Наблюдаемые изменения

ЛУБЯНЫЕ ВОЛОКНА — волокна, содержащиеся в стеблях различных растений. В текстильной промышленности используются волокна льна и рами для выработки тонких и средних (по толщине) тканей; пеньки, джута, кенафа — для грубых тканей и различных кручёных изделий (шпагаты, верёвки, канаты и т. п.); маниллы, сизаля — для произ-ва кручёных изделий (мор. канатов и др.); койра — для изготовления прсим. циновок, верёвок, плетёных изделий, набивочного материала.

Хомуты из листового железа должны быть заготовлены заранее на все диаметры труб. Толщина листового железа для изготовления хомутов зависит от диаметра труб и колеблется от 3 до 8 мм. В тепловых сетях нередко наблюдается коррозия наружной поверхности стаканов компенсаторов под грундбуксой, часто приводящая к образованию сквозных свищей. Обычно это происходит в тех случаях, когда компенсатор длительное время не подвергался вскрытию для смены или добавки набивочного материала. Для предупреждения коррозии поверхности стакана ее необходимо периодически смазывать машинным маслом,

Плотность таких уплотнений зависит от скорости, температуры, давления и химических свойств жидкой или газообразной рабочей среды. Биения или эксцентрицитет вала и несоосность штока также оказывают влияние на выбор набивочного материала и конструкции сальника.

Животные продукты. Шерсть и волос находят некоторое применение в качестве набивочного материала, главным образом в виде войлока для грязезащитных и пылезащитных уплотнений, предназначенных для удержания вязких или тестообразных жидкостей при малых рабочих давлениях.

колес транспортных средств В 60 S 1/68); для удаления (золы и шлака из топок F 23 J 1/04; красок с обрабатываемой поверхности В 44 D 3/16)]; Скребковые конвейеры В 65 G (19/00; использование в погрузочно-разгрузочных устройствах 65/06); Скреперы [использование <в конвейерах 19/(06-10); для разгрузки сухопутных транспортных средств 67/(26-28)> В 65 G; лебедки для управления скреперами В 66 D 1/80]; Скрепление (см. также крепление, соединение; изделий друг с другом для целей транспортирования В 65 В 17/02; металлических деталей, ковкой, клепкой, прессованием В 21 J); Скрубберы Вентури В 01 D 47/10; Скручивание [использование для исследования прочностных свойств материалов G 01 N 3/26; В 21 (металла (D 11/14; при производстве цепей L 7/00, 15/02); проволоки F 7/00, 15/04); набивочного материала в жгуты В 68 G 3/06; нитевидного материала при намотке, предотвращение В 65 Н 54/38; пластического материала В 29 С 53/14; проводов, канатов или кабелей, В 25 В 25/00, В 65 Н 69/00, D 07 В 3/00, Н 01 В 13/02]

Выбор набивочных материалов. При выборе набивочного материала для сальников арматуры и насосов следует пользоваться табл. 1-36.

Тип набивочного материала следует выбирать в зависимости от условий работы арматуры (см. выше гл. 2, табл. 2-1). Толщина набивочного материала должна соответствовать зазору между шпинделем и стенками сальникового гнезда. Закладку сальниковой набивки следует производить в виде отдельных колец, которые по диаметру должны соответствовать кольцевому зазору сальника.

ность электродвигателя до 3—5 кет. Поверхность нагрева 1 м3 набивки составляет 200— 250 м2. Длительность пребывания набивки в газовом и воздушном потоках ограничена (менее 30 сек). От набивки требуется быстрый нагрев в газовом потоке и столь же быстрее охлаждение в воздушном потоке. При толщине набивочного материала всего 0,6—1,2 мм переносится достаточно много тепла. Тонкие листы набивки удобны еще тем, что в процессе обдувки воздухом они лучше вибрируют и легче освобождаются от загрязнений.

нымй с использованием пористого набивочного материала — поли-винилхлорида, обладающего необходимой для конструкции плотностью. Конструкция пола образована с помощью панели из алюминиевого сплава, под которой расположен слой фанеры, обеспечивающий равномерную передачу нагрузки на пористый заполнитель—поливинилхлорид. Нижняя несущая панель трехслойной конструкции пола опирается на поперечины.

