Тепловые напряжения в соединениях деталей

Тепловые напряжения в соединениях деталей

Повышенные температуры наблюдаются не только в тепловых машинах, у которых нагрев является следствием рабочих процессов. В «холодных» машинах нагреваются механизмы, работающие при высоких скоростях и больших нагрузках (зубчатые передачи, подшипники, кулачковые механизмы и т. д.). Детали, подверженные циклическим нагрузкам, нагреваются в результате упругого гистерезиса при многократно повторных циклах нагружения-разгружения. Повышение температуры сопровождается изменением линейных размеров деталей и может вызвать высокие напряжения.

Если материал при колебаниях температуры лишен возможности свободно расширяться или сжиматься, то в нем возникают тепловые напряжения.

Различают торможение тепловых деформаций детали сопряженными деталями (торможение смежности) и торможение деформаций волокон детали смежными волокнами (торможение формы).

Торможение смежности. Примером торможения смежности является соединение деталей, имеющих при работе различную температуру или выполненных из материалов с неодинаковыми коэффициентами линейного расширения.

Схема торможения смежности

Пусть болт 1 и втулка 2 (рис. 232) изготовлены из материалов с коэффициентами линейного расширения α1 и α2 и их температуры равны соответственно t1 и t2. При нагреве от исходной температуры t0 болт и втулка в свободном состоянии удлинились бы на величины lα1Δt1 и lα2Δt2, где Δt1 = t1 – t0; Δt2 = t2 – t0; l — длина соединения. В стянутой системе образуется температурный натяг

В стянутой системе образуется температурный натяг

или в относительных единицах

Teplovye naprjaj 3

В соединении возникает термическая сила Рt, вызывающая, согласно закону Гука, относительное удлинение болта e1 и укорочение втулки e2.

Teplovye naprjaj 4

где λ1 = E1F1 и λ2 = E2F2 — коэффициенты жесткости соответственно болта и втулки (F1 и F2 — сечения болта и втулки).

Сумма относительных деформаций

Teplovye naprjaj 5

откуда

Teplovye naprjaj 6

Примем, что температура стягивающей и стягиваемой деталей одинакова (как это обычно и бывает в машинах при установившемся тепловом режиме). Полагая t1 = t2 = t, получаем из формул (91) и (92)

Teplovye naprjaj 7

Возможны три случая: 1. α2 > α1 (стяжка деталей из алюминиевых, магниевых и медных сплавов стальными болтами и болтами из титановых сплавов). При нагреве в таких соединениях возникает натяг, пропорциональный произведению t(α2 – α1). При охлаждении до минусовых температур этот фактор становится отрицательным. Следовательно, первоначальный сборочный натяг уменьшается, т. е. снижается несущая способность соединения.

2. α1 > α2 (стяжка стальных и чугунных деталей болтами из аустенитных сталей; стяжка деталей из титановых сплавов стальными болтами).

В случае нагрева произведение t(α2 – α1) отрицательно, т. е. нагрузочная способность соединения снижается, а при охлаждении до минусовых температур положительно, т. е. первоначальный натяг увеличивается.

3. α1 = α2 (стяжка стальных и чугунных деталей стальными болтами; стяжка деталей из титановых сплавов титановыми болтами). В этом случае t(α2 – α1) = 0, т. е. первоначальный натяг при нагреве и охлаждении не меняется.

Термический натяг при стяжке корпусов стальными и титановыми болтами

Иллюстрация этих закономерностей приведена на рис. 233, изображающем изменение температурного натяга t(α2 – α1) при стяжке корпусов из различных материалов стальными (233, a) и титановыми (233, б) болтами. Значения α2 и α1 взяты из рис. 234.

Коэффициент линейного расширения в функции температуры

Согласно формуле (92) напряжение растяжения в болте

напряжение растяжения в болте

напряжение сжатия во втулке

напряжение сжатия во втулке

Отношение

Teplovye naprjaj 12

не зависит от модулей упругости материалов шпильки и втулки и определяется только соотношением сечений последних.

