Энциклопедия по машиностроению XXL

Оборудование, материаловедение, механика и ...

Статьи Чертежи Таблицы О сайте Реклама

Интенсивность расчет

Замеры оптической разности хода б проводились по линиям под углами 60 и 85° к оси трещины. Значение Оол = 0,16 МПа определено по формуле (8). Путем аппроксимации методом наименьших квадратов строились кривые изменения — Oj от г, затем по (7) и (9) определялись коэффициенты интенсивностей. Расчеты проводились на ЭВМ МИР-2.  [c.327]

Рис. 10.9. Зависимость вероятности ионизации ридберговского атома за лазерный импульс от его интенсивности. Расчеты работы [10.51] — сплошная линия и Рис. 10.9. Зависимость вероятности ионизации ридберговского атома за лазерный импульс от его интенсивности. Расчеты работы [10.51] — сплошная линия и

В таблице 2.2 приведены значения Е ж ё для рассчитанных дифракционных решеток с различным числом симметрично расположенных порядков равной интенсивности. Расчет производился с использованием алгоритма быстрого преобразования Фурье при числе элементов дискретизации фазовой функции п = 64. Для учета  [c.92]

При гололедах исключительной интенсивности расчет проводов можно вести по предельной нагрузке, допуская напряжения материала их, близкие к временным сопротивлениям. Провода не оборвутся, но будут работать за пределом упругости, что повлечет остаточное удлинение, увеличение стрел провеса и необходимость последующей регулировки проводов линии.  [c.137]

Результаты расчетов по формулам (4.49) и (4.50) приведены на рис. 4.18. Из рисунка видно, что межфазовый теплообмен с увеличением температуры становится менее интенсивным, тогда как увеличивается. Для малых частиц (d<0,5 мм) уже при 500 °С и числе псевдоожижения 2 коэффициент лучистого теплообмена оказывается выше, чем межфазового. Следовательно, в этих условиях частица может передавать или. принимать больше энергии за счет обмена излучением. При это.м радиационный обмен будет определять  [c.184]

Эти выражения получены без оценки и учета температурного скольжения компонентов потока, при котором ф1<1, 1тф(п- При расчете в [Л. 309] теплоотдачи по температурному напору 1ст—t (взамен t T—in) снижение относительной интенсивности теплопереноса в области малых концентраций исчезает. Равенство /ст—<=<ст— возможно только при ф( = 1, что в [Л. 309] и в ряде других исследований не имело места. Влияние числа Рейнольдса на Nun/Nu согласно формулам (6-68)—(6-70) отсутствует, хотя в Л. 309] использовались довольно крупные частицы. Это не согласуется с резуль татами всех вышерассмотренных работ.  [c.221]

Математической интерпретацией критерия G является параметр К (называемый коэффициентом интенсивности напряжения), более удобный, чем G, для экспериментального определения и использования в расчетах на прочность  [c.75]

Расчет на износ затруднен тем, что интенсивность износа зависит от многих случайных факторов и, в первую очередь, от интенсивности загрязнения смазки.  [c.107]

Использование критерия хрупкого разрушения в виде (2.1) во многих случаях позволяет прогнозировать несущую способность различных конструкционных элементов в частности, результаты расчета по условию (2.1) весьма удовлетворительно соответствуют экспериментальным данным при испытании образцов с концентраторами [101] в случае реализации довольно больших пластических деформаций по достижении условия oi = = S (ef), где ef — интенсивность пластической деформации. Однако применение критерия хрупкого разрушения в виде (2.1) для прогнозирования условий разрушения образцов с острыми концентраторами или трещинами связано со значительными трудностями. В частности, моделирование температурной зависимости критического коэффициента интенсивности напряжений Ki T) на основе условия (2.1), как будет показано в подразделе 4.2, не позволяет адекватно описать экспериментальную кривую. Указанные обстоятельства приводят к необходимости дополнительного анализа условий хрупкого разрушения. Такой анализ на основе физических процессов, контролирующих хрупкое разрушение материала, представленный ниже, позволил дать новую формулировку необходимого условия хрупкого разрушения— условия зарождения микротрещин скола — и предложить физическую интерпретацию зависимости критического напряжения хрупкого разрушения S от пластической деформации [75, 81, 82, 127, 131].  [c.60]


