Определена зависимость

Жаке [171] проводил опыты по травлению шлифованных образцов низколегированной стали, содержащей, %: С 0,15; Сг 0,3; Р 0,01 или 0,1. Он использовал два реактива: водный раствор пикриновой кислоты с добавкой сульфата натрия или этиленгликольмонобутилэфира. Была определена температура перехода по значениям ударной вязкости для обеих сталей. Эти реактивы пригодны для выявления отпускной хрупкости сталей, содержащих фосфор.

На стадии подготовки к исследованию материал подвергается пластической деформации. Однако для выявления истинной роли легирования необходимо использовать материал без- следов пластической деформации. В соответствии с этим должна быть определена температура рекристаллизации и сплав отожжен при температуре выше температуры рекристаллизации.

Сплавы ванадия. В соответствии с принятой методикой была определена температура рекристаллизации всех исследованных ванадиевых сплавов (рис. 5). Как видно из рис. 5, все легирующие элементы повышают температуру рекристаллизации. Исключение составляет титан. Первые порции этого элемента повышают, а последующие понижают температуру рекристаллизации.

Сплавы тантала. Микроструктурное исследование сплавов тантала после гомогенизирующего отжига (см. табл. 7) показало, что все они являются однофазными твердыми растворами (кроме сплавов Та—Zr). Микроструктура сплава ТТи10 после отжига при различных температурах (рис. 9) свидетельствует об изменении микростроения, как и у нелегированного ванадия (см. рис. 4). Анализ микроструктуры позволяет сделать вывод, что температура рекристаллизации сплава ТТиЮ равна 1300° С. Аналогично была определена температура рекристаллизации всех остальных танталовых сплавов и построена зависимость температуры рекристаллизации тантала от содержания легирующих элементов (рис. 10).

ний твёрдо установлено наличие силицида FeSi. Существование остальных силицидов спорно. Не вполне определена температура их образования, а также и их стехиометрическая формула. Например, С-фаза некоторыми авторами обозначается формулой Fe Si2 (а не Fe2Si5). -rj-фаза образуется при 1020° путём соединения а- и е-фазы (a -f e-*-r)), но затем при дальнейшем охлаждении при 820° вновь распадается на эти же две фазы (т)-»-а + е).

Из приведенных на рис. 1-3, 1-4 кривых видно, что и Ор и Фм существенно зависят от влагосодержа-ния газов d и коэффициента избытка воздуха а в дымовых газах. Значение f>p при а=1,1ч-1,4 колеблется в пределах 59—53 °С. Значение Фм для продуктов сгорания зависит также и от температуры газов. Так, для контактных экономайзеров, устанавливаемых непосредственно после промышленных котлов, при темлературе газов за котлами 250—300 °С f>M = 65-^70 °C, а для устанавливаемых после хвостовых поверхностей'нагрева энергетических и крупных промышленных котлов, т. е. при температуре газов на входе в контактный экономайзер 120—140 °С,— 50—60 °С. Для контактных котлов она составляет 85—88° С. С уменьшением а и увеличением d парциальное давление водяных паров в дымовых газах растет, вместе с ним при прочих равных условиях растет и значение дм- Для котлов, работающих с наддувом, автором построены / — d-диаграммы для общего давления продуктов сгорания природного газа 2 и 10 кгс/см2 и определена температура мокрого термометра (р.ис. 1-5) [22]. Из

Если выбраны параметры первого отбора и, следовательно, определена температура насыщения пара первого отбора tllt и питательной воды tne, то оптимальные параметры второго отбора определяются из следующих соображений. Возможный подогрев в данном случае ограничивается изменением температуры от tK до tne. Наивысший к. п. д. при двух ступенях подогрева будет получен при равномерном подогреве, т. е. если подогрев в каждой ступени, а следовательно, и во второй ступени, обогреваемой паром второго отбора, составит половину всего подогрева,

Из этого соотношения может быть определена температура конденсата, равная температуре подогретой охлаждающей воды.

G учетом измеренных температурных разверок и некоторых других измерений по формулам, принятым в «Нормах теплового расчета котельного агрегата», была определена температура стенки труб перегревателя в месте выхода перегретого пара. При полной нагрузке котельного агрегата температура стенки трубы самого «горячего» змеевика составила tc? =< < 570° С. Это означает, что сталь марки 15ХМ, из которой были изготовлены выходные витки перегревателя, могла бы и дальше продолжать работать, но на пределе прочности. Поэтому было признано целесообразным заменить выходные витки перегревателя новыми из труб стали 12Х1МФ. Сварка труб из стали 12Х1МФ диаметром 54X7 мм с трубами из стали 15ХМ и труб из стали 1ЙХ1МФ между собой производилась при помощи газа и' проволоки диаметром 3—4 мм марки Св12ХМ в качестве присадочного материала. Все сваренные стыки были термически обработаны.

Температуру воспламенения можно также измерять в приборе Кливленда. После того как была определена температура вспышки, жидкость продолжают нагревать, вводя в тигель пламя через каждые 2,8° С повышения температуры, до тех пор, пока жидкость не будет непрерывно гореть в течение 5 сек. Эта температура и является температурой воспламенения жидкости [7]. Температуры вспышки и воспламенения нефтепродуктов различаются приблизительно на 28° С. Но у многих синтетических жидкостей, стойких к воспламенению, этот интервал намного больше.

