по получению автомобильных распределительных валов. вершинах кулачков в песчаных формах без холодильников получался половинчатый чугун.
При литье в металлические формы влияние терцев и кромок на отбел перлитных чугунов проявляется еще сильнее. На ВАЗе при центробежном литье маслот для тормозных барабанов получается отбелённый слой длиной порядка 10 мм, который отрезается и направляется в переплавку.
На Костромском заводе «МОТОРДЕТАЛЬ» для устранения отбела по торцу гильз цилиндров торец и крышка вращающегося кокиля защищаются прокладками из асбестового картона.
Таким образом, для получения перлитной, на грани отбела структуры по всей длине рабочей части диска необходимо свести к минимуму отвод тепла через торцевую поверхность. В случае отливки вентилируемого диска этого можно достичь путём увеличения толщины наружного знака стержня до общей толщины рабочей части диска. При изготовлении невентилируемых дисков возможным решением является применение утеплителей в торцевой части рабочей полости кокиля. Задача состоит в том, чтобы найти геометрические параметры, материал утеплителя и технологию его нанесения, обеспечивающие достаточную стойкость.
В ряде работ [23,25,36,37,39] отмечается явление аномальной структуры в поверхностном слое чугунных отливок, отливаемых в кокиль. Вместо привычного отбелённого слоя на поверхности отливки, предшествующего графитизированным слоям, встречаются следующие аномальные чередования структур: П+Ц, Ф+Гр, П+Гр; Ф+Гр, П+Гр. Образование ферритнографитной структуры в местах повышенной скорости охлаждения Вейник А.И. объясняет наличием дисперсного эвтектического графита, который способствует распаду аустенита.
Металлографические исследования тормозных дисков для спортивного варианта ВАЗ 2108, отлитых в кокиль в МСП «МАМИ - МОТОР», подтвердили неизбежность торцевого отбела и аномальной поверхностной структуры при необходимости получения перлитной структуры в основной части сечения диска. Были определены также глубины аномального и отбеленного слоев.
Плавка чугуна велась в кислой печи ИСТ 006 на ломе серого чугуна марки СЧ 2и выплавленного в ЭДП. Модификатор ФС75 в количестве 0,7% вводился в заливочный ковш. Температура заливки выдерживалась в пределах 1400-142(FC. Чугунный кокиль окрашивался слоем теплоизоляционной краски на основе маршалита толщиной 0,2-0,3 мм и противопригарной краской на основе серебристого графита. Структура основной части сечения отливки состояла из пластинчатого перлита с отдельными включениями феррита до 4%. Графит среднепластинчатый равномерно распределённый. В поверхностном слое наряду с перлитом обнаружен феррит, количество которого у поверхности достигало 30% и далее на глубине 0,7 мм снижалось до 4%. Количество цементита у поверхности составляло 5-15% (ЦЮ) и снижалось до нуля на глубине 0,4 мм. Сердцевина торцевой поверхности диска имела ту же структуру, что и основное сечение с 4-мя процентами феррита, а в поверхностном слое торца содержание цементита было в пределах 15-40% (Ц25) и уменьшалось до отдельных включений на глубине 2 мм. Величина припуска на механическую обработку по ГОСТ 26 645-85 в 2-3 раза превосходит глубину аномального поверхностного слоя, поэтому его наличие практического значения не имеет. Многочисленные литературные данные [23, 26, 35, 36] свидетельствуют о том, что стойкость кокиля при производстве отливок серого чугуна зависит от массы, конфигурации, толщины стенок отливки, материала и конструкции кокиля и не превышает 5000 заливок. Опыт [39] производства тормозных дисков ВАЗ 2101 и ВАЗ 2108 (спортивный вариант) показал, что простота конфигурации отливки тормозного диска определяет и небольшие затраты на изготовление кокиля. Действительно, при горизонтальном разъёме кокиля получение литых заготовок частей кокиля связано с изготовлением простейших деревянных моделей токарной обработкой. Механическая обработка литых заготовок кокиля также сводится к простейшим токарным и слесарным операциям. При 300 съёмах с кокилей доля затрат на изготовление кокиля не превышала 1% от себестоимости тормозного диска. Экспериментальный участок для литья в кокиль тормозных дисков, опыт работы которого изложен в работе [39], не может рассматриваться как серьёзная производственная единица даже в условиях малого предпринимательства в силу незначительной производительности. Плавильная установка ИСТ 006 используемая на экспериментальном участке, имеет производительность 60 кг расплава в час и является скорее лабораторной, чем промышленной печью. Это соответствует производству в час не более 10 самых лёгких тормозных дисков ВАЗ 2108. Кроме того, принятый в экспериментах полунепрерывный способ плавки на ломе, химический состав которого соответствует заданному составу чугуна, неприменим в реальных производственных условиях.
