Определению коэффициента

Рис. 3.8. К определению изменения энтропии в неравновесных процессах

Рис. 3.8. К определению изменения энтропии в необратимых процессах.

В работе [2] было установлено, что наиболее типичные соотношения периодов работы и микропауз меняются от 1,3 : 1 до 1 : 1. Для выяснения того, как микропаузы влияют на представительный временной интервал, были проведены измерения вибрации рубильного молотка ИП-4114 с прерывистым воздействием, период Л? которого равен 10 с, и с различной длительностью т самого воздействия (т = 1, 2, 4 и 6 с). Измерения проводили вибродозиметром ВД-01 с регистрацией накопленной дозы каждые 10 с. Последующая обработка результатов свелась к определению изменения эквивалентного вибрационного параметра от времени измерений, а за исходное расчетное соотношение было взято выражение (29), в котором текущее значение эквивалентного вибрационного параметра соотносилось с величиной, найденной для 300 с измерений аэкв (300).

Перейдем теперь к определению изменения кривизны срединной поверхности оболочки.

камеры и одинаково для всех аппаратов. Известно /65/, что при электрическом пробое воды для энергий в импульсе до 2 кДж деструкция парогазовой полости наступает за 104-10-5 с. При пробое твердого тела парогазовая полость образуется за счет истечения плазмы из каналов, образованных в твердом теле, поэтому нами были поставлены прямые эксперименты по определению изменения энергетических показателей разрушения от частоты следования импульсов. На рисунке 2.30 представлена зависимость энергоемкости разрушения от частоты следования импульсов. Критическое значение частоты посылок импульсов составляет 20 1/с. Причем эта величина определяется в основном скважностью сита. Время деструкции парогазовой полости при электроимпульсной технологии существенно меньше 0.05 с. Следовательно, частота посылок импульсов в реальных конструкциях определяется только их конструктивными параметрами (скважностью электродов-классификаторов).

Рис. 5-2. К определению изменения напора в неадиабатном сжимаемом потоке.

Методика экспериментальной оценки степени черноты запыленного потока сводилась к определению изменения энергии излучения потухших трехатомных газов вследствие их запыле-ния инертными золовыми частицами.

Концентрация загрязнений в жидкости неравномерная, в жидкости больше частиц малого размера и значительно меньше частиц с размером, превышающим размеры пор фильтроэлементов [7]. Анализ проб, полученных из жидкости снарядной гидросистемы, наработавшей около 50 ч при наземных испытаниях, показал, что загрязнитель содержит 95% частиц размером до 5 мк и 5% частиц размером от 5 до 40 мк. Специальное исследование по определению изменения загрязненности жидкости при увеличении числа часов наработки гидросистемы показало (рис. 2), что общее количество частиц загрязнений и их концентрация, увеличиваясь, стремится к некоторому пределу. Стабилизация указанных параметров для исследованных гидросистем наступает примерно через 1500 ч наработки после начала эксплуатации. Увеличение концентрации происходит в основном за счет поступления в систему мелких частиц загрязнений размером менее 13—15 мк. Количество более крупных частиц в процессе эксплуатации изменялось незначительно и мало отличалось от количества подобных частиц в стандартно «чистой» жидкости по ГОСТу. Интересно отметить также, что объемная концентрация загрязнений жидкости АМГ-10 обсле-

В процессе анализа вариантов тепловых схем или при эксплуатации часто возникает необходимость учитывать влияние дополнительных отборов пара или утечек, величина которых яе зависит от системы регенерации, и, следовательно, недовыработка энергии при изменении указанных потоков определяется недоиспользованным ими теплоперепадом в турбине, а с помощью е или оцениваются лишь те влияния, которые эти потоки вызывают в системе регенеративного подогрева воды. Решения этих задач приводят к определению изменения 'Мощности и соответственно экономичности агрегата или турбинного цеха.

Прежде чем перейти к определению изменения температур в нестационарном режиме, упростим уравнения (5-117), заменив независимые переменные г и т на > = = (г, т) и г\=ц(г, т) по следующим соотношениям:

Перейдем теперь к определению изменения кривизны срединной .поверхности оболочки.

Рис, 14.5. К определению коэффициента полезного действия рычажного механизма: а) кинематическая схема; б) план скоростей

Рис. 14.7. К определению коэффициента полезного действия зубчатого механизма с внешним зацеплением

Рис. 14.9. К определению коэффициента полезного действия планетарного зубчатого механизма: а) схема механизма; 6) отдельные звенья с приложенными к ним силами

Рис. 30.17. К определению коэффициента сервиса манипулятора

В 1975 г. автором настоящей работы и Л. М. Минкиным были проведены эксперименты по определению коэффициента сопротивления цепочки графитовых шаровых элементов (от 10 до 36 штук) диаметром 70 мм в прямой трубе из нержавеющей стали 1Х18Н9Т с внутренним диаметром 72 мм (Af=l,03). Опыты проводились на разомкнутой воздушной петле с давлением осушенного воздуха от 0,1 до 0,3 МПа и массовым расходом 0,02—0,07 кг/с. Шары закреплялись в трубе со стороны выхода воздуха стальным штырем диаметром 10 мм, измерение статического давления проводилось на расстоянии 10 диаметров шара до и после шарового слоя. Диапазон изменения чисел Re= (2,5-=-6) -104. Полученные значения ?ш приведены в табл. 3.4.

При заданных значениях температур на поверхности стенки и окружающей среды вдали от стенки решение задачи сводится к определению коэффициента теплоотдачи.

В табл. 2.4 приведены условия и результаты экспериментов по определению коэффициента hv внутрипорового конвективного теплообмена в пористых металлах. Для сравнения выведенные критериальные соотношения изображены на рис. 2.7. Данные, приведенные в табл. 2.4, заимствованы из работы [16]. Экспериментам были подвергнуты разнообразные проницаемые матрицы, изготовленные из порошков различной формы и размера, волокон и сеток разных металлов. Необходимо отметить, что основная часть данных получена для образцов небольшой толщины, не более 5 мм. В качестве теплоносителя в основном используется воздух и другие газы.

Это соотношение применимо при твердости ^//В350. Более высокую твердость имеют зубья, подвергнутые объемной или поверхностной закалке, а также цементованные. Данные о допускаемых напряжениях для этих случаев, а также уточненные рекомендации по определению коэффициента нагрузки приведены в учебниках по деталям машин и в справочниках.

Таблицы аналитических выражений коэффициентов интенсивности напряжений для тел различных конфигураций и схем на-груженпя приведены в книгах [1, 2, 12, 21, 22, 123, 140, 141, 198, 209, 214, 242, 247, 258. 298, 306, 443]. Изучению влияния этого коэффициента па закономерности роста трещины, а также определению коэффициента интенсивности напряжений в разнообразных новых задачах посвящена значительная часть излагаемого в этой книге материала.

В том случае, когда разрез является частью плоскости симметрии задачи, ставятся смешанные граничные условия: на поверхности разреза — условия для вектора напряжений, а па продолжении его — пулевые касательные напряжения и пулевые нормальные перемещения. В такой постановке решен ряд пространственных модельных задач по определению коэффициента интенсивности напряжений [92]. Интегральное уравнение решалось методом механических квадратур [231, 271J. В таблице 14.3

Приведем теперь результаты решения задач по определению коэффициента интенсивности напряжений экстраполяциошшм методом ГИУ (см. § 14). Для численной реализации были па-писаны программы решения плоских и пространственных задач теории упругости методом интегральных уравнений (14.9), полученных на основе решения Кельвина [77]. Решение уравнения осуществлялось методом последовательных приближений с предварительной регуляризацией сингулярного интеграла по формуле (14.14).