Зависимости критической

Зависимости критических значений hu^ от величины

Рис. 1.7. Зависимости критических значений h от сти при различных величинах Ктв

Зависимости критических напряжений от отношения расстояния между порами к их диаметру представлены на рис. 5.6. Сварные соединения выполнены из техже материалов, что и в предыдущем случае. Снижение аЦ^ наиболее резко наблюдается при b/a < 1. При b/a > 3 критические напряжения практически достигают насыщения. В этом слу-

168. Стерман Л. С., Стюшин Н. Г., Морозов В. Г. Исследование зависимости критических тепловых потоков от скорости циркуляции. — ЖТФ 1956 т XXVI вып. 1.0, с. 2323—2328. . '

Зависимости критических напряжений от отношения расстояния между порами к их диаметру представлены на рис. 5.6. Сварные соединения выполнены из техже материалов, что и в предыдущем случае. Снижение ог^ наиболее резко наблюдается при b/a < 1. При b/a > 3 критические напряжения практически достигают насыщения. В этом слу-

Важным следствием обработки кривых нагружения в координатах 5 — eli* является возможность экспрессного построения диаграмм структурных состояний материала [328]. Как показано на рис. 3.29 на примере сплава МТА, для этого необходимо на перестроенных кривых упрочнения S — е'^ соединить точки перегибов, соответствующих критическим деформациям е^ и е», при которых происходит изменение коэффициентов параболического деформационного упрочнения в процессе развития и перестройки дислокационной структуры. Таким образом, мы фактически получаем диаграмму структурных состояний сплава МТА (рис. 3.29). На рис. 3.30 представлены в координатах деформация — температура диаграммы структурных состояний сплава МТА, а также однофазного сплава МЧВП с размером зерна 40 и 100 мкм. Диаграммы ограничены (из условий получения [328]) кривой температурной зависимости однородной деформации и включают три области: / — относительно однородного распределения дислокаций; II — сплетений, клубков дислокаций и /// — ячеистой дислокационной структуры. Области на диаграмме разделены линиями температурной зависимости критических деформаций е± и е2, которые являются верхней границей равномерного распределения дислокаций и соответственно нижней границей образования ячеистой структуры. Температурный ход этих кривых может быть объяснен [345] исходя

3. Зависимость обеих составляющих материального баланса от общей скорости потока в общем случае неоднозначна. Видимо, на этом пути следует искать объяснения неоднозначной зависимости критических тепловых нагрузок от массовой скорости потока при фиксированной энтальпии в сечении кризиса теплоотдачи. При этом следует принять во внимание, что неоднозначность зависимости капельной составляющей (т) от массовой скорости потока более четко выражена, нежели пленочной (dwldz).

В связи с этим мы провели в идентичных условиях опыты на толстостенных и тонкостенных трубах (12 х 2 мм и 9 X 0,5 мм). На рис. 3 сопоставлены результаты опытов. Они свидетельствуют об отсутствии сколько-нибудь заметной зависимости критических тепловых нагрузок от толщины стенки экспериментальной трубы.

На рис. 7 представлен сводный график зависимости критических тепловых нагрузок от нагрева при скоростях жидкости 1,2; 3,1; 3,8 и 5 м/сек. Из этого графика видим, что критические тепловые нагрузки

На рис. 5 показаны зависимости критических (возможных) минимальных скоростей следящего движения, при которых системы оставались устойчивыми, от величины подведенного давления, когда в направляющих каретки осуществляется трение, близкое по своим характеристикам к сухому трению.

Температурные зависимости критических напряжений и деформаций (4.33) могут иметь в области низких температур t немонотонный характер: для хладоломких металлов в этом случае проч-

=5™ах-0,21 для сталей группы 1 оказались минимальным значением для Ss сталей группы 2. Это означает, что б^^Д! характеризует порог упорядочения структуры при Cu/Ni=0,58 для сталей группы 1, вблизи которых происходит неравновесный фазовый переход со спонтанной сменой типа диссипативных структур. Этот вывод подтверждается спонтанной сменой вида зависимости критической температуры хладноломкости 1к от Ss: для сталей группы 1 она снижается с ростом мультифракталыюго показателя упорядоченности, а для сталей группы 2 - увеличивается (см. рисунок 2.20). Такое поведение системы является характерным для неравновесных фазовых переходов.

В качестве мультифрактальной характеристики структуры границ был принят параметр Ss (мультифрактальный показатель скрытой упорядоченности структуры), изменение которого изучали в зависимости от отношения Cu/Ni. Анализ этой зависимости позволил выделить две группы: стали 5, 16, 7, 12 (группа 1) и стали 10,15,11 и 8 (группа 2). Они различаются тем, что структура границ зерен у сталей группы 1 (рисунок 2.20, а) менее упорядоченная по сравнению с группой 2 (рисунок 2.20, б), причем максимальное значение 6s =5?их=0,21 для сталей группы 1 оказались минимальным значением для 4 сталей группы 2. Это означает, что 5ЦИХ=0,21 характеризует порог упорядочения структуры при Cu/Ni=0,58 для сталей группы 1, вблизи которых происходит неравновесный фазовый переход со спонтанной сменой типа диссипативных структур. Этот вывод подтверждается спонтанной сменой вида зависимости критической температуры хладноломкости /* от ё$: для сталей группы 1 она снижается с ростом мультифрактального показателя упорядоченности, а для сталей группы 2 - увеличивается (см. рисунок 2.20). Такое поведение системы является характерным для неравновесных фазовых переходов.

40. Шричев В. А., Розенфельд И. Л. О зависимости критической скорости росте трещин от темввржтурь1//3*яита металлов. - 1978. - № 5. -

зависимости критической нагрузки оболочки от жесткости торцового шпангоута повторяет зависимость критической силы сжатого стержня с упруго закрепленным торцом (стр. 105).

Этот результат представлен на рис. 8.5, из которого видно, что при указанных режимных параметрах критическая мощность семистержне-вой сборки возросла примерно на 20%. Основные результата исследования [108], полученные на семи- и трехстержневых сборках, представлены на рис. 8.6 и 8-;7 соответственно в виде зависимости критической мощности сборки от температуры воды на входе при давлениях 7,4 и 9,8 МПа для массовых скоростей потока от 600 до 2000 кг/(м2-с). Как видно из рисунков, интенсификаторы теплообмена существенно увеличивают критическую мощность стержневой сборки. Анализ и результаты сравнения показывают, что прирост предельной мощности у сборок с интенсификаторами увеличивается с ростом массовой скорости потока и с уменьшением недогрева воды на входе в сборку. Это положение достаточно хорошо иллюстрируется рис. 8.8, из которого видно влияние массовой скорости потока и температуры воды на входе на прирост предельной мощности в трехстержневой модели ТВС с интенсификаторами, выраженный в процентах по отношению к критической мощности аналогичной сборки без интенсификаторов. При температуре воды на входе 250°С и массовой скорости потока 2000 кг/(м2-с) прирост критической мощности составляет более 50%.

Рис. 11.17. Зависимости критической точки Ас\ от степени деформации:

При исследовании скорости разрушавшего удара для различных материалов было установлено»*» хорошим критерием измельчаемо-сти является критическая скорость разрушения, при которой разрушается 50? частиц исходного материала. На рис.1 представлены зависимости критической скорости разрушения от исходного размера частиц. Анализ этих зависимостей показывает .что критическая скорость разрушения является функцией исходного размера частиц и их физико-механических сзойств.При математической обработке этих данных методом наименьших квадратов получена следующая зависимость для фосфогипса и фосфорно-калийных удобрений:

Фиг. 42. Схема зависимости критической температуры перегрева чугуна от содержания углерода (содержание кремния в чугуне 2,25%) [9].

Для случая трения одноименных пластичных металлов меди МО по меди МО были проведены испытания с шестью различными удельными нагрузками в контакте трущихся поверхностей (25; 30; 40; 50; 75 и 100 кг/см2). Обобщенные результаты этих испытаний в виде графика зависимости критической температуры от удельной нагрузки приведены на рис. 6. Как следует из графика, изменение контактной нагрузки от 25 до 40 кг/см2 не влияет на величину критической температуры, равную для данного сочетания трущихся металлов и масла 90°. В опытах при этих нагрузках при повышении температуры от 20 до 80° наблюдалось плавное скольжение и незначительное снижение коэффициента трения, а при температуре 90° и выше плавное скольжение сменялось прерывистым и величина коэффициента трения резко возрастала.

В работе [7] отмечается, что имеющиеся в литературе критериальные формулы для вычисления критических нагрузок при кипении неметаллических жидкостей плохо согласуются с опытами по кипению жидких металлов как по величине, так и по характеру зависимости критической нагрузки от давления. Более подробное изложение вопросов, относящихся к критическим нагрузкам при кипении жидких металлов, приведено в уже упомянутой выше работе [7]. Различные расчетные формулы для оценки критических нагрузок при кипении жидких металлов

Для выяснения характера температурной зависимости критической скорости рассмотрим производную от оукр по температуре: