Принимались следующие

Задача о теплопередаче от неподвижного диска в системе двух дисков в настоящее время не решена. В связи с этим температура поверхности рабочего электрода определялась с помощью эмпирических уравнений, полученных методом математического планирования эксперимента. За выходной параметр принималась температура поверхности металла, определяемая с помощью зачеканенной в образец хромель-копелевой термопары, а факторами были частота вращения верхнего диска, температура раствора в ячейке и плотность теплового потока (при теплоотдаче от раствора к металлу - температура хладагента).

Повышение порога хладноломкости стали при циклических нагрузках авторы [79] считают возможным учитывать при выборе марки материала для конструкций, работающих при переменных нагрузках (табл. 4). За верхний порог хладноломкости Ткр принималась температура, соответствующая величине ударной вязкости стали, равной 4 кгс-м/см2.

1 При рассмотрении температуры нагрева и построении экспериментальных графиков принималась температура максимально нагретой части фрикционного диска.

При обработке опытных данных за определяющую принималась температура, соответствующая среднему значению энтальпии в данном сечении h=(hc + hr)/2.

За температуру частиц ф принималась температура, измеряемая оголенной термопарой, погруженной в псев-

В начале первого этапа в качестве расчетной принималась температура охлаждающей воды 288—293 К и давление в конденсаторе крупных ПТУ выбиралось 4—5 кПа без особых экономических обоснований. С укрупнением ПТУ проблеме оптимального вакуума стали уделять больше внимания. Расчетная температура охлаждающей воды была снижена на 5 К, а вакуум существенно углублен. Заметим, что с уменьшением противодавления с 4 до 3 кПа изоэнтропийный перепад увеличивается приблизительно на 31 кДж/кг. Если принять расход пара последними ступенями GK = 280 т/ч (соответствует режиму N~ 100 МВт) и снизить давление с 4 до 3 кПа при к. п. д. ступени Ti = 0,78, то дополнительная мощность достигнет 1900 кВт. Уже турбины К-50-29 и К-ЮО-29 были рассчитаны для противодавления 4 кПа. В турбинах же той же мощности для давления 8,8 МПа было принято рк = 3,5 кПа. Только турбины с регулируемыми отборами пара рассчитывались для рк = 6 кПа при чисто конденсационном режиме.

Основная причина массового выхода из строя воздухоподогревателей и других конвективных элементов заключалась в том, что при проектировании котельных агрегатов и при составлении правил технической эксплуатации за точку росы дымовых газов до последнего времени принималась температура конденсации чистых водяных паров, определяемая по парциальному давлению их в газах, в то время как действительная точка росы при сжигании топлив, содержащих серу, лежит значительно выше.

зависимостей ^ст = f(q) и tж = f(q) при постоянных значениях ширины кольцевого зазора, массовой скорости и давления. На рис. 2 в качестве примера приведены результаты такой обработки для кольцевого канала шириной 0,4 мм, массовой скорости 350 кг/'м2 -сек и давления 19,6 Мн/м*. При расчете чисел Nu, Re и Рг в качестве определяющей температуры принималась температура жидкости. Локаль-

Блейк и др. [42] использовали этот метод для изучения соединений различного химического состава. За температуру разложения, ими принималась температура, при которой скорость повышения давления составляет 0,014 мм рт. ст. в 1 сек. На основе полученных данных можно рассчитать энергию активации, необходимую для того, чтобы вызвать разложение жидкости, и ожидаемый срок службы жидкости при данной температуре. Испытания проводят в резервуаре в среде азота; при этом влияние окисления жидкости и действие металлов во внимание не принимаются.

Для определения коэффициента ц использовались кольца диаметром 50 мм и высотой 8 мм из цементованной закаленной стали 40, имеющей среднюю микротвердость Я„=6200 МПа. Кольца укреплялись на специальной оправке (каждой серии опытов соответствовало отдельное кольцо). ЭМО производилась без продольной подачи инструмента — пластины из твердого сплава Т15К6 с шириной контакта 0,8 мм. Для различных скоростей обработки режим подбирался таким образом, что каждый участок обрабатываемой поверхности подвергался шестикратному высокотемпературному воздействию. Значения В и 8 определялись по шлифам поперечных изломов колец. За минимальную температуру фазового превращения стали принималась температура 900°С. Коэффициент ц, определялся при следующих режимах ЭМО: у=6,9... 17,3 м/мин; /=370...540 А; Р=380... 1120 Н.