Относительные термические напряжения

На рис. 235 приведены подсчитанные по формулам (94) и (95) напряжения σt1 и σt2 в функции λ12 для стальных шпилек и корпусов из различных материалов (принято е1 = 1; E1 = 1; величины Е2 выражены в долях от Е1).

Термические напряжения в шпильках резко падают с увеличением λ12 (жесткие шпильки, упругие корпуса). Напряжения в корпусах, наоборот, возрастают, но при обычных значениях  λ12 < 1 и для обычных литейных материалов (чугун, легкие сплавы) значительно меньше, чем в шпильках.

На основании графика и формул (94), (95) можно сделать следующие выводы:

  • для уменьшения термических напряжений в шпильках корпус следует делать упругим, а шпильки — жесткими;
  • для уменьшения термических напряжений в корпусе шпильки следует выполнять упругими, а корпус — жестким.

Прочность корпуса обычно не является определяющей для прочности стяжных соединений, поэтому для термически нагруженных соединений целесообразно придерживаться правила: упругий корпус — жесткие шпильки.

Прочность стяжных соединений помимо термических напряжений в значительной степени зависит от силы предварительной затяжки соединения и рабочих сил, действующих на соединение.

Из уравнения (92) следует, что возможны следующие способы уменьшения термической силы:

  • уменьшение разности температур сопряженных деталей (например, охлаждением стягиваемой детали или увеличением температуры стягивающей детали);
  • уменьшение разницы в значениях коэффициентов линейного расширения (соответствующим подбором материалов сопряженных деталей).

Если материалы стягивающей и стягиваемой деталей заданы, то термическую силу можно уменьшить введением между стягивающей и стягиваемой деталями промежуточных втулок 1 (рис. 236, а), выполненных из материалов с малым коэффициентом линейного расширения, например, инвара.

Уменьшение термических напряжений в стяжных соединениях

Инвар (36Н) представляет собой железоникелевый сплав (36% Ni, остальное Fe). Коэффициент линейного расширения в интервале температур от 0 до 100°С равен (0—1,5)10–6 1/°С резко повышается при t > 200°С (рис. 237).

Коэффициент линейного расширения инвара

Еще более низким коэффициентом линейного расширения [α = (0—0,5)10–6 1/°C в интервале 0—100°С] обладает суперинвар Н30К4Д (32% Ni, 4% Со, 0,7% Сu, остальное Fe).

В этом случае температурный натяг

температурный натяг

где α2, α3, α1 — коэффициенты линейного расширения соответственно стягиваемых деталей, втулки и шпильки; t2, t3, t1 и l2, l3, l1 — соответственно их температуры и длины.

Вводя l3 = l1 – l2, полагая t2 = t3 = t1 и приравнивая выражение (97) нулю, получаем условие отсутствия температурного натяга:

Условие отсутствия температурного натяга

Подставляя α2 = 22·10–6 (алюминиевый сплав), α3 = 1,5·10–6 (инвар при 20—150°C) и α1 = 11·10–6 (сталь), находим

Teplovye naprjaj 18

т. е. для полной ликвидации температурного натяга длина инварной втулки должна превышать на 15% длину стягиваемых деталей. Конструктивно это трудно выполнимо.

Есть материалы, коэффициент линейного расширения которых близок к нулю в широком интервале температур (например, кварц α = 0,55·10–6) и даже имеет отрицательную величину (т. е. размеры детали с нагревом уменьшаются). К таким материалам относятся некоторые ситаллы (α = –5·10–6). Расчет по формуле (98) дает в этом случае l3 = 0,7l2. Даже при таких условиях промежуточная втулка должна иметь значительную длину.

Для уменьшения термических напряжений стяжные болты иногда выполняют из материалов с высоким коэффициентом линейного расширения, например, из хромоникелевых аустенитных сталей, для которых α = (14—18)10–6 1/°С.

Сравним случаи стяжки деталей из алюминиевого сплава с α = 22·10–6 1/°С болтами из обычной конструкционной стали (α = 11·10–6 1/°C) и болтами из аустенитной стали (α' = 16·10–6 1/°C).

При переходе на аустенитную сталь термические напряжения уменьшаются в отношении

При переходе на аустенитную сталь термические напряжения уменьшаются в отношении

т. е. почти в 2 раза.

Однако этот выигрыш не всегда приводит к упрочнению, так как аустенитные стали значительно уступают по прочности качественным конструкционным сталям. Например, предел текучести стали ЭИ69 равен 400 МПа, а конструкционной стали З0ХГС (часто применяемой для изготовления силовых болтов) 900 МПа.

Отношение запасов прочности по термическим напряжениям для болтов одинакового сечения, выполненных из сталей ЭИ69 и З0ХГС, согласно формуле (100)

Teplovye naprjaj 20

Таким образом, в данном случае выгоднее применять сталь 30XГC, несмотря на ее малый коэффициент линейного расширения. Кроме того, аустенитные стали значительно дороже конструкционных легированных сталей.

Действенным средством уменьшения термических напряжений является установка пружинных элементов на корпусах или, что конструктивно удобнее, на болтах (см. рис. 236, б). Согласно формуле (92) установка пружинных элементов на болтах снижает термическую силу в отношении

Teplovye naprjaj 21

где λ1 и λ2 — коэффициенты жесткости соответственно болта и стягиваемых деталей; λ*1 — коэффициент жесткости болта с упругим элементом,

Teplovye naprjaj 22

где λэ — коэффициент жесткости упругого элемента; lэ и l — длины соответственно упругого элемента и болта.

Из формулы (101) следует, что термическая сила снижается тем больше, чем выше упругость элемента (чем меньше λ*1).

Если, например, λ*1 = 0,1 и λ12 = 0,5, то

Teplovye naprjaj 23

т. е. термическая сила уменьшается в 7 раз. При достаточно большой упругости элемента термические силы могут быть практически полностью погашены.

При ограниченных осевых размерах болт устанавливают в концентричных втулках 2, 3 (см. рис. 236, в), из которых первая при затяжке болта работает на сжатие, а вторая — на растяжение. Если сечения болта и втулок равны

Teplovye naprjaj 24

то упругость системы повышается приблизительно в 3 раза по сравнению с упругостью собственного болта.

Упругие элементы часто применяют для поглощения термических деформаций при установке на валу нескольких деталей, выполненных из сплавов с повышенным коэффициентом линейного расширения (например, роторов многоступенчатых аксиальных компрессоров). Для фиксации и затяжки таких деталей требуется значительная осевая сила. Поэтому упругие элементы в данном случае выполняют в виде набора многочисленных прочных и относительно жестких элементов (рис. 238), в сумме дающих необходимую упругость.

Упругие элементы в системах силовой затяжки

Торможение формы. Тепловые напряжения, вызванные торможением формы, возникают при неравномерном нагреве детали, когда отдельные волокна материала лишены возможности по конфигурации детали расширяться в соответствии с законом тепловой деформации. В отличие от торможения смежности здесь напряжения возникают только при перепаде температур в теле детали (при стационарном тепловом потоке, когда тепло переходит от горячих участков к более холодным, или при неустановившемся тепловом потоке, например, при тепловом ударе, когда волна тепла распространяется по телу детали).

Как общее правило, горячие участки детали с температурой, превышающей среднюю, испытывают напряжения сжатия, а более холодные — напряжения растяжения. Это же справедливо при минусовых температурах: менее холодные участки подвергаются сжатию, а более холодные — растяжению. Тело, имеющее во всех своих частях одинаковую температуру, термических напряжений не испытывает.

Плоские стенки. Представим себе плоскую стенку толщиной s (рис, 239, a), через которую в направлении, перпендикулярном ее плоскости, проходит равномерный тепловой поток.

К определению термических напряжений

Пусть поверхность стенки, обращенная к источнику теплоты, имеет температуру t1, а противоположная поверхность t2, причем t1 > t2. Температура поперек стенки, как известно из теории теплопередачи, изменяется по прямолинейному закону. Средняя температура стенки tср = 0,5(t1 + t2).

