Температура торможения (см. Давление)

Отношение давлений торможения через температуры торможения и энтропию выражается формулой (см. (5.15) гл. V) [c.99]

Параметры торможения (заторможенного потока) — основные характеристики набегающего газового потока при исследовании работоспособности тепловой защиты. Энтальпия (или температура) торможения характеризует уровень энергетического воздействия на материал, в частности, энтальпий-ный (температурный) напор в пограничном слое. Давление торможения определяет уровень силового воздействия, а также при заданной форме тела — величину коэффициента теплообмена (см. гл. 2). [c.372]

Поле температур торможения Тг в сечении 2—2 (см. рис. 1.1,6) определяется с помощью ориентируемого термометрического зонда с термопарой хромель—копель. По краям входного приемника у зонда выполнены два отбора давления, подключаемые дифференциально к U-образной трубке водяного манометра. С их помощью входной приемник с установленным в нем спаем выставляется по потоку. Перед серией опытов термопара зонда предварительно тарируется в статических условиях в термостате и в динамических условиях — на тарировочном стенде. Конструкция входного приемника термозонда позволяет иметь близкий к единице коэффициент восстановления в широком диапазоне скоростей Я, [74]. [c.126]

Величина располагаемого теплоперепада всех ступеней турбины между сечениями О н г //ог (см. рис. 7-53) определяется по аналогии с предыдущим по известным значениям температуры торможения о и от.чо- иения давлений полного торможения перед соплами первой ступени и за рабочи 1и лопатками последней ступени б ==/7(,// - с использованием тепловой диаграммы или ( )ор-,мулы (7-100). [c.407]

Расход газов через любое сечение двигателя 5г определяется приведенной скоростью течения Хг, давлением и температурой торможения в этом сечении ро1 и Гог (см. 2. 74) [c.311]

Влияние химической кинетики на изменение статической температуры газа в круглом реактивном коническом сопле с диаметром критического сечения = 2 см, углом коничности сверхзвуковой части сопла 0 = 13,5° при температуре торможения потока на входе в сопло = 3000°К и при коэффициенте избытка горючего а = 1 для смеси водород-воздух показано на рис. 8.6 при двух значениях полного давления на входе в реактивное сопло ос = ОД 0 Па и 100. 10 Па [135]. [c.353]

По результатам измерений давления и температуры торможения ( с о=2,б5 кГ см , 7о=289 К), а также давления в рабочей части (рсх>=0,115 кГ/см ) определялись параметры сверхзвукового потока [c.295]

Обычно температуру торможения в пограничном слое измеряют с помощью термоприемника, конструкция которого определяется условиями эксперимента, величинами измеряемой температуры, скорости и давления, а также допустимой погрешностью измерений. Температура обтекаемой поверхности тела может быть измерена термопарой, вмонтированной в стенку этого тела (см. 2.3). [c.332]

Для сечения 0-0 (см. рис. 5.1, б) при известных величинах расхода F ,), компонентного состава Сщ, давления окружающей среды Р по формулам (4.1.1)-(4.1.44) рассчитываются термодинамические и физические параметры многокомпонентной среды в движении при статической температуре Т о или при полном торможении при температуре 7 о. [c.150]

Численное интегрирование уравнений (9-9) — (9-15) совместно с уравнениями течения пленки расплава (см. гл. 8) позволяет установить влияние кинетических констант реакции разложения смолы на параметры разрушения. В качестве граничных условий, характеризующих внешнее обтекание, приняты постоянные значения температуры и давления торможения, что соответствует условиям сравнительных стендовых испытаний теплозащитных материалов. [c.247]

Температуры рабочего тела в узловых точках цикла I и 8, а также давление торможения потока на выходе из второй ступени турбины р4 следует включить в совокупность внешних факторов модели ПТУ первого уровня. При этом значения Ti и Та остаются одинаковыми для обоих типов установок. При задании величины р4 необходимо принимать во внимание следующие обстоятельства. С уменьшением значений р4 энергетическая эффективность ПТУ возрастает за счет сокращения потери работы прямого цикла, которая пропорциональна площади 4—5—6—5— 14—7—4) (см. рис. 9.2). Уменьшение этой площади при неизменном давлении ps ограничивается величиной технически достижимого вакуума в поверхностных конденсаторах. Поэтому с учетом потерь давления в регенераторе второй ступени и поверхностном конденсаторе давление р4 назначалось равным 1 10" Па. [c.162]

