Зона приведенная

Расчет теплопередачи излучением во второй зоне — зоне охлаждения может быть проведен по уравнениям (21-9) — (21-13). Расчет теплопередачи в зоне охлаждения можно вести также и по средней для зоны величине теплового потока <7р,м- Такой прием используется, например, в расчетах теплопередачи в отдельных зонах методических нагревательных печей Л. 157]. Применение его может быть обосновано большей простотой и большими возможностями учета изменения по длине расчетной зоны приведенного коэффициента излучения, тепловой герметичности обмуровки, изменения температуры поверхности тепловосприятия и некоторых других параметров. [c.375]

Перечень стран, территории которых отнесены к тропической влажной и тропической сухой зонам, приведен в приложении 13, в соответствии с ГОСТом 16350—70. [c.128]

В результате, одновременного действия нормальной и произвольно направленной касательной сил возникают, согласно данным работы М. М. Саверина [44], три зоны приведенных напряжений, а именно [c.229]

Ранее показано (см. рис. 2.17), что на поверхности изломов стандартных ударных образцов, как правило, выявляются несколько (обычно пять) зон, возникающих при действии разных микромеханизмов разрушения и при разных напряженно-деформированных состояниях по сечению образца. Анализ каждой из зон приведен в п. 2.2.2. Размеры зон зависят от условий испытаний, свойств материала, а также от формы и размеров образцов. [c.87]

Газовый разряд сопровождается вспышкой. По наличию вспышки и ее интенсивности можно определить условия отрыва пленок и те зоны, которые соответствуют этим условиям (имеются в виду зоны, приведенные на рис. ПТ,7). [c.138]

Зоны, приведенные в примерах режимов, соответствуют зонам, принятым в ЕНиР. [c.30]

Расстояние между наблюдательными скважинами в створе должно приниматься в пределах 50—100 м. Одна скважина створа должна размещаться на территории участка захоронения, другая — в санитарно-защитной зоне. Приведенные расстояния могут быть уменьшены с учетом конкретных гидрогеологических условий. [c.448]

Некоторые важнейшие полупроводники перечислены в табл. 28.1. Точность значения ширины запрещенной зоны, приведенного для каждого из них, составляет 5%. Отметим, что у всех полупроводников ширина запрещенной зоны зависит от температуры, изменяясь примерно на 10% в интервале от О К до комнатной температуры. Такая температурная зависимость обусловливается [c.189]

Ближняя и дальняя зоны. Приведенная выще формула (2.8) показывает направленность УЗ-пучка в так называемой дальней зоне или зоне Фраунгофера. В ближней зоне, называемой зоной Френеля, амплитуда поля осциллирует (изменяется) как вдоль оси (рис. 2.5,6), так и по сечению пучка, а УЗ-волна при этом распространяется почти без расхождения. [c.25]

Внутри каждой зоны приведенные напоры Я° описываются теми же дифференциальными уравнениями, как и в потоке постоянной плотности. На границе зон i и +1 С объёмными весами и 7,- -i (рис. 2.13) напоры НЧ и будут [c.116]

На рис. 11.35, <2 приведен пример схемы электрической (ЭЗ), а на рис. 11.35, б — таблица к ней, выполненная на формате А4. (Графа Зона показана условно, так как поле схемы на зоны не разбито.) [c.348]

Из сравнения данных, приведенных на рис. 6.2 и 6.3, видно, как повышение интенсивности нагрева приводит к все более резкому (рис 6.2) и, наконец, скачкообразному (рис. 6.3) увеличению температуры поверхности при углублении фронта зоны испарения внутрь пористой стенки. При этом для результатов, приведенных на рис. 6.2, дальнейшее возрастание температуры внешней поверхности пористой стенки происходит скачкообразно. Величина скачка температуры определяется условием теплообмена между пористой стенкой и газовым потоком. [c.130]

Рассмотрим вариант 2 - испарение охладителя завершается во второй зоне. Из данных, приведенных на рис. 6.6, следует также, что как бы велика ни была интенсивность теплообмена в первой зоне (или величина 7i), независимо от протяженности области испарения, при увеличении плотности внешнего теплового потока и превышении им некоторого определенного значения неизбежно наступает режим теплообмена, при котором температура пористого материала в области испарения превышает температуру Т достижимого перегрева жидкости и в точке z = z происходит смена режима теплообмена. Используя последнее из условий [c.139]

