Исследованного диапазона

Результаты исследования влияния покрытий на никелевой основе приведены на рис. 54. Режим отжига покрытия после нанесения его на образцы был .следующим: температура 1050° С, продолжительность 4 ч, вакуум; диаметр образцов 5,0 мм, толщина покрытия 60—80 мкм. Как и в случае алитирования, многокомпонентные покрытия снижают сопротивление термической усталости, но с уменьшением нагрузки различие в долговечности становится незначительным. Из исследованных вариантов состава покрытия на основе никеля наибольшую долговечность имело покрытие состава 17% А1, 10% Сг, 0,02% Y.

Результаты испытаний показали, что из всех исследованных вариантов наилучшими свойствами с точки зрения скорости роста трещины усталости обладает материал ВД. Принимая во внимание, что материал ВД обладает и наиболее высокой вязкостью разрушения из всех исследованных вариантов, можно считать, что сплав Inconel X750, изготовленный методом ВД, является исключительно перспективным материалом для использования в конструкциях, работающих при низких температурах.

Влияние холодной деформации и различных режимов термической обработки в разных вариантах на СРТУ сплава Inconel 718 приведено на рис. 4. При температуре 4 К СРТУ в сплаве Inconel 718 после холодной деформации, закалки от 1255 К и двухступенчатого старения незначительно увеличивается по сравнению с материалом после исходной термообработки, чему соответствует небольшое понижение вязкости разрушения. У материала, не подвергавшегося закалке после холодной деформации, СРТУ несколько уменьшается как при 297, так и при 4 К- Самые высокие значения вязкости разрушения и пластичности из всех исследованных вариантов имеет материал, закаленный от 1339 К после холодной деформации и состаренный по двухступенчатому режиму; у этого материала также наилучшие свойства с точки зрения СРТУ. В ранее опубликованной работе Коссовски [22] установлено, что характеристики разрушения сплава Inconel X750, обработанного по различным вариантам сочетаний технологии и термообработки, также значительно снижаются при наличии выделений карбидов по границам зерен.

Кривые усталости исследованных вариантов обработки образцов и лопаток показаны на рис. 5.20—5.22. Данные об изменении

Соответствующие зависимости для каждого из 18 исследованных вариантов задачи о плоском напряженном состоянии стержня расположены в достаточно узкой полосе рассеяния этой функции (А на рис. 2.56) так что, к примеру, в диапазоне значений параметра нагрузки 0 < 5 < 1 вариация функции Д^ не превышает значения 0,1. На основании проведенного обобщения для плоского напряженного состояния рекомендована универсальная зависимость в виде (штрихпунк-тирные кривые на рис. 2.56)

Изучение процесса старения при 350 °С показало, что в течение первых 10* ч объем карбидной фазы в структуре стали увеличивается, а при старении 105 ч — уменьшается. Распределение карбидной фазы по размерам показало, что при старении (ГСтар = 350 °С) наиболее структурно-стабильными являются плавки с ванадием. Это подтвердилось сравнением количественных показателей нестабильности различных исследованных вариантов в процессе старения 103; 5 • 108 и 10* ч. Сопоставление количественных показателей нестабильности исследованных плавок показало^ что влияние всех стабилизаторов

Влияние некоторых конструктивных параметров ступеней-сепараторов на ty отражают графики на рис. 5.19, б. Здесь показаны значения i)i и "фа, характеризующие сепарацию ' за сопловой и рабочей решетками. Установлена слабая зависимость ijji от и/Сф для вариантов /// и IV; для схем I н II получены значения ifi, возрастающие с ростом и/сф. Коэффициенты сепарации tpa интенсивно снижаются с увеличением и/Сф для всех исследованных вариантов ступеней, причем установка специальных бандажей и нанесение рисок на рабочей решетке дополнительно повышают эффективность сепарации. Различный характер изменения ij)i и ijj2 в зависимости от и/Сф объясняется тем, что с ростом и/с$ увеличивается количество влаги, сбрасываемой входными кромками рабочих лопаток в соответствии с изменением траекторий движения капель по спинке и вогнутой поверхности (см. § 5.2). Значительное влияние на сепарационные свойства ступени оказывает дисперсность жидкой фазы. Так, уменьшение средних диаметров капель от 20 до 0,3 мкм уменьшает коэффициенты сепарации в 4—5 раз.

