Определения локальных

Так как деформация при кручении зависит от величины крутящего момента, действующего в данном сечении, необходимо рассмотреть методику определения крутящего момента в любом сечении цилиндра. В месте закрепления цилиндра (рис. 131, б) возникает реактивный крутящий момент Мр, равный внешнему крутящему моменту М, приложенному к свободному концу цилиндра. Рассечем цилиндр плоскостью / и рассмотрим равновесие его нижней части (рис. 131, в). Для нахождения нижней части в равновесии необходимо, чтобы момент внутренних сил упругости в данном сечении уравновешивал реактивный момент Мр, равный М:

При измерении необходимо устройство для точного определения крутящего момента и тензодатчики сопротивления для определения сдвиговых деформаций. Поскольку тензодатчиками сопротивления нельзя непосредственно измерить сдвиговые деформации, то датчик необходимо устанавливать под углом 45° к оси образца. По его показаниям, используя круг Мора, определяют сдвиговые деформации. Чтобы предотвратить разрушение образца в зоне крепления, рекомендуется использовать склейку с захватами на достаточно длинном участке снаружи и внутри трубы.

Рис. В, Номограмма для определения крутящего момента (кгс-сы) по мощности

Для определения крутящего момента по мощности и частоте вращения можно пользоваться и номограммой (рис. 8).

рировка ничем не отличается от описанной выше. Расчетное плечо для определения крутящего момента обозначено буквой L. Тарировка может осуществляться в обоих направлениях. Правое положение динамометра 5 показано штриховой линией.

В табл. 2.23 приведены некоторые технические характеристики электроприводов, предназначенных для работы в обслуживаемых помещениях и в необслуживаемых помещениях герметизированной зоны — под защитной оболочкой. Электропривод выбирается с учетом наибольшего крутящего момента, необходимого для управления арматурой. Для определения крутящего момента проводится силовой расчет арматуры, который выполняется в следующем порядке.

Как известно из теоретической механики, такое сложное движение приводит к появлению кориолисова ускорения, равного 2(0 vr и направленного по касательной к окружности с центром на оси вала. Соответствующая сила инерции, равная — 2юог dm и действующая в направлении, противоположном кориолисовому ускорению, будет препятствовать вращению насосного колеса, создавая крутящий момент — 2согу dm. Для определения крутящего момента, вызванного действием всех частиц жидкости, заполняющей трубку тока, проходящую через точку Р (на рис. 3. 1 трубка тока показана штриховой линией), необходимо выполнить интегрирование

(т. е. зависимость для определения крутящего момента, передаваемого муфтой в зоне устойчивой работы не зависит от того, какое колесо является ведущим), границы которой в этом случае определятся из выражения

Фиг. 4. Номограмма для определения крутящего момента 2МК„ и эффективной мощности N .

ности подшипников. Этот метод основан на следующих соображениях: на прямой (или ускоряющей) передаче автомобиль работает свыше 90% всего времени, в течение которого он находится в движении, причём обычно он работает на неполностью открытом дросселе. Процент открытия дросселя в средних эксплоатационных условиях движения зависит от литража (или максимального крутящего момента) двигателя и от полного веса автомобиля. Чем больше полный вес автомобиля при данном двигателе, тем на большем открытии дросселя приходится двигаться автомобилю в данных эксплоатационных условиях. На основе этих соображений были разработаны эмпирические диаграммы (фиг. 72, а и б) для определения крутящего момента двигателя при расчётах на долговечность подшипников силовой передачи (за коробкой передач) для легковых * и грузовых авто-

Усилия резания при зенкеровании подсчитывают в первом приближении, как при рассверливании. Формулы для определения крутящего момента приведены в табл. 54.

Ниже приводится текст программы (рис. 5.6), предназначенной для расчета температурного поля жидкости по разностной схеме (5.27) — (5.32) и определения локальных коэффициентов теплоотдачи а. (гт). Алгоритм расчета и структура программы в основном аналогичны рассмотренным ранее в § 3.5 для одномерного нестационарного уравнения теплопроводности, только вместо цикла по времени организован цикл по поперечным сечениям zm(m — 1, ..., /V2). Поэтому отметим лишь некоторые особенности этой программы.

Несмотря на определенную приближенность гипотезы Пранд-тля, ее использование в некоторых случаях позволяет получить удобные инженерные соотношения для определения локальных и интегральных параметров закрученного потока. Например, С. С. Кутателадзе и А. И. Леонтьевым в работе [25] для осевых течений разработана оригинальная асимптотическая теория турбулентного пограничного слоя, основанная на гипотезе Прандтля. На этой основе с учетом уравнений (5.28) получены

В работе [56] была предпринята попытка определить характер распределения зернограничных разориентировок в чистой Си (99, 98%), подвергнутой РКУ-прессованию. Для определения локальных разориентировок в ультрамелкозернистом нанострук-турном состоянии использовали кикучи-линии на электронно-микроскопических картинах микродифракции, полученных с 5 различных областей фольг. Результаты анализа, проведенного для 154 границ, свидетельствуют о том, что распределение границ зерен носит хаотичный характер (рис. 2.9). При этом более чем 90 % границ зерен являются большеугловыми.

Разработка и построение алгоритма исследования надежности системы в классе представления безусловных си- 8> стем требуют не только тщательного изучения всей системы в целом, каждого из ее автоматов и приборов, входящих в эти автоматы, со всеми при- st сущими им особенностями теоретического и конструктивного характера, составления уравнений, описывающих функционирование системы и ее частей, Sl но и определения локальных результатов отказов различных элементов системы с установлением их вероятностных свойств. si

Тонкая стенка трубы также позволяла после выполнения эксперимента разрезать все трубки сборки по образующей, развернуть их в плоскость и получить тем самым возможность определения локальных кризисных зон по цветам побежалости, образующимся на внутренней не обтекаемой теплоносителем поверхности. Исследования были проведены при давлении 7,5 МПа, массовых скоростях потока от 1000 до 2000 кг/(м2-с) и тепловых потоках до 1,1 МВт/м2 с подачей на вход пароводяной смеси в области массовых паросодержаний от 0,1 до 0,7.

Движение теплоносителя в активной зоне ядерных реакторов является, как правило, турбулентным. Процессы, связанные с турбулентностью, сравнительно легко поддаются решению только в некоторых простых случаях. При решении же задач гидродинамики и теплообмена в активной зоне трудность описания турбулентного потока усугубляется сложностью геометрических форм элементов активной зоны, неравномерным характером энерговыделения и необходимостью определения локальных характеристик. Эти обстоятельства потребовали применения комплексного расчетно-экспери-ментального подхода к решению задач и создания новых методов (приближенное тепловое моделирование, учет анизотропности турбулентного обмена в сложных каналах, модель пористого тела и т. п.) с широким применением ЭВМ. На наш взгляд, только комплексный подход позволит получить наиболее полное представление о сложных процессах гидродинамики и теплообмена в активных зонах реакторов и создать надежные расчетные рекомендации. Диапазон теплогидравлических расчетов весьма широк: от инженерных оценок по приближенным формулам до численных расчетов на математических моделях с помощью ЭВМ в зависимости от стадии проектирования ядерного реактора и степени изученности тепло-физических процессов.

2. В. Д. Тартаковский, А. Б. Дубнер. Метод математического моделирования для определения локальных виброакустических характеристик структур.— Сб. , «Кибернетическая диагностика механических систем по виброакустическим процессам». Каунасский политехнический институт, 1972.

При первом подходе для определения локальных плотностей излучения непосредственно используется метод алгебраической аппроксимации интегральных уравнений радиационного теплообмена, изложенный в гл. 7. Для этого в исследуемой системе выбирается определенное число узловых точек и исходное интегральное уравнение аппроксимируется системой линейных алгебраических уравнений, число которых равно числу узловых точек. Этот метод определения локальных плотностей излучения был использован при решении различных задач радиационного теплообмена и дал положительные результаты [Л. 60, 354, 355, 367].

Второй (резольвентный) подход также дает возможность определения локальных и средних плотностей излучения. Его автором является Ю. А. Суриков, в работах которого [Л. 121, 143—146] даны разработки методов определения средних и локальных плотностей излучения с помощью этого подхода. В (Л. 129, 136] были предложены другие модификации резольвентного подхода для расчетов радиационного теплообмена. Полученные уравнения оказались весьма удобными для расчетов.

них плотностей излучения может быть использован в качестве основы и для определения локальных плотностей во всех точках излучающей системы. С этой целью запишем уравнение (8-1) с учетом того, что на т зонах задана величина Е°Т, а на остальных (я — т) известна ?°рез, в виде

а) Резольвентный метод для определения локальных плотностей излучения. Обобщенное интегральное уравнение радиационного теплообмена, составленное на полные плотности эффективного и собственного излучения, в соответствии с (7-45) имеет вид: