Приведены распределения

В табл. 5.1 приведены расчетные формулы для оценки остаточного ресурса наиболее распространенных конструктивных элементов оборудования. Они получены путем аппроксимации численных расчетов по приведенным зависимостям и уравнениям.

В табл. 3 приведены расчетные соотношения для нескольких наиболее часто встречающихся случаев нагружения балок. За отрицательный прогиб принято перемещение центра тяжести сечения

При быстром охлаждении при закалке или в процессе сварки в металле также фиксируется неравновесная концентрация вакансий. Равновесная концентрация вакансий С„р зависит от рода металла и увеличивается с температурой. При охлаждении Cvp уменьшается в результате аннигиляции вакансий на стоках, которыми служат внешние поверхности, границы зерен (субзерен) и дислокации. При ускоренном охлаждении С„р не успевает установиться, поэтому в металле фиксируется часть числа вакансий, соответствующего более высоким температурам. На рис. 13.16 приведены расчетные значения неравновесной концентрации вакансий С„„ в железе для условий ускоренного охлаждения при сварке (считается, что стоками служат только дислокации).

Для часто встречающихся случаев нагружения бруса круглого, а также квадратного и прямоугольного поперечных сечений в табл. 7 приведены расчетные формулы.

Для некоторых частных случаев нагружения цилиндра в табл. 11 приведены расчетные формулы для напряжений о>. et, радиального

В табл. 2.1. приведены расчетные формулы для оценки остаточного ресурса наиболее распространенных конструктивных элементов оборудования. Они получены путем аппроксимации численных расчетов по приведенным зависимостям и уравнениям.

В таблице 2.3 приведены расчетные данные по критической температуре структурной хладноломкости (to^) для некоторых сталей с использованием соотношения (2.31).

В табл. 98 приведены расчетные данные, показывающие величину скорости движения жидкого металла v в зависимости от ориентации канала формы относительно оси вращения, числа оборотов центробежного стола п и расстояния рассматриваемого сечения канала от оси вращения а.

ств Параметр fl, характеризующий момент потери пластической устойчивости рассматриваемых соединений, также определяется степенью компактности их поперечного сечения X. В /104. 105/ приведены расчетные методики для определения данного параметра fip . полученные исходя из концепции жссткопластичсского тела. Было показано, что [^ в зависимости от соотношения сторон X = s / 1 (с ростом X). а также формы геометрии поперечного сечения соединений изменяется в пределах от 1 до 2v3 .

В табл.7.4 приведены расчетные значения внутренних усилий N, М, Мж и Мэ, полученные из машинных расчетов.

В табл.7.7 приведены расчетные значения внутренних усилий N, М, Мж и Мэ, полученные из машинных расчетов.

Ниже приведены распределения причин отказов и неисправностей технологических трубопроводов (рисунок 1.1), аппаратов (рисунок 1.2), насосного оборудования (рисунок 1.3), эксплуатируемых в ОАО "Салаватнефтеоргсинтез" (данные за 1994 г.).

Использование моделирующих образцов в сочетании с методом муаровых полос позволило исследовать особенности напряженно-деформированного состояния толстостенных оболочек давления, ослабленных мягкими прослойками. В качестве примера на рис. 4.8 приведены распределения линейных ех и угловых у деформаций по различным сечениям мягкой прослойки в кольцевом образце, нагруженном наружным давлением q /141/. Локализация деформаций ех во всех случаях наблюдается в области линии разветвления пластического течения (в сечении 2у //1 = 0) со смещением в направлении угловой точки при приближении к контактным границам (2v/h - !). Угловые деформации у,у максимальны в сечении 2у IИ = 1, совпадающем с контактной границей М-Т, и меняют знак практически на линии разветвления пластического течения прослойки (см. рис. 4.8,6). Вдоль оси симметрии прослойки (оси х) yxv ~ 0. Аналогичный уп, характер распределения имеют касательные

На рис. 12.2 приведены распределения жидкости по длине трубы при различных массовых скоростях и плотностях теплового потока [73]. По оси ординат здесь отложен относительный расход жидкости в ядре потока x3 = G'K/GCM. Из рисунка видно, что, за исключением опыта, проведенного при рш =500 кг/(м2-с). и q = = 0,8 МВт/м2, при паросодержаниях, близких к граничным, кривые Xa = f(x) выходят на горизонтальные линии. Постоянство расхода жидкости в ядре свидетельствует о том, что результирующий поток массы между ядром и пленкой в рассматриваемых случаях равен нулю и, следовательно, потоки массы жидкости из пленки в ядро /23 и из ядра на поверхность пленки /32 равны