В настоящее время для расчета прочности и долговечности конструкций с трещинами используется механика разрущения. Процедура такого расчета заключается в следующем. На первом этапе определяются те или иные параметры механики разрушения (например, коэффициент интенсивности напряжений, J- или Т -интеграл, интенсивность высвобождения упругой энергии), зависящие от характера и уровня нагружения, а также от длины трещины. Далее на основании экспериментальных данных по сопротивлению росту трещин, представленных в терминах указанных параметров, определяется долговечность или прочность элемента конструкции.  [c.188]

Метод расчета состоит из двух этапов расчета всей траектории и расчета интенсивности высвобождения упругой энергии G и КИН вдоль найденной траектории. Раздельный расчет траектории трещины и параметров механики разрушения связан со следующими обстоятельствами. Во-первых, для обеспечения удовлетворительной точности расчетов дискретизация исследуемой области при расчете КИН и траектории трещины должна  [c.202]

При моделировании трещины КЭ высокой податливости возникает вопрос о точности определения интенсивности высвобождения упругой энергии G. В работах [202, 204] приведены рекомендации по дискретизации полости трещины КЭ в зависимости от ее длины. Там же проведены сопоставления численных результатов расчета G с аналитическими зависимостями. Показано, что разработанный метод дает весьма удовлетворительную точность расчетов погрешность при численном расчете G не превышала 3 %.  [c.204]

При расчете нитей удобно ввести понятие удельной нагрузки 7, которая представляет собой интенсивность погонной нагрузки q, отнесенную к площади поперечного сечения нити  [c.153]

Для теплового и гидравлического расчетов разнообразных теплообменных устройств с пористыми элементами необходимо иметь информацию о механизме и интенсивности теплопереноса и гидравлическом сопротивлении при движении однофазного теплоносителя и теплоносителя с фазовыми превращениями в проницаемых матрицах различной структуры. Характер этих процессов в каждом конкретном случае зависит от геометрии устройства, условий подвода и направления потоков теплоты и теплоносителя.  [c.3]

Модифицированный локальный критерий Nu, определяющий интенсивность теплообмена а между потоком в канале и его стенкой, после расчета Nu t определяется из известного соотношения  [c.101]

Температурное состояние в области испарения и ее протяженность рассчитывались при средней интенсивности объемного теплообмена = = 3 10 Вт/ (м К). Для исследованного диапазона параметров это дает максимальную относительную протяженность этой области к - I =0,03, которая и использовалась в расчетах. Сравнение расчетных и экспериментальных данных по распределению температуры пористого металла показывает их хорошее совпадение в области испарения. Отсюда следует, что средняя интенсивность объемного теплообмена в ней по крайней мере не меньше величины = 3 10 Вт/(м К) (что соответствует ее качественной оценке, выполненной ранее), а при исследованном уровне плотностей внешнего теплового потока до <7 = 2,3 10 Вт/м протяженность области испарения мала и эту зону можно принять в виде поверхности фазового превращения.  [c.147]

Известно, что интенсивность тепломассообменных процессов можно значительно повысить, увеличивая площадь межфазной поверхности. Одним из способов ее увеличения является турбу-лизация жидкости, при которой диспергируемая в жидкость газовая фаза начинает дробиться на более мелкие включения. Значение площади межфазной поверхности необходимо знать при расчетах тепломассообменных процессов, ее экспериментальное определение практически невозможно. Найдем соотношение, связывающее площадь межфазной поверхности S со средним радиусом газового пузырька и объемным газосодержанием а  [c.134]

Для жидкостных дисперсных потоков Р р, видимо, значительно превышает 3% и близко к 20%. В любом случае все величины, входящие в расчетные зависимости (6-15) и (6-16), являются физическими характеристиками либо компонентов потока (с, Ст, р, рт, v. К, К. ..), либо всей дисперсной системы (р, Сп, об, Фь ф )> которые необходимо наперед знать или оценить. Очевидно, что полученные выражения, устанавливающие в относительной форме связь между интенсивностью теплообмена и гидродинамическим сопротивлением дисперсного потока, могут быть использованы либо для анализа влияния факторов на особенности теолопереноса, либо для прямого, несомненно приближенного, расчета теплообмена лишь при знании закономерностей для А и т/ - Сведения, позволяющие оценить симплекс коэффициентов гидродинамического сопротивления, приведены в гл. 4 и в 6-9. Они не являются достаточно обобщенными и зачастую носят частный характер.  [c.190]