При численном решении принимались следующие безразмерные значения параметров: а=0,065; -fjl' =0,02; /Зз=0,01; Лц = 0,15. Основные размерные

При определении границ областей устойчивости принимались следующие размерные значения параметров системы: 1 = 400 см; Qio=0; и>ор=600 см/с; А33=2-108 кг/см2; т!=50-10-6 кг-с2-см-2; m2=75-10-s кг-с2-см-2; ро=Ю Н/см2, что соответствует безразмерным параметрам, входящим в систему уравнений (9.58): «п = 0,85; ш0=0,18; Qi'> =

Зависимость 9aH=f(tr) для идеальной установки построена по уравнению (5.3). При расчете не учитывался перепад температур -между внешними источниками тепла и рабочим агентом в аппаратах установки. Принимались следующие значения температур источников и приемников тепла: Гн=273+/0, К; 70=273+30= 303 К; TB = 273+tr, К.

В расчетах по ней принимались следующие исходные данные: 1) оборудование АТЭЦ состоит из двух блоков ВВЭР-1000 и четырех турбин типа ТК-450/ /500-60; 2) расстояние от АТЭЦ до границы перспективной застройки города 25 км, а общая протяженность транзитных тепловых сетей 60 км (рис. 6.4); 3) тепловая нагрузка города составляет 3250МВт (при доле нагрузки горячего водоснабжения около 15%); 4) суммарная требуемая мощность пиковых котельных определялась при оптимизации коэффициента теплофикации АТЭЦ и уточнялась на случай аварийной ситуации с учетом 100% резервирования по теплу при выходе из строя

Хюбер и Примас предположили, что существует единственная идеальная форма полюсных наконечников, которая обеспечивает однородную плотность магнитного потока внутри ферромагнитного материала, не зависящую от величины поля. Для расчета оптимальной формы полюса принимались следующие допущения: 1) влияние намагничивающих катушек пренебрежимо мало; 2) граничная поверхность полюса является эквипотенциальной с выполнением условия 5 = const; 3) отсутствуют явления гистерезиса.

Аи — отношение приращения объема масла при давлении Р к объему масла при Ртах (Ртах — максимальное давление в средней части кривой давления). При выводе уравнения (3.102) принимались следующие граничные условия: Р = 0 при х=хэ, dP/dx — Q при х=хэ, Р = 0 при х — оо.

При определении главных напряжений в трубе, подверженной действию осесимметричного внутреннего давления, обычно пользуются формулой Ляме, пригодной для вычисления напряжений в оболочках любой толщины. При выводе этой формулы принимались следующие допущения: 1) материал трубы однороден и изотропен; 2) труба имеет цилиндрическую форму; 3) давление нормально к поверхности трубы и равномерно распределено по поверхности; 4) труба после деформации сохраняет цилиндрическую форму и любое ее сечение остается плоским после деформации.

При выводе второй формулы (32.6) принимались следующие законы распределения отклонений в пределах поля допуска: для смещения исходного контура — по закону Гаусса; для отклонения межосевого расстояния — по закону равной вероятности (с учетом симметрии предельных отклонений); для биения зубчатого венца — по кривой Максвелла (с учетом того, что биение существенно положительная векторная величина). На основе формул (32.6) легко получить аналогичные формулы для иных комплексов допусков, если воспользоваться известными зависимостями между соответствующими отклонениями и допусками [13].

Для решения системы принимались следующие начальные условия: при t = 0, = 0, •& .= Фу, а=о1У, а2 = = а2у, где fty — начальная установившаяся скорость; °"iyi <% — давления в полостях при этой скорости. Значения начальной скорости находим вз уравнений (2) — (10) при заданных значениях ©ао, 0ВО, @со, полагая

с достаточной степенью точности могут быть описаны дифференциальными уравнениями 2-го порядка. При составлении таких уравнений принимались следующие предпосылки: не учитывались волновые процессы в трубопроводах, расширение трубопроводов вследствие давления жидкости, зазоры в кинематических цепях, инерционные потери давления считались малыми. С учетом сжимаемости жидкости уравнения расходов в полостях гидроцилиндра принимают вид

Для всех типов проушин принимались следующие зазоры между диаметрами отверстия и нагрузочного пальца: 8=0,05 мм; 0,4 мм; 0,65 мм; 1,7 мм.