Приведена упрощенная

На рис. 338 приведена температурная зависимость прочности для железа.

На рис. 389 приведена температурная зависимость 100-ч длительной прочности чистых металлов V и VI групп.

Помимо требований к механическим свойствам, первым шагом при выборе материала волокна является, согласно Линчу и Берту [27], оценка изменения свободной энергии при возможных реакциях между волокном и матрицей. На рис. 1 приведена температурная зависимость изменения свободной энергии AF для некоторых реакций между окисью алюминия и металлами. Металлы, которые легко восстанавливают окись алюминия до алюминия с образованием окисла металла, имеют отрицательное значение AF для соответствующей реакции. В этом предварительном анализе, однако, не учитываются такие важные реакции, как образование тройных соединений и интерметаллидных фаз, простое растворение волокна в матрице (или наоборот), а также изменение Af при образовании твердого раствора в матрице. Термодинамические данные часто оказываются непригодными для расчета именно по этой причине.

На рис. 3 приведена температурная зависимость предела прочности на разрыв гомогенных и трехслойных образцов сплава Х20Н78Т. С увеличением температуры испытания одинаково снижается прочность обоих материалов и свойства трехслойных образцов во всем диапазоне температур остаются несколько ниже свойств гомогенного сплава. На рис. 4 приведены типичные деформационные структуры композиционных образцов, испытанных в интервале 600—1200° С. Зарождение микротрещин наблюдалось в приграничной диффузионной зоне, размеры которой, как видно

На рис. 160 приведена температурная зависимость предела текучести чистого и легированного германия. На этой кривой четко виден перелом, соответствующий переходу от деформации двойникованием к деформации скольжением.

Недостатками композиционных материалов на основе тугоплавких соединений являются малая термостойкость, недостаточное сопротивление ударным нагрузкам и др. Улучшение этих и других свойств тугоплавких соединений является предметом интенсивных исследований во многих странах. На рис. 7 приведена температурная зависимость длительной прочности высокожаропрочных композиционных материалов.

На рис. 10 приведена температурная зависимость прочности волокон карбида кремния, из которой видно, что предел прочности 36

усталостному. В соответствии с этим, при таком нагружении с ро стом температуры происходит переход от преобладающей роли усталостного повреждения к длительному статическому, и только в некотором интервале температур их роль сопоставима. В качестве примера на рис. 7 приведена температурная зависимость разрушающего числа циклов при малоцикловом нагружении с частотой 18 циклов/мин для кобальтового сплава [8], чувствительного к тем-пературно-временным влияниям. На графике нанесены кривые, определяющие разрушение усталостное по уравнению типа (4) и разрушение длительное статическое по уравнению типа (6) с пересчетом на число циклов согласно зависимости Nv = TPV. При температурах до 600° С определяющим оказывается усталостное разрушение (участок /), для температур выше 650° С — длительное статическое (участок ///), т. е. область взаимодействия повреждений двух типов (участок //) ограничивается в данном случае 50°. Об ограниченности области такого взаимодействия свидетельствуют и другие данные.

Во всем температурном интервале порообразования в большинстве случаев концентрация пор уменьшается, в то время как средний диаметр пор увеличивается с ростом температуры облучения (рис. 57, 58). Иногда на кривых температурной зависимости концентрации или среднего диаметра пор наблюдается плато, свидетельствующее о слабом влиянии температуры на эти характеристики пористости в некотором температурном интервале порообразования. В качестве примера на рис. 59 приведена температурная зависимость концентрации и размера пор в молибдене, облученном в реакторе (при температуре облучения в интервале 430—7009 С концентрация и размер пор практически не зависят от температуры).

Газ в металле влияет на температурный интервал порообразования и температуру максимального распухания [95, 111]. С увеличением концентрации газа в металлах температура их максимального распухания сдвигается в область более высоких температур. Для иллюстрации этого эффекта на рис. 81 приведена температурная зависимость распухания исходных и дегазированных образцов меди и никеля, облученных электронами с энергией 1 МэВ и ионами Ni+ соответственно.

Перенос части поверхности промежуточного перегревателя в толку затруднен из-за низкого значения коэффициента теплоотдачи от стенки к пару. На рис. 4-2 приведена температурная характеристика радиационного промежуточного перегревателя одного из иностранных котлов [Л. 68] в зависимости от его паропроизводи-тельности. Хотя промежуточный перегреватель в виде радиационного пакета и улучшает характеристику (она почти горизонтальная), однако даже при таком выпол-

напряжение 1 (рис. 170). Ниже приведена упрощенная схема возникновения концентрации напряжений, основанная на явлении искажения силового потока в зоне ослаблений. Не отражая всей сложности явлений, схема наглядно и достаточно верно представляет картину концентрации напряжений и позволяет сделать определенные практические выводы.

В качестве примера структурной схемы параметрической надежности на рис. 65 приведена упрощенная схема для токарно-револьверного автомата 1Б118. Здесь учтены не только перечисленные выше факторы (см. рис. 63), влияющие на один выходной параметр, но и указаны основные узлы и элементы, повреждение которых скажется на показателях точностной надежности. Составление структурной схемы параметрической надежности является начальным этапом при расчете, прогнозировании и испытании сложных систем.

Диаграмма представляет собой линейные зависимости равновесных потенциалов окислительно-восстановительных систем металла и его соединений в воде от рН раствора при 25 °С. Зависимости равновесных потенциалов от рН рассчитываются по уравнению Нернста. Прямыми вертикальными линиями отмечаются величины гидратообразования. Таким образом, диаграмма разбита на отдельные участки — области преобладания. Точке, находящейся в той или иной области отвечает определенное термодинамически устойчивое соединение или ион, которые указываются в центральной части области преобладания. Потенциалы приводятся относительно потенциала стандартного водородного электрода. В качестве примера приведена упрощенная диаграмма для системы железо—вода (рис. 3). Линии равновесий обозначены цифрами, под которыми в подписях к рисунку приводятся соответствующие равновесия.

Рассмотрим порядок определения блуждающих токов и выбор средств защиты для наиболее распространенной системы (см. .рис. 9), когда параллельно рельсовой сети располагаются в земле протяженные сооружения. На рис. 9, б приведена упрощенная электрическая эквивалентная схема этой системы, где /тз — ток утечки через «близкую» землю; /ту —ток утечки, шунтируемый трубопроводом (экраном) 4; /ту — ток утечки, шунтируемый удаленным сооружением 5. Общий ток утечки в землю при монтаже и эксплуатации рельсового электротранспорта составляет около 20 процентов [31, тогда

напряжение 1 (рис. 170)! Ниже приведена упрощенная схема возникновения концентрации напряжений, основанная на явлении искажения силового потока в зоне ослаблений. Не отражая всей сложности явлений, схема наглядно и достаточно в"ерно представляет картину концентрации напряжений и позволяет сделать определенные практические выводы.

В качестве оптического устройства наиболее широко применяется интерферометр Майкельсона и его различные модификации. На рис. 140 приведена упрощенная функциональная схема интерференционного измерителя.

Для большинства современных парогенераторов характерна тепловая схема с общим противоточным направлением движения рабочей среды и газов. В качестве примера на рис. 10-1 приведена упрощенная расчетная схема парогенератора ТГМП-204 к блоку 800 МВт. Первой по ходу рабочей среды расположена экономайзерная группа поверхностей нагрева (водяной экономайзер — ВЭ, подвесные трубы — Ятр). Посредством необогреваемых трубопроводов экономайзерная группа связана с группой радиационных поверхностей.

Составной частью облегченных ограждений являются также теплопроводные включения в виде металлических ребер и штырей для крепления изоляции, приводящие к увеличению потерь тепла. Для оценки влияния этих включений на потери тепла ниже приведена упрощенная методика (более точное решение этих задач дано К- С. Стрелковой в Уральском филиале ВТИ с использованием функций Бесселя; практическое использование методики К- С. Стрелковой требует специальных расчетных таблиц.

Таким образом, относительное распределение давления (включающего гидростатическое) в точках, подключенных к манометру, дается высотами столбов ртути и воды в трубках, если учесть при этом, что давление в каждой точке зависит также от относительного уровня точки измерения и манометра (например, верхнего деления его шкалы). Кроме того, если иметь в виду гидравлическую модель газового аппарата, то для получения натурной картины распределения давления из давления в различных точках модели должно быть исключено гидростатическое давление. Для выяснения этого вопроса на рис. 8-37 приведена упрощенная схема с манометром из одной рабочей (и одной контрольной) трубки.

Покажем, пользуясь формулой (2.21), что в данном случае существенное значение имеет заниженное противодавление приводной турбины. На рис. 4.12 приведена упрощенная схема рассматриваемой установки с указанием энтальпий потоков. Ниже приведены значения е и т) для случая, когда питательные насосы приводятся электродвигателем: ei=0,0933; e2=0,1535; е3~ 0,2032; 64=0,2690; е5—0,3167; е6=0,3573; е7=0,3707; е8=0,4085; г]=0,4815.

На рис. 111.7 приведена упрощенная схема аксиального поршневого насоса [8]. Он имеет приводной вал 2, служащий для приведения в движение поршней 3, блока цилиндров / и золотникового диска 4 со стационарными всасывающей и нагнетательной полостями. При помощи этих полостей золотниковый диск соединяет цилиндры соответственно с всасывающей и нагнетательной линиями насоса. Ось приводного вала 6 при вращении блока цилиндров находится под углом к оси блока цилиндров 5. Вращение приводного вала вызывает вращение блока цилиндров и возвратно-поступательное перемещение поршней в нем. Благодаря тому, что при вращении блока цилиндров расстояние между порш-нями и золотниковым диском непрерывно изменяется, любой поршень в течение первого полуоборота вала движется от золотникового = диска, а в течение второго— ^^\