Тепловой режим волновой передачи рассчитывается по известным зависимостям для других передач (см., например, тепловой расчет червячного редуктора, гл. 2). Допускаемая температура масла для редукторов общего назззачения [/] = 70... 80 С. Коэффициент теплоогдачи принимают для закрытых небольших помещений при отсутствии вентиляции Кугк8...12, для помещений с интенсивной вентиляцией KJK  [c.176]

Решение задачи о характеристиках свободной струи, несущей твердые или капельно-жидкие примеси, с учетом описанной модели явления приведено в работе [5]. Сравнение расчета этих характеристик с экспериментальными данными [87] показало вполне удовлетворительную их сходимость. Согласно расчетам [5] запыленная струя становится уже и дально-бойнее не только тогда, когда в ней содержатся тяжелые примеси, но и тогда, когда чистая газовая струя распространяется в запыленном газовом потоке. Выше было отмечено, что если примесь не имеет начальной скорости (папрн.мер, когда газовая струя вытекает в спутный лоток газа большей плотности), то затухание скорости происходит быстре(, чем в незапы-ленном потоке, т. е. интенсивность расширения такой струи увеличивается с увеличением плотности спутного потока. Это кажущееся противоречие [5] объясняется тем, что в случае распространения газовой струи в запыленном потоке на степень расширения струи влияют два фактора с одной стороны, большая плотность окружающей среды, с увеличением которой степень расширения струи увеличивается, а с другой стороны, подавление турбулентности частицами, попадающими из внешнего потока в струю, которое с ростом концентрации частиц в потоке растет и, следовательно, уменьшает степень расширения струи. Согласно расчету, второй фактор оказывает более сильное влияние на степень расширения струи, чем плотность окружающей среды.  [c.317]

Муто, Радхакришнан. Влияние предела текучести и размера зерна на пороговый размах коэффициента интенсивности напряжений и предел выносливости//Теор. основы инжен. расчетов.— 1986.—№ 2.— С. 75—82.  [c.372]

Для расчета распределепня температур необходимо найти радиус нейтрального сечения Га. Так как значение га зависит от интенсивности отвода теплоты с поверхностей урана, а известны и 0.2 с поверхностей оболочек, то вначале определяем значения эффективных коэффициентов теплоотдачи а ф i и аэф2 учитывающие термические сопротивления оболочек  [c.34]

Остальная часть расхода (транзитный расход) транспортируется через участок L в последующие участки трубопровода. Расчет трубопроводов с непрерывной раздачей выполняют в иредположеиии, что жидкость отбирается из трубопровода непрерывно и равномерно с интенсивностью q л, (с- м) по всей длине L разветвленного участка. При этом путевой расход  [c.276]

Жесткость валов и осей при изгибе должна быть достаточной для обеспечения правильной работы передач зацеплением и иод-ишиников. Для ременных и ценных передач жесткость не имеет существенного значения, однако при недостаточной жесткости ) алоп возможно появление интенсивных колебаний, опасных для узлов машины и окружающей среды. При этом расчет па жесткость свя-  [c.282]

Рассмотрено исследование процесса энергораэделения в интенсивно закрученных потоках при их протекании по осесимметричным каналам вихревых труб. Проанализированы существующие модели эффекта Ранка и дана усовершенствованная методика расчета характеристик вихревых труб. Приведены методики расчета и конструирования вихревых устройств. Описаны основанные на однорасходной вихревой трубе вихревые горелки, воспламенители, плазматроны, их конструкции и методики расчета.  [c.2]

В последние годы закрутку потока стали широко использовать для интенсификации процесса горения. При создании эффективных фронтовых устройств камер сгорания в воздушно-реактивных двигателях, для стабилизации фронта пламени в различных камерах сгорания, при создании эффективных горелочных устройств, плазмотронов с вихревой стабилизацией все большее применение находят потоки с различной интенсивностью закрутки. Это обусловливает актуальность работ, направленных на понимание и описание термогазодинамики закрученных течений как при окислительно-восстановительных экзотермических химических реакциях, так и в их отсутствие. Необходимо вооружить практику методиками экономного расчета и проектирования технических устройств с закруткой потока, а сами устройства сделать более эффективными и экологически чистыми.  [c.7]

Анализ результатов траверсирования различными зондами объема камеры энергоразделения позволяет выделить следующие характерные особенности распределения параметров в вихревой трубе с дополнительным потоком. Как и в обычных разделительных вихревых трубах, работающих при ц 1, четко различаются два вихря — периферийный и приосевой, перемещающиеся в противоположных направлениях вдоль оси. Первый — от соплового сечения к дросселю, второй — в обратном направлении. Распределение параметров осредненного потока существенно неравномерно как по сечению, згак и по длине камеры энергоразделения. Радиальные градиенты статического давления и полной температуры уменьшаются от соплового сечения к дросселю, а их максимальные значения наблюдаются в сопловом сечении. Распределение тангенциальных и осевых компонент скорости качественно подобны для различных сечений, однако, количественно вдоль трубы они претерпевают изменения. Поверхность разделения вихрей в большей части вихревой зоны близка к цилиндрической, о чем свидетельствуют пересечения осевых скоростей для различных сечений примерно в одной точке оси абцисс Т= 0,8 (см. рис. 3.9 и 3.10). Это хорошо согласуется с результатами исследований вихревых труб с диффузорной камерой энер-горазцеления, работающих при ц < 0,8, и позволяет в составлении аналитических методик расчета вихревых труб с дополнительным потоком вводить допущение dr /dz = О, а радиус разделения вихрей Tj для этого класса труб считать равным примерно 0,8. Как и у обычных труб, интенсивность закрутки периферийного потока вдоль трубы снижается -> 0), а возвратное при-осевое течение формируется в основном из вводимых дополнительно масс газа, скорость которых на выходе из трубки подвода дополнительного потока имеет осевое направление. По мере продвижения к отверстию диафрагмы приосевые массы в процессе турбулентного энергомассообмена с периферийным вихрем приобретают окружную составляющую скорости. Затухание закрутки периферийных слоев происходит тем интенсивнее, чем больше относительная доля охлажденного потока. Опыты показывают, что прй оптимальном по энергетической эффективности  [c.112]


При выводе (4.62) предполагалось, что концентрация турбулентных молей и число совершаемых ими микрохолод ильных циклов достаточны для формирования адиабатного профиля распределения статической температуры по радиусу камеры энергоразделения в сопловом сечении. В [143] проведены расчеты для наиболее часто встречающихся в практике отечественных и зарубежных конструкций вихревых труб. Для интенсивности турбулентности использовали полученное значение е = 0,258. Результаты расчетов в табл. 4.2.  [c.185]

В теории пластичности оказалось удобным вводить в расчеты так называемую интенсивность напряжений а., связанную с Токт зависимостью  [c.175]

Балка прямоуголгного поперечного сечения, защемленная по концам, несет равномерно распределенную по длине нагрузку интенсивности q (рис. 497, а). Определить наибольшую интенсивность этой нагрузки, допустимую согласно расчету по допускаемым напряжениям и по предельному состоянию при одном и том же запасе прочности п.  [c.499]

Основную роль в наиболее часто встречающихся ПТЭ играют составляющие переноса теплоты TjdZ G dtjdZ, Т - t), для расчета которых необходимы экспериментальные данные по теплопроводности X пористых материалов и интенсивности Лу объемного внутрипорового конвективного теплообмена.  [c.30]

В ряде случаев задается температура пористого материала на внешней и внутренней поверхностях. Однако для этого необходимо ее экспериментально измерить, например, с целью определения интенсивности hy внутрипорового конвективного теплообмена и что совершенно излицгне при предварительном расчете системы для выбс ра оптимального ее Ва рианта.  [c.50]

Рис. 4.7. Зависимость входящего в выражение (4.8) для расчета интенсивности hy объемного внутрипорового теплообмена сомножителя от х Рис. 4.7. Зависимость входящего в выражение (4.8) для расчета интенсивности hy объемного внутрипорового теплообмена сомножителя от х
На рис. 6.6 штриховыми линнямиа, Ь, с отражено влияние снижения интенсивности теплообмена во второй зоне в виде отношения у /ух. Из зтих данных следует, что такое снижение приводит к резкому увеличению длины облает испареши разности температур ( ) в конце процесса. При расчете npmirro = 200 °С.  [c.139]

В соответствии с филосо())скими категория-м и е о б X и II и м ост I) и с л у ч й и о с т ь все изучаемые li курсе явления, позволяющие и X у до в л е г во р и т ел i> и ос описание, j,ere р м и и и с -тическими зависимостями, рассчитыв 1ют с помощью этих зависимостей. Вместе с тем рас-и1иряется применение вероятностных расчетов для учета таких недостаточно определенных и изученных факторов, как ресурсы деталей, интенсивность изнан1иваиия, механические характеристики материалов.  [c.6]


