Значениями отношения

Закон распределения т)* (а) характеризует уровень точности партии следящих систем, достигнутый в момент их изготовления. Однако с течением времени хранения и эксплуатации систем Т и (Tv^> t) величины приращений ДБ15 . , ., А?у и ДЬц . . ., Д6„ (или некоторые из них) могут стать иными по сравнению с их значениями, определяемыми равенствами (2), т. е.

дятся между его предельными значениями, определяемыми по табличному допуску.

В первой и третьей графах таблицы приведены меры с известными значениями углов, а во второй — меры с неизвестными искомыми действительными значениями, определяемыми в результате измерений.

Коэффициент теплоотдачи по сравнению со значениями, определяемыми при тех же тЭн и Гн формулами (6-6-5) и (6-6-6), увеличен в 1,05—3,52 раза — см. рис. 6-19. Здесь относительные средние коэффициенты теплоотдачи представлены в зависимости от числа Фруда Fr—2р„г7;2п/рж§'/, где wn — среднеарифметическая скорость пара на рассматриваемом участке; / — длина осреднения, отсчитываемая от входной кромки. На рис. 6-19 сю — коэффициент теплоотдачи, вычисляемый по уравнению соответственно (6-6-5) или (6-6-6). Физические параметры водяного пара выбирались по Гп=372,3 К.

Анализируя многочисленные данные, видим, что фактические значения предельного давления находятся между значениями, определяемыми по формулам (1) и (2). Применяя формулы (1) и (2) для оценки скорости ползучести цилиндрических элементов под внутренним давлением, видим, что при замене в этих формулах предела текучести условным пределом ползучести при одноосном растяжении опытные значения нагрузок для трубы и растягиваемого образца, вызывающие одинаковые скорости ползучести на наружной поверхности трубы и при одноосном растяжении, совпадают с вычисленными по формуле (1).

Экспериментальные значения ai при Xi«l обычно удовлетворительно совпадают с расчетными значениями, определяемыми формулой (5.43), которые часто называют «эффективными».

Увеличение подогрева воды целесообразно в подогревателе с пароохладителем и с охладителем дренажа (на 13—18 %), а также с закачкой дренажа в линию основного конденсата (на 15—20 %). Подогрев воды в питательных насосах, во вспомогательных теплообменниках и в основных подогревателях паром протечек требует увеличения подогрева воды в данной ступени примерно на половину подогрева от указанных источников теплоты [29]. Под ступенью регенеративного подогрева понимается часть конденсатно-питательного тракта, включающая в себя подогреватель, подключенный к отбору турбины, в пределах которой температура воды изменяется между значениями, определяемыми параметрами пара в данном отборе и в ближайшем (с меньшим давлением), используемым в системе регенерации.

6) степень повышения давления в компрессоре пк, которую обычно задают в интервале между оптимальными значениями, определяемыми по максимуму КПД, — якг. и удельной полезной работы ГТУ п^ (рис. 4.6);

Увеличение подогрева воды целесообразно в подогревателе с пароохладителем и с охладителем дренажа (на 13—18 %), а также с закачкой дренажа в линию основного конденсата (на 15—20 %). Подогрев воды в питательных насосах, во вспомогательных теплообменниках и в основных подогревателях паром протечек требует увеличения подогрева воды в данной ступени примерно на половину подогрева от указанных источников теплоты [29]. Под ступенью регенеративного подогрева понимается часть конденсатно-питательного тракта, включающая в себя подогреватель, подключенный к отбору турбины, в пределах которой температура воды изменяется между значениями, определяемыми параметрами пара в данном отборе и в ближайшем (с меньшим давлением), используемым в системе регенерации.

6) степень повышения давления в компрессоре лк, которую обычно задают в интервале между оптимальными значениями, определяемыми по максимуму КПД, — пк)1 и удельной полезной работы ГТУ ЛкЛ (рис. 4.6);

Перечислим целесообразные подходы к расчету на прочность элементов жидкостного двигателя. Камеру сгорания ЖРД на общую несущую способность целесообразно рассчитывать по предельным нагрузкам, не считаясь с местными концентрациями напряжений, поскольку обычно камера сгорания выполняется из достаточно пластичных материалов. Расчет охлаждающего тракта на местные прогибы ведут по допускаемым перемещениям [26], Критерием работоспособности плоской форсуночной головки является герметичность соединения форсунок с пластинами. Поэтому прочностной расчет плоской головки следует вести по допускаемым деформациям. Относительные удлинения, вызываемые изгибом и нагревом плоской головки, следует сравнивать с теми их значениями (определяемыми экспериментально), при которых нарушается герметичность соединения форсунок с пластинами [26]. Кроме того, если в камере имеются сварные или паяные соединения и если материал в зоне пайки обладает повышенной хрупкостью, то расчет этих соединений в некоторых случаях возможен и по допускаемым напряжениям.

Поэтому на практике значение ав ограничивают минимально допускаемыми значениями отношения d/б, см. формулу (12.25).

Согласно вышеизложенному, в точках 0 и 1 величина Л1 = 0 и, следовательно, в них кривая, выражающая зависимость М от отношения PZ/PI, пересекается с осью абсцисс. Это означает, что между двумя рассматриваемыми значениями отношения pz/p\ кривая достигает максимального значения. Из теории дифференциального исчисления известно, что это максимальное значение для функции М можно найти, если ее первую производную по переменной величине $=pz/pi приравнять нулю. Так как в рассматриваемом случае переменными в подрадикальном выражении являются лишь величины в квадратных скобках, условие для определения МШах будет определяться уравнением

металлы, и значениями отношения —, входящего в формулу для опре-

шенным по сравнению с формулой (5-27) значениям оптической толщины тс. Наоборот, в области больших а, характерных для условий работы топок высоконапорных парогенераторов и камер сгорания ГТУ, более высокие т0 получаются при расчете по формуле (5-27). При сжигании газа, как уже указывалось выше, также может образовываться светящееся пламя, особенно в условиях плохого перемешивания топлива с воздухом в корне факела. В практических условиях работы топочных камер на газообразном топливе всегда имеет место некоторая светимость факела, связанная главным образом с неравномерностью распределения воздуха между горелками и неполнотой перемешивания. В этих условиях расчет оптической толщины потока образующихся в факеле пламени сажистых частиц можно, как и для мазута, проводить по формулам (5-26), (5-27). Соответствующее снижение уровня концентрации сажистых частиц в факеле, связанное с переходом от мазута к газу, учитывается в данном случае более низкими значениями отношения СР/НР. В то время как для мазутов характерными являются значения СР/НР, близкие к 8, для газо-

численными значениями отношения —-, представляют особый

В практике турбостроения приходится иметь дело с различными величинами угла сдвига фаз или соответственно с различными значениями отношения шагов решеток при возбуждении типа т.

В ЦКТИ на установках с экспериментальными турбинами были прежде всего выполнены подробные исследования влияния открытых зазоров в ступенях с малой степенью реактивности части высокого давления паровых турбин, показавшие необходимость и в так называемых активных ступенях по возможности более тщательного уплотнения (открытых) зазоров; изучены ступени со сравнительно малыми значениями отношения DII и вопросы рационального выбора их степени реактивности.

Для ртути опытные значения Гкр примерно на 8% ниже вычисленных по формуле (3-1), что дает основание использовать формулу (3-1) для .вычисления приблизительных значений критической температуры жидкоме-таллических теплоносителей. Из табл. 2-'1 следует также, что для всех жидкометалличеюких теплоносителей не выполняется правило Гульдберта — Грю. Более того, отношение Гн/ГКр не остается величиной постоянной, а имеет тенденцию к уменьшению при переходе от истинных металлов к тяжелым. Наконец, как следует из табл. 21-1, 2-5 и 2-10, жидкометаллические теплоносители характеризуются наименьшими значениями отношения Т^/Тщ,, т. е. наибольшим диапазоном температур их существования в жидком состоянии.

Простейший вид неустойчивости горения, известный под названием объемной моды колебаний, представляет собой неустойчивость, при которой давление одинаково изменяется во времени во всех точках объема камеры с частотой от 5 да 150 Гц. Такая неустойчивость наблюдается главным образом при низких давлениях в РДТТ с небольшими значениями отношения объема камеры сгорания к площади критического сечения сопла. Это отношение называют приведенной длиной камеры L*, а указанную неустойчивость — неустойчивостью ?*-типа или неакустической неустойчивостью. Неустойчивость ?*-типа обычно наблюдается на начальной стадии горения, когда приведенная длина L* мала; при увеличении L* неакустические колебания прекращаются (рис. 68). Если значение L*, необходимое для устойчивой работы двигателя, не достигается, то амплитуда колебаний может существенно нарастать, приводя к циклическому процессу временного погасания заряда и повторного самовоспламенения (рис. 69). В натурных РДТТ низкие значения /Д соответствующие рассматриваемому типу неустойчивости, характерны в основном для верхних ступеней ракет-носителей и двигателей орбитальных космических аппаратов, имеющих минимальный объем камеры сгорания на начальных стадиях горения (высокую плотность заряжания) и сопло с большой площадью критического сечения (низкое рабочее давление). В работе [136] предложена аналитическая модель неустойчивости ?*-типа и проведено сравнение теоретических результатов с экспериментальными данными.

Простейший вид неустойчивости горения, известный под названием объемной моды колебаний, представляет собой неустойчивость, при которой давление одинаково изменяется во времени во всех точках объема камеры с частотой от 5 да 150 Гц. Такая неустойчивость наблюдается главным образом при низких давлениях в РДТТ с небольшими значениями отношения объема камеры сгорания к площади критического сечения сопла. Это отношение называют приведенной длиной камеры L*, а указанную неустойчивость — неустойчивостью ?*-типа или неакустической неустойчивостью. Неустойчивость ?*-типа обычно наблюдается на начальной стадии горения, когда приведенная длина L* мала; при увеличении L* неакустические колебания прекращаются (рис. 68). Если значение L*, необходимое для устойчивой работы двигателя, не достигается, то амплитуда колебаний может существенно нарастать, приводя к циклическому процессу временного погасания заряда и повторного самовоспламенения (рис. 69). В натурных РДТТ низкие значения /Д соответствующие рассматриваемому типу неустойчивости, характерны в основном для верхних ступеней ракет-носителей и двигателей орбитальных космических аппаратов, имеющих минимальный объем камеры сгорания на начальных стадиях горения (высокую плотность заряжания) и сопло с большой площадью критического сечения (низкое рабочее давление). В работе [136] предложена аналитическая модель неустойчивости ?*-типа и проведено сравнение теоретических результатов с экспериментальными данными.

В авиакосмической технике широко используют новые материалы (композиционные, сотовые, структуры металл-неметалл), включая силовые элементы и покрытия, характеризующиеся более высокими значениями отношения прочностных и других характеристик к массе по сравнению с металлами и сплавами. Из таких материалов изготавливают панели космических ракет и самолетов, лопасти вертолетных винтов, компоненты двигателей и т.п. Срок службы изделий, в том числе в агрессивной среде, может быть весьма велик, по крайней мере, если в них отсутствуют дефекты. Дефекты в новых материалах существенно отличаются от дефектов в металлах, будучи связанными с поверхностями раздела между слоями, наличием воды в пористых и сотовых слоях, нарушениями сцепления матрицы и наполнителя и т.п.