Определены температурные

Однотипные операции выполняются для каждого последующего шага (слоя) по времени до тех пор, пока не будут определены температуры в узлах сетки в заданный момент времени. Как и в явных схемах, при выполнении первого шага по времени температуры Т\, Т\ и Г*, входящие в ?>;, задаются начальными условиями. При выполнении последующих шагов значения температур с верхним индексом k берутся с предыдущего слоя по времени, т. е. значение Т?+1 становится Tf в последующем слое.

Гомогенизирующий отжиг сплавов проводили в запаянных кварцевых ампулах, наполненных гелием. Литые и отожженные сплавы исследовали методами микроструктурного, дифференциального термографического и рентгеновского фазового анализов. Для некоторых сплавов был проведен дифференциальный дилатометрический анализ, а также определены температуры начала плавления капельным методом.

В работах [12, 13] определены температуры плавления Ce6Ges, CeGe и CeGe2 и сделано, заключение об их полиморфизме.

В работах [12, 13] определены температуры плавления Nd5Ge3, NdGe и NdGe2 и сделано заключение об их полиморфизме.

В работе [121 определены температуры плавления Sm5Ge3, SmGe, SmGe2 и сделано заключение о полиморфизме этих соединений.

Следует отметить, что рассмотренный метод может характеризовать лишь относительную стойкость веществ, соответствующую выходу газообразных продуктов в начальной стадии разложения и не может быть использован для определения предельных температур применения. Этим методом определены температуры начала разложения фреонов: ФС-114 (600°С), ФС-318 (580°С), пер-фтортриэтиламина (470 °С). Эти температуры значительно выше предельных температур применения.

Для расчета теплообмена всасываемого газа со стенками рабочей камеры необходимо знать температуры стенок и коэффициенты теплоотдачи от газа к стенкам цилиндра компрессора. На кафедре экспериментально определены температуры стенок проточной части нескольких компрессоров при различных режимах их работы и предложены следующие эмпирические формулы для ориентировочного определения температур деталей:

Приведенные расчетные формулы далеко не всегда достаточны для практического использования. Большей частью бывает, что температуры поверхностей t\ и t.2 заранее неизвестны, но зато определены температуры fcpil и /ср,2 обеих сред, омывающих пла-

Были определены температуры начала схватывания исследуемых сплавов в исходном состоянии и после нанесении защитных покрытий, а также деформации, имеющие место при сварке. Эксперименты проводились в вакуумной камере с омегообразным нагревателем в среде гелия высокой чистоты (избыточное давление 0,25—0,31 am).

Сплавы системы Fe— Тс изучены методами дифференциального термического [1J и рентгеновского [2] анализов. В работе [1] определены температуры ликвидуса и солидуса и (6Fe) - (уРе) превращения в сплавах, богатых Fe, содержащих до 15 % (ат.) Тс. На основании полученных данных была построена часть диаграммы состояния "Ри температурах выше 1300 °С. Чистота использованного Fe у>95 % (по массе), чистота Тс не указана. Легирование Тс слабо влияет на температуру плавления Fe.

На рис. 146 показано влияние легирующих элементов на мар-тенситные кривые, по которым определены температуры начала (Ms или Мн) и конца мартенситного превращения (Mf или Мк) для систем, составы которых приведены на рис. 147 [669].

Допустимая температурная область, %uz —%az. В ней не определены температурные свойства, но эксплуатация возможна без повреждений (некомпенсированная температурная область).

зависимости их износа от изменения только механических свойств; процессы коррозии были полностью исключены. Этими опытами определены температурные границы, при которых наступают изменения механических свойств, ускоряющие абразивный износ: для стали Ст. 3 и 20К — 350°; для стали 15Х1М1Ф — 400°; для стали Х18Н9Т— 450°; для стали Х28 — 500°.

После этого могут быть определены температурные напоры обеих ступеней подогревателей в максимум водоразбора:

Рассмотрим формулировку задачи статики при учете стационарного теплового воздействия на трехслойную оболочку с «мягким» заполнителем. При этом будем считать, что задачи теплопроводности и деформирования не связаны и в результате решения задачи теплопроводности определены температурные поля в оболочке.

Определены температурные характеристики трещиностойко-

.'' П P и M e ч a н и е- В работе [175] определены температурные зависимости €•• для GaP

.' ПРимечание- В работе [175] определены температурные зависимости €•• для GaP

Подобным методом определены температурные коэффициенты расширения реакторных материалов, а также оценена степень их распухания при воздействии реакторных излучений.

Изложенный метод был применен для определения переменного коэффициента интенсивности напряжений для эллиптической трещины внутри толстой плиты при температуре 0°F ( — 17°С), одна из поверхностей которой внезапно нагревается до 100 °F (37°С). Вначале были определены температурные напряжения в плите без дефекта, после чего поверхности дефекта (трещины) были освобождены от напряжений путем приложения к этим поверхностям переменной нагрузки, равной температурным на-

Рассмотрим формулировку задачи статики при учете стационарного теплового воздействия на трехслойную оболочку с «мягким» заполнителем. При этом будем считать, что задачи теплопроводности и деформирования не связаны и в результате решения задачи теплопроводности определены температурные поля в оболочке.