Цифры ориентируют по наклону размерных линий (рис, 1, а), чтобы размерные числа можно было читать от нижней или от правой стороны чертежа. Избегают наклона, соответствующего заштрихованной зоне, в противном случае размерные числа следует выносить на полку (рис. 1, а). Пример нанесения наклонных размеров приведен на рис. 1, б. [c.160]

Приведенные здесь допускаемые напряжения определены при условии, что зона зацепления передачи постоянно находится в масле. Если это условие не выполняется, то следует снижать допускаемые напряжения до 0,85 приведенных. [c.242]

Если размеры площадки контакта сопоставимы с радиусом кривизны соприкасающихся поверхностей, то приведенные выше формулы неприменимы. С такой задачей встречаются, например, при определении давления между поверхностью тела болта (или заклепки) и цилиндрической поверхностью отверстия. В этих случаях теоретическое решение получается весьма сложным и для проверки прочности материала в зоне площадки контакта пользуются обычно приближенными методами расчета, основанными на экспериментах. [c.82]

Такая задача решается, прежде всего, путем сопоставления частот собственных колебаний и возмущающей силы. В случае, если эти частоты сильно отличаются друг от друга, можно быть уверенным в том, что явление резонанса не возникает и условия работы для упругих элементов являются благоприятными. При этом представляется возможным подсчитать без труда и амплитуду вынужденных колебаний, не зная наперед величину коэффициента затухания п. Как это видно из рис. 537, кривые р заметно отличаются друг от друга лишь в зоне резонанса. Уже в случае, когда частота 2 больше или меньше частоты ш в полтора-два раза, можно считать, что приведенные кривые практически совпадают и коэффициент затухания п значения не имеет. Его можно просто принять равным нулю, что идет в запас прочности. Тогда выражение (15.12) дает [c.471]

Ток во всех зонах разряда условно можно принять электронным. На результат термодинамического расчета такая условность совершенно не влияет. Баланс энергии за 1 с на 1 А тока приведен в табл. 2.1. [c.74]

Нагрев заготовок под штамповку в аппаратостроительных заводах в настоящее время производится в методических или конвейерных печах. Печь для нагрева заготовок для гидравлического пресса усилием 2000 тс имеет размеры пода 6x22 мм, что позволяет загружать в печь по 4...6 заготовок сразу. Нагревательная печь имеет восемь температурных зон (4x2), то есть четыре зоны по длине и две по ширине. Замер температур по зонам производится с помощью термопар. Постепенный и равномерный нагрев заготовок обеспечивается различными значениями температур в печи по зонам, приведенным в табл. 3.1. [c.40]

Авторы цитируемых работ высказали предположение о возмож ности использования также более простого выражения - (27), где вместо средней ширины ЗСВ измеряется ширина деформационных зон. Приведенные в работе [78] оценкй вклада ДП, основанные на этих представлениях, показали, что величина Ед /еоб для сплава Zn — 22 % А1 весьма значительна в области П она составляет около 50 % и увеличивается в I скоростном интервале до 75— 95 %. В то же время использование выражения (28) для онределе> ния вклада ДП в сплаве Zn — 0,4 % А1 дает парадоксальный результат, превышающий 100 % (рис. 23). Таким образом, методика,, основанная на измерениях деформационных зон, дает значительно завышенные данные, что подтверждает ранее сделанный вывод о [c.66]

В схеме решения, предложенной Ю. А. Суриновым [124], записываются в общей форме уравнения для температур объемных зон, выраженные через разрешающие коэффициенты взаимного лучистого теплообмена и величины приведенного тепловыделения. Уравнения имеют вид равенства (6-69), только последнее записано для лучистого теплообмена между поверхностями, в то время как в [124] оно распространяется также и на объемные зоны. Приведенные тепловыделения заменяются величинами и Ск.п подобно тому, как это представлен в формуле (14-47). Получается система т уравнений с таким же числом неизвестных, аналогичная системе уравнений (14-53). [c.396]

Вакуумный отжиг существенно увеличивает время до разрушения при проведении нспытаний по схеме Трояно. На рнс. 258 приведено для примера время до разрушения образцов сплавов 0T4 и 0Т4-1 в исходном и вакуумированном состояниях. Заготовки для этих образцов были нагреты до 1000° С, а затем охлаждены на воздухе. Их структура имитировала структуру околошовной зоны. Приведенные данные показывают, что при напряжениях порядка 90—110 кгс/мм время до разрушения вакуумированных образцов на один-два порядка больше, чем для исходного металла, содержащего 0,008% Нг. [c.507]

