Зависимости полученной

Все зависимости, полученные выше для идеальных газов, справедливы и для их смесей, если в них подставлять газовую постоянную, молекулярную массу и теплоемкость смеси.

В расчетах тепловых процессов при сварке широко используют зависимости, полученные путем схематизации и упрощения действительных процессов распространения теплоты. Эти упрощения в основном сводятся к следующему.

При нагреве стержней диаметром более 20 мм и труб с толщиной стенки, превышающей 15 мм, можно пренебрегать влиянием поверхностной теплоотдачи и применять зависимости, полученные для случая нагрева и охлаждения неподвижным плоским источником теплоты бесконечных стержней без теплоотдачи. Температура по длине стержня в процессе нагрева выражается формулой (6.15). Приращение температуры контактного сечения

Подавляющее большинство конструктивных элементов аппарата работают в условиях мягкого цикла нагружения, т.е. при постоянной амплитуде напряжений. Однако для расчета элементов конструкции на долговечность широко применяют зависимости, полученные для жестких условий нагружения при постоянной амплитуде деформаций. В зонах концентрации напряжений возникают условия жесткого нагружения даже тогда, когда номинальные напряжения вне

Подставляя выражение (19.32) для коэффициентов Ап в первое уравнение (19.30) и учитывая зависимости, полученные в [414], находим

Сопоставим далее с экспериментом теоретические зависимости, полученные в §§ 29, 30 и относящиеся к расчету длины трещины с ростом числа циклов. Для эксперимента использовались такие же образцы, что и для статического нагруженпя (табл. 31.1). В процессе испытаний записывалась длина трещины в зависимости от числа циклов. Соответствующие экспериментальные кривые показаны на рис. 31.16 сплошной линией (материал образцов указан на рисунке). Теоретические кривые, построенные по уравнению (29.20) для соответствующего материала, показаны штрих-пунктирной линией на том же рисунке. При построении теоретических кривых принимался во внимание

Для определения радиальных зазоров 8Г и осевых межлопаточных зазоров а в паровых турбинах используют зависимости, полученные на основе обработки статистических данных [14].

На рис, 7.1.1 приведены опытные данные Я; Марта и др., полученные при кипении азота на зеркально полированных торцах стержней, изготов- • ленных из меди и никеля. Здесь же приведены данные А. В. Клименко и В. В. Цы-бульского, полученные при кипении азота и кислорода на полированных трубках, изготовленных из мельхиора и стали 1Х18Н9Т. На этом рисунке щунктирными линиями обозначены зависимости, полученные на поверхностях из нержавеющей стали, штрихпунктирной — на медной поверхности, сплошными -линиями — на трубках из мельхиора и пунктирными с двумя точками — на никелевой поверхности. Из рисунка видно, что при кипении азота под давлением 0,1 МПа на поверхности из никеля коэффициенты теплоотдачи примерно на 60% щиже, чем при кипении на медной поверхности. Те же соотношения между "коэффициентами теплоотдачи получены автором работы [210] для азота, кипящего при том же давлении 0,1 МПа на трубках из мельхиора и стали 1Х18Н9Т. Однако с ростом давления разница между коэффициентами теплоотдачи при *жипении азота на поверхностях из стали и цветных металлов (медь, мельхиор) уменьшается [32, 210]. Аналогичные результаты получены и для кислорода. Жак видно из рис. 7.11, при кипении кислорода под давлением 0,6 МПа значения а на мельхиоровой трубке диаметром d=2,8X'0,2 мм всего лишь на 10% ;выше, чем на трубке из стали 1Х18Н9Т диаметром d = 5,8xfl,4 мм. Эта разница

В работе авторов [208] приведены примеры теоретических решений, которые в ряде случаев дают приемлемые для технических расчетов параметры пленки. Однако для расчета средних коэффициентов теплоотдачи при кипении в условиях дисперсно-кольцевой структуры в работе [208] рекомендуются эмпирические зависимости, полученные с помощью теории подобия.

На рис. 9.6, а показано распределение по длине трубы температуры стенки ^ст, среднемассовой температуры жидкости tm, рассчитанной по уравнению (9.1), и действительной ее температуры ^ш.д (ориентировочно проведенная пунктирная линия) при существенном недогреве воды до температуры насыщения на входе в трубу [190]. Аналогичные зависимости, полученные при поверхностном кипении воды в кольцевом канале, представлены на рис. 9.6,6 [191]. На этих рисунках точками А определяется сечение канала, в котором температура, стенки равна температуре насыщения, точками Б — сечение, в котором температура стенки достигает максимального значения, а температура потока — температуры начала развитого поверхностного кипения ^н.к-

Таким образом, в период приработки износ сопряжения в функции времени не подчиняется линейной зависимости. Полученные формулы позволяют решать ряд задач по определению выходных параметров машины с учетом периода макроприработки.

При проектном расчете диаметр срединной поверхности зубчатого венца определяют по приближенной зависимости, полученной из условия сопротивления усталости с учетом только напряжений о( и

Ввиду высокой интенсивности теплообмена со стороны воды коэффициент теплопередачи приближенно можно принимать равным коэффициенту теплоотдачи от воздуха к стенке, который определяется по зависимости, полученной путем обработки и анализа результатов опытов. Ориентировочно k= 140 ч- 170 Вт/(ма-К).

При испытании образцов в горячем состоянии можно построить тариро-вечную зависимость скорость—прочность, однако в этом случае точность определения прочности ниже, чем при использовании зависимости, полученной по результатам испытаний образцов в холодном состоянии.

Рассмотрим методический подход к решению данной задачи, считая, что скорость изнашивания пропорциональна нагрузке и скорости относительного скольжения и определяется твердостью материала по зависимости, полученной проф. М. М. Хрущевым [см. формулу (11) гл. 5]. Кинематический и силовой расчеты данного механизма показали, что скорости скольжения в сопряжениях незначительно отличаются друг от друга, а основное влияние на соотношение скоростей изнашивания оказывают удельные давления и применяемые материалы. Исходные данные для расчета приведены в табл. 26.

Характер влияния температуры газа на высокотемпературную коррозию сталей 12Х18Н12Т и 12Х1МФ в промышленных условиях совпадает с характером той же зависимости, полученной на лабораторном стенде [141]. Таким образом, можно утверждать, что влияние температуры продуктов сгорания мазута на коррозию сталей ниже температуры 800 °С практически исчезает, а интенсивность процесса при прочих равных условиях определяется лишь температурой металла. Следовательно, существует предельная температура продуктов сгорания Фпр и ни-' же этого уровня она не влияет на интенсивность коррозии металла. Далее, при увеличении температуры газа коррозия резко интенсифицируется (особенно у аустенистной стали 12Х18Н12Т), а затем опять снижается. При температуре газа выше 1150— 1200 °С его влияние на коррозию сталей незначительно.

/ — испытания ударных образцов Шарпи; 2 — динамические испытания на разрыв образцов толщиной 25 мм; 3 — то же, образцов толщиной 16 мм; 4—температура хрупко-вязкого перехода; 5 — определения температуры нулевой пластичности; 6 — смещение температурной зависимости, полученной при испытаниях ударных образцов, относительно зависимостей, полученных методами динамических испытаний на разрыв и определения температуры нулевой пластичности

Теоретические кривые податливости, основанные на зависимости, полученной Робертсом [12], не вполне согласуются с экспериментальными значениями. При данных нагрузке и длине трещины податливость линейно зависит от модуля Юнга; последний и чувствительность датчика за-

Методики, разработанные Дау [5.10], Розеном [5.11], а также Хаяси и др. [5.12], позволили добиться хорошего согласования теоретических результатов с результатами экспериментальных исследований. Прочность композита при сжатии определяется по зависимости, полученной Дау:

теплоотдачи, измеренного при высоких температурах, с коэффициентом теплоотдачи, вычисленным из критериальной зависимости, полученной при более низких температурах. Согласование коэффициентов теплоотдачи в условиях петлевых испытаний указывает на отсутствие образования отложений на поверхности нагрева. Визуальный осмотр поверхности подтвердил этот вывод. В ряде работ (Л. 9] изучалась кинетика термического разложения дифенила. Если считать, что общий распад дифенила описывается реакцией первого порядка, то значение постоянной скорости реакции будет равно:

Все изменения прочностных свойств материалов, происходящие при изменении их частоты собственных тепловых колебаний при тепловой обработке и деформировании, связаны с изменением только величины у. Следовательно, -у может быть использована как количественная мера прочности, т. е. мера сопротивления разрушению, учитывающая временную и температурную зависимость прочности. Действительно, так как U0 и т0 не меняются и известны, то знание у позволяет построить все семейство временных зависимостей прочности при разных температурах. В свою очередь, значение у может быть вычислено из временной зависимости, полученной при одной температуре [10]:

Разность неравновесных значений концентраций кислорода на стенке и в потоке определялась по критериальной зависимости, полученной из решения уравнения сохранения массы в приближении пленочной модели.