Мысленно рассечем пластинку на ряд тонких параллельных слоев. Если бы все они имели возможность свободно расширяться под действием температуры, то слои с температурой выше tcp удлинились бы по сравнению со средним слоем, а слои с температурой ниже tcp приобрели бы размеры меньше размеров среднего слоя, и пластинка приняла бы форму, изображенную на рис. 239, б.

Относительное удлинение крайнего, наиболее нагретого слоя

Относительное удлинение крайнего, наиболее нагретого слоя

Относительное укорочение крайнего, наиболее холодного слоя

Относительное укорочение крайнего, наиболее холодного слоя

т. е.

Teplovye naprjaj 29

Если пластинка сохраняет при нагреве плоскую форму, то все слои в силу совместимости деформации должны иметь одинаковые размеры, равные размерам среднего слоя. В такой пластинке наиболее нагретые слои сжаты тормозящим действием смежных более холодных слоев, а наиболее холодные — растянуты действием более горячих слоев (рис. 239, в), каждый по двум взаимно перпендикулярным направлениям. Наибольшие напряжения возникают в крайних, поверхностных слоях.

Как известно из теории упругости, относительное удлинение при двухосном напряженном состоянии

– по оси х

Teplovye naprjaj 30

– по оси у

Teplovye naprjaj 31

где σх и σy — напряжения соответственно по осям х и у; m = μ — коэффициент поперечной деформации — отношение поперечного сжатия к продольному удлинению в пределах упругих деформаций в случае одноосного растяжения (коэффициент Пуассона).

При симметричном растяжении-сжатии (как в рассматриваемом случае) σх = σу = σ; ех = eу = е. Следовательно,

Teplovye naprjaj 32

Подставляя в это выражение величину е из уравнения (105), получаем максимальное значение напряжений в крайних слоях

Teplovye naprjaj 33

где знак плюс относится к растяжению, а минус — к сжатию.

Напряжения поперек стенки изменяются, как и температура, по прямолинейному закону. Перепад температур можно выразить через количество теплоты Q, проходящей через стенку в единицу времени на единицу поверхности. По закону Фурье

Teplovye naprjaj 34

где λ — коэффициент теплопроводности материала, Вт/(м·°C); s — толщина стенки, м.

Подставляя значение t1 – t2 из формулы (109) в уравнение (106), получаем

Teplovye naprjaj 35

Тепловая прочность материалов. Из формулы (108) следует, что максимальные термические напряжения при заданной интенсивности теплового потока Q пропорциональны толщине стенки s и фактору Eα/λ(1–m), характерному для каждого материала (табл. 28).

Тепловая прочность материалов

Фактор 1/(1–m) для всех металлов близок к 1,5, за исключением чугунов, для которых он равен 1,18.

Тепловая прочность, т. е. сопротивляемость материала действию термических напряжений, характеризуется отношением предела текучести материала σ0,2 к фактору Eα/λ(1–m) (аналогичным запасу прочности):

Teplovye naprjaj 37

Значения этого фактора приведены в табл. 28 и на рис. 240.

Тепловая прочность

На первом месте по сопротивляемости термическим напряжениям (высокое значение фактора) стоят сверхпрочные стали, за ними деформируемые сплавы Аl. Наименее выгодны сплавы Mg и коррозионностойкие стали аустенитного класса.

Приведенные выше соотношения справедливы при температурах примерно до 200°С, когда показатели прочности, упругости, линейного расширения и теплопроводности обычных конструкционных материалов изменяются сравнительно мало. При переходе в область более высоких температур на первый план выступают жаропрочность, т. е. способность длительно выдерживать напряжения в условиях высоких температур, и жаростойкость, т. е. способность сопротивляться горячей коррозии. К жаропрочным материалам относятся стали, легированные Ni, W, Mo, Ti, Nb, сплавы на никелевой основе, титановые сплавы и др. В области высоких температур качественные соотношения между материалами становятся иными. С повышением температуры большинство рассмотренных выше материалов (например, стали обычного состава) теряют прочность; некоторые из них вообще не способны выдерживать высокие температуры (легкие сплавы). Титановые сплавы, которые в условиях умеренных температур имеют посредственную тепловую прочность, здесь выдвигаются на одно из первых мест.