Рис. 3-49. Схемы топочной камеры ТП-50 (о) и некоторых исследованных вариантов установки горелки: б — диагональная; в — блочная; г — тангенциальная; д — диагональная с вводом потоков воздуха и аэросмеси через фронтовой и задний экраны.

< — < 0,435. Результаты обработки опытных данных по теплообмену для 11 исследованных вариантов спиралей в координатах Nu, Re приведены на рис. 5-28. При обработке физические свойства воздуха брались при средней его температуре в трубке, а скорости относились к сечению трубки без вставок. Опыты показали, что оптимальной вставкой с точки зрения соотношения между приростом теплообмена и гидравлического сопротивления была спираль из проволоки диаметром 3,0 мм с параметрами 2сШЙН= 0,435 и l/dBH = 3,11. Эта вставка при равных с гладкой трубой потерях на сопротивление обеспечивала увеличение отвода тепла с внутренней поверхности трубки в 1,45 раза.

При постановке эксперимента использовались исходные данные, результаты определения граничных условий и данные о характере температурного поля в зоне третьей ступени, полученные в гл. XIV. Так, например, модель участка цилиндра была ограничена линиями тока, которые для большинства исследованных вариантов практически совпадали ввиду того, что тепловой поток в этой зоне имеет вполне определенное направление.

Если выделить потери на трение, то можно найти комплексный к. п. д. для эффективной мощности системы. Гидравлический Ъеидр к- п- Д- без учета дополнительных механических потерь в системе при принятии I,Ndon. гидр .пот ~ 0 для исследованных вариантов характеристик показан на рис. 4.18.

Температурное состояние в области испарения и ее протяженность рассчитывались при средней интенсивности объемного теплообмена /zvl = = 3 • 108 Вт/ (м3 • К). Для исследованного диапазона параметров это дает максимальную относительную протяженность этой области k -I =0,03, которая и использовалась в расчетах. Сравнение расчетных и экспериментальных данных по распределению температуры пористого металла показывает их хорошее совпадение в области испарения. Отсюда следует, что средняя интенсивность объемного теплообмена в ней по крайней мере не меньше величины йу1 = 3 • 108 Вт/ (м3 • К) (что соответствует ее качественной оценке, выполненной ранее), а при исследованном уровне плотностей внешнего теплового потока до q — 2,3 • 106 Вт/м2 протяженность области испарения мала и эту зону можно принять в виде поверхности фазового превращения.

кипении чистого растворителя сср, а соотношение между а и ар зависит от свойств раствора, его концентрации, плотности теплового потока, давления и других факторов. Как видно из рис. 13.2, зависимость a=f(c) для таких растворов, как KBr, NaCl, LiCl, представляет собой непрерывно убывающую с ростом концентрации растворенного вещества функцию (разумеется, это справедливо в пределах исследованного диапазона изменения концентрации). При кипении растворов NaOH, NaNO3 и Na2C03 кривые a=f(c) проходят через минимум, резко выраженный для раствора • NaOH и значительно слабее для растворов NaN03 и Na2CO3.

