Поскольку коэффициент

Наименьшую толщину (8, мм) обода можно определить по следующим данным: при 6==6; 6; 8; 10; 12; Hi; 18 соответственно принимается сечение О; А; Б; В; Г; Д; Е. Поскольку жесткость обода клиноременного шкива несколько выше, чем у плоскоременного, число и сечение спиц первого можно сделать несколько меньшими. Для надевания ремней на шкивы, их натяжения и подтягивания при вытяжке следует предусмотреть возможность изменять межосевое расстояние по сравнению с расчетным на +0,03L и — 0.015L.

3. Равенство осевых усилий в обшивке слева и справа от шпангоута (при переходе через шпангоут осевое усилие в обшивке не изменяется, поскольку жесткость шпангоутов при деформациях из плоскости принята пренебрежимо малой)

Поскольку жесткость диафрагменного упругого элемента на среднем участке характеристики А А' выражается

Скобы на рис. 12 и 13 служат для замера расцен-трованности как по окружности, так и по торцу, поэтому их должно быть установлено на полумуфте две. Центровка этими скобами производится раздельно (см. § 2,в). Скобы можно изготовлять из любой марки стали, поскольку жесткость зависит только от модуля упругости Е, который практически остается постоянным для всех широко распространенных сортов стали.

Центровка валов по полумуфтам при неразобранных муфтах (косвенная центровка) выгодна тем, что, минуя трудоемкую работу по разборке и сборке муфты, можно при минимальных затратах труда и времени замерить расцентрованность валов. Есть случаи, когда этот метод является единственно возможным. Это относится к валам, имеющим 3 подшипника, и к конструкциям муфт, не подлежащих разборке (блочные турбины КТЗ, генераторы завода им. В. И. Ленина в Пильзене, Чехословакии, в которых генератор и возбудитель посажены на общий вал, имеющий 3 подшипника). А в турбинах, имеющих муфты с призонными болтами, где разборка муфт очень сложна, и в турбинах с кулачковыми муфтами, где для разборки муфты требуется разборка всей турбины с удалением ротора, косвенная центровка крайне желательна. Однако связующие звенья между полумуфтами—• пружины у гибких муфт, волнистая вставка у полугибких муфт обладают определенной жесткостью, в результате которой происходит некоторая деформация полумуфты и уменьшение замеренной расцентрованности по сравнению с действительной — потеря расцентров-к и, которая пропорциональна отношению жесткости всей муфты к жесткости полумуфты и конца вала, на котором эта полумуфта сидит. Однако, как показала проверка, это соотношение, например, для полужестких муфт, применяемых на турбинах ЛМЗ, составляет всего 20%. Поскольку жесткость гибких муфт (КТЗ, Вильман-Биб-би) ничтожно мала, потеря расцентрованности для них практически равна нулю. В силу изложенного, в случае, когда, кроме центровки, для разборки муфты других при-

но фазе зацепления, поскольку жесткость зубьев определяется не только контактной,

При любой продольной силе, превышающей по величине &L/4, произойдет разрушение механизма, поскольку жесткость пружины будет недостаточной для того, чтобы момент сопротивления уравновесил опрокидывающий момент, создаваемый приложенной продольной силой Ра.

В некоторых случаях, уменьшение погрешности от упругих отжатий можно получить регулированием силы резания и жесткости отдельных элементов технологической системы в процессе обработки. Поскольку жесткость технологической системы, например, при точении консольно закрепленного вала в патроне значительно изменяется по длине хода резца, то и изменяется упругое отжатие заготовки при постоянной силе резания. Если силу резания изменять по закону

Для большинства анизотропных тел характер деформаций при растяжении под углом к оси симметрии не удается проиллюстрировать при помощи фотографии, поскольку жесткость материала велика, а величина разрушающих деформаций мала. Существуют синтетические листовые материалы, строение которых соответствует расчетной схеме ортогональной анизотропии, а разрушающие деформации очень велики. К числу таких матери-

лопасти в плоскостях взмаха и вращения происходят за счет упругости их комлевых частей. Поскольку жесткость конструкции лопасти невелика по сравнению с жесткостью, создаваемой центробежными силами, форма махового движения незначительно отличается от формы движения жесткой шарнирной лопасти, а частота его ненамного превышает частоту оборотов винта (обычно для бесшарнирных винтов v= 1,1 — 1,2). В зависимости от конструкции комлевой части различают лопасти, нежесткие в плоскости вращения (собственная частота движения в плоскости вращения ниже частоты оборотов) и жесткие в плоскости вращения (собственная частота выше частоты оборотов). В отсутствие шарниров может иметь место значительная взаимосвязь движений лопасти в плоскостях взмаха, вращения и относительно ОШ, что приводит к существенно иным характеристикам аэроупругости, нежели для шарнирных лопастей. Бесшарнирный несущий винт способен создавать большой момент на втулке при наклоне плоскости концов лопастей; этот момент сильно влияет на характеристики управляемости вертолета, поскольку повышаются эффективность управления и демпфирование, а также возрастает реакция винта на аэродинамические возмущения. Бесшарнирный несущий винт прост по конструкции, что обусловливает низкое вредное сопротивление втулки и облегчает техническое обслуживание. Однако для восприятия моментов на втулке прочность ее и комлевой части лопасти должна быть высокой. В некоторых конструкциях бесшарнирных винтов ОШ также отсутствуют. Изменение шага лопасти при этом происходит за счет деформации нежесткой на кручение комлевой части лопасти.