Величина температурного коэффициента со зависит от коэффициента торможения термодатчика, газовой постоянной, проточных сечений в месте расположения датчика и сопла, показателя адиабаты и от отношения давлений в месте расположения датчика и сопла. Температурный коэффициент 0J изменяется лишь незначительно, У отсосного термометра сопротивления для низких температур воздуха [1] в диапазоне от —75 до —120° С величина температурного коэффициента м изменится с (о = = 0,9971 на 0J = 0,9975. Детальные лабораторные измерения, осуществленные на таком термометре, подтвердили справедливость соотношения (1) и показали, что фактор торможения термодатчика а, сконструированного в виде тонкостенной трубки с двойной изолированной обмоткой из платиновой проволоки (см. рис. 1), удовлетворяет с точностью до 0,1% соотношению Польгаузена [c.34]

При неметаллических колодках в составе, минусовой температуре и снегопадах первая ступень торможения выполняется снижением давления в магистрали не менее 0,7—0,8 кГ/см в пассажирских поездах и не менее 1—1,2 кГ/см в грузовых. [c.105]

При температуре наружного воздуха —30°С и ниже первую ступень торможения при опробовании тормозов производят снижением давления в магистрали грузовых поездов на 0,08— 0,09 МПа (0,8—0,9 кгс/см ), пассажирских поездов нормальной длины — на 0,05—0,06 МПа (0,5—0,6 кгс/см ). [c.128]

Первый параметр зависит от режимов торможения, второй — от конструктивного выполнения машины. Конструкторы предъявляют все более повышенные требования к материалам. Так, в некоторых случаях материал должен выдерживать объемную температуру до 500°, поверхностную до 1000—1100°, давление до 50—60 кг см . [c.343]

Сверхзвуковая струя формировалась в сопле Лаваля (см. гл. 10), диаметр на срезе сопла — 16,6 мм, диаметр в критическом сечении d p = 11,1 мм (рис. 32.11). Параметры воздуха, истекающего из сопла, следующие число Маха M. = wja —2,32 степень нерасчетности истечения Пд = рд/р = 0,82, рд—давление на срезе сопла, р —давление окружающей среды температура торможения = 350.. .400 К 7 , = onst, число Рейнольдса, рассчиташое по параметрам газа на срезе сопла, Re = = [c.302]

Итак, добавление связующего в стеклообразный материал, с одной стороны, увеличивает вязкость расплава, а с другой — снижает эффективный коэффициент теплопроводности. Оба этих фактора при прочих равных условиях должны приводить к увеличению доли газифицировавшего вещества в общем уносе массы или к уменьшению роли расплавленной пленки (см. гл. 8). На рис. 9-16 приведены результаты сравнения характеристик разрушения стеклопластиков на фенолформальде-гидном связующем и однородного кварцевого стекла при следующих параметрах набегающего потока температуре торможения 4000 К, давлении 10= Па, тепловом потоке о=4550 кВт/м . Видно, что важнейшими характеристиками стеклопластика являются содержание смолы фсм и ее коксовое число. При их увеличении возрастает не только эффективная вязкость расплава, но и количество тепла, поглощенного фильтрующими газообразными продуктами разложения смолы. Температура на поверхности стеклопластика оказывается выше, чем у стекла, из-за увеличения вязкости расплава (в данном случае тепловой эффект поверхностного горения углерода не учитывался, а доля испарения в уносе массы не превышала 0,1). [c.270]

Последовательно рассмотрим постановку задач оптимизации первого уровня по максимуму Г1дф для обеих схем ПТУ, При построении их целевых функций будем учитывать, что по указанным в гл. 2 причинам Г/2 = Т/з, а Та = Тд- =79 (см. рис. 9.1 и 9.2) и процессы охлаждения перегретого пара 2—3 и 4—5 заканчиваются на пограничной кривой пара. Кроме того, примем во внимание, что используемые для расчета текущих значений т)дф максимальные значения КПД ступеней турбины совместно с температурами торможения перегретого пара на выходе из ступеней, а также максимальные давления потока на выходе из конденсирующего инжектора рд щах определяются при оптимизации этих элементов в моделях второго уровня. [c.159]

