Объясняется интенсивным

ных передачах, особенно в начальный момент зацепления зубьев. Последнее из перечисленных достоинств объясняется характером линии зацепления (кривая / на рис. 219, б).

несколько увеличился, что объясняется характером изменения микроструктуры.

Влияние частоты нагружения на сопротивление термической усталости (т. е. роль длительности выдержки в цикле при Ь= = ^тах) оказывается неоднозначным: число циклов до разрушения всегда уменьшается с увеличением длительности термоцикла, а суммарное время до разрушения может как уменьшаться, так и возрастать в зависимости от диапазона значений длительности цикла. Для многих материалов время до разрушения принимает минимальное значение при длительности цикла тер-монагружения *ц=Зч-5 м,ин. Это объясняется характером процесса циклической релаксации термонапряжений. Наличие такого термоцикла, который вызывает ускоренное разрушение материала, необходимо учитывать при назначении режимов эксплуатации. Испытания же деталей на термоусталость по такому циклу позволяют сократить время до разрушения и одновременно получить достаточно большое число циклов.

ных трещин», являющихся концентраторами напряжений. Повышение усталостной прочности стальных образцов, обработанных гидрополированием, по сравнению с механическим полированием объясняется характером микрогеометрии поверхности и физическим состоянием поверхностного слоя.

Легко заметить, что А зависит только от величины гх. На рис. 8 слева представлен график величины А для левых ветвей контактных линий, на рас. 8 справа — аналогичный график для правых ветвей. Отрицательный участок диаграммы на рис. 8 слева объясняется характером функций L, а именно: так как L=al + (\ + b-^z-L, то при

которое, как частный случай, следует из формул (9.3) и (9.5). Из рис. 9.6 видно, что суммарная теплота регенерации в цикле ПТУ Qp2_.j + Qp^-5 c ростом давления р2 практически остается неизменной. Поэтому в соответствии с уравнением (9.17) наличие минимума на кривой г)Эф х (р2) объясняется характером изменения параметров цТст, f}™*, 02—3, hsl ст, /is2 ст с ростом давления р2. По мере увеличения р2 hsz CT возрастает, причем этому дополнительно способствует увеличение cr^—a (см. рис. 9.6). Отметим, что

К легирующим элементам, повышающим сопротивление ползучести, относятся молибден, вольфрам, ванадий и отчасти хром. Наиболее эффективно применение молибдена (рис. 3-7). Положительное влияние этих легирующих элементов объясняется характером карбидов, которые они образуют в металле. Вольфрам -менее эффективен, чем молибден, и редко употребляется в сталях перлитного класса. Добавки ванадия полезны в неболь-76

приведет по существу к работе агрегатов по тепловому графику. В летнее время, когда из городских потребителей тепла останется только горячее водоснабжение, нагрузка ТЭЦ резко уменьшится. Выше указывалось, что средняя зимняя нагрузка горячего водоснабжения составляет обычно 14—16% зимнего максимума нагрузки или 33% тепловой нагрузки отборов турбин. В летнее время нет необходимости в отдаче тепла с той же температурой, что и в зимнее, так как по условиям теплового потребления достаточна температура воды 60° С. Однако, исходя из требования термической атмосферной деаэрации отдаваемой воды, приходится на выходе с ТЭЦ поддерживать и летом температуру воды не ниже 104° С. С другой стороны, среднелетняя нагрузка горячего водоснабжения ниже среднезимней, что объясняется характером самого потребления. Вода расходуется бытовыми потребителями не при 60° С, а в основном при 35° С, что достигается смешением ее на месте с водопроводной водой, имеющей в зимнее время температуру 5° С, а в летнее — около 15° С. Таким образом, на каждый литр смешанной воды при 35° С надо зимой подавать с ТЭЦ 0,55 л воды при 60° С, а летом — всего 0,45 л.

Пресные поверхностные воды отличаются значительными колебаниями их состава и температуры в течение года, что объясняется характером их питания (поверхностное и подземное). Они характеризуются наличием диспергированных минеральных, коллоидных и растворенных веществ. СНиП 2.04.02—84 дает следующие классификации поверхностных вод:

Вращение частиц объясняется характером изменения вектора поля Яр на поверхности детали в межполюсном пространстве (рис. 8.79).

При распространении трещины по ЗТВ вблизи продольного сварного шва (см. рис. 5.33, в, образец № 8) скорость ее значительно, примерно в 2 раза, снижается по сравнению с более удаленным участком ЗТВ (образец № 7) и до 1,6 раза по сравнению с биметаллом, что объясняется характером распределения остаточных напряжений для этого участка на стыке сварных швов.

Промежуточное звено 3 сложной реакции наиболее продолжительно по времени. В четырехтактном двигателе процесс расширения длится от 40 до 5 мкс. В определенный момент такта расширения происходит прекращение процесса окисления СО на промежуточной стадии, при этом даже в случае избытка кислорода в продуктах сгорания будет содержаться окись углерода в концентрациях, измеряемых несколькими десятыми долями процента по объему. В ОГ карбюраторного двигателя возможны концентрации СО до 10% по объему. Этому способствует недостаток кислорода при переобогащении топливовоздушной смеси. Максимальные концентрации СО в камере сгорания дизеля могут достигать нескольких процентов по объему, но в ОГ их не более 0,2%>. Это объясняется интенсивным догоранием СО в такте расширения и выпуска при общем избытке воздуха (кислорода).

В работе исследовано влияние алитирования, ванадирования и хромирования на жаростойкость и усталостную прочность стали Ст. 45. Диффузионное насыщение защищаемой поверхности стали алюминием или ванадием прризводилось газовым контактным способом при температурах 900 и 1100° С соответственно. Хромирование осуществлялось из газовой фазы неконтактным способом при 1000 и 1100° С. Как показали испытания на жаростойкость, хромирование хорошо защищает сталь от высокотемпературного окисления в интервале 800—900° С, алитирование— вплоть до 1000° С. Ванадирование практически не влияет на повышение жаростойкости стали при температурах 500—800° С. Результаты испытаний на усталостную прочность при температурах 20—650° С подтверждают, что исследованные покрытия заметно снижают усталостную прочность стали, причем с повышением температуры это снижение становится более значительным (до 30—40%), что объясняется интенсивным наводоражива-пием стали при нанесении покрытий и сравнительно высокой хрупкостью полученных слоев. Библ. — 2 назв., рис. — 2.

текучести после облучения объясняется интенсивным образованием узлов (ступенек) на дислокациях, а низкий уровень деформации при упрочнении — блокированием свободных плоскостей скольжения.

Отсутствие износа фторопласта-4, наполненного коксом в 98%-ной HaSO.}, объясняется интенсивным кислотопоглощением этого материала.

рицательным передним углам и увеличение отрицательных передних углов резца приводит к снижению величины остаточных напряжений растяжения. При точении образца из стали 45 со скоростью 750 м/мин при переходе к передним углам у = —30° и у = —50° в поверхностном слое возникают остаточные напряжения сжатия, что объясняется интенсивным нагреванием поверхностного слоя и его закалкой. При точении образца из легированной, легко закаливающейся стали 18Х2Н4ВА даже при скорости резания 150 м/мин отрицательные углы у = —30° способствуют возникновению остаточных напряжений сжатия, а при скорости резания 750 м/мин при всех значениях отрицательных передних углов в поверхностном слое возникают сжимающие остаточные напряжения, и только при больших положительных передних углах — растягивающие. Изменение переднего угла влияет также на глубину залегания остаточных напряжений.

Как видно из рис. 4, при нагреве образца до -~50°С линейное расширение металлического стержня и покрытия почти одинаково. С дальнейшим нагревом линейное расширение металлического стержня превышает расширение покрытая, а при температуре ~120—130°С наблюдается усадка покрытия, что объясняется интенсивным удалением кристаллизационной воды из затвердевшего цементного камня. Процесс усадки заканчивается при температуре ~250°С, и в дальнейшем происходит равномерное расширение (удлинение) покрытия, примерно соответствующее расширению металлического стержня.

Поршень литой, из ковкого чугуна. Толщина стенок и днища поршня необычно тонкая с точки зрения теоретического представления о тепловом потоке от днища к стенкам, что объясняется интенсивным принудительным охлаждением поршня маслом.

В отличие от этого критерия в ряде работ исследуется возможность бифуркации основного моментного состояния с мгновенным упругим переходом в соседнюю близкую равновесную форму. Момент бифуркации определяется как критический. Возможность бифуркации объясняется интенсивным развитием сжимающих усилий в срединной поверхности оболочки вследствие ее деформирования при ползучести. Такой подход близок к эйлерову. При этом кроме уравнений основного состояния необходимы уравнения устойчивости «в малом». Существование нетривиальных вещественных решений этих уравнений для некоторого момента времени свидетельствует о возможности бифуркации. Это значение времени может быть меньшим значения, соответствующего выпучиванию оболочки «в большом». Подобная методика использована, например, в работах [18, 20, 21, 71, 84, 91], причем для замкнутых круговых цилиндрических оболочек вводятся осесимметричные начальные прогибы и основное состояние рассматривается как осе-симметричное, а близкие формы равновесия — как не-осесимметричные. В работе [91] предпринята попытка исследовать устойчивость смежной несимметричной формы равновесия на основе изучения закритического поведения оболочки.

С увеличением расстояния от входа влияние колебаний на теплоотдачу уменьшается, что объясняется интенсивным ослабле-

Расчеты радиального распределения составляющих скорости [131] подтверждают изменение структуры потока в зоне возвратных течений. Вблизи входного сечения (z = 0,018) составляющие Яе;* уменьшаются к периферийному обводу, а осевые составляющие .практически не меняются (рис. 5.14). Однако в зоне возвратных течений (z~ 0,982) поля составляющих скоростей резко меняются: в прикорневой отрывной зоне фиксируется уменьшение Xei и Км, принимающих отрицательные значения вблизи корневого обвода, где течение направлено к входному сечению. Можно отметить, что значительное рассогласование скоростей пара и капель (ai = 25°, •02=155°) слабо влияет на радиальное распределение осевых составляющих скоростей несущей фазы (вариант 3). Этот результат совпадает с данными исследований плоских !решеток (см. гл. 3) и объясняется интенсивным перемещением капель в поле центробежных сил к периферийному обводу.

ность рекомендуется для наиболее ответственных конструкций. Расчет 2 дает примерно такие же долговечности, как и расчет 4. Это совпадение результатов объясняется интенсивным циклическим разупрочнением рассматриваемой стали, для которой т (К) —*- 0. Для циклически стабильных и упрочняющихся материалов расчет 2 будет давать занижение долговечности. Для различных по циклическим свойствам материалов можно рекомендовать расчеты 3, дающие результаты, сравнительно близкие к экспериментальным.