Инерционного коэффициента

Если суммарный вес 1 м* перегородок двухслойного ограждения более 200 кГ, то инерционное сопротивление конструкции обеспечивает среднюю звукоизолирующую способность, близкую к расчетной, и поэтому заполнять воздушный промежуток легким материалом не имеет смысла.

Для маловязкой жидкости (TJ ~ 0,1 пз, а ~ 1000 мдж/м*), к каким относятся данные расплавы, значения скоростей U к С, рассчитанные по формуле (1), на два порядка превышают опытные, т. е. вязкое течение не лимитирует процесс растекания. В работе [2] показано, что лимитирующим фактором в процессе растекания маловязкой капли по твердой пластинке должно быть инерционное сопротивление. Для этого случая авторами [3] получено уравнение, выведенное с учетом постепенного вовлечения жидкости в движение

Другим случаем являются большие скорости, при которых чисто инерционное сопротивление очень велико по сравнению с твердостью, т. е.

При непосредственном усилении резонансный контур содержит: образец (упругое сопротивление), гидроци-лнндр, инерционный трубопровод (создающий инерционное сопротивление массами жидкости), гидроаккумулятор и пульсатор. Основные диссипативпые сопротивления вызываются вязким трением в инерционном трубопроводе. На рис. 25 показаны схемы резонансного непосредственного усиления, а в табл. 13 приведены значения кипе-

Сила Q должна поддерживать механизм в состоянии динамического равновесия, учитывая инерционное сопротивление К3 ведущего звена.

параллельные осям звеньев' находим точку d, которая и определяет величину ~Bd=R и направление реакции в сочленении В, Соединяя точку а! с краевыми точками к\ и п2, получим реакции в па-Рах А и С. Направление реакции определяется течением стрелок. Звено 3 находится в равновесии под действием сил Rc, Q и N_ зная величину усилия /?„ действую. Щего на это звено, на основали^ уравнения Rc -f Q ^_ + # = 0 находим движущую силу Q и давление ползуна N на неподвижное звено 4 Учитывая инерционное сопротивление /С3 звена 5, соответственно увеличиваем движу-ЩУЮ силу Q. Указанным

Во втором случае луч лазера падает на поверхность ОК через прозрачный слой, например приклеенную стеклянную пластинку, тонкую пленку масла или воды (рис. 1.41, б слева). Данный слой представляет собой инерционное сопротивление, препятствующее свободному расширению нагреваемой зоны. От этого повышается эффективность излучения в ОК и меняется характер диаграммы направленности продольных волн (рис. 1.41, б справа), максимум которой совпадает с нормалью к поверхности ОК. Прозрачный слой увеличивает амплитуды излучаемых про-

инерционное сопротивление (—•—), упругое сопротивление (-—WW—)

Индуктивное сопротивление jwL Инерционное сопротивление jwm

В этом пункте используется модель трещины, рассмотренная в работах Фрейда и Дугласа [48], Дунаевского и Ахенбаха [32]. Предполагается, что трещина растет в установившемся режиме и этот рост сопровождается антиплоским сдвигом в условиях маломасштабного пластического течения. Явным образом учитывается инерционное сопротивление материала движению, однако для наблюдателя, движущегося вместе с вершиной трещины, деформированное состояние от времени зависеть не будет. Материал считается упруго-идеально-пластическим с изотропным условием текучести (2.21), подчиняющимся закону пластического течения (2.20). Согласно гипотезам теории маломасштабного пластического течения [77], нелинейное напряженно-деформированное состояние в непосредственной близости к вершине трещины управляется окружающим пластическую •область упругим распределением напряжений. Обычно используемой характеристикой данного упругого поля при заданной •скорости движения трещины является коэффициент интенсив-

В настоящей работе принята обычно используемая, хотя и не универсальная точка зрения, согласно которой сопротивление материала движению трещины контролируется критическим значением коэффициента интенсивности, достигаемым в процессе роста трещины. При динамическом распространении трещины в реальном материале сопротивление разрушению характеризуется измеряемой в опыте зависимостью критических значений коэффициента интенсивности напряжений (динамической вязкости разрушения) от мгновенной скорости вершины трещины. То обстоятельство, что динамическая вязкость разрушения на самом деле меняется с изменением скорости вершины трещины, неоднократно наблюдалось в опыте. На уровне континуальных моделей можно указать на две основные причины данной скоростной зависимости — инерционное сопротивление материала движению и влияние скорости деформации на сопротивление деформированию. Первая из этих причин — чисто динамическая, вторая связана с определяющими соотношениями, описывающими поведение материала при его деформации. Основная цель настоящей работы заключается в анализе влияния инерции на связь динамической вязкости разрушения со скоростью распространения в динамике. Именно поэтому из рассмотрения исключены все формы скоростной зависимости в определяющих соотношениях. Другими словами, предполагается, что реакция материала на внешние воздействия в целом не проявляет скоростной зависимости, а критерий разрушения формулируется с использованием параметров, не зависящих ни от скорости деформации, ни от скорости распространения трещины.