В их экспериментах пластинка нержавеющей стали шириной 45,2 и длиной 83,8 см обтекалась воздухом с температурой торможения при мерно 305,5° К при давлениях от 62 до 165 кн1м и числах Маха от 0,43 до 3,50. Снизу пластинка была теплоизолирована, а верхняя ее плоскость была покрыта слоем нафталина толщиной от 0,25 до 0,50 м.ч в виде центральной полосы шириной 305 мм. В ходе опытов контролировался профиль поверхности нафталина вдоль оси пластины с помощью специально сконструированного прибора. По разности измеренных за определенное время вертикальных координат до и после помещения пластины в поток воздуха определялась скорость переноса массы в функции расстояния от переднего края модели. На рис. 5-5 показаны типичные профилограммы поверхности нафталина в опытах Шервуда — Тресса. Распределение температуры пластины измерялось термопарами, заделанными в нержавеющую сталь. [c.159]

Поршни тормозных цилиндров диаметром 254 мм и более перемещаются в начале торможения при давлении 0,1—0,3 кгс/см , в конце (перед упором в переднюю крышку) —при 0,3—0,6кгс/см . Обратное перемещение от передней крышки в процессе отпуска начинается при давлении 0,2—0,4 кгс/см и заканчивается при 0,1— 0,25 кгс/см . При температуре—50° С указанные величины давлений могут изменяться в пределах 0,05 кгс/см . [c.181]

Средняя температура поверхности стенки 65 С, температура торможения 40 °С и соответствующая температура восстановления около 18 °С. Сравнивая распределения давления на ненагреваемом уступе [38] и на нагреваемом уступе [43] можно заметить, что теплопередача оказывает довольно слабое влияние на давление. Трение на стенке перед уступом имеет такое же значение, как п без уступа. В точке, где начинается рост давления, трение уменьшается и обращается в нуль в сечении, где отношение давления к его значению во внешнем потоке составляет около 0,2. Ниже точки отрыва трение на стенке практически равно нулю на расстоянии ДО 4,5 см перед уступом и затем возрастает. Однако данные [c.51]

Был измерен тепловой поток к стенке осесимметричного сопла в окрестности выступающих прямого и наклонного цилиндров при гиперзвуковой скорости, М = 6,6 давлении торможеиия 42 кгс/см, температуре торможения от 810 и 890 К, числе Рейнольдса Ке/м от 1,44-10 до 1,7 -10 и температуре стенки ниже 350 К [70]. Цилиндры имели размеры порядка толщины невозмущенного пограничного слоя (3.5 см), толщина вытеснения составляла 1,37 см, а толщина потери импульса 0,14 см, так что весь цилиндр или его основная часть была погружена в пограничный слой, который первоначально был турбулентным. Средняя температура цилиндров составляла от 470 до 560 К. Коэффициент теплоотдачи к определялся по формуле [c.157]

Температура трения замеряется хромель-алюмелевой термопарой, заделанной в образец на глубине 1 мм от поверхности трения, и тоже записывается на электронный потенциометр. Скорость вращения вала измеряется таходинамкой. Время испытания отсчитывается секундомером. Необходимое количество больших и малых дисков крепится болтами к фланцу ступицы, жестко сидящей на валу. Диски разгоняются до скорости, обеспечивающей заданное количество кинетической энергии на 1 см поверхности образца. Затем посредством сжатого воздуха к поверхности образца, вращающегося с маховыми массами, прижимается неподвижный образец. Начальная скорость торможения и давление обеспечиваются такими, чтобы время торможения (т. е. тепловая мощность) соответствовало заданным условиям. [c.321]

Как известно, для определения всех параметров газового потока требуется знать распределение трех величин. Выберем в качестве первой число Маха, в качестве второй - температуру торможения, а в качестве третьей - статическое давление. Таким образом, при изучении изэнталь-пийных (Го = onst) изобарических (р = onst) струй достаточно найти всего одну величину - число М. Его удобно вычислять по формуле Рэлея по измеренным давлениям торможения за прямой ударной волной, образующейся на носике трубки Пито [см. формулу (2.1)]. В первом приближении можно считать, что ро пропорционально М , а следова- [c.56]

Полное давление эжектирующего воздуха измерялось образцовым пружинным манометром с ценой деления Vso ania. Для измерения полного давления эжектируемого воздуха Pqx, воспринимаемого насадком 8 (см. фиг. 1), применялся ртутный манометр. При большинстве испытаний наладок был установлен неподвижно в центре всасывающей трубы на отдельных режимах измерялось распределение полного давления по сечению потока эжектир емого воздуха. Расход эжектируемого воздуха определялся по разности между атмосферным давлением и статическим давлением в коллекторе Д/ кол, которая измерялась наклонным спиртовым микроманометром. Расход эжектирующего воздуха определялся по перепаду статического давления на мерном сопле-А/ с, измерявшемуся и-образным ртутным манометром. Потери полного давления на участке мерное сопло— форкамера эжектора hp измерялись также У-образным ртутным манометром. Кроме того, во время эксперимента из.мерялись атмосферное давление и температуры торможения эжектирующего и эжектируемого газов. Ввиду того, что разность этих температур не превышала 2--4°С, она не учитывалась при сравнении экспериментальных значений коэффициентов эжекции с теоретическими. Было испытано четыре сменных сопла 5 (см. фт. 1), форма и расположение которых относительно в ода в камеру смешения эжектора показаны на фиг. 2. [c.81]

При увеличении скорости полета давление и температура торможения набегающего потока увеличиваются. Скорость в начале камеры ХЮ2 С увеличением скорости полета Мн растет до тех пор, пока относительное критическое сечение выходного сопла может оставаться постоянным. При Мн>3 сжимаемость воздуха становится настолько значительной, что возникает необходимость уменьшать критические сечения двигателя, как это было показано в гл. III для идеальных ПВРД (см. ф-иг. 54). После перехода за Мн З проходные сечения двигателя приходится уменьшать, скорость в начале камеры убывает, а давление и температура торможения продолжают расти. Условия горения в сверхзвуковых двигателях тем лучше, высотность тем больше, сгорание тем полнее, а сопротивление камеры тем меньше, чем больше скорость набегающего потока Мн. Организовать горение в сверхзвуковых камерах проще, чем в дозвуковых. [c.276]

Вторым, после температуры торможения, важнейщим параметром является давление торможения, объединяющее в себе статическое давление в потоке и основной критерий газовых течений X (iM, Л). Методика измерения давлений статического и торможения в газовых дозвуковых течениях ни чем не отличается от описанной для несжимаемой жидкости (см. п. 4.8 и 0.4). Измеренные р [c.197]

Аналогично меняется и давление торможения, даже в идеальном случае (см. рис. 4.7). Температура в колесе Тц, понижается из-за понижения температуры торможения и в результате расширения потока, если Это свойство радиальных центростремитель- [c.230]

Предположим, что поток в любой точке может быть изэнтропически приведен в состояние покоя, которое характеризуется температурой Та и давлением 7)0 давление может быть определено как фиктивное запасаемое давление в любой точке газового потока, даже если истечение в целом является неизэнтропическим или необратимым. (Индекс О употребляется, чтобы различить параметры заторможенного газа от статических величин.) При изэнтропическом торможении потока можно записать [см. уравнение (12.16)] [c.422]

Недостатком конструкции дисковых тормозов типа Girling и Lo kheed является большое давление между тормозным диском и фрикционным материалом из-за относительно малой площади контакта. Поэтому в этих тормозах особое внимание обращается на подбор фрикционной пары (тормозной диск — фрикционная накладка), к которой предъявляются повышенные требования в отношении ее фрикционных качеств. Однако исследования [90], [95], [96] показали, что дисковые автомобильные тормоза способны совершать значительно большую работу торможения без превышения нагрева накладок сверх определенного предела, чем колодочный автомобильный тормоз соответствующих габаритов. Время, в течение которого достигается максимальная установившаяся температура при периодических торможениях, у дисковых, тормозов меньше, чем у колодочных, но и значения установившейся температуры несколько меньше, чем у колодочных тормозов, вследствие уменьшения коэффициента перекрытия поверхности трения тормозными накладками (см. фиг. 170 и 173). На фиг. 178 по оси абсцисс отложена относительная температура, т. е. отношение разности температуры металлического элемента и окружающей среды to) к средней температуре тормозной накладки (/J. Срок службы деталей дисковых тормозов превышает [c.269]

