Зависимости построенные

китшра над зеркалом испарения; жалюзийный сепаратор устанавливается для того, чтобы отделять от потока часть влаги. На рис. 4.7 приведены кривые, устанавливающие зависимость влажности пара от напряжения сепарационного объема, построенные для свободного сепарационного объема и при наличии сепаратора. Зависимости построены по данным, полученным на воздуховодяном стенде имитирующем работу испарителя. В исследовании сепаратор располагался на различных расстояниях от зеркала испарения, однако нижнее расположение его было выбрано таким, чтобы жидкость и отдельные струи не достигали жалюзи.

Рис. 1. Разница между направлениями максимальных главных деформаций и максимальных главных напряжений для различных однонаправленных композитов: В/Е — Narmco 5505 — бор — эпоксидное связующее; G/E—S стекло — эпоксидное связующее; МП/Е — Morganit II графит — эпоксидное, связующее; Т—50/Е — Thornel 50 графит — эпоксидное связующее. Если специально не указано, отношение напряжений В равно нулю. Зависимости построены по уравнению (2) и для материалов, свойства которых приведены па стр. 87

С повышением температуры отжига до 150°С и выше средний размер зерна увеличивается (до 1мкм и более), при этом вид границ не меняется. В Си чистотой 99,98 % структурные изменения имели аналогичный характер, но были смещены примерно на 50°С в область более высоких температур. На рис. 4.8 показаны зависимости Е и G от среднего размера зерен d. Эти зависимости построены на основе данных рис. 4.7 с учетом измерений разме-

где tf\ = tfb a Ef и Ес — соответственно модули упругости облицовочного материала и наполнителя. На рис. 2.19 на основании приведенной выше зависимости построены графики изменения отношения напряжений от отношения толщин.

Как показали эксперименты, удельная нагрузка и температура, узла оказывают существенное влияние на величину коэффициента трения. На рис. 93, 94 приведены обобщенные зависимости коэффициента трения. На рис. 93, 94 приведены обобщенные зависимости коэффициента трения пар бронза—сталь от параметра р/ркр. Зависимости построены для периодов установившегося износа сопряжения. Сплошными линиями нанесены значения f, полученные в результате обработки большого числа измерений по методу наименьших квадратов, а режим ИП пары трения ограничен параметром р!ркр < 1.

ность электрического поля на поверхности цилиндра в среднем сечении индуктора. На основании этой зависимости построены графики функции распределения мощности (рис. 1.6). На этом рисунке знаком X (для сплошных кривых) и о (для штриховых) отмечены значения функции распределения Zp (z), рассчитанные по формуле (1.26) при трех значениях z: Q,5filt Нгн 1,5/ij.

На рис. 1 приведены зависимости всех категорий затрат от точности уравновешивания на примере узла главного контрпривода зернокомбайна СК-4. Эти зависимости построены по уравнениям

кууме, и тогда можно найти зависимости теплопроводности материала под вакуумом. На основе данных, приведенных в [Л. 461, такие расчетные зависимости построены

Продолжим рассмотрение вопросов оптимизации долгосрочных режимов ГЭС, предполагая, что среднеинтервальные характеристики (2-3) уже построены и представлены в виде специальных полиномов. Коль скоро эти зависимости построены, то оптимизация по критериям максимума выработки гидроэнергии или минимума расхода топлива лроизводится одинаково, поэтому ниже эти случаи не разделяются.

На рис. 9.17 приведены зависимости мощности, потребляемой приводом ДК, от степени повышения давления топливного газа в компрессоре. Зависимости построены для ряда ГТУ фирмы Siemens мощностью от 60 до 250 МВт.

По данным работы [163] на рис. 23, а показаны зависимости /С/с от накопленной пластической деформации при разрушении, а на рис. 23, б — зависимости К/с от номинальных максимальных напряжений цикла при различных асимметриях цикла для сплава ВТ9. Эти зависимости построены по результатам испытаний цилиндрических образцов при циклическом нагружении с частотой 0,3 Гц и напряжениях, указанных на рис. 23, б, до возникновения усталостной трещины и окончательного разрушения. Значения К.!с подсчитывались с учетом размеров трещин при окончательном разрушении. На рис. 23 показаны числа циклов до окончательного разрушения.

кими. Представленные зависимости построены для труб с различным числом заходов и относительным шагом

В настоящее время опубликовано большое количество формул для определения коэффициента теплоотдачи при развитом пузырьковом кипении в условиях естественной конвекции. Большинство опубликованных формул, представляют собой эмпирические обобщенные зависимости, построенные на основе теории подобия. К ним относится, например, получившая широкое признание, фор-мула'С. С. Куталёладзе [87]

На рис. 7.2 показаны расчетные зависимости, построенные по формулам (7.8) с использованием характеристик компонентов из табл. 7.1. На этом же рисунке точками отмечены экспериментальные результаты, полученные в [39] для боро-пластика на эпоксидном связующем. Точность расчетных оценок ЕТ и GLT оставляет, конечно, желать лучшего. Учет стеснения деформации более податливого материала матрицы в направлении армирования при действии поперечной нагрузки позволяет приблизить расчетную оценку Ет к экспериментальной. Для этого вместо модуля упругости матрицы Ет в уравнение для расчета Ет следует подставить значение Em, соответствующее стесненным деформациям (можно получить, положив две из трех компонент деформации в трех-

Качественные результаты, вытекающие из табл. 1, позволили построить простейшие регрессионные зависимости (линейные) каждой собственной частоты по каждому варьируемому параметру. Зависимости, построенные для усредненных значений &0i по методу наименьших квадратов [8], приведены в табл. 2.

Качественные результаты, вытекающие из табл. 1, позволили построить простейшие регрессионные зависимости (линейные) каждой собственной частоты по каждому варьируемому параметру. Зависимости, построенные для усредненных значений &0i по методу наименьших квадратов [8], приведены в табл. 2.

Изменение отношения потерь давления в двухфазном и однофазном потоках АРЖ/АР0 в зависимости от паросодержания показано на фиг. 13 для коротких плоских вставок, а на фиг. 14 и 15 — для длинных вставок. На этих же графиках приведены теоретические зависимости, построенные для трех описанных выше моделей течения.

4. Предложены зависимости, построенные на основании простой модели и закона сохранения импульса. При этом относительное проскальзывание S является функцией локального весового расхода для течения в коротких вставках S-1 в самом узком сечении струи и для течения в длинных вставках. Расчетные значения изменения давления за сужениями и расширениями, полученные из этих зависимостей, хорошо согласуются с экспериментальными данными.

Экспериментальные связи предела прочности на сжатие ав и межслойный сдвиг Тед с амплитудой А донного сигнала приведены на рис. 7.23. На графиках обозначены зоны допустимых, недопустимых и предельно допустимых значений затухания, а также показаны корреляционные зависимости, построенные по формулам:

На рис. 28, о показаны амплитудные зависимости, построенные по решению (70) — прямая 2 и по решению (71) — прямая 3, в случае, когда коэффициенты сил трения не зависят от частоты (прямая 1 соответствует автономной системе). На рис. 28, б кривая 2 характеризует решение (71) в случае, когда линейные силы внутреннего трения подчиняются гипотезе Сорокина. Из анализа решений следует, что при выбранном характере нелинейных сил внешние нагрузки повышают устойчивость и уменьшают амплитуды автоколебаний. Дополнительный анализ показывает, что при ином характере нелинейных сил внешние вибрационные нагрузки могут иногда приводить к понижению устойчивости.

Полученная система (27) может быть решена относительно волновых чисел ?j и k2 методом последовательных приближений или графически. В качестве примера на плоскости волновых чисел (рис. 2) показаны зависимости, построенные согласно (27) для заделанной пластины. Точки пересечения кривых отвечают волновым числам, соответствующим определенным формам колебаний Частоты при этом находятся по формуле (24).

Вид зависимости числа циклов нагружения между скачками от коэффициента асимметрии цикла R в стали 15Х2МФА (II) при Т=293 К (рис. 119) показывает, что эти зависимости, построенные по результатам определения числа циклов нагружения Л/г между первым и вторым скачками и между k— 1 и k-м циклами, при которых происходит окончательное разрушение образцов, в полулогарифмических координатах имеют вид прямых линий, параллельных друг другу. Это позволяет прогнозировать влияние коэффициента асимметрии цикла на долговечность образцов и конструктивных элементов на стадии нестабильного развития усталостных трещин по результатам испытаний при двух выбранных значениях R.

Если при /i'/Ло < 1/2 металлическую оболочку укреплять композиционным материалом, армированными волокнами, перекрещивающимися под оптимальным углом ф, можно показать, что величина т комбинированного корпуса определяется той же самой формулой (14.37). На рис. 14.9 приведены зависимости, построенные по формуле (14,33) при h' > ho/2 и по формуле (14.37) при h'<:h'0/2. Интересно отметить, что укрепление металлической оболочки простой поперечной обмоткой при К < 2 оказывается выгоднее в весовом отношении, чем усиление продольно-поперечной или наклонной обмоткой. Если еще учесть, что заделка волокон на торцах оболочки при продольно-поперечной и наклонной обмотках вызывает увеличение веса, то практически выигрыш по корпусу в целом по сравнению с цельнометаллическим корпусом при таких видах намотки будет меньше, чем на рис. 14.9.