Метод Неравномерность распределения Определение экспериментальное

Это напряжение должно быть значительно ниже предела текучести материала, который за пределами пластической зоны у кончика трещины работает в пределах упругости деформирования. Безразмерный коэффициент а отражает как геометрический фактор, так и характер распределения напряжения а. При весьма большом отношении ВИ этот коэффициент равен единице, что имеет место и в случае бокового надреза длиной I. При конечном отношении В/1 и неравномерном распределении напряжений коэффициент а принимает другие значения [101]. Случай сквозной трещины (рис. 4.15, а) в растянутой или изгибаемой пластине встречается при проведении различных опытов на трещиностойкость материалов. В расчетах конструкционных элементов чаще встречается случай плоской поверхностной трещины (рис. 4.15,6). Очертание фронта такой трещины в процессе ее развития по ряду экспериментальных данных близко к полу-эллипсу. Соотношение его полуосей по данным опытов [65] составляет примерно 0,38. Постоянство этой величины при изменении абсолютных размеров трещины объясняется тем, что независимо от исходной формы, она приобретает через некоторое число циклов нагружения устойчивую форму равного сопротивления продвижению во всех точках ее фронта. Коэффициент интенсивности /( сохраняет и в этом случае выражение (4.35) при иных значениях а, но часто используют также и выражение К — оа у лЬ, где Ь — глубина трещины (рис. 4.15, б). В тех случаях, когда глубина Ь соизмерима с расстоянием от контура трещины до противоположной поверхности тела, теоретическое определение коэффициента К оказывается затруднительным и его обычно находят экспериментальным путем (так называемый метод /С-тарировки) с использованием энергетической трактовки условий предельного равновесия трещин, распространяющихся путем квазихрупкого разрушения, т. е. такого, когда пластические деформации могут появляться лишь в локальных зонах у кончиков трещины. [c.130]

Составной полый вал гидротурбины. Напряжения в гладкой части вала определяются расчетом. Экспериментально должно определяться неравномерное распределение напряжений в зоне фланца вала, соединяемого с другим фланцем или с крышкой рабочего колеса гидротурбины. Так как напряжения во фланце не превосходят предела пропорциональности, то исследования могут проводиться на упругих моделях. Это исследование при проектировании должно быть выполнено для различных вариантов формы фланца и с учетом условий сопряжения фланца с присоединяемыми деталями. Методом замораживания указанные условия не обеспечиваются. Поэтому задача решается на модели из оптически нечувствительного материала с нагрузкой ее при комнатной температуре и без разрезки модели. Ниже, как пример, рассматривается определение напряжений в вале гидротурбины (фиг. П1. 31) от осевой нагрузки. [c.221]

Определение дъ путем непосредственного измерения тепловых потоков с поверхности обмуровки связано с большими трудностями ввиду крайне неравномерного распределения температур окружающего воздуха в различных зонах вокруг обмуровки (из-за взаимного лучистого и конвективного теплообмена между основной поверхностью обмуровки и отдельными конструктивными элементами котла, наличия тепловых мостов и т. д.). Кроме того, поскольку значение дъ для котлов паропроизводительностью 700 т/ч и выше не превышает 0,2 % в условиях значительных габаритов (особенно по высоте), проведение экспериментального определения этих потерь нецелесообразно. Погрешность определения при этом может превышать значение дъ или быть ей равной. В значительной степени данное положение характерно и для котлов меньшей мощности. Проведение экспериментального определения д на водогрейных (пиковых) котлах, не имеющих воздухоподогревателей и соответствующих коробов подачи горячего воздуха, в значительной степени определяющих потери в окружающую среду, согласно данным [131] нецелесообразно. В связи с изложенным при типовых испытаниях значение дъ принимают по обобщенным кривым (рис. 14.2) при приемочных испытаниях метод определения дъ (экспериментально или по обобщенным кривым) оговаривают в соглашении. При пользовании этим графиком, построенным по [c.358]

С повышением скорости деформации обеспечение заданной равномерности деформации по длине образца связано с возрастающими трудностями. Поэтому естественной является попытка исследователей определить кривую деформирования материала при высоких скоростях деформации на основе анализа неравномерной деформации материала при распространении упругопластических волн нагрузки. Для этой цели используются закономерности распространения продольных, крутильных и из-гибных волн в тонких стержнях (нитях) [25, 66, 126, 227, 228]. Так, величина предела текучести определяется из анализа распределения остаточных деформаций в коротком стержне после его соударения с жесткой преградой [119, 251, 389, 395], по амплитуде упругой части фронта волны в стержне [209], по скорости распространения изгибной волны в полосе [73, 306, 307]. Методы экспериментального определения полной кривой деформирования разработаны [228], однако исследования с использованием анализа волновых процессов в основном ограничиваются изучением влияния скорости деформации на предел текучести. Несмотря на использование скоростей удара до тысячи [c.13]

Теоретическое и экспериментальное исследование распределения давления вдоль радиуса поверхности трения было проведено С. П. Житницким [63]. Он рассматривал стальные диски тормоза как кольцевые тонкие плиты, лежащие на упругом основании (на фрикционных кольцах) и нагруженные равномерно распределенной осевой нагрузкой. Для теоретического решения им был использован метод Б. Н. Жемочкина [62], используемый в строительной механике при расчете статически неопределимых систем. Теоретические и экспериментальные исследования, проведенные применительно к дисковому тормозу тали ТВ-3, показали, что давление распределено неравномерно. Р Максимальное давление имеет место на внутреннем радиусе трения (фиг. 140). Различие между максимальным и минимальным значением давле- Q g ния составляет всего около 5%. Учитывая исследования q7 С. П. Житницкого, следует признать более справедливой зависимость (51) для определения эквивалентного радиуса трения, вывод которой основан на принятии гипотезы pv = onst. [c.227]

Однако в пучках витых труб эта связь практически не реализуется [39] Это можно объяснить как влиянием конечности размеров источника и неравномерности поля скорости в ядре потока, так и загромождением исследуемого потока витыми трубами. Это приводит к тому, что нагретые частицы вблизи устья струи успевают пройти большое число не коррелированных между собой различных путей от источника до рассматриваемой точки, хотя распределения пульсационных скоростей при числах Ее > Ю" в ядре потока и приближаются к нормальному закону распределения. При числах Ее < Ю наблюдается отклонение пульсаций скорости от закона Гаусса в пучке витых труб, что свидетельствует об анизотропности турбулентности в таких пучках в этом диапазоне чисел Ее. Поэтому в закрученном пучке витых труб метод диффузии тепла от источника использовался только для определения коэффициента а. его применение оправдьшалось совпадением экспериментальных распределений температур с гауссовским распределением, хотя основные допущения теории Тэйлора в данном случае не выполняются строго. В экспериментах источник диффузии имел радиус, примерно в три раза превышающий радиус витой трубы. В этом случае свойства потока индикаторного газа (нагретого воздуха) и основного потока одинаковы, Это позволяет получить достаточно надежные опытные данные по коэффициенту В то же время если в работе [39] для прямого пучка витых труб, где радиус источника, бьш равен радиусу витой трубы, удалось оценить значение интенсивности турбулентности по уравнению (2.9), то в данном случае это исключается из-за больших размеров источника. Для увеличения точности определения коэффициента опыты по перемешиванию теплоносителя в закрученном пучке проводились при неподвижном источнике диффузии, а для определения полей температуры на различном расстояниии от него в витых трубах были установлены термопары. При этом измерялась температура стенок труб (т.е. температура твердой фазы в терминах гомогенизированной модели течения). Эта методика измерений могла приводить к погрешностям в определении коэффициента ) г, поскольку распределения температур в ядре потока теплоносителя и стенки труб различны, а следователь-различны и среднестатистические квадраты перемещений, а также и причем это различие, видимо, носит систематический характер. Подход к учету поправки в определяемый коэффициент Df при измерении температуры стенки изложен в разд. 4.2. [c.55]

При продольном обтекании пучков оребренных стержней и витых труб овального профиля наблюдается значительная ин-тенсиф икация процесса межканального перем.ешивания теплоносителя по сравнению с течением в круглой трубе [9, 39, 48]. Это очень важно для теплообменных аппаратов с заметной неравномерностью поля энерговыделения (теплоподвода) в поперечном сечении пучка. Обычно для определения распределений температуры в пучках оребренных стержней применяется метод расчета элементарных ячеек с учетом эффектов обмена массой, импульсом и энергией между ними, используя для замыкания системы уравнений экспериментально определяемый коэффициент перемешивания д = С,у/С/ [48]. Однако в этом случае при большом числе стержней (труб) в пучке требуются значительные затраты счетного времени на реализацию программы расчета. Поэтому в пучках витых труб для опреде-леция полей температур теплоносителя применяется метод гомогенизации реального пучка [9, 39], который рекомендуется и для расчета температурных полей в пучках оребренных стержней. [c.93]

Энциклопедия по машиностроению XXL

Оборудование, материаловедение, механика и ...