Расчетного температурного

При проектировании колонны требуется обеспечить ее несущую способность путем проверок общей устойчивости в плоскости и из плоскости рамы, местной устойчивости стенки и полок, а также ограничить гибкость колонны предельной величиной. Выполнение всех этих требований иногда вызывает необходимость повторных расчетов с корректировками первоначально назначенного поперечного сечения. От этого недостатка свободен прямой метод расчета колонн, предложенный Ю.В. Соболевым [2], который одновременно позволяет оптимизировать поперечное сечение колонны и назначить рациональное значение расчетного сопротивления стали. Однако этот метод еще не получил распространения в проектной практике, поэтому ниже изложены традиционные приемы расчета колонн.

а) расчетного сопротивления прокатной стали смятию Rp при а < 1,5/ и сжатию Ry при а> 1,5?;

б) расчетного сопротивления смятию Rp

При наличии изгибающих моментов от жесткости узлов прочность элементов следует определять по формуле (50) СНиП П-23-81*, в которой коэффициент условий работы YC принимается 1,2. В этом случае напряжения от осевой силы и изгибающих моментов без учета жесткости узлов не должны превышать расчетного сопротивления стали.

которых представляет собой ферму с параллельными поясами, коэффициенты ф и фе следует трактовать не как коэффициенты снижения расчетного сопротивления, а как коэффициенты увеличения расчетных усилий. В соответствии с этими коэффициентами должны быть вычислены усилия в поясах. Проверка устойчивости отдельных панелей поясов должна выполняться на усилия, увеличенные делением на ф или фе .

Детали бурового оборудования условно разделяются на основные, несущие, работающие в условиях статических, динамических, знакопеременных нагрузок, и вспомогательные слабонагруженные, не более 0,4 расчетного сопротивления. Для изготовления деталей бурового оборудования и несущих элементов сварных конструкций, работающих при знакопеременных нагрузках, применяют стали различных марок: ВСтЗкп, ВСтЗпс, ВСтЗпс2, ВСтЗГпс2, ВСтЗсп5 (ГОСТ 380—71). Из углеродистых конструкционных качественных марок сталей 10, 20 изготавливают детали буровых установок, компрессоров, которые не испытывают значительных статических и динамических нагрузок; стали марок 35, 40, 45 (ГОСТ 1050—74) применяют для изготовления корпусных деталей, узлов, легконагруженных зубчатых колес, осей валов, шестерен, фланцев. Для изготовления нагруженных валов, втулок, тяжелонагруженных шестерен применяют стали марок 40Х, 40ХН, 40ХНМА, 40ХН2МА, 10Г2 (ГОСТ 4543—71) и 09Г2С (ГОСТ 19282—73). Для изготовления пружинных элементов используют углеродистую сталь 70 и легированную 65Г (ГОСТ 1050—74); для специальных пружин, рессор с высоким сопротивлением ударным и переменным нагрузкам— сталь 60С2 (ГОСТ 14959—79); для тела качения долот — стали 55СМА (шарики) и 50ХН (ролики). Химический состав сталей 55СМА и 50ХН приведен ниже.

Значение расчетного сопротивления Rt определяется по формуле

Сопоставление сопротивления усталости стыковых соединений, нахлесточных соединений с прикреплением патрубков и многослойного металла с перфорационными отверстиями. Основным видом несущего соединения многослойных конструкций является стыковой монолитный шов, выполненный автоматической или ручной сваркой. Исходя из этого, при расчетной проверке многослойных конструкций на выносливость в качестве основного расчетного сопротивления принимаются характеристики сопротивления усталости стыкового соединения, устанавливаемые нормами расчета на прочность на основании результатов соответствующих экспериментов. Таким соединениям, как вварка различного рода патрубков и устройство отводов в многослойной стенке, а также другим конструктивным особенностям (устройство перфорационных отверстий) отводится второстепенная роль. Однако эти элементы в конструкциях из монолитного металла создают повышенную в сравнении со стыковыми соединениями концентрацию напряжений, которая, в большинстве случаев, является определяющим фактором, обусловливающим инициирование и развитие усталостных разрушений. Эти виды соединений могут определять также несущую способность многослойных сварных конструкций, подвергающихся в эксплуатационных условиях воздействию циклических нагрузок. Все это потребовало выполнения специальных исследований, связанных с сопоставлением сопротивления усталости рассмотренных видов соединений. Испытаниям подвергались три серии образцов: первая — эталонный многослойный образец со стыковым соединением; вторая — образец, воспроизводящий устройство перфорационных отверстий в многослойной стенке; третья — образец воспроизводящий вварку угловыми швами мо-

Для сжатых зон железобетонных конструкций (при р<0,1) расчетное сопротивление бетона снижается на 25—30°/0. С увеличением коэффициента асимметрии по сравнению с р>0,1 снижение расчетного сопротивления допускается в пределах от 20 до 5°/0 в зависимости от марки бетона.

Для подбора сечений балок оценим величину допускаемого на них напряжения, исходя из расчетного сопротивления для стали мар-

Участок кривой малоцикловой усталости при напряжениях выше 0„ ^> fffc, как правило, не входит в инженерные расчеты, так как номинальные напряжения в элементах конструкций обычно не превышают значения расчетного сопротивления и ниже предела текучести, а сам предел текучести о"т для строительных сталей меньше а^..

— определение расчетного температурного напора между теплоносителями;

§ 11. ОПРЕДЕЛЕНИЕ РАСЧЕТНОГО ТЕМПЕРАТУРНОГО НАПОРА МЕЖДУ ТЕПЛОНОСИТЕЛЯМИ

§ 11. Определение расчетного температурного напора между теплоносителями ...................... 166

На трубе № 2, кроме атмосферного, исследовались давления 2,8 и 200 кГ/см2. Опыты при р — 200 кГ/см2 проводились при сравнительно невысоких тепловых нагрузках как в целях предупреждения перехода на пленочное кипение, так и для уменьшения удельного веса поправки на перепад в стенке при определении расчетного температурного напора. На трубе № 3 опыты велись при давлении 150 кГ/см2. Эта труба имела сравнительно толстую стенку (~1 мм) и поэтому поправка к температурному напору имела сравнительно большой удельный вес в общей его величине. Этим объясняется более заметный разброс опытных точек вокруг средней линии.

Выполненные технико-экономические расчеты [Л. 52] показывают, что температурный напор на горячем конце первой ступени воздухоподогревателя должен быть ниже на 10—:15°С. Это объясняется главным образом тем, что толщина стенки и стоимость единицы поверхности нагрева воздухоподогревателя меньше; чем экономайзера. Следовательно, в качестве целесообразного расчетного температурного напора на горячем конце первой ступени воздухоподогревателя при номинальной нагрузке агрегата можно принять Д^' =30° С.

ских характеристик постоянными значениями позволяет нелинейное уравнение теплопроводности свести к линейному, т. е. упростить задачу. При значительном изменении теплофизических характеристик материала в течение рассматриваемого процесса теплопередачи указанное осреднение может привести к значительному искажению расчетного температурного поля в твердом теле. iB связи с отмеченным рассмотрим решение нелинейного уравнения теплопроводности численным методом. Уравнение теплопроводности в прямоугольной системе координат записывается в виде

Серьезным препятствием для создания эффективных автоматизированных систем является ведомственная разобщенность. Учитывая то, что цели управления теплоснабжением для отдельных ведомств четко не определены, а границы зон ответственности не обозначены, она приводит к замедлению и срыву выполнения решений, направленных на развитие и совершенствование систем, а зачастую порождает безответственность. Так, из-за ведомственной разобщенности распределительных тепловых сетей, ТЭЦ и абонентских вводов, отсутствия достаточного контроля со стороны знергоснабжающей организации не обеспечивается поддержание расчетного температурного графика и гидравлического режима при отпуске теплоты Орловской ТЭЦ [111]. Возникают трудности:

Для принятых выше расчетных параметров системы формулы расчетного температурного графика будут иметь следующий вид:

учитывать наличие длительных (до 15 мин) выдержек в соответствии со схематизированным циклом термомеханического нагружения. Реологические эффекты проявляются при высокой температуре вследствие выдержки на этапе разгрузки после выхода на режим А2 (рис. 4.43). Интенсивность временных процессов на этапе выдержки определяется сопротивлением длительному статическому деформированию применяемого сплава при температурах режима Аг. С учетом указанных особенностей, свойственных режиму термоциклического нагружения цилиндрического оболочечного корпуса можно отметить, что проявление реологических эффектов характерно лишь для конструкции типа II. Таким образом, на основании деформационной теории пластичности, а также представлений об обобщенной диаграмме циклического деформирования для расчетного температурного цикла (см. рис. 4.37) принимаем следующую модель процесса неизотермического упруго-пластического деформирования.

В разд. 3 приведены основы теории тепло- и массообмена, рекомендации и расчетные формулы для решения конкретных задач. Для удобства пользования наиболее употребительные формулы и соотношения помещены в таблицы с указанием пределов их применимости, определяющих размеров, температуры и расчетного температурного напора. Раздел охватывает все способы переноса теплоты: теплопроводность, конвективный теплообмен — однофазный и при изменении агрегатного состояния вещества, теплообмен излучением, а также совместные процессы тепло- и массообмена; к каждому из них дается значительный объем справочного материала по теплофизическим свойствам наиболее применяемых на практике веществ.

содержания в них водяного пара, обладающего более высокой теплоемкостью по сравнению с теплоемкостью продуктов сгорания топлива в воздухе, и одновременно понижает теплоемкость продуктов горения вследствие уменьшения расчетного температурного интервала от 0° до ?ыакс. В результате воздействия обоих факторов средневзвешенная объемная теплоемкость от 0 до tMaKO продуктов горения различных видов трердого топлива с влажностью от нуля до 40% может быть принята равной 0,405 независимо от содержания влаги в топливе. Как видно из приведенных ниже примеров, эта точность является вполне достаточной для технических расчетов.

На рис. 8 представлено температурное поле поковки диаметром 850 мм при охлаждении на воздухе, рассчитанное двумя методами. При сравнении расчетного температурного поля с экспериментальным (см. рис. 3) видно, что расчет температурного поля по средним значениям Я и а в трех интервалах дает значительно большее совпадение с экспериментальным полем по сравнению с расчетом по средним значениям Я и а для всего интервала охлаждения.