Идеальных характеристик

Чтобы не ставить прокаливаемость в зависимости от способа охлаждения, вводят понятие идеальный критический диаметр (обозначается Dх). Это — диаметр максимального сечения, прокаливающегося насквозь в «идеальной» жидкости, отнимающей тепло с бесконечно большой скоростью.

Предположим, что нам известен идеальный критический диаметр D^, который равен, например, 48 мм. Зная D^, можно определить по этой номограмме (рис. 237) реальный критический диаметр DK для закалки в воде, масле и на воздухе. Для этого от точки 48 мм на верхней шкале абсцисс опускаем перпендикуляр до линии, характеризующей «идеальное» охлаждение (а = оо), и на уровне пересечения с этой линией проводим горизонтальную прямую. Точки пересечения этой горизонтали с наклонными лини-

Чтобы найти критический диаметр, определим значение этих скоростей на шкале ординат рис. 237, и на этом уровне проведем горизонтали до пересечения с наклонными линиями. Точки пересечения покажут идеальный критический диаметр и реальный критический диаметр для разных способов охлаждения. В данном случае D^ для стали / равен 25 мм и для стали 2— 75 мм.

Определение способности стали к закалке сводится к следующему: находят распределение твёрдости в одном сечении, закалённом в охладителе известной интенсивности. При помощи номограммы фиг. 17 находят критический диаметр и затем по номограмме фиг. 18 — идеальный критический диаметр. По полученной величине можно определить в любой жидкости критический диаметр и прокаливаемость изделия любого сечения.

торца. По этому расстоянию находят по диаграмме фиг. 24 соответствующий ему идеальный критический диаметр. Для малых расстояний зон полумартенситной твёрдости от закаливаемого торца следует пользоваться диаграммой фиг. 25.

Так если расстояние полумартенситной зоны до закаливаемого торца было найдено равным 25 мм, то ему соответствует идеальный критический диаметр D] = 110 мм. Зная идеальный критический диаметр, можно, как это указывалось выше, определить реальный критический диаметр в любой закалочной жидкости и глубину прокаливания сечения любого диаметра.

По результатам определения прокаливаемости через идеальный критический диаметр (см. „Испытание на прокаливаемость") можно

Идеальный критический диаметр, мм 5 10 20 30 SG 100 200

Чтобы не ставить прокаливаемость в зависимости от способа охлаждения, вводят понятие идеальный критический диаметр (обозначается D «,). Это — диаметр максимального сечения, прокаливающегося насквозь в «идеальной» жидкости, отнимающей тепло с бесконечно большой скоростью.

Идеальный критический диаметр Doof nn

Чтобы найти критический диаметр, определим значение этих скоростей на шкале ординат рис. 237, и на этом уровне проведем горизонтали до пересечения с наклонными линиями. Точки пересечения покажут идеальный критический диаметр и реальный критический диаметр для разных способов охлаждения. В данном случае ?>«, для стали / равен 25 мм и для стали 2— 75 мм.

Уравнения (3.11) и (3.12) образуют совместно основные уравнения линейной теории упругости и определяют поведение всех возможных упругих элементов. Конечно, эти соотношения относятся к идеально упругому материалу. Как показывает опыт, характеристики реальных материалов заметно отличаются от идеальных характеристик, а размер отклонения непосредственно определяет качество датчика силы. Поэтому свойства материалов упругих элементов имеют решающее значение для всех датчиков первого типа.

Модели класса I отнесем к четырем модификациям. К модификации 1 отнесем простейшую модель, для которой формула (1.49) примет вид 0—П—0. В этой модели все звенья приняты неупругими, поэтому описание динамических явлений здесь не выходит за рамки кинетостатических представлений, свойственных классической теории механизмов и машин. Кинетостатическая модель дает исходную информацию об уровне динамической нагруженности механизма и нередко с успехом используется для синтеза механизма на предварительном этапе. Однако для быстроходных цикловых механизмов результаты, полученные на основе анализа этой модели, могут служить лишь в качестве «идеальных» характеристик, дающих представление не столько о реальных динамических нагрузках звеньев, сколько об уровне возмущений, вызывающих эти нагрузки.

Эта модель, показанная на рис. 45, является наиболее простой среди моделей, учитывающих нестационарный характер связей в цикловых: механизмах. Такая расчетная схема реализуется в механизмах с достаточно податливым приводом, отображаемым колебательным контуром с одной степенью свободы. При этом кинематический аналог оказывается встроенным в массу. Как уже отмечалось в гл. 1, динамическая модель 1 — П — 0 позволяет в первом приближении выявить искажения идеальных кинематических функций ведомого звена, которые возникают за счет крутильных колебаний ведущего звена. В силу (1.1), (1.3), (1.4) искажения заданных идеальных характеристик определяются следующими зависимостями:

На рис. 47 приведены графики идеальных кинематических функций х^, xj&; xj(>)z (кривые 1) и соответствующих функций, определенных с учетом возбуждаемых колебаний ведущего звена (кривые 2). Очевидно, что из-за значительных искажений идеальных характеристик рассматриваемый динамический режим нельзя считать приемлемым. Из графиков, в частности, следует, что практически совершенно исчезает участок постоянной скорости, предназначавшийся при синтезе закона движения для выполнения ответственной технологической операции. Особенно значительны добавочные ускорения на выбеге, что связано со своеобразной амплитудной модуляцией, при которой огибающая сопровождающих

В связи с анализом зависимостей (5.101)—(5.106) представляет интерес основанное на данных инженерной практики утверждение американского исследователя Г. А. Ротбарта, согласно которому предельные режимы работы кулачкового механизма соответствуют возникновению инерционных нагрузок на толкателе в диапазоне (225—900) кгс [69]. Можно предположить, что одной из причин возникновения подобных предельных режимов является недостаточная крутильная жесткость привода, из-за чего искажения идеальных характеристик оказываются чрезмерными.

При выполнении автоматических высокопроизводительных измерений их погрешности АХ (t), описываемые формулой (10), естественно, зависят одновременно от всех упомянутых выше факторов, которые проявляются совместно. В качестве простейшей иллюстрации этого на рис. 2, в показана поверхность Y (X, t), характеризующая изменение во времени свойств характеристики Y (X) при экспоненциальном переходном процессе Y (t). Поверхность построена на основании известных фронтальных и профильных проекций Y (X) и Y (t), представленных на рис. 2, а и б. Эту поверхность пересекают фронтальные плоскости Q и К, соответствующие моментам времени 1Я и гс, когда проводилась динамическая и статическая градуировка прибора. Линии, образованные пересечением этих плоскостей с поверхностью, определяют кривые Y (X) для отмеченных значений времени. В результате оказывается возможным получить картину взаимного расположения этих кривых и прямых ММ идеальных характеристик преобразователя, а также оценить погрешности измерений (рис. 2, г, д). Г*°) В общем случае, когда выходная величина преобразователя зависит от трех и более независимых факторов, тг-мерный вектор Y описывает гиперпространство, которое не имеет наглядной графической интерпретации. При этих условиях исследование погрешности AXIne может проводиться графически;"возможен числен-ныйрасчет по формуле (10) или экспериментальное исследование. Обычное сложение погрешностей заменяется в обоих случаях

В гл. 1 характеристики ракетных двигателей на химическом топливе рассматривались в общем виде с учетом влияния процессов химического превращения, включая неравновесные химические реакции. В этой главе рассмотрены главным образом методы прогнозирования реальных характеристик горения ТРТ с учетом различных потерь и основных эффектов, вызывающих отклонение от идеальных характеристик ТРТ, таких, как эрозионное горение, вращение РДТТ и деформация заряда. Описываемые методы разработаны Межведомственной комиссией по ракетным двигателям на химическом топливе (США) во второй половине 1960-х гг. и описаны в работе [122J. С тех пор эти методы не претерпели каких-либо существенных изменений, хотя база данных значительно расширилась [26] и разработаны более сложные вычислительные программы, такие, как SPP (программа расчета характеристик ТРТ [34, 52, 105]).

Подход, используемый в вычислительной программе SPP, заключается в расчете параметров рабочего процесса РДТТ на основе отклонений от идеальных характеристик с применением для этих целей ряда независимых моделей. В программе предусматривается расчет следующих потерь: потерь в двумерном (расходящемся) двухфазном потоке, потерь, связанных с неполнотой сгорания, с использованием утопленного сопла, химико-кинетических потерь и потерь в пограничном слое. С учетом последних модификаций она включает а) подпрограмму полностью замкнутого расчета двумерных двухфазных до- и трансзвуковых течений, б) новую модель расчета размеров частиц А12О3, в) более реалистичную модель полноты сгорания, основанную на расчетах траекторий агломератов алюминиевых частиц, г) модель эрозии горловины сопла, основанную на точных методах расчета нестационарного нагрева материала с использованием кинетики его обугливания и кинетики эрозии графитовых вставок. Кроме того, модифицировано описание сопротивления и теплообмена газа с частицами и учтены потери, вызванные соударениями частиц со стенками сопла.

В гл. 1 характеристики ракетных двигателей на химическом топливе рассматривались в общем виде с учетом влияния процессов химического превращения, включая неравновесные химические реакции. В этой главе рассмотрены главным образом методы прогнозирования реальных характеристик горения ТРТ с учетом различных потерь и основных эффектов, вызывающих отклонение от идеальных характеристик ТРТ, таких, как эрозионное горение, вращение РДТТ и деформация заряда. Описываемые методы разработаны Межведомственной комиссией по ракетным двигателям на химическом топливе (США) во второй половине 1960-х гг. и описаны в работе [122J. С тех пор эти методы не претерпели каких-либо существенных изменений, хотя база данных значительно расширилась [26] и разработаны более сложные вычислительные программы, такие, как SPP (программа расчета характеристик ТРТ [34, 52, 105]).

Подход, используемый в вычислительной программе SPP, заключается в расчете параметров рабочего процесса РДТТ на основе отклонений от идеальных характеристик с применением для этих целей ряда независимых моделей. В программе предусматривается расчет следующих потерь: потерь в двумерном (расходящемся) двухфазном потоке, потерь, связанных с неполнотой сгорания, с использованием утопленного сопла, химико-кинетических потерь и потерь в пограничном слое. С учетом последних модификаций она включает а) подпрограмму полностью замкнутого расчета двумерных двухфазных до- и трансзвуковых течений, б) новую модель расчета размеров частиц А12О3, в) более реалистичную модель полноты сгорания, основанную на расчетах траекторий агломератов алюминиевых частиц, г) модель эрозии горловины сопла, основанную на точных методах расчета нестационарного нагрева материала с использованием кинетики его обугливания и кинетики эрозии графитовых вставок. Кроме того, модифицировано описание сопротивления и теплообмена газа с частицами и учтены потери, вызванные соударениями частиц со стенками сопла.

Оказалось, что результаты, полученные при использовании псевдоцикла Стирлинга, соответствуют закономерностям и характеристикам реальных двигателей, хотя некоторые выводы и вызывают возражения. Основные сомнения связаны с интерпретацией идеального цикла, поскольку, по некоторым замечаниям, в нем используются газодинамические процессы, которые не достижимы или не встречаются в практическом двигателе. Подобные замечания справедливы, но довольно очевидны, поскольку идеальные циклы по определению состоят из идеальных и обратимых термодинамических процессов, которые не достижимы в реальных устройствах. Однако использование идеальных циклов и интерпретацию результатов последующего анализа необходимо согласовывать с практическими возможностями. Проблема заключается в том, как найти «золотую середину». Например, цикл с двойным сгоранием, используемый при анализе рабочего процесса, протекающего в дизеле, дает более «реальные» значения рабочих характеристик, чем исходный цикл дизеля, но его сочли гипотетическим циклом, выдуманным для того, чтобы получить приемлемые результаты, тюка не отражающие идеальных характеристик дизельного двигателя {4]. Если бы критические замечания относительно псевдоцикла Стирлинга основывались на тех же доводах, они были бы более обоснованными. Во всяком случае, этот вопрос интересен в основном для педантов. Трудность проблемы состоит в том, что двигатели Стирлинга не работают по циклу Стирлинга, и в литературе царит путаница в вопросе о том, какие нужно применять критерии работы и рабочие характеристики.

Рекомендуем ознакомиться:

Идеального механизма

Используя следующие

Используя выражения

Используя зависимости

Индукционного нагревателя

Используемое оборудование

Используем следующие

Используется диаграмма

Меню:

Главная страница Термины