Оптимальное сопротивление

Глубина выгорания ядерного топлива любого топливного цикла зависит от ядерной концентрации топлива и замедлителя, степени гетерогенности топлива в ячейке и энергонапряженности активной зоны. Для выбранного расположения топлива в расчетной ячейке и заданной энергонапряженности имеет место экстремальная зависимость глубины выгорания от изменения соотношения ядер рс/рм замедлителя и тяжелого металла.. Значение соотношения рс/рм, при котором достигается максимум глубины выгорания и, следовательно, минимальное значение топливной составляющей стоимости электроэнергии, считают оптимальным. При использовании уранового топлива расположение топливной зоны в расчетной ячейке сильнее влияет на глубину выгорания, чем при уран-ториевом топливе в основном за счет большей вероятности резонансного поглощения нейтронов ядрами урана. Для активных зон реакторов HTGR с призматическими твэлами это оптимальное соотношение рс/рм лежит в диапазоне 225—310. Обогащение тяжелых ядер тория 235U в начальной загрузке составляет 4—4,5%, в равновесной загрузке—б—то/о [20].

В табл. 1.3 приведены некоторые характеристики реактора с профилированием и без профилирования радиальной неравномерности тепловыделения [6]. При выполнении двух зон с разным обогащением (2,5% в центральной области и 3% в периферийной) минимальный коэффициент /0=1,14 получается при соотношении радиусов внутренней и внешней зон Яц//?а.з=0,725. При большей разнице в обогащении (2,5% в центральной и 3,5% в периферийной) оптимальное соотношение размеров зон

начальным обогащением, но с разной скоростью продвижения по высоте, причем если скорость в периферийной области сделать больше, чем в центральной, то за счет разной глубины выгорания в этих зонах будет происходить выравнивание тепловыделения по радиусу. Расчет неравномерности тепловыделения по радиусу для активной зоны (У=300 м2; Я/?>~0,5) с начальным обогащением урана 2,5% показал, что при скорости ^движения в центральной sofee на 20% меньше, чем в периферийной, максимальный коэффициент неравномерности по радиусу снизился с 1,8 до 1,22. В этом случае также имеется оптимальное соотношение размеров зон, при котором достигается минимальная радиальная неравномерность. Для данного случая RjJRa.a = = 0,55. Результаты расчета по распределению тепловыделения по радиусу, пронормированного к среднему значению, равному 1, показаны на рис. 1.5. При таком способе выравнивания

Основные токсичные вещества, являющиеся продуктами неполного сгорания топлива — окись углерода, сажа, углеводороды и альдегиды. У двигателей с внешним смесеобразованием, в частности бензиновых двигателях, наибольшая доля вредных выбросов приходится на окись углерода, в то время как у двигателей с внутренним смесеобразованием (дизелей) — на сажу. Это объясняется существенным различием организации процессов смесеобразования и сгорания. Если у двигателя с внешним смесеобразованием процесс горения в цилиндре можно рассматривать как горение гомогенной смеси, то в цилиндрах дизеля осуществляется гетерогенное сгорание, качества которого зависит от характеристик впрыска топлива, формы камеры сгорания, интенсивности смесеобразования и т. д. При организации малотоксичного рабочего процесса в дизеле необходимо обеспечить полное сгорание топлива по всему объему камеры аорания, а у двигателей с внешним смесеобразованием — оптимальное соотношение топлива и воздуха в смеси.

Анализируя роль переноса полимеров в механизме изнашивания, авторы работы [44] отмечают, что поиск универсальных зависимостей, определяющих перенос, весьма затруднен, так как для каждой пары трения существует оптимальное соотношение нагрузки, скорости и тем-

Из этих условий находим оптимальное соотношение диаметров d2/di — 1,3. Подставляя это значение в последнее равенство, получим

Оптимальное соотношение между размерами звеньев, при котором ц = л/2, имеет вид

Из таблицы 4.6 видно существует оптимальное соотношение по числу замеров и периодичности контроля с точки зрения затрат.

Очевидно, что существует оптимальное соотношение по объему и периодичности контроля с точки зрения затрат. Причем вероятность безотказной работы теплообменника Р* должна быть определена по произведению вероятностей безотказной работы, определяемых объемом и периодичностью контроля.

3. Оценка при помощи ЭВМ условий изнашивания направляющих на стадии их проектирования. Возможности ЭВМ позволяют на стадии проектирования направляющих оценить основные факторы, влияющие на интенсивность и неравномерность износа и соответственно на искажение траектории движения ведомого звена, и выбрать оптимальные параметры. В пределах ограничений, накладываемых конструкцией, режимами эксплуатации изделия и требованиями к выходным параметрам можно иметь большое число различных решений, неодинаковых по надежности. Так, за счет свешивания направляющих ползуна (стола) можно добиться большей равномерности износа. При проектировании узла, надо выбрать рациональное распределение сил в системе, найти оптимальное соотношение между размерами сопряжений и решить ряд других вопросов, требующих большого числа расчетов и сравнения различных вариантов.

На основании исследований установлена связь между диаграммой «Состав насыщающей смеси—свойства покрытий» и диаграммой состояния насыщающих элементов. Это помогает подобрать композицию, и оптимальное соотношение компонентов в ней для получения качественного комплексного покрытия заданной глубины и высокой жаростойкости.

напряжение в в; UCi и UC2 — напряжения соответственно первой и второй сеток в в; 1а и Ic 2 — ток соответственно анода или второй сетки в ма; Рвых — полезная мощность в em; RK — сопротивление в цепи катода для автоматического смещения на первую сетку в ом; Ra — оптимальное сопротивление анодной нагрузки в ком; Свх — входная емкость в пф; Свых — выходная емкость в пф (табл. 12).