Глубина распространения осевых растягивающих напряжений уменьшается с сокращением длительности импульса. В пределах исследованного диапазона длительностей импульсов при энергии импульса W1 = 0,2 Дж она составляет 80-150 мкм (рис. 10.14). Характерно, что напряжения достигают максимума не у поверхности, а на глубине 5-15 мкм. Максимальные сжимающие напряжения не находятся на поверхности материала. Это связано с тем, что на поверхности материал менее стеснен, чем в основе материала. Увеличе-

Такая численная оценка N рекомендуется для всех рассмотренных в работе жидкостей с любым начальным паросодержанием* В работе [44] приведены сопоставления результатов экспериментов (истечения криогенных жидкостей, пароводяных смесей„ насыщенной и недогретой до насыщения воды) различных авторов с расчетными данными, выполненными с использованием предложенной эмпирической зависимости. В результате сопоставления сделан вывод о ее достаточной пригодности. Естественно, однако, что предложенная зависимость без предварительной проверки не может быть распространена за рамки исследованного диапазона параметров. Действительно, даже там,. где совпадение считается наиболее благоприятным (рис. 1.14),, отчетливо видно, что характер распределения эксперименталь-

Режим развитого пузырькового кипения имеет место при малых паросодержаниях. Для исследованного диапазона режимных параметров на основании литературных данных по режимам течения (см. параграф 5.1) пузырьковый режим не может существовать при Х>5— 8%, а при высоких давлениях переход к дисперсно-кольцевому режиму происходит, особенно при больших скоростях, при Х~0.

В литературе, относящейся к исследованию процесса кипения, часто вводится как характеристика процесса величина Dmp f-По полученным в настоящей работе величинам отрывного диаметра D0rP и частоты / для исследованного диапазона давлений было вычислено произведение DOTp/ и нанесено на фиг. 9. Наблюдается резкое уменьшение величины этого произведения с ростом давления. На фиг. 10 в относительных координатах, помимо зависимости, полученной в настоящей работе, нанесены линии, построенные по данным работы [1J, Там же для сравнения нанесена

В пределах исследованного диапазона разрушающего числа циклов (N = 1,8- 104 -г- 14-10*) между аппроксимирующей кривой (2) и данными экспериментов наблюдается хорошее соответствие.

Инерционность термопар обычно рассматривают в рамках регулярного режима [55] и характеризуют постоянной времени термопары S . Большая методическая работа по определению инерционности микротермопар была проведена в ФЭИ [4] . Получено выражение для определения постоянной времени термопары для исследованного диапазона чисел Био (уз * 0,07 -f 0,7) :

Приведенные выше соотношения позволяют определить коэффициент фк- с и значение скорости Сг. Коэффициенты Ki при обработке экспериментальных данных предполагались постоянными и независящими от режимных и геометрических параметров. Для исследованного диапазона размеров и режимных параметров выбраны следующие значения весовых коэффициентов:

начальные скорости частиц и потока в точке входа пыли в канал. Из рис. 2-1,о (здесь и далее для данной главы точками обозначен эксперимент, а линиями расчет) видно, что для исследованного диапазона размеров частиц (6=56—427 мкм) при w0=W м/с траектории катионита и сульфоугля совпадают. Аналогичная картина имеет .место и при w0=5,0 м/с. Это можно объяснить тем, что, несмотря на различие формы, сравниваемые частицы имеют одинаковый гидравлический диаметр, что и определяет идентичность их движения.

Рассмотрим влияние р, q и pw на степень концентрирования. При расчете п, пц концентрация насыщения бралась равной растворимости при температуре насыщения ввиду незначительного различия Тот и Тн для исследованного диапазона параметров. Условия массообмена на поверхностях с пористым слоем отложений значительно хуже по сравнению с чистой поверхностью. Степень концентрирования примесей ьоды в пристенном слое в области развитого кипения возрастает в 4—5 раз и достигает в некоторых случаях значений 8—10 на достаточно удаленном расстоянии от кризисного сечения, т. е. в области энтальпий, практически важных для парогенерирующих аппаратов.

Содержания основных горючих компонентов Н2 и СО в получаемом газе и их зависимость от коэффициента расхода воздуха а в газогенераторе приведены на рис, 4-3, на котором для сравнения показаны опытные данные ВНИИНПа. Как показано на графике, для исследованного диапазона изменения режима газификации содержание Н2 и СО (в % по объему) в горючем газе можно приближенно рассчитать по формулам: