Поверхности нагружения

Вычислить тепловой поток с 1 м нагревателя, а также температуры на поверхности tc и на оси проволоки ta, если сила тока, проходящего через нагреватель, составляет 25 А. Удельное электрическое сопротивление нихрома р=1,1 ОмХ Хмм2/м; коэффициент теплопроводности нихрома Х = = 17,5 Вт/(м-°С) и коэффициент теплоотдачи от поверхности нагревателя к воздуху а==46,5 Вт/(м2-°С).

Определить температуры поверхности ленты и середины по ее толщине, если коэффициент теплоотдачи на поверхности нагревателя а=1000 Вт/(ма-°С), температура среды tm = lOO°C и коэффициент теплопроводности константана Я=20 Вт/(м-°С).

Вычислить коэффициент теплоотдачи от поверхности нагревателя к металлу для случая, когда контур заполнен натрием с температурой ^Ж=200°С, а температура поверхности нагревателя tu = = 400° С.

7-18. Как изменится коэффициент теплоотдачи от поверхности нагревателя к теплоносителю, если в задаче 7-17 контур заполнить:

Температуры теплоносителей и поверхности нагревателя остаются как в задаче 7-17. Ответ

СОЛНЕЧНЫЙ ВОДОНАГРЕВАТЕЛЬ — гелиоустановка (обычно типа «горячего ящика») для нагрева воды до 50—60 °С (для душевых, прачечных и т. п.). Облучаемая поверхность С. в. ориентируется на юг и устанавливается под углом 25—35° к горизонту. Котёл, в к-ром нагревается вода, может быть трубчатым или плоским (последний обладает более высоким кпд). Горячая вода поднимается вверх и накапливается в расходном баке, холодная поступает в ниж. часть котла. Дневная производительность С. в. в среднем 70—80 л воды с темп-рой 55 "С с 1 м8 поверхности нагревателя.

где «р и ау — радиационные коэффициенты теплоотдачи от внутренней поверхности нагревателя соответственно к рабочей и утолщенной частям образца, определяемые по известным методикам [150]; a, b — соответственно координаты концов рабочей и утолщенной частей образца. Радиационный коэффициент теплоотдачи

Определим коэффициент теплоотдачи а от поверхности нагревателя к воздуху и плотность теплового потока через стенки корпуса термокамеры. Средний коэффициент теплоотдачи для теплообменного устройства в виде шахматного пучка трубок, каким конструктивно выполнен нагреватель, может быть определен по уравнению

Заданный температурный режим поверхности образца поддерживается с помощью смонтированной на кронштейне открытой электрической печи сопротивления 7 с нагревательным элементом из тугоплавкого материала. В установке ИМАШ-11 применен нагреватель из дисилицида молибдена, обеспечивающий рабочую температуру до 1700° С. Температура нагревателя контролируется термопарой 8. При стабилизации питающего напряжения удельный тепловой поток, излучаемый с поверхности нагревателя, в течение опыта практически не меняется.

В работах [Л. 17, 25] исследовалась термическая стойкость дифенила в условиях циркуляционного нагрева. Исследования [Л. 25] проводились при температуре в потоке 307 °С и температуре поверхности нагревателя 420 °'С. После 145 ч эксплуатации на поверхности нагрева не было замечено отложений нагара. Исследования [Л. 17] проводились при температурах в потоке 296—410°С и температурах поверхности тонкостенной трубки, нагреваемой электрическим током, 296—468°С при скоростях потока 1,5—7,6 м/сек. Критерием термической стойкости в этой работе являлось согласование коэффициента

где Tzl и Гга , °К — соответственно температуры наружной поверхности баллона и внутренней поверхности нагревателя: D = 17,5- 10~3 м — внутренний диаметр нагревателя; егр — интегральная -степень черноты графита, равная 0,78 в интервале температур 800 — 2000° С [1]. Формула (9) идентична теоретической формуле, получаемой при расчете теплообмена между двумя коаксиальными и расположенными один внутри другого 'бесконечными по длине цилиндрами с соответственно постоянными, не равными между собой, температурами. Такое совпадение объясняется, как и в случае с измерением температур, малым кольцевым зазором в калориметрической системе (фиг. 2), благодая чему пространственная задача по лучистому теплообмену между образцом и нагревателем сводится к плоскостной.

Аренц [3, 4] применил метод коллокаций к одномерным и двумерным задачам о распространении вязкоупругих волн в изотропной среде. Было обнаружено, что в точках, достаточно удаленных от поверхности нагружения, решение имеет колебательный характер, что объяснялось явлением дисперсии, связанной с зависимостью комплексных модулей от частоты. Впоследствии Кнаусс [60] решил ту же самую одномерную задачу методом •Фурье и не обнаружил подобных осцилляции решений. Автор также занимался этим вопросом, и его неопубликованные исследования показали, что осцилляции, обнаруженные Аренцом, являются результатами погрешностей в численных расчетах и, в частности, обусловлены ошибками округления.

Рассматривая последовательность решений все с меньшей и меньшей ошибкой округления, можно исключать осцилляции на все больших расстояниях от поверхности нагружения. Было обнаружено, что необходимость уменьшения ошибки округления с ростом расстояния от поверхности нагружения непосредственно связана с увеличением кривизны графика функций sAf от Igs.

Отмеченное выше позволяет высказать предположение о наличии поверхности нагружения в координатах напряжение, деформация и температура (рис. 2.5.2, б), аналогичной для исходного нагружения трактовке, сформулированной в работе [173]. Поверхность нагружения по параметру числа полуциклов образуется семейством диаграмм деформирования, полученных при постоянной температуре. В данный момент времени для заданного

Для выявления влияния неизотермичности в последующих режимах испытания возможность развития значительных деформаций ползучести была исключена соответствующим выбором процесса нагружения и нагрева. Характер деформирования при переходе с диаграммы /=800° С на диаграмму ^=500° С (режим 2), когда деформации ползучести отсутствовали, остается таким же. Кривая 3 (см. рис. 28) располагается значительно' выше исходной диаграммы ?=500° С, построенной при изотермическом нагружении, т. е. находится вне поверхности деформирования. Уменьшение остаточной деформации здесь также существенно, хотя и не такое значительное, как лри испытании no-режиму 1. Результаты не изменяются принципиально от того, осуществляется ли переход однократно (режим 2) или повторно (режим 4), но уменьшение остаточной пластичности непосредственно зависит от величины предварительной деформации ео-Итоговая кривая деформирования .и ее конечная точка располагаются вне поверхности нагружения.

Отмеченное выше позволяет высказать предположение о наличии поверхности нагружения в координатах: напряжение, деформация и температура (рис. 10), аналогичной для исходного нагружения предложению [32]. Поверхность нагружения по параметру числа полуциклов образуется семейством диаграмм деформирования, полученных при постоянной температуре. В данный момент

На рис. 66 и 67 представлены результаты расчета распространения волны в стержне из мягкой стали, для которой коэффициент вязкости меняется в соответствии с зависимостью, приведенной на рис. 56 (20° С). На удалении выше 2 мм от поверхности нагружения напряжения в стержне практически постоянны

волны от поверхности удара скорость распространения деформации различной величины выравнивается (рис. 71), приближаясь к величине а, определяемой деформационной теорией. Распространение упруго-пластической волны на значительном расстоянии от поверхности нагружения, как и распространение волны в стержнях, практически не зависит от чувствительности материала к скорости пластического деформирования и удовлетворительно описывается деформационной теорией, не учитывающей вязкую составляющую сопротивления. Вследствие этого исследование распространения плоской волны может быть использовано для получения информации о реологическом поведении материала под нагрузкой с учетом высокой скорости деформации пластического сдвига только в том случае, если изучается начальная стадия распространения волны, вызванной плоским соударением, в течение периода времени, сравнимого с временем релаксации сдвиговых напряжений, т. е. при распространении волны на пути порядка 10 мм для большинства металлов. На больших расстояниях от контактной поверхности скорость деформации на участке фронта пластической волны, прилегающем к упругому предвестнику, снижается практически до нуля, а крутизна фронта пластической волны уменьшается, не вызывая скоростной деформации материала при ее распространении.

Таким образом, на основании проведенных исследований для построения ударных адиабат металлических и неметаллических материалов может быть рекомендован метод определения скорости распространения волны по сдвигу во времени сигналов с двух диэлектрических датчиков, расположенных на различном удалении от поверхности нагружения; зависимость скорости распространения ударной волны или пластического фронта волны от величины скачка массовой скорости на фронте волны является нелинейной для ряда конструкционных материалов.

Схема нагружения приведена на рис. 90. Амплитуда давления на фронте упругого предвестника в образце из исследуемого металла определялась по величине сигнала с диэлектрического датчика давления, который поджимался к свободной поверхности образца пластиной из оргстекла. В связи с ограниченной способностью разрешения по времени диэлектрического датчика (использовали пленку лавсана толщиной 0,06 мм) и ограничением верхнего диапазона частот, пропускаемых регистрирующей аппаратурой (катодный повторитель и осциллограф ОК-17М), на малом удалении от поверхности приложения нагрузки упругий и пластический фронты в волне не разделяются. Поэтому экспериментальные данные по затуханию ограничены минимальным расстоянием от поверхности нагружения в 5—7 мм.

свидетельствует о завершении процессов релаксации напряжений на этом пути волны. При распространении волны вблизи поверхности нагружения следует ожидать влияния интенсивности волны на упругий предвестник вследствие сокращения времени релаксации.

При распространении волны по материалу амплитуда упругого предвестника затухает наиболее интенсивно вблизи поверхности нагружения и практически не изменяется на некотором удалении от нее.