Коэффициент трения накладок, уже обгоревших в процессе работы, значительно выше, чем у нового сырого материала. Поэтому, чтобы получить с первых же торможений высокое значение коэффициента трения, следует провести термообработку материала Ретинакс , заключающуюся в нагревании поверхности трения материала до 400—420° С (т. е. до начала выгорания легких составляющих фенолформальдегидной смолы) без свободного доступа окисляющей среды (например, в песке) до прекращения обильного дымовыделения [193]. Хотя Ретинакс при нагреве выше 450° С и не сгорает, но интенсивность его изнашивания резко возрастает. И все же в тормозных узлах с температурой 1000, 600 и 400° С износостойкость колодок из материала Ретинакс выше, чем износостойкость других видов фрикционных материалов, соответственно в 3, 6 и 10 раз. Прирабатываемость колодок из Ретинакса несколько затруднена вследствие его высокой износоустойчивости и изменения фрикционных свойств неработавшего материала под действием температуры (в связи с падением коэффициента трения). Поэтому в случаях применения указанного материала необходимо добиваться возможно более полного прилегания колодок к тормозному шкиву, протачивая для этого шкив и колодки. Для получения оптимальной прира-батываемости пары трения и получения максимальных начальных значений коэффициента трения рекомендуется [181] наносить на поверхность трения металлического элемента пары мягкий теплопроводный слой. В настоящее время исследовательские работы по изучению свойств Ретинакса широко ведутся в различных областях машиностроения и диапазон тормозных устройств с использованием этого материала непрерывно расширяется. Широкая экспериментальная проверка Ретинакса на тормозах шагающих экскаваторов, где температура нагрева достигает 360° С при давлении 7—12 кПсм и где за одно торможение выделяется до 660 ккал (работа торможения примерно равна 2,6-10 кГм), показала значительное преимущество его перед другими существующими типами фрикционных материалов как по износоустойчивости, так и по стабильности величины коэффициента трения. Поверхности трения шкивов тормозных устройств в процессе работы полировались без заметных царапин или задиров. Срок службы тормозных накладок из Ретинакса оказался в 10—13 раз выше, чем из других материалов. Хорошую работоспособность Ретинакс показал также в тормозах буровых лебедок [194], где температура достигает 600° С при давлении р = 6ч-10 кГ/см . В этих тормозах износостойкость материала Ретинакс оказалась в 6—7 раз выше, чем у асбокаучукового материала 6КХ-1. Срок службы материала Ретинакс в тормозах грузовых автомобилей оказался в 4—7 раз выше, чем у других асбофрикционных композиций. Проведенные лабораторные испытания Ретинакса в муфтах и тормозах кузнечно-прессового оборудования [192] (при р = 10ч-13 кГ/см 5.% [c.536]

Как было сказано, в зимний период при низкой температуре работа автотормозов происходит в более тяжелых условиях. Оии как бы становятся менее послушны к управлению. Чтобы несколько сгладить это и вызвать достаточно эффективную первую ступень торможения, ее выполняют при температуре —30° С и ниже снижением давления в магистрали на 0,8—0,9 кГ/см - в грузовых и на 0,5—0,6 k.FI m в пассажирских поездах нормальной длины как в пути следования, так и при опробовании автотормозов. Если машинист после выполненной ступени торможения убедился в отсутствии тормозного эффекта, необходимо принять все меры к остановке поезда. [c.205]

Для экспериментального исследования концевых токов и связанных с ними необратимых потерь, в ЛАБОРАТОРИИ была создана импульсная электроразрядная установка, позволявшая в течение 100 мкс получать поток плазмы с температурой до 10000 К, скоростью - до 10 км/с, давлением - 10 Тор и проводимостью - 10 мО/см. В концевых зонах внешнего приложенного магнитного поля В = 10000Тс), создаваемого парой катушек Гельмгольца, возникали замкнутые электрические токи, а выделявшаяся теплота приводила к торможению сверхзвукового потока плазмы. Была изучена связь джоулева диссипация - торможение потока (Ю.Ф. Кашкин, [15]). На той же установке выполнено исследование приэлектродных процессов и тепловых потоков в электроды, установленные на противоположных стенках канала при разности потенциалов между электродами, создаваемой взаимодействием плазмы с поперечным магнитным полем (А. Е. Коновалов, [16]). Полученные данные использовались для тестирования модели концевых токов, учитывающей индуцированные магнитные поля [c.517]

При движении газа со сверхзвуковой скоростью по расширяюи емуся каналу скорость газа будет увеличиваться, а давление, температура и скорость звука в нем — уменьшаться, как это показано на рис. 9.2,6, справа. На рис. 9.2, б, слева показано, как должны были бы изменяться в соответствии с уравнением (9.28) параметры сверхзвукового потока в сужающемся канале. Однако вследствие ряда причин и, в первую очередь, под влиянием трения замедленное движение сверхзвукового потока в сужающемся канале является неустойчивым. Плавное торможение сверхзвукового потока в сужающемся канале практически неосуществимо оно сопровождается появлением так называемых скачков уплотнения (см. 10. 2). [c.170]

Условия работы фрикционных материалов в современных скоростных машинах крайне тяжелые. Начальная скорость торможения в них иногда достигает 30— 50 м/сек при давлении до 20 кГ/см и 50—70 м1сек при давлении 70 кГ/см (со смазкой). На трущихся поверхностях при таких режимах торможения происходит мгновенный нагрев до 1000—1100° С [38, 48]. Для успешной работы в таких тяжелых режимных условиях фрикционные материалы должны обеспечивать плавное торможение при а) высоком коэффициенте трения, не меняющемся заметно в широком интервале температур, [c.394]

Контакты аппаратов, включенные в цепь питания катушек КВ, К-Г и РВ2, разрывают эту цепь, обеспечивая тем самым снятие нагрузки с дизеля, при следующих условиях 1Рпр9 (422, 419) — при экстренном торможении и аварийной остановке поезда БГП (420, 423) — при включении газового огнетушителя (пожар в высоковольтной камере) РУ2 (469, 470) — при понижении давления в масляной системе дизеля до 2,2 кгс/см РпрЗ (470, 471)—при превышении допустимой температуры воды (93 °С) и масла (73 °С) в системах дизеля РЗ (471, 472) — при замыкании на землю в силовой цепи БОД (472, 473) — при открытии дверей высоковольтной камеры (защита от поражения высоким напряжением). Контакты КД1, КД2 (467, 469) исключают возможность попадания высокого напряжения от тягового генератора на аккумуляторную батарею и низковольтные цепи при включенном положении этих контакторов или в случае приваривания их силовых контактов РУ4 (504, 505) и КГ (473, 480) — исключают произвольное трогание тепловоза КП1 — КП6 (480, 479) — обеспечивают замыкание в первую очередь силовых цепей тяговых электродвигателей, а затем включение контакторов возбуждения тягового генератора (при этом улучшается работа контактов поездных контакторов, обеспечивается более плавное увеличение тока в силовых цепях и силы тяги тепловоза). Описание перечисленных защитных устройств будет дано ниже. [c.63]

Сброс нагрузки. В схеме предусмотрено отключение передачи с выносного пульта при сбросе нагрузки, превышении температуры воды и масла дизеля, давлении воздуха в главной магистрали ниже 0,38 МПа (3,8 кгс/см ), включении экстренного торможения при срабатывании блока контроля бдительности (БКБ), отключении БКБ тумблером ВкТ2, превышений скорости. Во всех этих случаях реле Рпр1 своим р. контактом разрывает цепь на включение передачи (между проводами 121.17 и 181.1). [c.86]

При переходе ко второму периоду процесса снижают давление дутья (см. рис. 69) и переходят на поверхностную продувку (без погружения фурм). Это создает условия для догорания окиси углерода в полости конвертера и повышения температуры расплава. Начинается ускоренное окисление углерода, которое носит пульсирующий характер и происходит с одним спадом (8—10-я минута на рис. 69). Замедление связано с нехваткой кислорода для доокис-ления СО при интенсивном обезуглероживании и подъеме ванны. Торможение обезуглероживания соответствует повышению температуры пламени из конвертера за счет доокисления СО в атмосфере воздуха. Оседание ванны при медленном обезуглероживании вновь приводит к развитию догорания окиси углерода в конвертере и нагреву металла, что в свою очередь повторно интенсифицирует окисление углерода (с 10—11-й минуты, рис. 69). При развитом обезуглероживании металла содержание FeO в шлаке понижается, однако его конечный уровень (до 25—30%) все же является высоким. [c.196]

Энциклопедия по машиностроению XXL

Оборудование, материаловедение, механика и ...