Поскольку жесткость d зависит от частоты, поведение механической системы будет существенно другим, чем при постоян-

Таким образом, безмоментная теория, приводя в рассматриваемом случае к неправильным соотношениям, дает, вместе с тем, и качественно верное указание на то, что в оболочке имеет место полубезмоментное напряженное состояние. Последнее полностью согласуется с нашими представлениями о работе длинной цилиндрической оболочки. Действительно, никакие граничные условия (в том числе и нетангенциальные) не могут серьезно повлиять на напряженное состояние вдали от краев. Поэтому в достаточном удалении от краев устанавливается напряженно-деформированное состояние (полностью определяемое нагрузкой и видом срединной поверхности), сходное с тем, какое имеет место в кольце под действием равномерной нормальной к оси нагрузки. Если ось кольца отлична от дуги окружности, нагрузка (поскольку жесткость кольца на изгиб значительно меньше его жесткости на растяжение) будет разгибать кольцо, и в нем возникнет сильномоментное напряженное состояние (см. критерий (9.5)).

поскольку коэффициент теплоотдачи может быть не одинаковым в разных точках поверхности тела.

Поскольку коэффициент трения в зацеплении имеет небольшое значение (/ = 0,05 -4- 0,08), то и возникающая при скольжении зубьев сила

Поскольку коэффициент масштаба однозначно (через упругие константы) связан с трикритерием разрушения р.», целесообразно для раздельного рассмотрения диссипативных свойств материала, контролируемых либо пластической

Для расчета по стадии разрушения, как было показано, нам) знать коэффициент интенсивности напряжений п его предельную величину, характерную для данного материала и условий погружения. Поскольку коэффициент интенсивности может изменяться как за счет нагрузки, так п за счет длины трещины, то к дальнейшем потребуется, ввести коэффициенты запаса, отличающие эти два возможных случая. В частности, обычный коэффициент запаса по пределу прочности n — na/at входит в аналитическое выражение коэффициента интенсивности К. Это означает, что коэффициент Л вычислен для эксплуатационного уровня напряжений о,, возникающих от заданных нагрузок. Иными клопами, при расчете на прочность вводят нагрузки, полученные из предварительно проведенного обычного расчета, т. е. в п раз меньше тех, которые для опасной точки детали удовлетворяют равенству о, = о„. Следовательно, коэффициент интенсивности зависит от коэффициента запаса но пределу прочности: К--К(п). Однако поскольку при наличии трещины следует установить допускаемую н предельную длину трещины, то предельную величину коэффициента интенсивности при данном уровне напряжений (предел трещиностойкости) также следует уменьшить в некоторое число раз.

Поскольку коэффициент m остается постоянным, то и распределение температуры в теле перестает зависеть от предшествующего теплового состояния тела.

времени. Поскольку коэффициент теплоотдачи зависит от температурного фактора, то а изменяется во время опыта, что противоречит основному допущению регулярного режима. Эта особенность является методической погрешностью метода измерений.

Математические выражения чисел Био Bi и Нуссельта Nu [см. формулу (9.47)] совпадают, но между ними есть два существенных различия. В число Bi входит коэффициент теплопроводности для твердого тела, а в число Nu — для жидкости. Главное же отличие состоит в том, что число Nu — определяемое, поскольку коэффициент теплоотдачи о в нем неизвестен, а в число Bi должно подставляться уже предварительно найденное значение а, поэтому это число — определяющее, его величина известна из условий задачи.

Для ТЭ- и ТМЭ-методов характерно неизбежное наложение на полезный перенос энергии по направлению от холодного сечения к теплому «паразитного» теплового потока, идущего в противоположном направлении вследствие теплопроводности материала. Этот вредный тепловой поток существует всегда, поскольку коэффициент теплопроводности любого материала .этлнчен от нуля. Кроме того, неизбежно существует так называемый эффект Томсона*, также приводящий к переносу энергии от теплого к холодному сечению. Поэтому процессы в ТЭ- и ТМЭ-системе всегда существенно необратимы** и КПД це таких систем, ограниченный собственными потерями D,., зависящими от свойств материала, относительно невелик.

Рассматриваемый вид управляющего параметра (5.21) не в полной мере определен, поскольку коэффициент Се не имеет прямого физического смысла и характеризует свойства материала, которые подлежат дополнительному исследованию. Однако простота записи уравнения оказалась весьма удобной для практического использования, тем более что во многих исследованиях сталей различного класса были получены зависимости шага усталостных бороздок от коэффициента интенсивности напряжения во второй степени со структурой типа (5.21) для управляющего параметра [32-34, 60]. Правда, в большинстве случаев было подчеркнуто, что и скорость роста трещины, и шаг усталостных бороздок зависят от модуля упругости и слабо зависят от предела текучести материала.

С точки зрения выявляемое™ дефектов предпочтительней поперечные волны, длина которых примерно в 2 раза меньше длины продольных. Однако это справедливо для случая контроля изделий небольшой толщины с мелкозернистой структурой, когда можно пренебречь затуханием УЗ-колебаний. Если влияние затухания значительно (большая толщина, крупное зерно), возможности поперечных и продольных волн по выявлению дефектов выравниваются, поскольку коэффициент затухания поперечных волн больше, чем продольных.

Уравнение (1) послужило в дальнейшем основой для представления результатов экспериментальных исследований в виде диаграмм усталостного разрушения [7], на которых графически показаны зависимости скорости роста усталостной трещины от размаха или максимального значения коэффициента интенсивности напряжений цикла в логарифмической системе координат (рис. 1). В настоящее время на основании таких диаграмм проведено обобщение многочисленных экспериментальных данных о скорости роста усталостной трещины в зависимости от различных физико-механических и структурных факторов (см., например, [8]). Поскольку коэффициент интенсивности напряжений является характеристикой над-ряженно-деформированного состояния в вершине трещины и зависит