Представлены зависимости

На рис. 4.2,а представлены возможные механизмы разрушения для подобласти F, с шарнирами текучести в точках /, /С и L.

На рис. 4.4,6 и 4. 4, в представлены возможные механизмы разрушения. Для них шарниры текучести расположены при = О, = 1 и = р + 0 (рис. 4.4,6) или ? = р — 0 (рис. 4.4,е). Внутренняя мощность диссипации выражается в виде

На рис. 3-21 представлены возможные конструкции опытных образцов. Для закладки термопар предусмотрены продольные отверстия небольшого диаметра. Образец В — разъемный, в образце Г вторая термопара расположена на поверхности.

Из табл. 2 видно, что при соблюдении условия Хэгга для образования фаз внедрения с гексагональной структурой (ГПУ-металлическая подрешетка) необходимо также выполнение следующего условия: 6 < ВЭК (MeQ.s) < 8. Для наиболее устойчивых (MeyCo.s) карбидов ВЭК = 7. Таким образом, устойчивость гексагональных низших карбидов молибдена и вольфрама (ВЭК = 8) должна повышаться при их легировании металлами меньшей валентности. При температурах, ниже температуры распада Мо2С и W2C в двойных системах Мо — С и W — С [17], в тройных системах (Mo, W) — Мещ, iv, v — С должна существовать, как обособленная, тройная фаза (Mevi, Меш, iv,v) Co,5- На рис. 2 схематически представлены возможные случаи фазовых равновесий для этих температур.

Приблизительно (весьма приблизительно) мы можем представить себе контуры будущей "термоядерной электростанций. Конечно, нельзя знать это наверняка, но предположим, что ее основу составляет реактор тороидального типа. На рис. 41 представлены возможные размеры и другие основные характеристики подобного реактора, способного производить примерно 1000 МВт

На фиг. 17 представлены возможные варианты расположения счетчиков, с помощью которых ведется исследование относительно источников.

На рис. 2.3 представлены возможные принципиальные схемы герметичных электронасосов с газовой подушкой над уровнем перекачиваемого теплоносителя. Опоры насоса (рис. 2.3, а) вынесены в газовую полость, и поэтому используются шариковые подшипники или подшипники с газовой смазкой. Газовая подушка предохраняет статор и ротор электродвигателя от заполнения теплоносителем, но не защищает эту полость от его паров, что может быть причиной повреждения изоляции обмотки статора.

Технология обработки. Вид заготовки для получения зубчатых колес зависит от размеров колес и от типа производства (табл. 14). В таблице представлены возможные типовые варианты механической обработки цилиндрических зубчатых колес. Во всех вариантах процесс изготовления начинается с обработки центрального посадочного отверстия, на базе которого производят всю дальнейшую обработку зубчатых колес. В зависимости от вида зубчатого колеса и характера производства обработка посадочного отверстия является или самостоятельной

На рис. 9-45 представлены возможные положения линии валов относительно горизонтальной линии. Вал машины А устанавливается горизонтально, уровень 5 дает одинаковые по величине, но обратные по направлению' уклоны на шейках опор 1 и 2 (рис. 9-45, а), шейки опор 2 и 3 устанавливаются горизонтально (рис. 9-45, б), на шейках всех опор уровень Дает показания одинакового направления (рис. 9-45, в). Данное положение валов не является характерным и имеет место, как правило, из-за неравномерной осадки фундамента.. Указанное положение линии валов Можно оставить без изменения, если на обеих машинах' установлены подшипники качения и максимальный уклон не превышает 10 делений уровня «Геологоразведка» с ценой деления 0,1 мм на 1 м. Если на одной или на обеих 'машинах установлены подшипники скольжения, то во время .ремонта целесообразно изменить положение линий валов путем подъема подшипниковых опор.

где VAI, V0 — решеточные вакансии, i — обозначает междуузель-ную позицию соответствующего иона, в фигурных скобках представлены возможные электронейтральные комплексы в а-А12О3, возникающие при протекании реакций по предполагаемым механизмам. При растворении СаО, а также реакции совместного растворения CaO + TiO2 схемы реакций совпадают с (6.3)—(6.5) и (6.9), соответственно.

Так, на рис. 6.3 представлены возможные механизмы диффузии в твердых растворах замещения. Из геометрических соображений очевидно, что наиболее затруднительным является простой обменный механизм диффузии, а наиболее вероятным — вакансионный.

На рис. 20.13 представлены зависимости изменения силы FK, действующей со стороны муфты на валы, от величины радиального смещения AS для муфт с различными расчетными моментами. Для ограничения силы FKno графикам находят допускаемое радиальное смещение валов и назначают способ сборки по табл. 20.1.

В качестве материала торсионных валов назначают стали одной из следующих групп: I. Хромованадиевая термообработанная сталь марок 60С2ХФА, 50ХГФА, II. а) Углеродистая закаленная в масле сталь марок 60, 65, 70, 85; б) Углеродистая холоднотянутая и коррозионно-стойкая холоднотянутая сталь марок 60,65,40X13, 55ГС, 65Г. Для этих материалов на рис. 13.4 представлены зависимости допускаемых напряжений [т] при кручении для проволоки и прутков в зависимости от их диаметра.