Когда полупроводник обладает неск. эквивалентными максимумами энергии в з о н е проводимости или минимумами в валентной зоне, приведенные выше результаты нуждаются в дальнейшем обобщении. Так, в зоне проводимости Si имеется шесть экстремумов, расположенных па трех взаимно перпендикулярных осях симметрии, причем изоэнергетич. поверхности — эллипсоиды вращения. В слабом поле.// в кристаллах с обратной решеткой кубич. симметрии (Ge, Si) для электронной проводимости [c.380]

Необходимо отметить, что коррозия сплайа, содержащего 4% меди, была равномерной и проникала на меньшую глубину, чем межкристаллитная коррозия на сплаве, содержавшем 0,Г% меди, однако вряд ли целесообразно применять, на транспорте сплав с 4% меди, особенно в тех конструкциях, где необходима сварка. Согласно взглядам, изложенным на стр. 202, вблизи сварного шва могут возникать опасные в коррозионном отношении зоны. Приведенные факты требуют внимательного изучения инженерами. По данному вопросу см. литературу [82]. Более новые данные о коррозионном поведении алюминия в атмосферных условиях см. в литературе [83]. [c.482]

С целью возможности быстрого определения фактической скорости охлаждения при наплавке валика на лист для некоторых частных случаев расчеты могут быть номографированы. На рис. 119 приведена номограмма для расчета скорости охлаждения около-шовной зоны при толщине металла 5—36 мм. Для многослойной сварки стыковых и угловых швов скорость охлаждения при сварке 1-го слоя шва может быть определена по формуле (46) однако для приближения расчетной схемы к действительной картине ввода теплоты в изделие при сварке 1-го слоя необходимо для погонной энергии ввести поправочный коэффициент учитывающий разделку шва, и коэффициент приведения толщины (табл. 60). При сварке 1-го слоя шва стыкового соединения [c.236]

Механические свойства сварных соединений, сваренных приведенными выше сварочными материалами, кроме ударной вязкости в зоне термического влияния, соответствуют свойствам основного металла. Швы, выполненные автоматической сваркой под флюсом электродной проволокой марки Св-13Х25Н18 (а также и при ручной дуговой сварке электродами на этой проволоке, например марки ЦЛ-8), оказываются склонными к межкристал-литной коррозии, определяемой, видимо, повышенным содержанием углерода и отсутствием стабилизируюш,их элементов. [c.277]

Чтобы воспользоваться выражением (4.46), нужно знать функцию еэ(7 ст/ Тел, бел). Для ее расчета вернемся к результатам, полученным в подпараграфе 4.4.4. Применительно к условиям теплообмена неизотермиче-ского псевдоожиженного слоя с погруженной поверхностью плоский слой дисперсной среды соответствует неизотермичной зоне между-поверхностью теплообмена и ядром слоя. В эквивалентной этому слою модели стопы (см. рис. 4.7, а) О и N+1 ограничивающие поверхности представляют собой стенку теплообменника и ядро слоя с температурами Т ст и Тел- При фиксированной толщине неизотермичной зоны (число Л ), заданных степени черноты частиц и средней порозности слоя характеристики элементарного слоя стопы по-прежнему определяются формулами и уравнениями, приведенными в подпараграфе 4.4.2. Решение системы уравнений (4.38) позволяет найти возможное стационарное распределение температуры и величину лучистого потока по формуле (4.41). С помощью этого соотношения можно получить в явном виде функцию Еэ Тст, 7 сл, бел). Действительно, потоку, испускаемому псевдоожиженным слоем, соот- [c.176]

Сопоставление зависимости (5-28) с приведенными результатами, полученными для небольшого диапазона изменения критерия Рейнольдса (Нет), указывает на наличие значительного расхождения. В Л. 219а] Nu получаются на порядок или в несколько раз ниже из-за меньшего коэффициента при Rej. Это следует отнести за счет оценки не истинных, а кажущихся коэффициентов теплообмена, возникающих вследствие нерациональной организации механического торможения падающих частиц (непродуваемые полки, создающие мертвые зоны для газа и частиц при значительном загромождении сечения шахты). [c.173]

Для получения ферритной структуры отливки отжигают по режиму, приведенному на рис. 4.44, а. Отливки медленно нагревают до температуры 950—1000 °С (зона /) и длительно выдерживают при этой температуре (зона //), при этом цементит белого чугуна распадается на аустенит и графит. Затем проводят промежуточное охлаждение до температуры 760—740 °С (зона ///), при котором аустеннт [c.164]

Приведенные ниже значения справедливы при работе передачи в зоне расчетной нагрузки. При уменьшении полезной нагрузки к. п. д. снижается и становится равным пулю при холостом ходе. Это связано с возрастанием относительного значения так называемых постоянных потерь, не зависящих от полезной нагрузки. К ним относятся гидравлические потери, потери в уплотнениях подшипниковых узлов и т. п. Работа, потерянная в редукторе, превращается в теплоту, и при неблагоприятных условиях охлаждения и смазки может вызвать перегрев редуктора. Вопросы теплового расчета, охлаждения и смазки являются общими для зубчатых и червячных передач. Поэтому они лзлагаются совместно в 9.9. [c.139]

При такой схеме подвода потока к коллектору можно было заранее ожидать неравномерное распределение расходов газа по отдельным ответвлениям и неравномерное распределение скоростей по сечению каждого ответвления, особенно первых. Действительно, при повороте потока в колене 1 поток, отрываясь от внутренней стсики, не может успеть на сравнительно коротком прямом участке (ИЬ к. 1,5) за ним полностью выравняться по высоте, и профиль скорости должен получиться с минимальными значениями вверху и максимальными внизу. Последнее должно привести к тому, что через первые ответвления пройдет меньшее количество газа, чем через последние, а градиент скорости по высоте коллектора при входе в боковые ответвления еще больше усилится вследствие поворота потока. Так как наибольшее значение этого градиента должно быть со стороны отрывной зоны, т. е. у верхней стенки коллектора, соответственно максимальная неравномерность потока получится в первом ответвлении. Приведенные в табл. 9.9 данные полностью подтверждают описанное распределение относительных расходов д = <7/90р и скоростей ш (где ср — средний по всем ответвлениям расход газа через одно ответвление). [c.250]

При частотах звукового диапазона (2—8 кГц) можно проводить поверхностный нагрев и закалку на глубину 1—2 мм. На рис. 140 приведен характер распределения температуры и твердости по сечению закаленной детали Структура слоя состоит из мартенсита и переходной зоны мартенсит — феррит. Глубина закалки примерно равна толщ11не слоя нро1 реваемого до температуры выше критиче- [c.221]

Возможность эффективной тепловой зашиты корпусных элементов от больших тепловых потоков успешно используется и при создании экспериментальных СВЧ плазмотронов [64]. Схемы СВЧ плазмотронов с предполагаемыми картинами течений при прямоточно-вихревой и возвратно-вихревой стабилизации плазмы показаны на рис. 7.30, а на рис. 7.31 показана зависимость мощности плазменного СВЧ излучения поглощаемого разрядом, и тепловой мощности fV , вьшеляюшейся в контуре охлаждения плазмотрона. Результаты опытов приведены в виде зависимости доли тепловых потерь WJW от удельного вклада энергии в разряд У = WJG, где G — расход плазмообразуюшего газа — азота. Результаты численного моделирования показаны на рис. 7.32,а — для традиционной прямоточно вихревой стабилизации и на рис. 7.32,6 — для случая с возвратно-вихревой стабилизацией. В первом случае рабочее тело — плазмообразующий газ — азот в виде закрученного потока подается в разрядную камеру, а во втором случае он подается в дополнительную вихревую камеру со скоростями 100 м/с ((7= 1 г/с) и 225 м/с ((7= 1,5 г/с), соответственно. По мнению автора работы [64] возвратный вихрь сжимает зону нагрева, предохраняя стенки камеры плазмотрона от перегрева. Основная часть газа проходит через разрядную зону, а размер зоны рециркуляции незначителен. В традиционной схеме (см. рис. 7.32,а) входящий газ смешивается с циркулирующим потоком плазмы и основная часть газа проходит мимо разряда вдоль стенок кварцевой трубки. Судя по приведенным модельным расчетам, схема с возвратно-вихревой стабилизацией позволяет снизить максимально достижимую температуру нагрева корпусных элементов примерно в 2,5 раза. Наиболее нагретая часть область диафрагмы, непосредственно примыкающая к отверстию имеет температуру 1400 К. Таким образом, использование возвратно-вихревой стабилизации плазмы позволяет изготовить СВЧ плазмотрон неохлаж-даемым из кварцевого стекла. Дальнейшее моделирование течения [c.356]

