Незначительно снижается

мала, например из-за пористых поверхностных пленок, коррозия может сопровождаться значительной анодной поляризацией, даже если измерения показывают, что при данной плотности тока незащищенные участки анода поляризуются незначительно. Следовательно, отношение площадей поверхности анода и катода также является важным фактором в определении скорости коррозии. Если на график вместо суммарного коррозионного тока нанести плотность тока, например для случая, когда площадь анода составляет половину площади катода, мы получим поляризационные кривые, представленные на рис 4.9.

розии сплавов тантала с Nb, Ti, V и Mo, W и Zr от концентрации кипящей серной кислоты представлены на рис. 74. Обобщенный график влияния легирующих элементов на скорость коррозии сплавов тантала в 70%- и 80%-ной кипящей серной кислоте показан на рис. 75. Видно, что все перечисленные элементы ухудшают коррозионную стойкость тантала, причем ниобий менее интенсивно, чем остальные. При этом чем концентрированнее кислота, тем сильнее отрицательное влияние легирующих элементов (см. рис, 73, а и б). Однако при содержании легирующих элементов до 10—15 ат.% их влияние на коррозионную стойкость в 80%-ной H2SO4 и при содержании до 15—20 ат.% в 70%-ной H2S04 незначительно. Следовательно, допустимое максимальное содержание легирующих элементов определяется концентрацией кислоты. Поскольку коррозионные потери в данной серии опытов были незначительны и не представлялось возможным их измерить, критическая концентрация серной кислоты была установлена по скорости коррозии, равной 1 'мм/год (2 балл коррозионной стойкости) . Для получения скорости коррозии, соответствующей 1 баллу, критическая концентрация кислоты должна быть снижена на 10—20% (рис. 76). Выше кривой на рис. 76 расположены сплавы нестойкие, ниже - стойкие. Нетрудно видеть, что любое легирование ухудшает коррозионную стойкость тантала, при этом заметного преимущества сплавов Та—Nb перед сплавами Та—V и Та—Ti (концентрация легирующих элементов до 30—40%) не обнаружено. Можно считать, что в кипящей серной кислоте с концентрацией менее 60% все сплавы тантала при содержании легирующих элементов в пределах исследованного устойчивы (коррозионная стойкость не ниже 1 балла, т.е. скорость коррозии 0,1 мм/год и меньше).

Результаты испытаний приведены в таблице, из которой видно, что сопротивление образованию трещин малоцикловой усталости и сопротивление разрушению при температуре 813 К мало изменяются после различных режимов термической обработки. Ограниченный предел выносливости по трещинообразованию исследованной стали при этой температуре колеблется в интервале от 300 до 340 МПа, а ограниченный предел выносливости по излому — в интервале 380—440 МПа. При этом различие между указанными пределами при температуре 813 К гораздо меньше, чем при 623 К. Вместе с тем величины пределов по трещинообразованию при 813 и 623 К различаются незначительно. Следовательно, повышение температуры испытаний гораздо больше влияет на развитие трещины малоцикловой усталости, чем на ее образование.

Вычисленные по (22) и (23) оптимальные значения YT Для различных значений SII представлены на рис. 3. Непосредственное сопоставление с рис. 1 показывает, что оптимальные управления для транспортной и технологической операций отличаются незначительно, следовательно, оптимальная траектория перемещения захвата при транспортной операции в рассматриваемом случае близка к прямой линии.

