Практически одинаковом

табл. 3) дают практически одинаковое, почти независимое от высоты утолщение ребра к основанию на 2—3 мм (на обе стороны ребра).

Таким образом, помимо сил тяготения, действующих со стороны Земли и имеющих практически одинаковое значение во всех точках океана, на каждую массу т воды в подсолнечной точке а действует результирующая сил инерции и тяготения Ф„, направленная от Земли к Солнцу (так как в точке а сила тяготения превышает силу инерции), а в диаметрально противоположной ей точке Ь действует результирующая сил инерции и тяготения Фй, направленная также от Земли (так как в точке Ь сила инерции превышает силу тяготения).

модулей сдвига и увеличение разброса их значений для стеклопластиков с матрицей ФН обусловлено относительно рысокой пористостью. Пористость оказывает заметное влияние и на модуль упругости в трансверсальном направлении, где содержание волокон мало, а влияние матрицы на формирование жесткости указанного направления весьма значительно. Это подтверждается сравнением значений модуля ?j рассматриваемых материалов. Все исследуемые стеклопластики в направлении оси z имеют практически одинаковое содержание арматуры (см. табл. 5.13), но значения модуля упругости их в этом направлении существенно расходятся. Минимальное значение Ez имеет стеклопластик на, фенолоформальдегидном связующем, 'пористость которого составляет 13,9 %, а максимальное принадлежит стеклопластику с содержанием пор 6,5 %. С увеличением содержания арматуры влияние матрицы на модуль упругости снижается, а сле-

Методы Сандху и Петита — Ваддоупса предсказывают практически одинаковое поведение материала, расчет по ме-

Для образца с круглым отверстием отношение пределов выносливости при кручении и изгибе составляет Тн/стлл;0,75. Это различие особенно заметно в области существования нераспространяющихся усталостных трещин, т. е. для образцов с диаметром отверстия менее 0,5 мм. Полученное соотношение пределов выносливости объясняется тем, что при изгибе образца с •отверстием максимальная амплитуда напряжений с учетом концентрации напряжений составляет Стя~3а„, а при кручении сгд«4ти. Принимая во внимание практически одинаковое распределение напряжений в образце с отверстием дб при изгибе и кручении, мож- JS но допустить и равенство для обоих случаев величины OR. !'6 Отсюда Зад»4тн или тд~ /,4 ~0,75од. jt2

модулей сдвига и увеличение разброса их значений для стеклопластиков с матрицей ФН обусловлено относительно рысокой пористостью. Пористость оказывает заметное влияние и на модуль упругости в трансверсальном направлении, где содержание волокон мало, а влияние матрицы на формирование жесткости указанного направления весьма значительно. Это подтверждается сравнением значений модуля ?j рассматриваемых материалов. Все исследуемые стеклопластики в направлении оси z имеют практически одинаковое содержание арматуры (см. табл. 5.13), но значения модуля упругости их в этом направлении существенно расходятся. Минимальное значение Ez имеет стеклопластик на, фенолоформальдегидном связующем, 'пористость которого составляет 13,9 %, а максимальное принадлежит стеклопластику с содержанием пор 6,5 %. С увеличением содержания арматуры влияние матрицы на модуль упругости снижается, а сле-

табл. 3) дают практически одинаковое, почти независимое от высоты утолщение ребра к основанию на 2 — 3 мм (на обе стороны ребра).

В процессе углефикации характерно повышение содержания углерода и уменьшение содержания кислорода. Все группы ископаемого топлива содержат практически одинаковое количество водорода, за исключением антрацита, у которого водорода меньше. По мере углефикации выход летучих уменьшается главным образом вследствие уменьшения содержания кислорода, однако тепловая ценность топлива резко возрастает с повышением содержания углеводородов, и поэтому теплота сгорания на горючую массу также повышается. Содержание азота в твердом топливе невелико (0,5—1,5%).

Приводим типичные осциллограммы изменения давления и температуры в средней зоне реакционного объема (см. рис. 1 точка/) и на расстоянии около 6 мм от стенки (точка //) (рис. 11). В обоих случаях повышение температуры на протяжении холоднопламеннои стадии практически одинаковое (ГХпл = 95° С), причем оно с точностью до 3% совпадает с вычисленным по формуле (1).

По сравнению с цементацией нитроцементация имеет ряд существенных преимуществ. При легировании аустенита азотом снижается температура а :5=?= у-превращения, что позволяет вести процесс насыщения при более низких температурах. Одновременно в присутствии азота резко возрастает диффузионная подвижность углерода в аустените. Скорость роста нитроце-ментованного и цементованного слоев практически одинакова, хотя температура нитроцементации почти на 100 °С ниже. Понижение температуры насыщения без увеличения длительности процесса позволяет снизить деформации обрабатываемых деталей, уменьшить нагрев печного оборудования. Для газовой цементации и нитроцементации применяют практически одинаковое оборудование.

дающейся энергии GJ при подрастании трещины от вершины концентратора на единицу площади (рис. 5.1.6). На рис.5.1.6,6 показан растянутый образец с вырезом, вершины которого имеют р = 0 и угол а. Прямая 1 показывает рост в случае, если а = 0, т.е. для обычной трещины. Кривая 2 соответствует подрастанию трещины от концентратора с а < 30-^50°). Она при сравнительно малых А/ сливается с прямой 1, что указывает на практически одинаковое выделение энергии у таких концентраторов и у трещины длиной /. При более значительных углах а изменение энергии G: соответствует ходу кривой 3. При фиксированном значении Л/, подводимая энергия соответствует Сэ, что в свою очередь соответствует некоторой эквивалентной трещине /э. Кривая 4 соответствует образованию трещины в целой растянутой пластине. Таким образом, оценка опасности концентраторов может быть произведена также по количеству освобождающейся энергии при появлении в вершине концентратора небольшой трещины или по длине эквивалентной трещины [227]:

с а = 45° и / — 2 МГц характерно отношение сигнал— помеха, равное 30 ... 32 дБ, что на 10 ... 12 дБ выше, чем у аналогичных ПЭП фирмы «Матэвол» (Великобритания) и «Крауткремер» (ФРГ), при практически одинаковом значении тр. ш = 2 ... 4 мкс.

Оценку материалов целесообразно производить по всем стадиям развития трещины, так как контрастность характеристик и даже расположение в ряд материалов могут быть различными на разных стадиях развития трещины. Так, если в листах и* сплава АК4-1 с зерном 17 и 25 мкм в стадии равномерно ускоренного развития трещины имеет место некоторое преимущество материал с крупным зерном (табл. 10), то на последних стадиях этого нет. Для сплава Д16Т1 наблюдается обратная зависимость. Если для сплавов В95 и ВАД23 при практически одинаковом уровне прочности (сг„ = 0,55 ГН/м2, ог0,2=0,48, ав=0,56, (70,2=0,52 ГН/м2) в начальной стадии развития трещин коэффициенты интенсивности напряжений близки, то на последующих стадиях преимущество сплава В95 очевидно.

Структура, состав и свойства матрицы сплава, несомненно, очень влияют на способность материала тормозить разрушение в первой стадии. Так, в листах сплава АК4-1Т1 с содержанием кремния 0,15 и 0,33% при практически одинаковом количестве частиц избыточной фазы различие в структуре материала наблюдалось в увеличении,количества дисперсных частиц упрочняющей фазы Mg2Si, что способствовало охрупчиванию матрицы. При полной длине усталостной трещины 56 и 50 мм соответственно -долговечнрсть различалась в 2 раза — 5040 и 2500 циклов (а = 0,17 ГН/м2^0,7 00,2). Фрактографическими исследованиями было показано, что длина зоны, отвечающей первой стадии разрушения, в материале с малым содержанием кремния составляла 5,7 мм, с большим — 2,8 мм, соответствующее число циклов 2030 и 750, т. е. долговечность по первой стадии изменялась почти в 3 раза. Аналогичное изменение способности матрицы к локальной пластической деформации наблюдается при изменении режимов старения. По мере распада твердого раствора полоски становятся более хрупкими. В стадиях ускоренного развития разрушения частицы избыточных фаз становятся очагами статического разрыва и влияют на чувствительность материала к перегрузкам (рис. 83, J).