Анализ возможности применения центробежного метода для изготовления песчаного стержня вентилируемого диска
Использованная в работе методика исследования характера распределения плотности ХТС, основанная на выпиливании из затвердевшего стержня образцов с радиальной высотой 30-50 мм, позволяет получить всего 4 точки на всей радиальной толщине стержня, что представляется недостаточным для выявления закономерности.
Кроме того, метод определения плотности ХТС по массе образцов в форме куба с ребром 30 мм, вырезанных из стержня, даёт существенные погрешности особенно при малых плотностях.
По мнению автора [9] погрешность измерения плотности образца полностью определяется погрешностью измерения его объёма, что объясняется некоторой не параллельностью граней, трудностью изготовления образца с параллельными гранями. Вычисленная им относительная погрешность измерения плотности составляет 0,058. На первый взгляд эта величина погрешности допустима для экспериментального исследования. Но в этом случае при средней плотности слоев образца (1366+1512)/2 = 1439 кг/м средняя абсолютная погрешность составляет 83,46 кг/м , т.е. 59% от всего интервала изменений плотности в эксперименте.
В связи с этим возникает необходимость разработки более совершенной методики экспериментального измерения распределения плотности по радиусу образца.
Очевидным недостатком центробежного уплотнения является неизбежная рыхлота на внутренней поверхности стержня. Из графиков на рис. 1.8, видно, что минимально допустимая, по мнению автора, плотность ХТС, равная 1300 кг/м достигается только на расстоянии 10-15 мм от внутренней поверхности стержня даже при максимальной угловой скорости 57 рад./с.
В работе [9] установлено, что комбинация центробежного и газоимпульсного способов уплотнения позволяет повысить равномерность уплотнения по сечению стержня и плотность на его внутренней поверхности, однако, требует значительного усложнения конструкции установки и оснастки.
Использование вибрации в сочетании с центробежным прессованием также оказалось неэффективным для уплотнения свободной поверхности стержня.
В работе [9] в качестве минимально допустимой плотности ХТС принята величина 1320-1340 кг/м . Эта плотность, по мнению автора, достаточна в условиях производства крупных толстостенных стержней. Кроме того, такая плотность достигается при небольших угловых скоростях вращения стержневого ящика (33-57 ед./с), а значит и невысоких затратах на изготовление оснастки и оборудования.
Для тонкостенных стержней вентилируемых тормозных дисков такая плотность явно не достаточна. Это объясняется тем, что как показано в работе Жуковского С.С. [11], прочность ХТС на сжатие линейно зависит от её плотности и при уменьшении плотности от 1,56 г/см до 1,32 г/см она уменьшается примерно в три раза. Одновременно повышается осыпаемость смеси. Компенсировать ухудшение свойств ХТС с уменьшением плотности можно увеличением количества связующего. Однако это приводит к увеличению газотворности смеси, снижению её газопроницаемости, что существенно увеличивает опасность получения газовых раковин в отливке вентилируемого диска [10, 11].
Снижение текучести смеси, связанное с увеличением содержания связующего приводит к ухудшению заполняемости стержневого ящика. Кроме того, это связано с увеличением затрат на связующее. В литературных источниках нет данных о влиянии плотности ХТС на прочность при разрыве стандартного образца. Однако по данным [9] плотность стандартного образца, уплотнённого тремя ударами копра составляет примерно 1500кг/мЗ.
Плотность ХТС при пескодувном процессе уплотнения также достигает по данным [34] 1500кг/мЗ.
Из всего многообразия стержневых смесей приведенных в [12] лишь три смеси, использовавшиеся для чугунного литья, имеют прочность на разрыв меньше 0,7 МПа. Это даёт основание полагать, что плотность стержня для вентилируемого диска нужно обеспечить на уровне 1500 кг/м3 и лишь в отдельных частях стержн" допустима плотность 1420-1430 кг/м .
В работе [9] ХТС засыпалась в неподвижный стержневой ящик, после чего ему придавалось вращательное движение. Проведённые автором исследования показали, что заданная угловая скорость - 45 рад./с достигалась за 2,51 секунды одиннадцатом обороте стержневого ящика. Максимальная скорость деформации смеси составляла 14,6 мм/с. Это позволило сделать важный вывод о том, чт. процесс уплотнения в поле центробежных сил следует рассматривать как «центробежное прессование».
Есть основания предположить, что загрузка смеси во вращающийся стержневой ящик существенным образом изменит механизм её уплотнения. На первом этапе процесса при постепенном заполнении ящика уплотнение будет происходить в результате торможения частиц смеси о стенку ящика и о ранее сформировавшиеся слои. Назовём этот процесс динамическим центробежным уплотнением.
Исследование процесса доуплотнения внутреннего слоя смеси при центробежном способе изготовления стержней
В экспериментах с формовочной смесью замеры твёрдости проводили на плоской поверхности образца при снятой крышке.
При проведении экспериментов на ХТС ускоренное затвердевание образца достигалось введением газовой лабораторной горелки в горловину крышки и подогревом вращающейся пробницы. После этого вращение прекращали, и образец выдерживали в пробнице в течение суток для окончательного затвердевания.
Пробницу с затвердевшим образцом снимали с установки и переносили на токарный станок (рис.3.б). Цапфу пробницы зажимали в трех кулачковом патрон» станка 1, с пробницы снимали крышку и на её место крепили прижимное кольцо 2 с внутренним диаметром 220 мм, препятствовавшее выходу образца из пробницы. С помощью твердосплавного токарного резца 3 установленного по стальному калибру на диаметр 45 мм в образце растачивалось отверстие этого диаметра. В экспериментах использовался массивный, твердосплавный, расточной, подрезной резец с длиной главной режущей кромки 11 мм. Последующие слои имели радиальную толщину 10 мм, что соответствует повороту рукоятки перемещения верхнего суппорта на 2 оборота. Таким образом, достигалась минимальная погрешность толщины вырезаемого слоя смеси. Учитывая, что все слои смегч вытачивались с одного установа пробницы без переточки резца, погрешностью толщины слоев можно пренебречь. По окончании эксперимента с помощью стального калибра убеждались в отсутствии износа резца. Важным условием проведения эксперимента являлся тщательный сбор вырезанного песка в приёмный лоток. Для исключения потерь на рассеивание обработка велась на минимальной частоте вращения шпинделя равной 9-ти оборотам в минуту.
Песчинки, остающиеся на обработанной поверхности образца, счищались в приёмный лоток беличьей кисточкой. Песок, образовавшийся при вырезании слоя, взвешивался на лабораторных весах с точностью до 0,1г. Минимальная масса слоя при высоте пробницы 15 мм составляла 46,5 г. Таким образом, относительная ошибка взвешивания составляет не более 0,2%.
Эксперименты с формовочной смесью проводились с целью выявления качественной картины центробежного уплотнения смеси при частотах вращения ящика 720 и 1120 об/мин., что соответствует угловым скоростям 75,6 и 117,6 ед./с. Результаты экспериментов представлены на рис. 3.6.
Из графиков видно, что фильтрация воздуха через слои смеси оказывает не существенное влияние на твёрдость смеси по сравнению с увеличением частоты вращения. Не обнаружено также влияние вентиляционного канала на плотное і ь смеси у вент. Важно отметить хорошую сходимость результатов экспериментов по распределению твёрдости в слоях. Расхождение данных в серии из шести экспериментов не превышала 2 единицы.
На формовочной смеси были проведены эксперименты по выявлению картины деформации слоев смеси. Для этого переднюю крышку пробницы заменяли пластиной из оргстекла, а слои формовочной смеси толщиной 20мм пересыпали тонким слоем кварцевого песка. В результате экспериментов было установлено, что границы между слоями параллельными оси вращения практически не искривляются в результате уплотнения, т.е. влияние трения о заднюю стенку и крышку пробницы на процесс уплотнения не существенно. Отметим, что эти плоскости перпендикулярны оси вращения и расстояние между ними 49 мм. В тоже время перемещение слоев смеси у боковин пробницы было существенно меньшим, чем в середине. Это хорошо видно на схеме рис.3.7.
Результаты этих экспериментов показывают, что коэффициент бокового давления смеси на стенки параллельные оси вращения значительно больше, чем на стенки перпендикулярные оси вращения. Поэтому схема равновесия сил, действующих на элементарный объём смеси, и полученные из неё уравнения, выведенные Родионовым А.А. и представленные на рис. 3.8, требуют уточнения.
Кроме того, вывод об одноосном характере процесса центробежного уплотнения стержневой смеси не согласуется с картиной деформированных слоев смеси, представленных на рис. 3.7.
Поле центробежных сил в связанно-сыпучем теле, которым является формовочная и стержневая смеси, нельзя рассматривать в декартовых координатах: ось вращения - радиус, как это делается применительно к жидкому металлу при центробежном литье. Для исследуемых смесей правильнее применять полярные координаты: радиус - угол ср. В экспериментах с ХТС при отсутствии фильтрации вращение пробницы продолжалось в течение 20 минут, до приобретения смесью манипуляционной прочности. При установке сетки на дно пробницы продолжительность вращения удалось сократить до 40-60 секунд, благодаря тому, что в осевую часть пробницы вводилась лабораторная газовая горелка. При этом через толщу смеси фильтровался горячий газ. Форма границ между слоями уплотнённой ХТС имела тот же характер, что и при уплотнении формовочной смеси, поэтому вычисленные значения характеризуют среднюю плотность слоя, уплотнённого в пробнице данного сечения.
