Расчетные выражения

Следует учитывать, что нагретые детали остывают при их переносе из печи и установке йод пресс. Во время запрессовки температура нагретой ступицы быстро падает в результате соприкосновения с холодным валом. Поэтому расчетные температуры нагрева надо повысить на величину, зависящую от времени переноса детали и быстроты операций запрессовки (в среднем 30 — 50°С). . '

климатологические характеристики района строительства (зона влажности, тип оттепелей, расчетные температуры воздуха, величина солнечной радиации и т. д.);

Расчетные температуры: в гальваническом зале и на участках приготовления растворов +18 °С, в кладовых +12 °С, на участках изоляции подвесок, очистки сточных вод и в других производственных помещениях +16 °С.

В работе обсуждаются особенности эксплуатационного нагружения узла торможения бурового ключа АКБ-ЗМ, являющегося типовым представителем роликовых механизмов свободного хода. Решена температурная задача на участке упругого контактирования деталей контактной пары «ролик—вкладыш». Уравнения приведены к виду, удобному для расчетов на ЭВМ. Расчетные температуры вполне удовлетворительно согласуются с экспериментальными данными, полученными методом полуестественной термопары.

Следует учитывать, что нагретые детали остывают при их переносе из печи и установке под пресс. Во время запрессовки температура нагретой ступицы быстро падает в результате соприкосновения с холодным валом. Поэтому расчетные температуры нагрева надо повысить на величину, зависящую от времени переноса детали и быстроты операций запрессовки (в среднем 30 — 50°С).

Расчетные температуры нагрева червячного редуктора и силовой головки (в град С)

ЁОК из восьми наиболее холодных зим за 50-летний период. Исходя из этих условий, расчетные температуры для вышеуказанных городов приняты: Москва — 26° С, Ленинград — 24° С, Новосибирск —39° С, Ялта —8° С. Все они значительно отличаются от минимальных, что снижает расчетный расход тепла, а следовательно, и затраты на сооружение отопительного устройства.

Для того чтобы снизить стоимость оборудования вентиляции, в некоторых случаях при отсутствии больших вредностей в вентилируемых помещениях расчетную начальную температуру наружного воздуха берут несколько выше, чем для отопления. Так, например, для упомянутых выше городов расчетные температуры для вентиляции принимают: для Москвы — 15°С, Ленинграда—12° С, Новосибирска —24° С, Ялты —3° С.

11) испытания тепловых сетей на расчетные температуры теплоносителя;

Расчетные температуры стенок труб различных поверхностей нагрева выбираются следующим образом.

Для сравнения влияния марки стали на необходимую толщину стенки трубы, влияния отклонений температуры и т. п. удобно пользоваться номограммой, приведенной на рис. 7-5. В левом квадранте по оси абсцисс отложены расчетные температуры стенки труб, по оси ординат — допускаемые напряжения. Кривые изображают изменение допускаемых напряжений различных котельных сталей в зависимости от температуры. В пра-BQM квадранте nq оси абсцисс нанесены рабочие давле-

Феноменологическое исследование механических свойств композиционных материалов может быть проведено двумя путями. Первый основан на рассмотрении армирующего материала как конструкции и учитывает реальную структуру композиции. В этом случае задача состоит в установлении зависимостей между усредненными напряжениями и деформациями. Второй путь основан на рассмотрении армированных материалов как квазиоднородных сред и использовании традиционных для механики твердых деформируемых тел средств и методов их описания. Краткая схема аналитического расчета упругих констант композиционного материала методом разложения тензоров жесткости и податливости в ряд по объемным коэффициентам армирования приведена в монографии [60, 83]. Установлено, что при малом содержании арматуры можно ограничиться решением задачи для отдельного волокна, находящегося в бесконечной по объему матрице. Однако такой подход заведомо приводит к грубым погрешностям при расчете упругих характеристик пространственно армированных материалов, объем которых заполнен арматурой на 40—70 %. К тому же следует учесть, что пространственное расположение волокон в этих материалах приводит к росту трудностей при решении задачи теории упругости по определению напряженно-деформированного состояния в многосвязанной области матрица—волокно. Коэффициент армирования при этом входит в расчетные выражения нелинейно, что приводит к очередным трудностям реализации метода разложения упругих констант материала по концентрациям его компонентов.

ний координатных осей не учитывается. Допущение 3 соответствует идеальной предпосылке приближения Фойгта при расчете модуля упругости материала вдоль волокон. Согласно допущению 4 структурные параметры влияют на поперечную деформацию композиционного материала только через объемный коэффициент армирования. Упаковка волокон в поперечном сечении материала и изменение плотности по сечению при этом не учитываются. Допущение 5 исключает рассмотрение концентрации напряжений в компонентах на границе волокно— матрица при расчете констант. Именно последнее допущение позволяет получить достаточно простые расчетные выражения для упругих характеристик. Вывод формул для упругих характеристик ортогонально-армированного слоя основан на принципе частичного сглаживания структуры материала. Он содержит, во-первых, определение характеристик анизотропного «связующего» — модифицированной матрицы, во-вторых, определение свойств однонаправленного слоя с модифицированной матрицей. Последняя получается усреднением (в этом и состоит принцип частичного сглаживания) арматуры, расположенной ортогонально по отношению к слою, со связующим. Плоскость изотропии приведенной матрицы совпадает с плоскостью слоя.

Для формпараметров течения получены следующие расчетные выражения

4i-OO Таблица 2.8. Расчетные выражения для оценки прочности конструкций по критериям прочности для различных напряженных состояний

Таблица 2.8 Расчетные выражения для определения функции разлома

На основании диаграммы предельных нагрузок [5] по полученным расчетно-экспериментальным данным построены диаграммы ограниченной прочности эталонных образцов и резьбовых соединений при пульсирующем и симметричном цикле, изображенные на фиг. 3. При этом были использованы следующие расчетные выражения, вытекающие из диаграммы предельных нагрузок:

Расчетные выражения для электрического сопротивления имеют вид:_ _

Феноменологическое исследование механических свойств композиционных материалов может быть проведено двумя путями. Первый основан на рассмотрении армирующего материала как конструкции и учитывает реальную структуру композиции. В этом случае задача состоит в установлении зависимостей между усредненными напряжениями и деформациями. Второй путь основан на рассмотрении армированных материалов как квазиоднородных сред и использовании традиционных для механики твердых деформируемых тел средств и методов их описания. Краткая схема аналитического расчета упругих констант композиционного материала методом разложения тензоров жесткости и податливости в ряд по объемным коэффициентам армирования приведена в монографии [60, 83]. Установлено, что при малом содержании арматуры можно ограничиться решением задачи для отдельного волокна, находящегося в бесконечной по объему матрице. Однако такой подход заведомо приводит к грубым погрешностям при расчете упругих характеристик пространственно армированных материалов, объем которых заполнен арматурой на 40—70 %. К тому же следует учесть, что пространственное расположение волокон в этих материалах приводит к росту трудностей при решении задачи теории упругости по определению напряженно-деформированного состояния в многосвязанной области матрица—волокно. Коэффициент армирования при этом входит в расчетные выражения нелинейно, что приводит к очередным трудностям реализации метода разложения упругих констант материала по концентрациям его компонентов.

ний координатных осей не учитывается. Допущение 3 соответствует идеальной предпосылке приближения Фойгта при расчете модуля упругости материала вдоль волокон. Согласно допущению 4 структурные параметры влияют на поперечную деформацию композиционного материала только через объемный коэффициент армирования. Упаковка волокон в поперечном сечении материала и изменение плотности по сечению при этом не учитываются. Допущение 5 исключает рассмотрение концентрации напряжений в компонентах на границе волокно— матрица при расчете констант. Именно последнее допущение позволяет получить достаточно простые расчетные выражения для упругих характеристик. Вывод формул для упругих характеристик ортогонально-армированного слоя основан на принципе частичного сглаживания структуры материала. Он содержит, во-первых, определение характеристик анизотропного «связующего» — модифицированной матрицы, во-вторых, определение свойств однонаправленного слоя с модифицированной матрицей. Последняя получается усреднением (в этом и состоит принцип частичного сглаживания) арматуры, расположенной ортогонально по отношению к слою, со связующим. Плоскость изотропии приведенной матрицы совпадает с плоскостью слоя.

лученное решение задачи (14-14) и (14-15) обладает достаточной точностью и в то же время не содержит ограничений в отношении температур граничных поверхностей и радиационных характеристик системы, которые имели место во многих предшествующих работах. Полученные расчетные выражения (14-14) и (14-15) являются, как видно, довольно простыми и удобными для практического использования.

При этом параметры jjj, и V в разных условиях будут различными. Их подбор не составляет труда по имеющимся кривым Кт (т) • В качестве передаточных функций г(р) удобно воспользоваться приближенной моделью второго порядка (2.38) , дающей высокую точность расчета и достаточно простые расчетные выражения. Подстановка (2.38) и (2.52) в (2.47) и (2.50) и нахождение вычетов по полюсам передаточной функции (р*р,кр=а) для (2.47) и по всем левым полюсам для (2.50) дает следующие значения для „SgH/fjj;: