Расчетных соотношений

Рис. 5.6. Сравнение расчетных результатов с экспериме данными по теплообмену в канале с проницаемым заполнителем: а - вода; б - газообразный I - Ре = 100; II - Ре = 10; Ре = 1

В аналитических и экспериментальных исследованиях остаточных напряжений в волокнистых композитах используются два подхода — уже упомянутая выше модель коаксиальных цилиндров и модели регулярных типов расположения волокон. Первый подход основан на довольно простых математических соотношениях и поэтому применялся более широко [14, 27, 32]. Он был развит в работе [27] и позволил рассмотреть, наряду со свойствами, зависящими от температуры, влияние пластического течения в матрице, подверженной деформационному упрочнению. В этой и других работах пользуются не вполне определенным понятием «температура релаксации внутренних напряжений»; имеется в виду температура, ниже которой влияние ползучести ослабевает и могут возникать напряжения значительной величины. Хекер и др. ?27] устранили эту неточность, определив температуру релаксации внутренних напряжений путем сопоставления расчетных результатов с данными экспериментального определения остаточных напряжений в модельных композитах типа коаксиальных цилиндров.

Для расчета на ЭЦВМ свойств слоистого композиционного материала по свойствам слоев существуют специальные программы, например программа R5D (ВВС США). Правильность расчетных результатов проверяется экспериментально. Программы, используемые в космической технике, учитывают дополнительно остаточные термические напряжения, возникающие в ходе охлаждения после отверждения. Важно точно оценить свойства слоистого композиционного материала. Например, изменение последовательности сборки материала оказывает влияние на свойства материала. Так, сравнивались два композиционных материала, состоящих из равного числа чередующихся слоев стекловолокон, ориентированных под углами 0 и 90°; у одного из них наружный слой имел ориентацию 90°, у второго 0°. Статическая прочность первого составляла в среднем 4500 кгс/см2, второго 5000 кгс/см2 [12].

Следует иметь в виду, что, когда волокна используются в виде тканого материала, они уже не имеют прямолинейную форму и содержат изгибы. Часто при этом волокна располагаются в двух взаимно перпендикулярных направлениях. Это учитывалось при проведении исследований в работе [2.8], в которой считалось, что композит имеет слоистую структуру, состояющую из слоя одной смолы и слоя смеси смолы с волокном. Проведенные ими исследования показали, что можно добиться хорошего согласования расчетных результатов с экспериментальными, если использовать характеристики слоя смеси смолы с волокном, соответствующие главным направлениям.

Из обоих этих рисунков --, можно сделать вывод о том, ^ что и последняя теоретиче-Л" екая модель Муди не дает одинаково: хорошего совпадения расчетных результатов с экспериментальными по расходу и по скорости истечения в одних и тех же условиях, а потому не отображает действительной физической картины течения.

В инженерной практике под этим понимают предельно допустимую то простоте динамическую схему, правильно отображающую те особенности динамического поведения реальной системы, которые хотят изучить. При построении корректных динамических схем учитывают лишь главные факторы, оказывающие решающее влияние на динамические 'свойства реальной системы при рассмотрении определенного класса процессов. Критерием корректности динамической схемы является соответствие расчетных результатов, получаемых на ее основе, экспериментальным данным.

Данные, приведенные в табл. 1.1, свидетельствуют об удовлетворительном соответствии расчетных результатов опыту, что позволяет рекомендовать разработанный метод расчета для практического использования.

На втором этапе надо не переосмысливать расчеты первого этапа, а стремиться применить их практически, подобрав надлежащим образом элементы проточной части машин, аппараты и разного рода коммуникации тепловой схемы установки. Здесь допустима только небольшая корректировка расчетных результатов первого этапа проектирования, не нарушающая сделанных согласований.

В газовых турбинах одной из таких причин может быть внешнее охлаждение лопаточного аппарата или дисков (под внешним охлаждением здесь понимается отвод, тепла во внешнюю среду охладителями). Недостаточный учет указанных обстоятельств или неумение правильно определить их влияние на полезную отдачу турбоагрегата обычно приводит к несоответствию расчетных результатов по определению к. п. д. агрегата и результатов его испытания в условиях эксплуатации.

Проверка теоретических решений требует прежде всего экспериментального определения степени выгорания топлива по объему камеры, что представляет очень большие трудности. Все же имеются некоторые исследования такого рода. Они используются как для сравнения расчетных результатов с экспериментальными данными, так и для подбора эмпирических расчетных формул. Можно, например, отметить работу Фледермана и Ханша [Л. 9-5], в которой скорость испарения гексанового факела исследовалась путем отбора проб на разных расстояниях от сопла. Хорошего совпадения с теоретическим расчетом по Проберту не получилось. Обнаружилось, что значительную роль играет относительная скорость капель и потока, которая не учитывается теорией Проберта. Кроме того, выяснилось влияние турбулентности потока.

В-третьих, усредненные по элементарному «жидкому» объему скорость и давление являются величинами, непосредственно экспериментально не определяемыми. Между тем как для доказательства достоверности модели, так и для последующего ее применения в конкретных практических расчетах необходимо сопоставление расчетных результатов с экспериментальными данными.

Описание процессов, происходящих при деформации кручения, сделано с некоторыми упрощениями, не нарушающими при этом необходимой степени достоверности. Явления, которыми мы пренебрегли, не оказывают существенного влияния на прочность скручиваемых деталей. Однако сделанные допущения позволяют значительно упростить вывод расчетных соотношений. В настоящей главе рассмотрены явления, происходящие при кручении только брусьев круглого поперечного сечения.

Для устранения указанных недостатков существующих методик /68. 138/ и получения расчетных соотношений, позволяющих оценить несущую способность цилиндрических толстостенных оболочковых конструкций, ослабленных продольными мягкими прослойками, нами был выполнен теоретический анализ предельного состояния рассматриваемых конструкций для наиболее общего случая их нагружения внут-рснним и внешним давлением/; и q (см рис. 4.1,а).

Анализ полученных расчетных соотношений для оценки величины предельного перепада давлений на стенке рассматриваемых сферических оболочек (р - q)max (4.53) и (4.54) позволяет установить некоторые закономерности, связанные с влиянием геометрических параметров оболочек Ч* и кольцевой прослойки к на их несущ\то способность.

Анализ приведенных расчетных соотношений показал, что наименьшая погрешность определения коэффициента температуропроводности имеет место при Pd~9, что соответствует отношению амплитуд в расчетных точках, равному двум. Положение центральной термопары практически не вносит ошибок в измерения. Так, при отклонении ее от оси на 15% и при оптимальном значении Pd погрешность измерения отношения амплитуд составит величину, меньшую илк равную 0,1%.

Для устранения указанных недостатков существующих методик /68, 138/ и получения расчетных соотношений, позволяющих оценить несущую способность цилиндрических толстостенных оболочковых конструкций, ослабленных продольными мягкими прослойками, нами был выполнен теоретический анализ предельного состояния рассматриваемых конструкций для наиболее общего случая их нагружения внутренним и внешним давлением р и q (см. рис. 4.1,а).

Анализ полученных расчетных соотношений для оценки величины предельного перепада давлений на стенке рассматриваемых сферических оболочек (р - q^max (4.53) и (4.54) позволяет установить некоторые закономерности, связанные с влиянием геометрических параметров оболочек Ч* и кольцевой прослойки к на их несущую способность.

Таким образом, параметры Ф# и tg
Анализ расчетных соотношений (5.6), (5.8) показывает, что начальная закрутка вырождается на бесконечном расстоянии от входа в канал, где устанавливается параболический закон осевой скорости ш = 2(1 -г) . Из этих же уравнений можно получить условия образования приосевого обратного течения (рис. 5.2), которое возникает в некотором сечении канала при определенных значениях совх.

относительное изменение температуры и концентрации компоненты в области пристенного течения; Рт, Рд — тепловой и диффузионной аналоги параметраР [см. пояснения к формуле (5.28) ]. Уравнения (5.32)... (5.34) могут быть использованы для получения конкретных расчетных соотношений при течении закрученного потока в условиях различных "возмущающих" факторов (неизотермичность, вдув, продольный градиент давления и т. д.). В качестве примера рассмотрим предельный относительный закон трения при неизотермическом течении в непроницаемом цилиндрическом канале. В этом случае уравнения, полученные в [ 52 ], приобретают следующий вид

Экспериментальное исследование гидравлического сопротивления воздушному потоку в трубе с Т= 150 выполнено с использованием лопаточных завихрителей при Йё^ = 5° 104 ...1,5° 105 . Полученные в этом исследовании результаты не , могут быть использованы для расчета гидравлического сопротивления труб с длиной, отличной от 150 d , но они позволили установить некоторые закономерности, которые дальше использованы для построения расчетных соотношений гидравлического сопротивления закрученному потоку в трубах различной длины.

В настоящее время проведена широкая экспериментальная проверка расчетных соотношений (1.7) и (1.8) как на лабораторных образцах, так и на натурных деталях машин, испытанных на стендах и в условиях эксплуатации. Сопоставление расчетных и экспериментальных данных по интенсивности износа показало [43], что корреляция значений Ih с коэффициентом пропорциональности, близким к единице, имеет место в интервале 10"11 — 10~3. Расхождение между экспериментальной и расчетной интенсив-ностями износа с вероятностью 95% не превышает трех раз и лишь в отдельных случаях достигает десяти раз. Аналитическая оценка интенсивности износа, основанная на представлении об усталостном разрушении поверхностей, была применена к самым различным классам материалов: резинам, резино-металлическим уплотнениям, работающим всухую, полимерам, металлам, графитам, самосмазывающимся материалам. Эта теория была распространена для расчета износа при наличии свободного абразива в контакте [52]. Интересно отметить, что понятие усталостного износа как вида разрушения, при котором материал подвергается повторному действию сил, приводящих к накоплению в нем повреждений, в настоящее время используется и для анализа процесса, который классифицируется как адгезионный износ [53]. Это свидетельствует об известной общности представления об усталостном разрушении поверхностей трения.