Критическом отношении

Для хромоникелевых аустенитных сталей проводят расчет по пунктам а—г; после расчета эквивалентного содержания никеля Nia и хрома Сгэ и суммарного времени выдержки металла в критическом интервале температур 2топ оценивают фазовый состав металла по диаграмме Шеффлера и вероятность образования меж-кристаллитной (м. к. к) и общей коррозии.

Образование трещин связывают с локальной пластической деформацией ползучести, обусловливающей релаксацию (снятие) сварочных напряжений. Нагрев и выдержка в критическом интервале температур приводят к выделению мелкодисперсных частиц карбидов в теле зерен. Упрочнение последних способствует развитию пластической деформации преимущественно в приграничных областях зерен. В результате относительного смещения зерен на их стыках появляются пики микронапряжений, кото-

Авторы [7] заключают, что упрочнение границ зерен предшествует разрушению, и температурная зависимость упрочнения может использоваться для приблизительного предсказания температурного интервала «чумы». Однако вопрос о том, является ли упрочнение границ зерен необходимым условием низкотемпературного разрушения, остается открытым. Следует отметить, что Уэстбрук и Вуд не совсем точно истолковывают лихературные данные. Например, сомнительным является утверждение о том, что разрушение происходит тогда, когда объем образовавшихся окислов пренебрежимо мал. Обращает на себя внимание и тот факт, что относительное упрочнение границ зерен ТаВе12 достигает 55%, однако в [3, 10] сообщается, что это соединение во всем критическом интервале температур не проявляет никаких признаков окислительного разрушения. Это говорит о том, что остается неподтвержденной и достаточность упрочнения границ зерен. С моделью Уэстбрука и Вуда не согласуются основные результаты работы [11 ]: низкая растворимость кислорода в MoSi2, зависимость

всех проверенных нагрузок и температур испытаний не .наблюдается строгой пропорциональной зависимости между •величиной износа и 'размером абразива в до-критическом интервале размеров. При положительной температуре критический размер зерна увеличивается с увеличением нагрузки, и достигает 160 мкм при нагрузке 4,9 кгс/см2. При температуре —60°С этот размер не зависит от нагрузки и равняется 80 мК-м. С увеличением размера зерен абразива более 160 м.км для всех вариантов испытаний наблюдается -непропорциональное приращение величины износа разных [материалов.

Скорость охлаждения с температуры под закалку в критическом интервале (от 399 до 288 °С) оказывает существенное влияние на характер коррозионного воздействия и сопротивление крррозии сплавов серии 7000, содержащих медь. Влияние скорости закалки на механические свойства, а также на вид и величину коррозии на долевых образцах из листов сплава 7075-Т6 показано на рис. 112. Быстрое охлаждение обеспечивает иммунитет к меж-кристаллитной коррозии и КР; скорость охлаждения >110°С/с

где t — температура перенагрева над равновесной точкой; k — константа, определяемая из диаграммы состояния железо—углерод; v—скорость нагрева в критическом интервале температур; а0 — половина межпластинчатого расстояния в недеформированном перлите (структурный фактор); Q — степень деформации; D — коэффициент диффузии углерода в аустените при температуре критической точки.

Переход от вязкого разрушения к хрупкому происходит в некотором критическом интервале температур t^—t^ На фиг. 85 заштрихованными площадями показаны частные значения Cj и ST и зона рассеяния значения ак.

В образцах с надрезом при изгибе в силу последовательного излома переход из вязкой в хрупкую область получается плавным с промежуточными полухрупкими изломами. Характер перехода в критическом интервале зависит от сорта стали и её термической и механической обработки (фиг. 86). Хорошо обработанные легированные стали дают более плавные кривые, чем углеродистые, и критический интервал их температур ^ — '] растягивается до 100° и больше.

Вследствие химической неоднородности аустенита дисперсность перлита в чугуне обычно изменяется в широком диапазоне даже в пределах одного микрополя. В чугуне часто наблюдается аномальная структура эвтектоида с «разрежением» пластинок перлита. Участки такого псевдоперлита наблюдаются преимущественно по осям первичных дендритов и местами переходят в поля аномального феррита. В случае замедленного охлаждения чугунной отливки в критическом интервале, оси дендритов с аномальной структурой перлита, будучи обогащены кремнием, освобождаются от цементита перлита и становятся практически чисто ферритными.

Вторая стадия графитизации заключается в разложении цементита и перлита и происходит в критическом интервале температур 760—720° С при скорости охлаждения, не превышающей 2—5° С

Для дальнейшего решения задачи остается еще определить, по какому критерию следует рассчитывать тепловой поток q в зависимости от времени t. Для этого с целью реальной оценки теплового режима гидромуфты необходимо основываться на наиболее тяжелых условиях эксплуатации, которые могут быть на практике в приводе транспортной машины с рассматриваемой гидромуфтой в критическом интервале времени.

7. Выведите соотношение lg acl_ = К 1§яанион + const, где аанион — минимальная активность аниона, необходимая для ингибирования питтинговой коррозии пассивного металла в растворе хлорида с активностью <*„.-. Принять, что количество ионов а, адсорбируемых на единице поверхности, определяется изотермой адсорбции Фрейндлих а, (а = ^а1^оя, где fea и пг — константы)! и что при критическом отношении концентраций адсорбированных С1~-ионов к адсорбированным анионам С1~-ионы внедряются в пассивирующую пленку и вызывают питтинг.

Эксперименты, проведенные Б. М. Малышевым [3, 9], подтверждают разрывный характер зависимости продолжительности удара от отношения масс стержня и тела, которая установлена Сен-Венаном при решении задачи о продольном ударе жесткого тела по закрепленному стержню. Анализ взаимодействия волн позволил объяснить разрывность указанной зависимости и обнаружить повторное соударение стержня и тела. При некотором критическом отношении масс стержня и тела давление тела на стержень исчезает в моменты tn = — 2nl/a0 (п = 1, 2,...), однако тело не успевает оторваться от стержня, поскольку упругая волна, приходящая к ударяемому концу в момент tn, мгновенно прижимает торцовую поверхность стержня к телу. При других отношениях масс, близких к критическим, возможно нарушение контакта между телом и стержнем с последующим повторным соударением. Длительность прерывания

контакта конечна, при критическом отношении масс она нулевая (бесконечно малая). Таким образом, доказана возможность повторного соударения стержня и тела в силу разрывности функции, характеризующей продолжительность удара. Для вязкоупругого стержня имеет место зависимость

Функция расхода при критическом отношении давлений У* по формуле (14.3) при k— 1,4 имеет значение

Если величина Gv больше расхода GK, получаемого при критическом отношении давлений &*- , то

На фиг. 18 и 18, а представлены величины внутреннего относительного к. п. д. части высокого и низкого давления в зависимости от сечения эквивалентного сопла [46 ]. Эквивалентным соплом здесь названо сечение, необходимое для пропуска всего расходуемого пара при критическом отношении давлений. Эквивалентное сечение находим из формулы

то сечение ускоряющегося потока при любом режиме движения должно монотонно убывать. В этих условиях, очевидно, понятия о предельной плотности потока и критическом отношении параметров смысла не имеют. Рассмотрим еще один смежный вопрос. Пусть

где [А.,.* =т ^1т* т — коэффициент расхода, соответствующий стабилизированной поверхности перехода (М=1); здесь т^,. — действительный максимальный 'расход при втором критическом отношении давлений; т^ч — теоретический расход при первом критическом отношении давлений; gri==m//71**' — действительный приведенный расход в выходном сечении при втором критическом отношении давлений е.,.* ; <7Т1 = тт/т.,.т — теоретический приведенный расход через сопло. Значения ^и определяются по формуле

Тг — температура газа на входе в дросселирующее отверстие. Коэффициент расхода при истечении через отверстия круглой или прямоугольной форм можно принимать (д, = 0,6-^-0,7. Для насадков (см. стр. 76) можно принимать \L = ф. Максимальный расход газа при политропном процессе будет иметь место при некотором (критическом) отношении давлений (расширении)

ров на расход двухфазной среды. Приближенный теоретический расчет рассмотрен в § 1-5. На основании обобщения опытных данных и теоретических расчетов были построены зависимости приращения коэффициента расхода А,и от Д^о (г/о) и конфузорности решеток при критическом отношении давлений 8<е* (рис. 5-30). На этом же рисунке приводится поправка К^, учитывающая влияние отношения давлений на решетку. Таким образом, расчет коэффициента расхода в двухфазной области цвл при известном его значении в однофазной зоне [лп осуществляется по формуле

где Р! — коэффициент Бендемана, зависящий от отношения давления за решеткой р± к давлению перед решеткой р<>; при критическом отношении давлений $1 = 1, а при отношении давлений выше критического Р!