Однако в некоторых случаях (при очень высоких внешних тепловых потоках) температура проницаемой матрицы очень быстро возрастает в области испарения и достигает в сечении Z величины Т перегрева жидкости до завершения ее полного испарения. После этого жидкость перестает смачивать пористый материал, микропленка свертывается в микрокапли, и происходит резкая смена режима течения двухфазного потока с высокоинтенсивным теплообменом при испарении микропленки на режиме движения во второй зоне Z K дисперсного потока перегретого пара с микрокаплями жидкости. Этот режим отличается относительно низкой интенсивностью внутрипорового конвективного теплообмена. Нужно отметить, что именно такому характеру истечения парокапельного потока из стенки при высокой температуре ее внешней поверхности, значительно превышающей величину Г, соответствуют приведенные на рис. 6.3 экспериментальные данные. [c.134]

На основании приведенных на рис. 1.2...15 данных и особенно в результате сравнения изображенных на рис. 1.2, а л 1.5 значений длины к - I области испарения можно сделать важный вывод о том, что для рассмотренных условий передача теплоты теплопроводностью из парового участка в зону испарения качественно изменяет характер теплообмена, Протяженность зоны испарения резко сокращается вследствие увеличения длины парового участка и при интенсивности объемного теплообмена h = 10 Вт/ (м - К) (7 =31,6) ее толщина не превьппает к - 1 = 0, вместо Оад Oi67 при отсутствии теплового потока из парового З астка. Следует отметить, что при малой величине к - I справедливо допущение о постоянстве в зоне испарения. [c.165]

С повышением температуры вытекающего перегретого пара и температуры пористого каркаса на паровом участке дпина области испарения практически не изменяется (см. рис. 7.3), но вся она постепенно перемещается к внутренней поверхности элемента. Интересно отметить, что при Гз (5) = 100 °С, когда испарение охладителя завершается на внешней поверхности твэла, имеем к = Ei= I = 0,128 к 1 =0,872. Эти величины существенно отличаются от результатов, приведенных на рис. 7.3, экстраполяцией данных в крайнюю левую точку Гз (б) = 100 °С. Это значит, что после высыхания внешней поверхности при последующем незначительном увеличений объемного тепловыделения происходит ре> кое сокращение длины зоны испарения вследствие углубления ее с внешней поверхности на значительное расстояние внутрь пористого элемента. При этом температура материала на внешней поверхности возрастает и почти вся вьщеляемая на высохшем паровом участке теплота, до этого непосредственно поглощавшаяся испаряющимся охладителем, теперь передается теплопроводностью в зону испарения. При дальнейшем повьь шении объемного тепловыделения и увеличении температуры вытекающего перегретого пара возрастает температура пористой матрицы на паровом участке, но ддина зоны испарения практически не изменяется и вся она постепенно перемещается к внутренней поверхности элемента. [c.166]

Подставляя сюда числовые значения сил, найдем, что Rx——40 Н, Ry — —ЗОН, Мо-=и,3 Н-м. Таким образом, заданная система сил приводится к приложенной в центре приведения О силес проекциями40 H,Ry=—30 Н (R=50 И) и паре сил с моментом Мо= 11,3 Н-м. [c.45]

Длительность пребывания околошовной зоны первого слоя при температуре выше Т находят по номограммам, приведенным на рис. 7.13, а — ев зависимости от длительности сварки всех слоев /с, безразмерного параметра 0, коэффициента температуроотдачи Ь и безразмерного расстояния Pi до рассматриваемой точки околошовной зоны. [c.221]

Как видно из приведенных графиков, для металлов, не образующих гидридов, максимальная концентрация водорода наблюдается вблизи линии сплавления (штриховые линии на рисунке), а для гидридообразующих — в зоне термического влияния. Таким образом, при средней относительно небольшой концентрации водорода в металле в сварном соединении возникают опасные зоны повышенной хрупкости. [c.404]

Структуру системы управления движением промышленного робота можно проследить по схеме, приведенной на рис. 18.4, отражающей определенные уровни управления. На первом уровне автоматизированные приводы для всех степеней подвижности обеспечи-ванэт движение исполнительных звеньев и механизмов робота в пределах рабочей зоны с помощью управляющих программ по каждому частному циклу. Информация о положении исполнительных звеньен, характеристиках внешней среды и объекта манипулирования вырабатывается датчиками и по каналам обратной связи передается оператору или в специальные устройства более высоких уровней управления для внесения коррективов в движение, если в этом возникает необходимость. Формирование сигналов управления движением приводов и устройствами автоматики обычно осу- [c.481]

Энциклопедия по машиностроению XXL

Оборудование, материаловедение, механика и ...