Криволинейные стенки. В предшествующих рассуждениях предполагалось, что пластинка при термических деформациях сохраняет плоскую форму, т. е. или она расположена в жестких направляющих, или достаточно жестка против действия изгиба. Если пластинка свободно деформируется под действием перепада температур, то термические напряжения уменьшаются и при известных условиях могут практически исчезнуть; если пластинка достаточно тонка, сделана из материала с малым модулем упругости, она может изогнуться настолько, что наружные волокна ее удлиняются, а внутренние укоротятся на величину α(t1—t2).

Изгиб пластинки под действием термических напряжений

Пластинка при этом изгибается по сферической поверхности (рис. 241, а), средний радиус которой

Teplovye naprjaj 40

Если свободный изгиб возможен только в одном направлении, то пластинка изгибается по цилиндру (рис. 241, б), средний радиус которого

Teplovye naprjaj 41

Напряжения по оси у в этом случае ослабляются или исчезают совершенно, тогда как напряжения по оси х сохраняются. Величину этих напряжений можно найти, если в уравнении (106) положить σу = 0. Тогда ex = σх/E.

Так как по уравнению (105) ех = 0,5α(t1—t2), то

Teplovye naprjaj 42

Следовательно, уравнение (110) выражает максимальное значение термических напряжений, когда стенка не может изменять форму, а уравнение (112) — напряжений, возникающих при изменении формы в одном направлении. В промежуточных случаях величина термических напряжений колеблется в пределах от 1 до 1/(1–m), т. е. в среднем от 1 до 1,5.

Полые цилиндрические детали. На практике встречаются случаи, когда при перепаде температур форма детали в силу ее конфигурации не меняется или меняется незначительно. Типичным примером является цилиндрическая труба большой длины. При одностороннем нагреве, например, изнутри (рис. 242, а) труба, расширяясь в радиальном и осевом направлениях сохраняет в целом цилиндрическую форму. Внутренние, наиболее нагретые слои стенки при этом испытывают напряжения сжатия, а наружные, более холодные — напряжения растяжения. Напряжения падают только на свободном торце трубы, где сдерживающее влияние кольцевых сечений ослабевает, вследствие чего труба воронкообразно расширяется.

Деформация свободного конца цилиндра

При нагреве снаружи (рис 242, б) картина обратная: наружные, более горячие слои подвергаются сжатию, внутренние — растяжению; свободные торцы трубы сходятся к центру.

Если необходимо сохранить правильную цилиндрическую форму, то следует вводить на торцах кольцевые ребра жесткости (рис. 242, в).

Соотношения, выведенные для плоской стенки, сохраняют силу и в случае цилиндрической трубы, но с поправкой на криволинейность стенок и иное распределение температур поперек стенки.

Определение средней температуры стенки

При произвольном законе изменения температуры поперек стенки (рис. 243) средняя температура стенки

Teplovye naprjaj 45

и представляет собой высоту прямоугольника с основанием s, площадью равновеликой площади температурной диаграммы.

Температура поперек цилиндрической стенки при стационарном тепловом потоке, направленном изнутри наружу, изменяется, как известно, по логарифмическому закону

Teplovye naprjaj 46

где Q — количество теплоты, проходящей через стенку в единицу времени; λ — коэффициент теплопроводности; r и R — соответственно внутренний и наружный радиусы цилиндра.

В данном случае средняя температура стенки

Teplovye naprjaj 47

где ρ — текущий радиус.

Величину tср определяют аналитически [формула (113)] или графически.

Максимальные термические напряжения в крайних слоях цилиндрической стенки аналогично уравнению (108)

Teplovye naprjaj 48

где с — поправочный коэффициент на цилиндричность стенки.

Для растягивающих напряжений (холодная сторона стенки)

Teplovye naprjaj 49

для сжимающих напряжений (горячая сторона стенки)

Teplovye naprjaj 50

где γ = R/r.

При небольших толщинах стенок криволинейностью можно пренебрегать и определять термические напряжения по уравнению (108). Термические напряжения могут быть значительными и в отдельных случаях лимитировать прочность детали.