Использование моделирующих образцов в сочетании с методом муаровых полос позволило исследовать особенности напряженно-деформированного состояния толстостенных оболочек давления, ослабленных мягкими прослойками. В качестве примера на рис. 4.8 приведены распределения линейных гх и угловых у,^ деформаций по различным сечениям мягкой прослойки в кольцевом образце, нагруженном наружным давлением q /141/. Локализация деформаций &х во всех случаях наблюдается в области линии разветвления пластического течения (в сечении 2у I h = 0) со смещением в направлении угловой точки при приближении к контактным границам (2v / h =1). Угловые деформации у^, максимальны в сечении 2у I h = 1, совпадающем с контактной границей М-Т, и меняют знак практически на линии разветвления пластического течения прослойки (см. рис. 4.8,6). Вдоль оси симметрии прослойки (оси х) УХУ « 0. Аналогичный у^ характер распределения имеют касательные напряжения т,^,, которые (рис. 4.9,а) достигают своего максимального значения т„, = т JL на контактных поверхностях мягкой прослойки и меняют знак на линии разветвления ее пластического течения. Следует отметить, что в толстостенных оболочковых конструкциях, как и в тонкостенных, распределение т^ по высоте (толщине) прослойки h практически линейно (рис. 4.9,6). Последнее позволяет ввести ряд существенных упрощений при математическом описании напряженного состояния толстостенных оболочек, ослабленных мягкими прослойками, и получить соответствующие решения исходя из построенных сеток линий скольжения в замкнутом виде.

На рис. 15 (правая часть графика) приведены распределения амплитуд нагрузок аа по параметру средней нагрузки ат. По-

Результаты расчета тройника представлены на рис. 4.5, и 4.6, где приведены распределения кольцевых а„ и меридиональных at напряжений в различных сечениях тройника, показанных на рис. 4.6, а, а на его внутренней и наружной поверхностях - линий равных эквивалентных (по Мизесу) напряжений (рис. 4.5).

На рис. 4-3, а, б и в приведены распределения плотности тока по сечению для трех различных глубин нагрева. Кривые 1 и 2 для первой среды рассчитаны по формулам (4-11) и (4-12). Кривая 3 — по формуле (Ы4). Распределение плотности тока во второй среде построено по формуле (1-14) в предположении, что я2 = const и р2 = рк =? const, причем для простоты построения плотность тока на поверхности раздела принята за максимальную и начало координат перенесено в точку х = хк. Чтобы кривые были действительны для любой частоты, по оси абсцисс отложены относительные расстояния — = kiXK.

в приведены распределения прогибов и внутренних си-

В заключение данного параграфа приведем результаты некоторых численных расчетов для течений пленки расплава. На рис. 8-26 приведены распределения скорости уноса массы и температуры поверхности при квазистационарном разрушении полусферического затупления. Интересно отметить быстрый рост доли испарения в общей унесенной массе вещества по мере приближения к боковой кромке тела. Важно также и то, что, несмотря на двумерный характер оплавления, влияние нате-кания пленки оказалось весьма умеренным: расчеты, проведенные в предположении постоянства безразмерной скорости уноса массы Gs = = Gs /(a/Cp)o = const (т. е. подобия распределения унесенной массы и теплового потока), достаточно хорошо совпадают с точными.

На рис. 5-19 приведены распределения теплового потенциала и энтальпии двух тел (свинца и железа) и распределения аналогичных равновесных параметров вещества для пластины из торфа и листов фильтровальной бумаги Из рис. 5-19 видно, что температура свинца и железа одинакова и равна 50°С Энтальпия на границе соприкосновения этих тел испытывает скачок- энтальпия железа равна 5,5 ккал/кг, а свинца—1,5 ккал/кг. Рисунок 5-19 показывает, что распределение влагосодержания в торфе и бумаге равномерное-в бумажной пластине оно равно 0,5, а в торфе —2,1 кг/кг. На границе соприкосновения торфр и бумаги имеет место скачок влзгосодержания, аналогичный 324

На рис. 24 изображены синфазные тангенциальные колебания пакета (/ — /// формы), состоящего из десяти лопаток [51, 62]. Каждой синфазной форме колебания пакета соответствуют аналогичные формы колебаний одиночной лопатки. На рис. 25 изображены тангенциальные колебания лопаток I формы. Кроме тангенциальных колебаний возможны также аксиально-крутильные (рис. 26) и крутильные колебания (рис. 27) пакета лопаток [62]. Более сложный характер имеют колебания пакета закрученных лопаток. На рис. 28, а даны некоторые формы изгибно-крутильных колебаний такого пакета [17]. Штриховыми линиями показаны амплитуды аксиальных перемещений, сплошными — тангенциальных, штрихпунктирными — крутильных. На рис. 28, б приведены распределения этих же перемещений по наружному контуру пакета. Тангенциальные перемещения и взяты в сечении на расстоянии, равном 0,6 длины лопатки. Действие возмущающих сил на пакет лопаток существенно отличается от действия этих же сил на одиночную лопатку.