Эпюры распределения скоростей и влажностей в тепловлаж-ностном факеле по измерительным створам приведены на рис. 2.24. Например, если с наветренной стороны в = 22,4° С, ф = 50%, w = 2,0 м/с, то через 20 м от БВУ с подветренной стороны эти характеристики соответственно были равны (на отметке 2 м от уровня земли): ф = 89%, w = 4,5 м/с, а через 40м ф = 60%, w = 2,9 м/с; температура воздуха изменялась незначительно. Следовательно, на расстоянии 40 м от оси БВУ

Предложенная расчетная модель не учитывает ни термического, ни механического неравновесия, что может привести (и, как было показано выше, действительно приводит) к расхождению рассчетных и экспериментальных данных по расходу. Если суммарная длина второго и третьего участков мала, то и влияние неравновесности среды, которая проявляется на этих участках и может вносить погрешность в оценку расхода и потерь на трение, также незначительно. Следовательно, расчетные значения расхода при этих параметрах должны быть близки к полученным в физическом эксперименте. Такое сравнение приведено в табл. 6.1. Хорошее совпадение расчетных и экспериментальных значений расхода свидетельствует о применимости предложенной расчетной модели для описания гидродинамики течения вскипающей жидкости при околозвуковом режиме течения на четвертом участке, поскольку расчет гидравлического участка не вызывает затруднений, а длина второго и третьего участков минимальна.

ный расход распиливающего воздуха изменялся от 0,05 до 2,5 кг/кг топлива, расход топлива — от 30 до 580 кг/ч. Представляет практический интерес рассмотреть влияние плотности распыливающего газа, так как все эксперименты проводились при распиливании воздуха, плотность которого мало изменялась. Сравним результаты распиливания жидкости соплами типа Вентури с использованием азота и гелия (плотность азота в 7 раз больше плотности гелия) [6]. Скорости истечения азота и гелия различались незначительно; следовательно, можно считать, что энергия распыливающих газов при замене азота гелием изме-

Благодаря высокой температуре свежего теплоносителя, подаваемого из центрального канала, количество теплоносителя незначительно. Следовательно, необходимая влажность рабочих газов по всей длине туннеля легко достигается. Вследствие же непрерывного подогрева этих газов подмешиванием свежего теплоносителя их температура и на загрузочных концах туннелей может быть получена высокой.

Следут отметить, что указанные выше рекомендации относятся к созданию режима спокойного «кипения», т. е. при работе аппарата на скоростях, (близких к начальной скорости псевдоожижения. При работе на больших скоростях, т. е. в диапазоне скоростей даи<да<ш0п, влияние живого сечения решетки на аэродинамику псевдоожиженного слоя незначительно. Следовательно, в этом случае экономически выгоднее работать на решетках с большим живым сечением. Опыт показывает, что при работе аппарата при скоростях о<и<®^ оУоп хорошие результаты с точки зрения аэродинамики и теплообмена получаются при работе на решетках, выполненных в виде металлических сеток.

Давление насыщенного пара алюминия при температурах процесса электролиза (950—970° С) незначительно, следовательно, испарения алюминия, находящегося под слоем электролита, практически не происходит.

Последняя потеря может быть снижена, как и в дроссельной R-си-стеме, введением дроссельно-эжек-торной (Д-Э) ступени вместо дроссельной. Поскольку в L-системе давление в сепараторе СИО должно быть близко к РО.С, то здесь возможен только режим р. Схема ожижителя Линде с Д-Э ступенью показана на рис. 8.5. Замена дроссельной ступени дроссельно-эжекторной несколько снижает йдр, но часть выигрыша не используется, так как возникают потери dam. Значение йтепл незначительно снижается, так как в режиме р вследствие роста рп ДО р'п увеличивается ср,п- Однако основной выигрыш определяется не уменьшением 2d,- в криоблоке, а снижением необходимой работы компрессора (в2—ei), так как степень повышения давления в нем pm/p'n
Эксперименты по определению влияния предварительного циклического нагружения на характеристики пластичности проводились многими исследователями яа самых различных материалах. В работе /41/ показано, что в случае продолжительных циклических испытаний на образцах яа мягкого железа при напряжениях ниже предела выносливости относительное удлинение незначительно снижается, а оря напряжениях выше предела выносливости оно уменьшается существенно. ® '

Относительное удлинение большинства сварных соединений существенно не меняется во всем исследованном температурном интервале; у некоторых сплавов оно немного возрастает, у других незначительно снижается. В некоторых случаях, когда значения относительного удлинения при 4 К значительно ниже, чем при комнатной температуре, максимум относительного удлинения наблюдается в интервале между 193 и 77 К; в отдельных случаях разница в значениях относительного удлинения при комнатной температуре и 77 К была очень незначительной, а при 4 К оно снижалось.

Как правило, относительное удлинение незначительно снижается в интервале 298—66 К, а затем при дальнейшем снижении температуры от 77 до 4 К резко падает у всех сплавов, кроме сплава Ti—5А1—2,5Sn. Значения относительного удлинения сплава Ti—5А1—2,5Sn остаются постоянными в интервале 77—4 К. Характер изменения механических свойств сварных соединений аналогичен основному материалу. Высокие значения коэффициента прочности сварных соединений (92—100%) при всех температурах испытания являются следствием испытаний всех сплавов в отожженном состоянии.

В перпендикулярном направлении тепловое расширение с увеличением флюенса сначала незначительно снижается, а затем при «6-Ю21 нейтр./см2 начинает монотонно расти. Зтот рост может быть объяснен закрытием кливажных трещин (трещин Мрозовского) вследствие так называемого вторичного ро-*ста графита в результате чего изменяется аккомодация материала Вторичный рост, как будет показано ниже (см. гл. 4), начинается у перпендикулярно ориентированных, образцов при меньшем значении флюенса.

Установлено (рис. 78), что под воздействием 3 %-ного раствора NaCI предел выносливости сплава незначительно снижается у гладких образцов

К этой группе (табл. 3) относятся наплавки И наплавочные сплавы, содержащие, кроме углерода и хрома, добавки титана в количестве до 1,4%. Сравнение свойств материалов группы III с материалами группы I, имеющими примерно такое же содержание углерода и хрома, позволяет заключить, что в результате введения титана в количестве от 0,7 до 1,4%: 1) значительного повышения твердости не наблюдается; 2) износостойкость несколько повышается при всех методах испытания на изнашивание; более заметно для материалов, содержащих около 20<у0) Сг; 3) ударная вязкость с введением титана незначительно снижается; 4) введение титана . измельчает зерно, пе изменяя существенно типа структуры.

В то же время плотность (удельный вес) воды не зависит от давления и весьма незначительно снижается по мере роста температуры. Так, при 0°С у=1 000 кг/м3,

Наблюдается также резкое снижение термостойкости — с 840 до 220 циклов. Жаростойкость сталей возрастает с 4,244 г/см2-ч при 10,11% Сг по мере повышения концентрации хрома, достигая 0,24 г/см2-ч при 20,29% Сг. Введение углерода повышает твердость сталей на 4—7 ед. HRB, временное сопротивление на 10—15% и снижает пластичность и ударную вязкость вследствие интенсивного карбидообразования. Незначительно снижается также жаростойкость. Пластические свойства, ударная вязкость и термостойкость сталей с азотом заметно выше, чем с углеродом. Совместное легирование сталей углеродом и азотом приводит к повышению твердости, временного сопротивления и снижению пластических свойств. В целом влияние азота и углерода на свойства сталей объясняется повышением стабильности аустенита, расширением аусте-нитной области и смещением начала образования а-фазы в сторону более высоких содержаний хрома.

Свежий пар из котлов подается к редукционному клапану, в котором он дросселируется до давления, потребного по условиям производства или отопления. Температура пара при этом весьма 'Незначительно снижается по сравнению с температурой пара при его начальном давлении. В тех случаях, когда для производственных целей требуется более низкая температура, чем начальная температура пара, что имеет место в подавляющем большинстве производств, применяется охлаждение пара путем ввода питательной воды через распиливающие форсунки 3. Установки, в которых непосредственно после дросселирования пара производится его охлаждение, получили название редукционно — охладительных (РОУ).

Прочность паяных швов незначительно снижается с увеличением сборочного зазора от 0,2 до 1,5 мм; при больших зазорах прочность резко падает, что связывают с появлением усадочной пористости и снижением эффекта контактного упрочнения шва.