Интересно отметить тот факт, что при 4 К вязкость разрушения материала, изготовленного по различной технологии в сочетании с разными видами термообработки при практически одинаковом химическом составе, находилась в пределах 102—239 МПа-м'/2, а предел текучести при этой же температуре составлял от 736 до 1194 МПа. Ясно, что конструктор должен выбирать не только наилучший материал для конкретного случая применения, но и наиболее

На рис. 53 приведены графики зависимости коэффициента трения f от времени испытания и линейного износа /л во времени для вкладышей из АМАНа (кривые 1 и 3) и Малениума (кривые 2 и 4), выпускаемых фирмой «Моликотт» (США). Вал диаметром 40 мм вращался со скоростью 0,4 м/с при давлении 50 кгс/см2. Как видно из графиков, линейный износ АМАНа оказался выше при практически одинаковом коэффициенте трения.

вых потоках до 1,5-106 ккал/(м2-ч). Трубы обогревали электрическими нагревателями при q = consi. Теплоотдачу в трубах диаметром 4 и 35 мм измеряли при практически одинаковом среднем содержании кислорода и металле. Из результатов опытов, приведенных на

Пневмомельницы. В СССР разработаны конструкции пневмомельниц, обладающих малыми габаритами и малой стоимостью, по сравнению с шаровыми тихоходными мельницами, при практически одинаковом расходе электроэнергии.

Из уравнения (2-49) вытекает, что у, а следовательно, и ,§фр будут тем больше, чем выше значение п. Как указывалось ранее, это удалось достигнуть при практически одинаковом гидравлическом сопротивлении переходом от трапециевидных лопаток к прямоугольным, т. е. совершенствованием конструкции завихрителя. Вторым способом увеличения п ^пзляется уменьшение ?>сбрДОн. При этом возрастает W^t a w сдвигается в центральную зону [Л. 85].

— тщательный выбор характеристик элементов двигателя, в связи с чем применение центробежного компрессора необязательно, так как осевой компрессор с малым числом ступеней при практически одинаковом с центробежным компрессором КПД имеет меньший диаметр;

Бесспорным является то, что при нагреве стали с исходной феррито-перлитной структурой образование 7-фазы в первую очередь завершается в перлитных участках. Это обычно используется как одно из главных доказательств справедливости флуктуационной теории. Однако в некоторых исследованиях утверждается, что и в том случае, когда аустенит образуется внутри перлитного зерна, на месте зарождения 7-фазы всегда присутствует поверхность раздела феррита. Так, в работе [ 4] методами трансмиссионной электронной микроскопии было установлено, что в стали со структурой пластинчатого перлита аустенит предпочтительно образуется на границах перлитных колоний, а не на поверхности раздела цементитных и ферритных пластин. В стали с зернистым цементитом аустенит зарождается у карбидной частицы только в том случае, если эта частица расположена на стыке ферритных зерен. К аналогичному выводу пришли и авторы работ [5, 6]. Было обнаружено, что в мелкозернистой стали со структурой сфероидизированного цементита образование аустенита ускоряется в 3 — 8 раз по сравнению с крупнозернистым состоянием при практически одинаковом размере карбидных частиц. При этом инкубационный период сокращается в 3 - 4 раза [ 6].

Распространение трещины при многоцикловой усталости, удовлетворяющее условиям микротечения даже при высоких температурах, описывается законом, в соответствии с которым скорость трещины зависит от числа циклов нагружения при определенном А/С, практически одинаковом при комнатной и-низкой температурах. Зависимость от частоты нагружения (и связанная с ней зависимость от температуры) вызвана не влиянием ползучести, а во многих случаях связана со структурой металлов или хрупкостью,