Смотреть страницы где упоминается термин Интенсивность расчет : [c.210]    [c.102]    [c.504]    [c.38]    [c.183]    [c.305]    [c.244]    [c.108]    [c.324]    [c.320]    [c.332]    [c.211]    [c.318]    [c.365]    [c.365]    [c.373]   
Основы оптики Изд.2 (1973) -- [ c.466 , c.471 ]



ПОИСК



Алексеев Ю. С. Программа для расчета теоретической кривой интенсивности рассеяния электронов с использованием суперпозиции интерференционных функций, вычисленных по отдельным гипотетическим моделям

Валентно-оптическая схема для расчета интенсивностей в ИК-спектрах

Интенсивность Коэффициенты для расчета

Интенсивность изнашивания интегральная аинейяая 37—Взаимосвязь с микрошероховатостью поверхности 179, 180 — Зависимость от различных параметров 180, 181Закономерности изменения 174 — Формула для расчета

Интенсивность изнашивания удельная линейная — Формулы для расчета

Интенсивность изнашивания — Влияние давления, температуры и скорости скольжения 223, 234, 239 — Влияние номинальной площади трения 192 — Влияние температуры 189, 190, 259, 282—284 — Определение 188, 189 — Расчет

Интенсивность рассеянного света нетермодинамический расчет

Интенсивность рассеянного света расчет по Эйнштейну

К методике расчета систем, схематизированных в виде длинных валов с переменной интенсивностью распределения упругих и инерционных характеристик

Кольца — Расчет круговые — Интенсивность нагрузки — Критические значения Формулы 340 — Колебания

Маянц и Б. С. Авербух. Новый метод расчета интенсивностей в колебательных спектрах молекул

Метод сечений для приближенного расчета коэффициента интенсивности напряжений

Методика расчета коэффициентов интенсивности

Методы определения триботехнических характеристик, необходимых для расчета сил трения и интенсивностей изнашивания

Механика Расчет коэффициента интенсивности напряжений

Общий расчет интенсивности, поляризации и частот света, рассеянного в кристаллах

Основные положения методики и алгоритм расчета коэффициента интенсивности напряжений

Подшипники металлофторопластовые — Исследования и рекомендации по применению 152155 — Расчет интенсивности изнашивания

Приближенный расчет числа ремонтов с использованием таблицы функции интенсивности ремонтов

Применение метода парциальных осцилляторов к расчету интенсивностей в ИК-спектрах

Примеры расчета коэффициента интенсивности напряжений методом конечного элемента и граничных интегральных уравнений

Расчет и измерение коэффициентов интенсивности напряжении

Расчет интенсивностей для молекулы воды

Расчет интенсивностей источников (стоков)

Расчет интенсивности и коэффициента деполяризации света, рассеянного в газах и парах

Расчет интенсивности изнашивания

Расчет интенсивности света, рассеянного на пространственно независимых флуктуациях

Расчет интенсивности, поляризации и частот компонент Мандельштама — Бриллюэна для кварца

Расчет интенсивности, поляризации и частот компонент Мандельштама— Бриллюэна для каменной соли

Расчет коэффициента внешнего трения, интенсивности изнашивания и контактной жесткости при упругом контакте

Расчет коэффициентов интенсивности напряжений в роторах и корпусах турбин

Расчет распределения интенсивности кривых, полученных методом 0 — 20 при экспоненциальном уменьшении плотности винтовых дислокаций с расстоянием от поверхности кристалла

Расчет спектрального распределения интенсивности деполяризованного рассеянного света на основании упрощенной молекулярной модели

Расчет температуры внутренней поверхности ограждения при интенсивном излучении

Расчеты длительности или интенсивности пускотормозных процесРасчет динамических нагрузок в механизмах при различных процессах нагружения

С одер Борисов и Л. М. Свердлов Колебательные спектры непредельных углеводородов. XVI Расчет абсолютных интенсивностей инфракрасных полос транси цис-бутен

СПОСОБЫ РАСЧЕТА ИНТЕНСИВНОСТИ В КОЛЕБАТЕЛЬНЫХ СПЕКТРАХ

Томсоновское рассеяние. Опыты Баркла Опыты Комптона. Рассеяние света с корпускулярной точки зрения. Расчет эффекта Комптона. Наблюдение индивидуальных актов столкновения Флуктуации интенсивности светового потока



© 2025 Mash-xxl.info Реклама на сайте