Пока не определена температура начала

Если определена зависимость (15.26), то зависимость (15.2а) найдется интегрированием зависимости (15.26), а остальные зависимости найдутся так же, как и в предыдущем случае. Аналогично определятся зависимости (15.2 а), (15.2 б) и (15.2 г), если будет определена зависимость (15.2 в). Во всех случаях постоянные при интегрировании должны быть известны.

Результаты всех исследований, проведенных в МО ЦКТИ, по определению коэффициентов сопротивления слоя ?ш и струи Ястр различных укладок моделей шаровых твэлов в круглых трубах и модели активной зоны в изотермических и неизотермических условиях приведены в табл. 3.4 и на рис. 3.3. Из рисунка следует, что почти во всех опытах удалось достичь автомодельного режима течения, при котором изменение сопротивления А/7 зависит практически только от изменения квадрата скорости и плотности, а ?ш не зависит от числа Re. Отчетливо видно существенное влияние объемной пористости т шаровой укладки на коэффициент сопротивления слоя ?ш. Так, при изменении объемной пористости от 0,66 до 0,265 коэффициент сопротивления увеличивается примерно в 30 раз. Разброс опытных данных по коэффициенту сопротивления для определенной шаровой укладки не превышает ±10%; среднего значения, что указывает на достаточную степень точности измерения перепада давления и массового расхода. В п. 3.1 была теоретически определена зависимость (3.9) коэффициента сопротивления струи Астр от объемной пористости т и константы турбулентности астр.

Если определена зависимость (15.26), то зависимость (15.2а) найдется интегрированием зависимости (15.26), а остальные зависимости найдутся так же, как и в предыдущем случае. Аналогично определятся зависимости (15.2 а), (15.2 б) и (15.2 г), если будет определена зависимость (15.2 в). Во всех случаях постоянные при интегрировании должны быть известны.

товленных методом дуговой плавки в вакууме, была определена зависимость постоянной решетки у-твердого раствора ниобия в никеле от концентрации ниобия [а=/(С)1. В качестве шихтовых материалов использовались ниобий электронной плавки чистотой 99.5% и электролитический никель НО чистотой 99.99%. После плавки сплавы подвергались гомогенизационному отжигу в вакууме при 1200° С в течение 50 час. и исследовались рентгенографически. Зависимость параметра решетки yNi от содержания ниобия приведена на рис. 5.

В Московском энергетическом институте Г экспериментально определена зависимость между давлением, температурой и удельными объемами водяного пара до давления 525 am и температуры 650° С [6, 23] и значения теплоемкости водяного пара до 500 am и 660° С [16] (рис. 15).

Наряду со снижением допусков на размеры, ужесточаются допуски на отклонения формы и взаимного расположения поверхностей. В государственных стандартах определена зависимость допусков на форму и расположение поверхностей от допуска на размер.

Нами были построены последовательные положения для нескольких соотношений у и ф и определена зависимость между углами поворота ведущего и ведомого звеньев для одного и того же значения у и нескольких значений ф, т. е. для различных у0 = = у — ф. Результаты вычислений приведены в таблице.

Для ГЦН характерно то, что их рабочие колеса имеют достаточно большие размеры и относительно большие зазоры в лабиринтных уплотнениях. Учитывая сложный характер течения в зазорах между колесом и неподвижным корпусом, аналитические методы следует применять лишь для ориентировочной оценки осевых сил, а уточнение их и доведение до приемлемых значений следует проводить при отработке модельных насосов и головных образцов штатных насосов. При испытаниях модельного насоса ГЦН для РБМК была определена зависимость осевой силы от расхода, приведенная на рис. 6.14. Это позволило найти зависимость осевой силы для натурного ГЦН от расхода и давления на всасывании. Осевая сила для натурного насоса описывается соотношением

Нами экспериментально определена зависимость изгибная жесткость — контактное давление для многослойной балкщ изготовленной из низкоуглеродистой стали Ст.З. Давление между слоями создавалось с помощью протарированных пружин.

5. Численным методом была определена зависимость коэффициента трения от числа Рейнольдса, определенного по толщине потери импульса. Расчет производили с помощью модифицированного уравнения Крокко, теории, основанной на понятии длины пути смешения, и эмпирических соотношений для постоянной профиля, полученных по данным настоящего исследования. Измеренные значения коэффициента трения вполне удовлетворительно согласуются с данными этого простого анализа. Было показано, что при теплоотдаче к стенке расчетные коэффициенты трения несколько уменьшаются, а не увеличиваются, как это следует из многих используемых в настоящее время теорий.

Экспериментальным путем показано, что вязкость топливо-водяных эмульсий выше вязкости исходных топлив (мазутов, нефти и керосина). С увеличением содержания воды вязкость эмульсии возрастает (рис. 114). Однако характер опытных кривых зависимости вязкости эмульсий от температуры таков, что при повышении температуры разрыв между вязкостью эмульсии и вязкостью исходного топлива сокращается и при 85—95° С вязкость эмульсии уже мало отличается от вязкости безводного топлива. При выполнении работ по получению рабочих агентов высокого давления для закачки в нефтяные пласты в нефтепромысловом управлении Ишимбайнефть была определена зависимость коэффициента динамической вязкости нефти и водо-нефтяной эмульсии от давления (рис. 115).