Аналогичные рассуждения можно провести и для инерционного коэффициента /44, который также является функцией двух переменных /44 (ф!, ф4).

Что касается инерционного коэффициента /14, то эта величина отличается от обычного приведенного момента инерции. Величину J14 нельзя подсчитывать как приведенный момент инерции условного механизма с одной степенью свободы, что можно было сделать для /п и /44. При вычислении /14 следует считать, что оба звена, / и 4, движутся одновременно. В выражение для Ju не войдут массы звеньев, положение которых зависит лишь от одной обобщенной координаты, ф! или ф4. В отличие от /и и /44, нельзя сказать, что /14 — всегда существенно положительная величина, что хорошо видно из ее выражения.

Следовательно, отношения (4.44) в значительной мере определяются величиной инерционного коэффициента сопротивления (3. Ранее было показано, что диапазоны изменения параметра 0 для различных пористых металлокерамических материалов, изготовленных из металлических порошков, волокон, сеток, близки между собой: /3 = 106...108 м"1. Принимая 0 = 10б м" ! и 5 =0,1 м, получаем /35 = 105. Окончательно при рассматриваемых условиях

Аналогичные рассуждения можно провести и для инерционного коэффициента У44, который также является функцией двух переменных У44 (фх, ф4).

Что касается инерционного коэффициента /14, то эта величина отличается от обычного приведенного момента инерции. Величину Ju нельзя подсчитывать как приведенный момент инерции условного механизма с одной степенью свободы, что можно было сделать для У1Х и У44. При вычислении У14 следует считать, что оба звена, I и 4, движутся одновременно. В выражение для /14 не войдут массы звеньев, положение которых зависит лишь от одной обобщенной координаты, фх или ф4. В отличие от /п и /44, нельзя сказать, что У14 — всегда существенно положительная величина, что хорошо видно из ее выражения.

Как и ожидалось, если у (AT)Xl выделить множитель (1г + /2)2, то можно его сравнить с таким же выражением, полученным в первом случае по формуле (1. 49). У члена (Ат)Хг этого множителя хоть и не оказалось, зато у знаменателя он остается не «лишним», а необходимым для получения структуры инерционного коэффициента связи zla.

В дальнейшем величину / будем называть инерционным коэффициентом *) механизма. Величина инерционного коэффициента, так же как и величина квазиупругого коэффициента, зависит от величин масс, моментов инерции и размеров звеньев и от положения механизма.

На всех осциллограммах записывалась «нулевая» линия, характеризующая положение статического равновесия механизма. Измерение площадей, ограниченных кривой вынужденных колебаний, необходимое для определения увода, могло быть выполнено только приближенно. Приближенный обмер показал, что практически увод механизма равен нулю. Тот же самый результат дает вычисление по формуле увода, что лишний раз подтверждает вывод, сделанный в предыдущем параграфе; отсутствие увода объясняется сравнительно малым значением инерционного коэффициента при значительной жесткости упругой связи. Следует сказать, что явление увода наблюдалось при снятой упругой связи, однако отсутствие упругой связи исключало возможность регистрации результатов опыта. '

Оценивая влияние отдельных членов инерционного коэффициента 1р, можно заметить из рис. 4, что в котлах высокого и сверхвысокого давления аккумулирование в водяном объеме составляет в среднем 58 — 65%, а в котлах среднего давления 78 — 90%, т. е. в котлах высокого давления относительно снижается роль воды как аккумулирующего звена, зато возрастает тепло, аккумулируемое в паровом объеме и, особенно, в металле трубной системы котла. Влияние аккумулирования тепла в паровом объеме и в металле котлов высокого давления составляет соответственно 11 — 17% и 21 — 30%, а у котлов низкого и среднего давления 2—6% и 7 — 18%.

что указывает на прямолинейную зависимость инерционного коэффициента С от радиуса вращения г. Это представляет большое удобство при графоаналитических методах расчета.

Приращение поддерживающей силы А (Лео2) зависит от изменения угловой скорости со и приращения инерционного коэффициента А. Таким образом, считая величину А (Лео2) функцией двух переменных, можно написать: