Расчетное распределение

Основой для расчетов нагрева и плавления металла при сварке служат уравнения и формулы, полученные в гл. 6. Их используют для качественной оценки температурных полей, а также для количественных расчетов при определении термических циклов сварки, скоростей охлаждения, размеров зон термического влияния и т. д. Следует заметить, что в ряде случаев реальные процессы и явления протекают сложнее, чем это описывается формулами. Часто характер теплового воздействия при сварке, условия распространения теплоты и теплоотдачи от свариваемых деталей настолько сложны или неопределенны, что расчетное определение температур становится либо затрудненным, либо настолько неточным, что его использование оказывается неоправданным. Экспериментальное определение температур при сварке имеет свои преимущества перед расчетным, хотя и уступает ему в возможности получения и анализа общих закономерностей. Правильным следует считать подход, при котором оба метода дополняют друг друга, а решение об использовании того или иного метода принимается с учетом конкретной обстановки и поставленных задач.

переход металла из твердого в жидкое состояние. Здесь принято, что лишь теплота, истраченная на плавление металла, израсходована полезно, а остальная часть, ушедшая на подогрев металла, окружающего ванну, истрачена бесполезно. Расчетное определение т]( для точечного и линейного источников теплоты соответственно в полубесконечном массивном теле и в пластине проводят по формулам (6.22) и (6.26). По ним определяют площадь Fap в выражении (7.46), ограниченную изотермой ДГ=ТПЛ — Тн. Для точечного источника т), возрастает с ростом безразмерного критерия ез = qv/(a2phnn) , т. е. термический к. п. д. выше у мощных дуг, движущихся с высокой скоростью. Однако при е3-*-оо не может быть выше \/е = 0,368.

Практический интерес для анализа процесса кристаллизации металла шва представляет расчетное определение поля градиентов температуры.

Расчетное определение коэффициентов п и k возможно с использованием критических скоростей охлаждения, взятых из диаграмм АРА для анализируемых сталей (ш„2, WM\, а»ф.„2 и шф.л!, соответствующих образованию 90 и 5% мартенсита, 100 и 5% ферритоперлита), по соотношениям:

44. Лебедев В.Д., Дукельскан О.И. , Дашевская Е.А. Расчетное определение зоны термического влияния II Автоматическая сварка. — 1975. —№ 3.

79. Ерофеев В.П. Шахматов М.В., Бажанов П.Е. Расчетное определение показателя напряженного состояния в сварных соединениях с мягкими участками в стыковом шве II Сварочное производство. — 1979. — № 7 — С. 1—3.

44. Лебедев В.Д., Дукельская О.И. , Дашевская Е.А. Расчетное определение зоны термического влияния II Автоматическая сварка. — 1975. — № 3.

79. Ерофеев В.П. Шахматов М.В., Бажанов П.Е. Расчетное определение показателя напряженного состояния в сварных соединениях с мягкими участками в стыковом шве II Сварочное производство. — 1979. — № 7. — С. 1—3.

Расчетное определение глубины коррозии сталей под влиянием первоначальных золовых отложений в зависимости от времени и температуры можно проводить по следующим формулам:

тельному циклу, а сами участки соответствуют приращению трещины за один этап испытания диска. При этом суммарный размер мезолиний составил примерно 50—60 % длины этих участков. Наличие внутри каждой мезолиний пяти усталостных бороздок свидетельствует о том, что каждый испытательный цикл вызывал как минимум пять актов продвижения трещины. Все это позволило расчетное определение СРТ по длине трещины при действии испытательных циклов проводить при допущении эквивалентности зависимости СРТ и шага усталостных бороздок от длины трещины, а следовательно, при сохранении постоянным по длине трещины отношения приращений трещины в течение испытательных циклов, воспроизводящих эксплуатационный ПЦН, и циклов треугольной формы.

материала. Следует подчеркнуть, что расчетное определение кривой малоциклового усталостного разрушения на основе приведенной выше корреляции характеристик усталости и статических характеристик прочности и пластичности материала может быть использовано только для приближенной оценки долговечности. В случаях проверки критериальных зависимостей (1.1.10)—(1.1.12) необходимо располагать прямыми экспериментальными данными

Расчетное распределение упругих деформаций вблизи границы зерна, содержащей такую конфигурацию дислокаций, в соответствии выражением (2.1) имеет аналогичные экспериментально построенной кривой 1 на рис. 2.3 особенности и показывает максимум упругих деформаций в приграничной области, а также экспоненциальный спад при больших расстояниях от границы зерна. Отметим, что быстрое уменьшение величины упругих деформаций с увеличением расстояния от границы зерна предсказывалось также и в других работах [12, 118]. Из рис. 2.3 следует, что достаточно хорошее совпадение расчетных данных, полученных по формуле (2.1), с экспериментальными данными достигается при среднем расстоянии между краевыми зернограничными дислокациями D = 10 нм, что соответствует их плотности 1 х 108 м"1 при величине вектора Бюргерса Ьзгд = Ь/6, где b = 2,56 х 10~8 м [111].

Сложность сравнения результатов расчета и измерений вызвана неизвестностью распределения небалансов по длине ротора у работающей машины. На рис. 51 показано распределение по длине рамы амплитуд колебаний на частоте 50 Гц, полученное на различных экземплярах машин одной и той же конструкции (кривые в). Там же приведено расчетное распределение амплитуд рамы и ротора (кривые а, б). Отклонение результатов расчета и эксперимента в основном не превышает разброса экспериментальных значений. Минимальные расчетные уровни амплитуд не согласуются с экспериментом вследствие неучтенных источников возбуждения и высокого уровня помехи при измерениях.

Амплитуды колебаний рамы натурного турбогенератора под действием известного небаланса ротора можно получить из сравнения колебаний рамы под действием имеющегося распределения небалансов с колебаниями при известном дополнительном небалансе в заданной точке ротора. При этом необходимо измерять фазу колебаний точек рамы относительно углового положения фиксированной точки ротора. Если первоначальное перемещение точки k рамы было ukexpi(ujt-}-t-}-fyk), а перемещение только за счет действия дополнительного единичного небаланса с нулевой фазой — (GRi^expi (wt—^R). (ukexpiy k—vkexpifyk). Построенные таким образом для частоты 50 Гц распределения амплитуд ускорений по результатам измерений на одной из машин, проведенных в различные промежутки времени (рис. 52, кривые в), хорошо совпадают с расчетом (кривая г) и стабильны по времени. Там же приведено расчетное распределение амплитуд вертикальных колебаний ротора на частоте 50 Гц при установке подшипников на амортизированную раму (кривая а) и на частоте 53 Гц (кривая б) при установке подшипников на абсолютно жесткий фундамент. Форма колебаний в последнем случае стремится к трех-узловой, и резонансная частота определяется в основном параметрами ротора, а не опор.

фазу колебаний точек рамы относительно углового положения фиксированной точки ротора. Если первоначальное перемещение точки k рамы было мй exp (co/f +
Расчетное распределение нагрузок по виду теплоносителя (вариант с воздухоподогревателем)

Из указанной характеристики видно, что при работе на газе максимально * возможная паропроизводительность котла при номинальной нагрузке достигает 156 т/ч при включенном воздухоподогревателе и 128 т/ч — при выключенном. При работе на.мазуте паровая нагрузка соответственно повышается и составляет 173 т/ч с воздухоподогревателем и 140 т/ч без него. На основании этих данных для работы на мазуте в табл. 6.4 приведено расчетное распределение нагрузок по виду теплоносителя при различных суммарных нагрузках котла.

вдвое по сравнению с его значением, отвечающим уравнению Осватича. Поразительно, что, несмотря на столь значительное отклонение в значениях производной dp/dx, расчетное распределение давлений по Осватичу прекрасно согласуется с результатами измерений.

Рис. 4.14. Расчетное распределение температур на аноде при выделяемой мощности: / — 50 Вт; 2 — 20 Вт; 3 — 10 Вт; 4 — 4 Вт

расчетное распределение температур и осредненные показания термопар для цилиндрической стенки (по верхней образующей цилиндра) и в плоскости фланцев горизонтального разъема.

На рис. 1 дано расчетное распределение давлений по поверхности лопасти на двух соседних линиях тока. Из графиков видно, что давление меняется как вдоль линии тока, так и по длине лопасти. Поскольку при расчете на прочность лопасть заменяется эквивалентным стержнем, то давление по всей лопасти должно быть сведено к распределенному давлению и распределенному скручивающему моменту, меняющимся вдоль оси стержня-лопасти. Скручивающий момент возникает потому, что точка приложения равнодействующей давления в сечении лопасти не совпадает с центром тяжести соответствующего сечения.

Рис. 45. Расчетное распределение скоростей газа вдоль оси заряда (а) и температуры (б) для четырех характерных интервалов времени [133].