Набивки с пластичным сердечником, оплетенные асбестовой, асбесто-проволочной нитью или медной проволокой, применяют преимущественно в сальниках с вращательным движением вала при давлении до 25 кГ/см^, температуре до 400° и скорости вращения вала 20 м/сек и выше. В сочетании с металлическими и комбинированными (асбометаллическими) набивками они надежно работают в сальниках при высоких скоростях вала и повышенных температуре и давлении рабочей среДы. Крученые набивки. Кроме крученой нити и шнура в сухом виде, в промышленности применяют в качестве сальникового набивочного материала самосмазывающие (пропитанные) нить и шнур.

Для изучения влияния структурно-фазовых изменений в поверхностном слое полимерного материала на триботехнические характеристики пары трения в процессе 80-часового испытания наряду с исследованием структурно-фазовых изменений производили непрерывное измерение силы трения и износа образцов после 3, 6 и 12 часов трения и далее через каждые 8 часов работы. Максимальное значение интенсивности изнашивания зафиксировано после первых 3 часов, минимальное - в интервале 6-12 часов. В процессе дальнейшего трения увеличение интенсивности изнашивания чередуется с ее уменьшением, не выходя за пределы максимального значения, полученного в течение первых 12 часов (см. рис. 4.8). Наблюдаемые изменения интенсивности изнашивания связаны со структурно-фазовыми изменениями в поверхностном слое полимерных образцов и пленки фрикционного переноса.

У поверхности сдвиговый процесс формирования скосов от пластической деформации под действием мод III+I раскрытия берегов трещины остается неизменным как на стадии стабильного роста трещины, так и на этапе ее быстрого роста в образце или элементе конструкции. Смена механизма разрушения у поверхности не происходит, а наблюдаемые изменения в кинетике усталостной трещины по поверхности образца или детали отражают смену механизмов разрушения в срединной части фронта трещины. Поэтому изучение эффектов влияния параметров цикла нагружения на развитие усталостных трещин связано с сопоставлением наблюдаемой реакции материала на внешнее воздействие на поверхности образца и сопоставлением этой реакции с процессами в срединной части материала, где по изменениям величин параметров рельефа излома можно следить за кинетикой усталостного процесса.

ние кремниевого термистора быстро возросло почтив 106 раз (рис. 7.10). Даже с учетом разницы температур облучения в реакторе примерно на 40° С наблюдаемые изменения сопротивления могут быть отнесены за счет радиационного воздействия, потому что температурный коэффициент (+0,7%/°С) кремниевого элемента таков, что только незначительная часть увеличения сопротивления связана с температурой. Окисно-металлические] тер-мисторы, по-видимому, существенно не изменяются под действием интегральных потоков быстрых нейтронов до 2-Ю15 нейтрон/см2. Однако при этом потоке происходит большое изменение сопротивления термистора по сравнению с исходной величиной (рис. 7.11). Наблюдали быстрые колебания сопротивления, в ходе которых отмечали даже уменьшение сопротивления ниже исходной величины. Однако с увеличением потока сопротивление окисно-металлических термисторов стало возрастать и увеличилось на 37%.

В работе [1 ] четыре стеклянных конденсатора емкостью 0,02 мкф и рабочим напряжением 200 в облучали в реакторе (мощность 16,5 Мет) в течение 12 днейпотоками тепловых нейтронов 7,8-1012 нейтронI(см2• сек), быстрых 2,5-Ю11 нейтрон /(см2 -сек) при мощности дозы у°блучения 5,8-104 эрг/(г-сек). Изменения во всех конденсаторах были практически одинаковыми. Емкость увеличилась на 2% за первые два дня облучения, а затем не изменялась почти до конца облучения, когда увеличение емкости одного из конденсаторов достигло 3 %. После остановки реактора емкость восстановилась до исходной величины с точностью до 1 %. Значения коэффициентов рассеяния увеличились в 8—10 раз с последующим полным восстановлением после окончания облучения. Наблюдаемые изменения емкости этих конденсаторов показывают, что они не могут использоваться в схемах с точной настройкой, требующих прецизионных конденсаторов. Но это не исключает возможности их применения в других схемах.

до +4%. Сопротивление изоляции снизилось в 9,8 и 156,6 раз за время работы реактора на полной мощности. После остановки реактора сопротивление изоляции полностью восстановилось. Хотя наблюдаемые изменения незначительны, тем не менее и они могут вызвать погрешности в схемах с точной настройкой.

Наблюдаемые изменения отнесены за

раметра решетки. После отжига при 473 К в течение одного часа значение параметра решетки стало даже меньше, чем в исходном порошке. Поэтому изменения параметра в процессе обработки не коррелировали с изменениями магнитных характеристик. Отсюда следует, что возможное загрязнение образцов во время получения не является ответственным за наблюдаемые изменения в магнитных характеристиках.

где т = BL2/ir'2C, N — плотность дислокаций, .L — средняя длина свободного дислокационного сегмента, С — линейное натяжение дислокаций, В — коэффициент вязкого торможения, Ъ — вектор Бюргер са. Можно провести оценки, какова должна быть величина L, чтобы обеспечить наблюдаемые изменения. Согласно результатам структурных исследований, средняя плотность решеточных дислокаций в зернах не превышает 109 см~2, поэтому для того чтобы AG/G составила ~ 10%, необходимы величины L ~ ~ 10~4см, что почти на порядок больше размера зерна (0, 2 мкм). Таким образом, можно заключить, что решеточные дислокации также не позволяют описать наблюдаемое изменение модулей, что совпадает с выводами работы [287], где исследовали наноструктур-ную Си методом внутреннего трения.

где Мкр — модуль кристаллической матрицы, Мгр — модуль границы, а — относительный объем границ. Полагаем a = 3Ad/d, где d — размер зерна, Ас/ — ширина границы. В качестве Мкр возьмем упругие модули Си после отжига при 500°С, когда вкладом границ заведомо можно пренебречь. Как было показано в п. 2.2.2, в наноструктурном металле эффективная физическая ширина границ зерен значительно превышает кристаллографическую ширину границ. Если принять, что для Си со средним размером зерен 0,26 мкм и неравновесными границами величина Ad составляет 4нм, то для модулей Мгр получим величины, составляющие 15-17% от Мкр, т. е. весьма низкие значения. Если учесть, однако, что полученные величины являются оценкой сверху по всем границам и что даже в аморфных металлах модули понижаются лишь на 20-30 % по сравнению с кристаллическим состоянием, то данное предположение, что наблюдаемые изменения обусловлены низкими значениями упругих модулей границ, кажется маловероятным. Более того, недавние численные расчеты [289] дают величину модуля сдвига границ зерен, близкую к упругим модулям кристалла.

крутизна в плоскости о"оСТ — о"ном наблюдается в области небольших значений номинальных напряжений, плоскостями аост — «а показывает, что концентраторов могут формироваться сжимающие остаточные напряжения. Все это свидетельствует о том, что привычные представления о сопротивлении усталости соединений, сложившиеся на основании испытания сварных образцов небольшого размера (без учета влияния остаточных напряжений), в ряде случаев требуют корректировки. Применительно к начальной стадии усталостного разрушения наблюдаемые изменения сопротивления усталости сварных соединений под влиянием остаточных напряжений рассматривались в работе [4]. Менее изучена роль остаточных напряжений в изменении закономерностей развития усталостных трещин, хотя и на этой стадии разрушения влияние их может проявляться весьма заметно.

Физико-механич. и электроизоляц. св-ва Т. зависят от исходной ткани (ее структуры, плотности, толщины, прочности и наличия шлихты), природы смолы, процентного содержания смолы и ткани в готовом материале, а также технологии изготовления. Изменение уд. давления в пределах 75—150 кг/см'2 заметным образом не сказывается на физи-ко-механич. св-вах Т. При более низком уд. давлении (25—'75 кг/см2) обнаруживается нек-рая тенденция к росту отдельных показателей (уд. вес, прочность при изгибе и сжатии) и снижению водопоглощающей способности с повышением уд. давления; наблюдаемые изменения крайне незначительны. Нек-рые дополнительные хар-ки листового Т. марок ПТК и ПК даны в табл.2.