Приведем пример нагреваемой снаружи стальной трубы с внутренним диаметром 100 и наружным 120 мм. Разность температур внутренней и наружной поверхностей стенок равна 30°C.

Термические напряжения по формуле (108) для плоской стенки

Teplovye naprjaj 51

Поправочные коэффициенты с:

– для растяжения

Teplovye naprjaj 52

– для сжатия

Teplovye naprjaj 53

Следовательно, растягивающие напряжения σраст = 55·1,05 = 58 МПа, сжимающие напряжения σсж = 55·0,95 = 52 МПа.

Термические напряжения растяжения получаются такими же, как если бы труба подвергалась разрыву внутренним давлением (при расчете стенки трубы по формуле Бойля–Мариотта)

Teplovye naprjaj 54

Сложение тепловых и рабочих напряжений. Обычно термические напряжения сочетаются с напряжениями от внешних нагрузок. Сочетание может быть благоприятным, если сложение термических и рабочих напряжений уменьшает результирующие напряжения, и неблагоприятным, если оно увеличивает последние. Это зависит от соотношения термических и рабочих напряжений и закономерности их изменения поперек стенки.

Напряжения в стенках трубы

На рис. 244, а приведен случай тонкостенной трубы, несущей горячую рабочую жидкость или газ под высоким давлением и охлаждаемой снаружи (направление теплового потока показано сплошными стрелками, а давление — светлыми). Распределение термических напряжений поперек стенки показано на виде II, а рабочих — на виде III. Сложение термических σt и рабочих σр напряжений создает пик растягивающих напряжений σ на наружной поверхности (вид IV).

В трубе, несущей рабочую жидкость или газ под давлением и нагреваемой снаружи (случай б), сложение термических σt и рабочих σр напряжений создает пик растягивающих напряжений σ на внутренней поверхности стенки (вид IV). Если труба подвергается наружному давлению, то при нагреве как изнутри (случай в, так и снаружи (случай г) в ней возникают только пики сжимающих напряжений, менее опасных, чем растягивающие.

В толстостенных трубах (случай д) распределение рабочих и термических напряжений поперек стенки иное. Здесь при благоприятных соотношениях термические напряжения могут уменьшить суммарные напряжения и привести к более равномерному распределению напряжений поперек стенок (вид IV).

Увеличение толщины стенок далеко не всегда повышает прочность трубы против действия суммарных (внешних и термических) нагрузок.

Напряжения растяжения от внутреннего давления, равные для тонкостенных труб по формуле Бойля–Мариотта σр = 0,5pd/s, уменьшаются с увеличением толщины стенок. Термические же напряжения, как видно из формулы (112), при заданной интенсивности теплового потока возрастают с увеличением толщины стенок.

Определяя термические напряжения σt по формуле (110), получаем суммарное напряжение

Teplovye naprjaj 56

Дифференцируя это выражение по s и приравнивая производную нулю, находим оптимальное значение s, при котором σ будет наименьшим:

Teplovye naprjaj 57

На рис. 245 представлены в функции s напряжения в стальной трубе диаметром 100 мм при р = 10 МПа и Q = 120 Вт/(м·°С). Суммарные напряжения имеют минимум при s ≈ 11 мм.

К определению оптимальной толщины стенок трубы

Дисковые детали, роторы. Термические напряжения играют значительную роль в прочности многооборотных роторов тепловых машин (турбин, центробежных и аксиальных компрессоров). Будучи подвержены действию центробежных сил, роторы вместе с тем испытывают термические напряжения, вызываемые неравномерной температурой тела ротора. Обычно температура выше у периферии ротора. Здесь возникают термические напряжения сжатия. У ступицы, т. е. там, где напряжения растяжения от центробежных сил наибольшие, возникают термические напряжения растяжения. У насадных роторов к этому добавляются еще напряжения растяжения в ступице из-за посадочного натяга.

Напряжения во вращающемся диске

Распределение термических, центробежных и суммарных напряжений в поперечной плоскости симметрии ротора схематически показано на рис. 246, а. В результате сложения термических напряжений σt и напряжений σцб от центробежных сил возникает пик растягивающих напряжений у ступицы. Определить термические напряжения в роторе затруднительно, так как закономерность изменения температуры по телу ротора зависит от режима работы. Кроме того, роторы в большинстве случаев имеют сложный профиль, что сказывается на термических напряжениях и в осевом, и в окружном направлениях.

Опасным режимом является пусковой, когда лопатки и периферия ротора быстро разогреваются под действием рабочих газов, а ступица еще остается холодной. В этом случае напряжения растяжения у ступицы достигают максимума. На рабочем режиме температура ротора выравнивается, вследствие чего термические напряжения уменьшаются. На холостом ходу, когда температура лопаток уменьшается, наблюдается обратное явление: периферия ротора становится более холодной, чем ступица (рис. 246, б), вследствие чего на периферии возникают термические напряжения растяжения, а у ступицы — напряжения сжатия. Пик суммарных растягивающих напряжений переходит на периферию. Так как обороты на холостом ходу невелики, то этот режим менее опасен для прочности, чем режим пуска.

Уменьшение тепловых напряжений. Способы снижения тепловых напряжений, вызываемых торможением формы, заключаются прежде всего в устранении первопричины — неравномерности температурного поля по сечению детали. Иногда этого удается достичь рациональным охлаждением детали. Так, для роторов турбин целесообразно вводить охлаждение их периферийной части. Охлаждение центральной части ротора нерационально, так-как понижение температуры может вызвать на рабочих режимах увеличение растягивающих напряжений в ступице.

Если перепад температур неустраним по функциональному назначению детали (трубы теплообменных аппаратов), то выгодно применять материалы с благоприятным сочетанием прочности, теплопроводности и теплового расширения. Например, трубы из ситаллов с нулевым коэффициентом линейного расширения совершенно не подвержены термическим напряжениям.

Термические напряжения можно снизить введением тепловых буферов, т. е. увеличением податливости участков детали с температурой, отличающейся от температуры смежных участков.

Уменьшение тепловых напряжений

На рис. 247 показан пример изменения конструкции охлаждения цилиндра двигателя. При жесткой рубашке охлаждения в стенках цилиндра 1, имеющих более высокую температуру, возникают всенаправленные напряжения сжатия, а в стенках рубашки напряжения растяжения. Гофрирование рубашки 2 резко снижает термические напряжения. В деталях 3 фасонной коробчатой формы следует избегать поясов жесткости, плоских перегородок и резких переломов, препятствующих тепловому расширению. Выгодно применять конические, сферические и тому подобные формы и обеспечивать плавные переходы от одних участков детали к другим (например, деталь 4). Эти меры способствуют выравниванию температурного градиента, а также увеличению податливости деталей в направлении действия термических сил.

Температурные швы. В некоторых случаях удастся без ущерба для функционального назначения детали полностью или почти полностью устранить торможение формы как первоисточника термических напряжений. Примером могут служить температурные швы — радиальные прорези, проделываемые в кольцевых охлаждающих ребрах (рис. 248, а). Во избежание нарушения правильной цилиндрической формы прорези располагают в шахматном порядке или по спирали (рис. 248, б и в).

Температурные швы

Температурные швы незначительно ухудшают тепло рассеивание ребер. Если прорези расположить настолько часто, чтобы кольцевые ребра превратить в отдельные столбики (рис. 248, г) (игольчатая поверхность охлаждения), то оребрение будет совершенно свободным от термических напряжений. Потеря охлаждающей поверхности на участках расположения вырезов компенсируется образованием новых охлаждающих поверхностей на торцах вырезов. Компенсация может быть полной, если ширина прорезей равна толщине ребра. Кроме того, теплорассеивание улучшается вследствие повышения турбулентности воздушного потока в ребрах. Масса оребрения значительно меньше, чем при кольцевых ребрах (приблизительно вдвое, если ширина прорезей равна ширине охлаждающих игл).

Дальнейшее развитие этого принципа охлаждения заключается в создании щеточной поверхности, например, припайкой к стенкам витых проволочных спиралей (рис. 249).

Охлаждающая поверхность из проволочных спиралей