Параметры электронных ламп даны: крутизна S — в ма!в, внутреннее сопротивление RI и оптимальное сопротивление нагрузки Ronm — в ком, мощности — в вот, емкости — в пф.

Отношение амплитуды напряжения к амплитуде тока выражают через оптимальное сопротивление нагрузки.

В УМВК при переходе от анодной иепи лампы к сеточной цепи последующего каскада колебательный контур является резонансным трансформатором, превращая активную компоненту нагрузки или входного сопротивления последующей лампы в оптимальное сопротивление нагрузки (фиг. 22).

При умеренной неравномерности набегающего потока (без возвратных течений) оптимальное сопротивление тонкой решетки определяется выражением [86]

полной неравномерности набегающего потока (при наличии возвратных течений) оптимальное сопротивление тонкой решетки определяется теоретическим выражением

объемной долей упрочняющей у'-фазы как результат упорядо--чения решетки, предсказывают, что при неизменной объемной доле частиц увеличение их размера г должно приводить к росту сопротивления пластическому течению. Это подтвердилось у сплавов Ni, содержащих 12,7 %(ат.) А1 [48]. Однако сведения о влиянии 'размера частиц, полученные; в других работах, оказались противоречивыми. Нашли [49], что у сплава 18Cr-6,5Al-3,3Nb укрупнение частиц у'-фазы от 0,05 до 0,5 мкм в результате изменений длительности старения снижало сопротивление течению при комнатной температуре на 13%. В другом случае [50] твердость сплаво* Ni—Cr—Ti с укрупнением частиц сначала увеличивалась, а затем уменьшалась (рис. 3.10). Дислокации перерезают частицы, пока они мелки. С ростом размера частиц механизм перерезания сменяется механизмом обходного движения дислокаций. В результате приходим к выводу, что пока частицы перерезаются, сопротивление течению возрастает с увеличением их размера. У сплавов системы Ni-Cr-Al-Ti, содержащих 10 - 20% у'-фазы, минимальному размеру частиц этой фазы соответствовало оптимальное сопротивление ползучести при 700 °С. При этом долговечность в условиях ползучести

Со своей стороны, Декер сам [3] и совместно с Михали-зиным [42] настаивает, что высокое размерное несоответствие может сопровождаться заметным повышением максимального уровня прочности, достигаемого в результате старения. Увеличение размерного несоответствия с 0,2 до 0,8 % сопровождалось удваиванием пиковых значений твердости ряда тройных сплавов на основе системы Ni—A1. Эти данные находятся в согласии с теорией Джеролда и Хэберкорна [31]. Другие авторы [52] обнаружили превосходное согласие модели Брауна—Хэма [22] с результатами испытаний монокристаллов системы Ni—12 % (ат.) А1 в условиях сжатия при температурах от —196 до —100 °С. Заметного изменения величины Ат в этом температурном интервале не обнаружили, хотя степень размерного несоответствия существенно изменяется с температурой. Поэтому пришли к выводу, что вклад в упрочнение со стороны когерентных искажений в данной системе незначителен. Поскольку связь между когерентными искажениями и низкотемпературной прочностью на разрыв несомненно существует, оптимальное сопротивление ползучести достигается при полном отсутствии размерного несоответствия. На рис. 3.11 показано, что при отсутствии размерного несоответствия у сплавов на основе системы Ni—Cr—A1 долговечность в условиях ползучести достигает максимума при 700 °С и напряжении 146 МПа [53]. Подтверждая эти результаты [54], усматривают причину подобного поведения сплавов в том, что низкому размерному несоответствию отвечает высокая стабильность фаз. Не очевидно, однако, что аналогичные результаты были бы получены у более прочных сплавов или при более высоких температурах. И действительно у сплавов с высокой объемной долей упрочняющей фазы 114

При той же объемной доле более крупные частицы эффективнее сдерживают ползучесть на ее первичной стадии, поскольку в этом случае дислокациям труднее проходить сквозь частицы вследствие поверхностного натяжения. Следовательно, чтобы обеспечить оптимальное сопротивление ползучести на этой стадии, желательно иметь в сплаве тесно расположенные крупные частицы у '-фазы.

Рассмотренную схему испытаний толстолистовых дисков двухосным изгибом эффективно используют для экспериментального обоснования тех или иных конструктивно-технологических решений. Так, в работе {329] исследовали сопротивление малоцикловой усталости биметаллических листовых элементов, полученных прокаткой предварительно наплавленных слябов до толщины 30 мм при толщине плакирующего слоя 3 мм. В качестве основного слоя использовали сталь 12ХНМА, термообработанную на предел текучести о02 = 1340 МПа, тогда как предел текучести металла плакирующего слоя с™2 выбирали в пределах от 270 до 1070 МПа. Испытания биметаллических дисковых образцов в условиях пульсирующего двухосного изгиба при стах = 0,7 о0 2 позволили установить, что оптимальное сопротивление малоцикловой усталости достигается при соотношении деформаций е^ < етвх < 1,5 е^, когда в "мягком" плакирующем слое после первого' нагружения появляются остаточные напряжения сжатия, способствующие уменьшению максимальных напряжений растяжения от циклической нагрузки.

1. Стабилизирующий нагрев назначается для стабилизации фазового и структурного состояния материала, обеспечивающего оптимальное сопротивление микропластическим деформациям и понижение внутренних напряжений в деталях.