На рис. 20.9 представлены зависимости между силой FK и допускаемым смещением Д валов для муфт с различными значениями расчетных моментов. По приведенным графикам для каждой муфты можно определить силу FK при конкретном значении радиального смещения Д или по задаваемой величине силы /^ найти допускаемое радиальное смещение Д валов и выбрать метод сборки (см. табл. 20.1).

На рис. 20.13 представлены зависимости силы FK, действующей со стороны муфты на валы, от радиального смещения Д для муфт с различными расчетными моментами. По графикам для допускаемого смещения А определяют силу FK и назначают способ сборки по табл. 20. 1 .

последовательности: 5(дс)< 5<д'< ^ис\ Отличительной особенностью условной диаграммы растяжения (рис. 1.10,а, б, в) деформационно-состаренных металлов является увеличение или появление на ней площадки текучести (^(дс)>//(ио)_ Отметим, что на диаграмме растяжения деформационно-состаренных сталей появляется зуб текучести, обусловленный различием "стартовых" напряжений и напряжений текучести. Различие параметров исходных диаграмм растяжения упрочнения состаренного и исходного металла показано на рис. 1.10,г. В зависимости от структуры металла возможны три вида а(е) для состаренного металла: 1) модули упрочнения для состаренного Е(дс) и исходного Е<ис> металлов равны Е<дс^= Е<ис>; 2) Е<дс)< Е(ис> и 3) Е<дс» Е<ис). Аналогично можно записать для степенного упрочнения. По-видимому наиболее вероятный случай, когда Е<дс» Е<ис>, поскольку, деформационное старение в большей степени повышает предел текучести. Это отмечается при испытаниях искусственно и естественно состаренных углеродистых и низколегированных сталей, проведенных нами и другими исследованиями. На рис. 1.11,а, б представлены зависимости предела текучести и временного сопротивления от степени предварительной деформации (СПД) ед, искусственно состаренных (при температуре Т = 250°С и времени выдержки тс=1ч.) сталей. Как и следовало ожидать увеличение СПД приводит к возрастанию прочностных характеристик сталей (рис. 1.11). Причем, более интенсивно возрастает предел текучести особенно для СтЗ. Отметим, что после искусственного старения на диаграмме растяжения (а - Е) наблюдается четко выраженная площадка текучести. Таким образом, с точки зрения прочностных показателей предварительное деформирование и старение металла не ухудшает эксплуатационные свойства сталей.

На рис. 6.8 представлены зависимости В$* от (1 —k). При расчете принято: охладитель — вода, давление окружающе среды PI = 1,013 бар,

На рис.2 представлены зависимости амплитуды виброперемещения УЭЦН от давления в ходе стендовых производственных испытаний. Очевидно, что амплитуда виброперемещения при ее малых значениях А<50 мкм (кривые 1 — 4) практически не зависит от давления, Это свидетельствует о том, что при малых вибрациях, когда состояние УЭЦН можно считать близким к оптимальному с точки зрения динамики ее составных частей, отсутствуют факторы, влияющие на изменение ее вибрационного состояния.

Бо-видимому, характер зависимостей амплитуды вибропе-ремещения от рассмотренных выше факторов на стендовой скважине сохраняется и для добывающей скважины. На рис.3 представлены зависимости от времени t для следующих характеризующих работу УЭЦН параметров: токовая нагрузка I (ломаная линия I); динамический уровень, пересчитанный на давление на приеме насоса Рур (кривая 2); расход жидкости Q*< (кривая 3) и давление на приеме насоса Рм, зарегистрированное манометром МГЛ-5-250 (кривая 4).

На рисунке 3.4 представлены зависимости рот^цТГО^п,) для исследуемых сталей. Экспериментальные данные аппроксимированы полиномами третьей степени (таблица 3.4):

На рис. 1.5 представлены зависимости характеристики трещиностойкости Кс (критический коэффициент интенсивности напряжений) от толщины стенки обечайки. Как видно, с увеличением толщины стенки отмечается монотонное уменьшение трещиностойкости. На этих кривых значения Кс получены при толщине 10 мм путем растяжения плоских образцов с краевыми трещинами. Зависимости KC(S) построены по методике, регламентированной в работе [10].

Отмеченные закономерности изменения сварных соединений от геометрических параметров сварных швов со смещением кромок относятся к двухсторонним швам. Для односторонних швов увеличение параметра mbs или угла (3 также приводит к повышению прочности. Однако, такое повышение прочности связано лишь с увеличением площади поперечного сечения шва. Поскольку, в корне шва угол перехода р' сохраняется (р' = const = 90°), то при любом значении mbs разрушение должно инициироваться в точке А, хотя для пластичных материалов отмечаются разрушения по основному металлу [26]. Причем, критическое значение mbs =4Д. На рис. 2.17 представлены зависимости прочности сварных соединений со смещением кромок, выполненных односторонними швами от параметра mbs(mbs = b/S).