Компьютерное моделирование процесса центробежного уплотнения ХТС с доуплотнением лопаткой
Таким образом, важнейшей особенностью процесса центробежного уплотнения смеси является возможность бокового расширения. В этом случае, как показал Г.М. Орлов, смесь находится в состоянии предельного равновесия при разрушении. За пределами этого равновесия « одни слои смеси смещаются относительно других, что может происходить только при потере контакта между смежными зёрнами, а значит при разрыве плёнок связующего». Эта мысль показывает возможность существования растягивающих напряжений в связносыпучих смесях, и приведена в виде цитаты для придания весомости и убедительности предлагаемого суждения.
Следует отметить, что состояние предельного равновесия с возможностью бокового расширения характерно для процесса уплотнения кольцевых слоев смеси не только центробежными силами. Аналогичное состояние смеси возникает и при воздействии изнутри на кольцевой слой лопатки или резиновой диафрагмы. В этих случаях точнее было бы говорить не о возможности, а необходимости бокового расширения смеси при уплотнении.
В механике грунтов рассматривается упруго уплотненное состояние грунта, которое возникает при многократном воздействии нагрузки и разгрузки. Такое тело рассматривается как упругое, одной из характеристик которого является коэффициент относительной поперечной деформации.
Воздействие лопатки при доуплотнении внутренних слоев ХТС сводится к многократному нагружению и разгрузке смеси. Кроме того, практически неизбежная при центробежном уплотнении вибрация, также может рассматриваться как многократное чередование нагрузки и разгрузки. Это позволяет рассматривать ХТС во вращающемся стержневом ящике, как упруго уплотнённое тело. В теории упругости рассматривается ряд задач о напряжениях и деформациях в осесимметричных цилиндрических телах, решение которых начинается с общей для них расчётной схемы. Напряжённо-деформированное состояние стержневой смеси во вращающемся цилиндрическом или дискообразном стержневом ящике формально не отличается от вышеназванных задач. Различие состоит в первую очередь в том, что плотность смеси, а значит и удельные силы сцепления между песчинками являются функцией напряжений, кроме того, существенную роль в распределения напряжений играет трение о стенки ящика при его небольшой высоте. Эти различия, по-видимому, можно учесть с помощью коэффициентов согласования найденных экспериментально. Расчётная схема в этом случае (Рис.3.19) представляет собой равновесие сил, действующих на элемент цилиндрического образца в виде криволинейного шестигранника. Специфическим граничным условием в этом случае является то, что на внешнем радиусе перемещения смеси равны нулю. В этом случае на элемент действуют сжимающие радиальные напряжения , а напряжения от сил трения направлены к оси вращения навстречу центробежному давлению рцб, развиваемому элементом объёма. Непривычным для литейщиков является представление о растягивающих напряжениях в смеси - , действующих на боковые поверхности элемента параллельные оси вращения. Но даже применительно к упругим металлам наличие растягивающих окружных напряжений в кольцевых слоях, сжимаемых в радиальном направлении, не является само собой разумеющимся явлением. Действительно возникает вопрос, почему в толстостенном цилиндре с бесконечно толстой стенкой под воздействием давления изнутри возникают растягивающие окружные напряжения представленные эпюрами на Рис.3.20 а. Или почему во внутренней части составной трубы (Рис.3.20 б) окружные напряжения оказываются растягивающими. Физический смысл этого явления можно объяснить следующим образом. Если под действием сжимающих радиальных напряжений - г относительная деформация слоя в радиальном направлении составляет - , то относительная деформация в поперечном направлении должна бы быть Коэффициент Пуассона -// , связывающий продольную и поперечную деформацию для металлов составляет 0,25-0,35 и для всех изотропных тел не может превышать 0,5. Это значит, что 0,5 . Однако для того чтобы не возникало напряжений в диске, относительна деформации в продольном и поперечном направлении должны быть равны. (Такое равенство относительных деформаций по всем трём осям наблюдается при медленном равномерном нагреве металлического диска, при этом равенстве напряжений в диске не возникает.) В результате неравенства и кольцевые слои цилиндра оказываются растянутыми. Что естественно уменьшает величину сжимающих радиальных напряжений. Величина окружных напряжений и характер их распределения по радиусу зависит от значения коэффициента Пуассона и граничных условий по всем трём осям диска постоянной толщины. Можно допустить, что в формовочной и стержневой смесях упругие относительные деформации в продольном и поперечном направлениях связаны коэффициентом, подобным коэффициенту Пуассона.
