Расчетная зависимость

— 25 °С и ниже составляет около 50 ч/год. С целью снижения капитальных затрат и с учетом аккумулирующей способности зданий низшую расчетную температуру наружного воздуха при проектировании систем отопления принимают несколько выше низшей температуры, наблюдавшейся в данной местности. Так, для Москвы низшая расчетная температура (средняя наиболее холодной пятидневки из четырех наиболее холодных зим за 25-летний период) для проектирования отопления принята равной —25 °С (при фактически наблюдавшейся

Расчетная температура наружного воздуха ^„ар для проектирования отопления и отопительная характеристика здания выбираются по справочным данным [11, 17]: tutp = = — 31 °С; <х„=1,76 кДж/(м3-ч-К). Тогда QOT= 1,76-628 [18 — ( — 31)]= 15 040 Вт.

Расчетная температура tR -это температура для определения физико-механических характеристик конструкционного материала и допускаемых напряжений. Она определяется на основании теплового расчета или результатов испытаний. В случае невозможности выполнения теплового расчета, а также, если при эксплуатации температура

элемента аппарата может повыситься до температуры соприкасающейся с ним среды, расчетная температура принимается равной рабочей, но не менее 20°С. При обогревании элемента открытым пламенем, горячими газами с температурой свыше 250°С или открытыми электронагревателями расчетная температура принимается равной температуре среды плюс 50°С. При наличии у аппарата тепловой изоляции расчетная температура его стенок принимается равной температуре поверхности изоляции, соприкасающейся со стенкой, плюс 20°С. При отрицательной рабочей температуре элемента за расчетную ( для определения допускаемых напряжений) принимается температура, равная 20°С.

Расчетная температура стенки сосуда или аппарата, °С Допускаемые напряжения [о], МПа для сталей марок

Расчетная температура стенки сосуда или аппарата, °С Допускаемые напряжения [о], МПа для сталей марок

Расчетная температура стенки сосуда или аппарата, °С Допускаемые напряжения [о], МПа для сталей марок

где «-межосевое расстояние передачи, мм; apl и ар2- коэффициенты линейного расширения материалов зубчатых колес и корпуса соответственно (см. табл. П25); Т1 и Г2- расчетная температура нагрева зубчатых колес и корпуса соответственно; а-угол зацепления (2 sin a = 0,684 при а = 20°). Боковой зазор, необходимый для смазывания зацепления, вычисляют по формуле

При этом надо учесть, что полученная расчетная температура скачка TZ max имеет постоянное значение на всем интервале расходов парожид-костного режима охлаждения. Минимальный удельный расход охладителя, при котором сохраняется постоянство температуры внешней поверхности Т2, можно определить по известному скачку температуры Т г max, решая совместно уравнения (6.44) и (6.45) с уравнением баланса теплоты

Указанные допущения позволяют получить стройную теорию распределения температуры в телах при нагреве их различными движущимися источниками теплоты. Эта теория хорошо отражает качественную картину, а в ряде случаев дает также и достаточную для технических расчетов точность описания сварочных процессов. В точках, где находятся сосредоточенные источники, расчетная температура может достигать бесконечно больших значений. Наибольшие погрешности в описании полей температур наблюдаются в зонах вблизи действия источников теплоты. Определение температур в этих зонах по изложенным здесь методикам проводить не следует.

- расчетная температура - -50°С;

Для облегчения физической интерпретации процесса развития трещины в рамках рассмотренной выше статистической модели предложено нормировать толщину стенки трубы по времени до ее разрушения, то есть перейти тем самым к скоростным показателям КР (см. феноменологическую модель). В таком случае расчетная зависимость упрощается и представляется в виде

При Реж>Некр режим течения жидкости в пограничном слое турбулентный и расчетная зависимость для локального коэффициента теплоотдачи имеет вид

В 1963 г. опубликована работа В. Дентона, Ч. Робинсона и Р. Тиббса [33] по исследованию гидродинамического сопротивления и теплоотдачи в шаровых насадках при больших числах Re. Приведены экспериментальные данные по коэффициентам сопротивления для шаровых насадок при изменении чисел Re от 5-103 до 5-Ю4 для N= 11-=-34 и объемной пористости ш~0,4 и предложена расчетная зависимость

Приведенная зависимость представляет собой уравнение наклонной ветви кривой усталости. Горизонтальная ветвь кривой усталости в рабочем диапазоне циклов нагружений не обнаруживается. Расчетная зависимость справедлива при Р,^ <0,5СГ.

Расчетная зависимость эквивалентной нагрузки Р от радиальной F, и осевой Fu учитывает изменение углов контакта и числа шариков, принимающих участие в восприятии нагрузки. Поэтому коэффициенты А" и У зависят от отношения составляющих и их уровня, который задается

формулу и замены q — * , dt =——j-расчетная зависимость принимает

Таким образом, расчетная зависимость аналогична формуле для расчета на прочность при изгибе бруса круглого поперечного сечения, но различие состоите том, что здесь в числителе стоит не изгибающий момент, а эквивалентный момент, зависящий одновременно и от изгибающего и от крутящего моментов.

Для иллюстрации на рис. 6.10 пунктиром 'показана расчетная зависимость рс/рн=/(ы) для перегре-тэго водяного пара (k=\,3) при рр/р„=6, построенная по уравнению (6.34). Сплошными линиями нанесены экспериментальные характеристики pc/pH=f(w) 'пароструйных компрессоров трех различных геометрических параметров: /з//р* = 7,6; 14,2 и 21,6; dp*=21,6 мм.

Полученная расчетная зависимость у =» <р(х) сравнивается с известными характеристиками различных механизмов. В качестве передаточного механизма выбирается такой механизм (или несколько механизмов), воспроизводимая функциональная зависимости которого оказывается наиболее близкой к у =Ф(*,) в заданном диапазоне работы.

Опоры на кернах. В связи с тем, что в этих опорах площадки контакта очень малы, напряжения в подшипнике — пяте могут достигать больших значений даже при небольших нагрузках. Если принять, что давление по площадке контакта радиуса R, полученной в результате деформации керна под действием осевой нагрузки А (рис. 4.60, б), распределяется по закону полушара, то расчетная зависимость будет иметь вид:

Расчетная зависимость константы затвердевания сплавов ВТ1Л (/) и ВТ5Л (2) от давления аргона. Точками показаны экспериментальные данные