Корпус графики

На рис. 174 показан корпус, имеющий сложную циклическую поверхность. Вариант внутренней формы этого корпуса показан на чертеже стержня (рис. 174, 6). Для циклической поверхности дается график зависимости радиуса нормальных круговых сечений по длине оси (ось показана в развернутом виде). Для любой точки на оси можно определить величину радиуса нормального кругового сечения. [c.211]

Эта формула содержит результаты расчета коэффициентов интерференции для комбинаций соответственно корпус — крыло и корпус — оперение . Определим эти коэффициенты, используя графики и таблицы, приведенные в [161. По величине ( в)кр = /(5т)кр ==1/4,1 = 0,2439 из табл. ХУ-3-1 находим Кк-р = (Су)кр(т>/(С /) кр= [c.629]

Соответствующие вычисления произведены для летательных аппаратов с участком корпуса за оперением и без него (рис. 2.3.1,6, в). Результаты этих вычислений, приведенные на графиках рис. 2.3.2, 2.3.3, указывают на увеличение коэффициентов интерференции У летательного аппарата с участком корпуса за оперением. Наличие этого участка приводит также к смещению [c.165]

При помощи (2.4.36) и графика на рис. 2.4.1 можно найти коэффициент демпфирования в зависимости от относительного радиуса корпуса г/Зт и числа консолей п. При этом анализ зависимости производных устойчивости т"- от этого числа оказывается более простым в предельном случае, когда радиус корпуса г- -0. Исследования показывают, что эту зависимость можно представить графически в виде кривой (рис. 2.4.3), изображающей изменение величины [c.186]

Графики на рис. 2.4.1 и 2.4.3 позволяют осуществлять приближенный расчет коэффициента демпфирования реальных конфигураций, т. е. летательных аппаратов в виде комбинации корпуса конечного радиуса и оперения. При этом результаты такого расчета могут быть уточнены за счет влияния сжимаемости (числа Моо). Рассматриваемый метод расчета состоит в том, что коэффициент демпфирования заданной комбинации принимается равным [c.186]

По графику на рис. 2.4.3 оцениваем эффективность оперения при отсутствии корпуса, когда число консолей га = 4. Эта эффективность определяется коэффициентом = 1,62, который указывает, во сколько раз возрастает момент крена при увеличении числа консолей с двух до четырех. [c.187]

Коэффициент интерференции оп этом выражении определяется по графикам на рис. 2.5.6 как функция (гт)оп — ( /5 ) оп оп 2о /( т) ОП1 Уп т) ОП (г = Гоп — радиус корпуса в окрестности оперения). При этом вертикальная координата вихря (см. рис. 2.5.4) в случае поворота консоли крыла на некоторый угол (ба)кр находится из условия [c.249]

Прямолинейный участок графика осевого дросселя соответствует изменению расхода за счет изменения щели, образуемой цилиндрической поверхностью втулки и торцовыми поверхностями цилиндрического золотника и корпуса дросселя криволинейный участок графика соответствует изменению расхода за счет изменения угловой канавки, выполненной на цилиндрической поверхности золотника. [c.130]

На рис. 1.1 схематически представлена одноступенчатая активная турбина. В корпусе / расположено одно или несколько сопл 2, рабочие лопатки 3 жестко закреплены на диске 4, который посажен на вал 5, вращающийся в подшипниках 6. В месте выхода вала из турбины установлены уплотнения 7. В нижней части рисунка дано развернутое на горизонтальную плоскость сечение сопл и рабочих лопаток. Как видно из рисунка, оси сопл расположены под некоторым углом к плоскости диска. В верхней части рисунка представлен график изменения параметров рабочего тела (давления р и абсолютной скорости с) при прохождении им проточной части турбины. Очевидно, что в соплах имеют место падение давления И рост скорости пара на рабочих лопатках кинетическая энергия пара преобразуется в механическую, в результате чего уменьшается скорость. Давление пара перед рабочими лопатками и за ними одинаково. При прохождении пара между рабочими ло- [c.10]

Авторы работы [67] приводят экспериментальные данные по граничным паросодержаниям для кольцевых каналов с диаметром внутреннего обогреваемого стержня di=il3,5 мм и шириной щели 6 = 2,15 мм, полученные при р = 6,9 и 12,7 МПа. Длина канала равна 3,5 и 7 м. Особое внимание в опытах уделялось обеспечению надежной центровки внутреннего стержня в корпусе-оболочке. Эксперименты показали, что при длине канала 3,5 м паросодержание в месте кризиса (граничное паросодержание) не зависит от плотности теплового потока, а определяется р и pw, причем при исследованных параметрах Лр с ростом р и рш убывает. В опытах с более длинным каналом (L = 7 м) вертикальные участки графиков кр= = f x) отсутствовали, а паросодержание в месте кризиса оказывалось выше, чем для канала длиной 3,5 м, и возрастало по мере уменьшения плотности теплового потока. Это обстоятельство объясняется тем, что на длинном канале высыхание пристенной жидкой [c.328]

Директивными документами (Дополнение к Инструкции по контролю за металлом котлов, турбин и трубопроводов . И 34-70-013-84) предусмотрен контроль оборудования, работающего в режиме глубокого регулирования диспетчерского графика нагрузки, в зависимости от числа его пусков. Объектом такого контроля являются барабаны и гибы необогреваемых труб котлов, корпуса цилиндров, регулирующих и стопорных клапанов турбин, корпуса арматуры, участки трубопроводов и ряд других деталей котлотурбинного оборудования ТЭС. В то же время характерным для несущих элементов этих конструкций являются однократные и повторные местные пластические деформации, приводящие к накоплению малоцикловых повреждений. [c.184]

На рис. 3.2 представлен график коэффициента взаимной корреляции / 21 (т) между вибрационным сигналом корпуса машины 51 (t) и воздушным шумом помещения, измеренным микрофоном на расстоянии 10 м от машины в 1/3-октавной полосе со средней [c.82]

На рис. Х.Ю для примера приведены результаты испытаний насоса до и после внедрения в опорных узлах корпуса виброизолирующих элементов, предложенных автором и Е. Н. Афониным. Видно, что эти элементы обеспечили снижение вибрации насоса в среднем на 10 и более децибел в области частот выше 200 Гц. На этом же рисунке приведен график ожидаемой вибрации насоса по результатам экспериментально определенного изменения действующей податливости корпуса насоса после внесения упругих элементов. Видно довольно хорошее совпадение прогнозируемых результатов с результатами опыта. Величина действующей податливости корпуса насоса определялась при допущении, что вертикальная вибрация вызывалась силами трех взаимно перпендикулярных направлений, моменты не учитывались. Рассматривались только силы, действующие на корпус в районе подшипников. Силы считались некоррелированными между собой. [c.441]

Рис. 12.100. Цельнометаллический амортизатор для защиты оборудования, работающего с ударами в тяжелых климатических условиях. Втулка I (рис. 12.100, а) опирается на пружину 3 и демпфер-подушку 2, выполненную в виде сетки из нержавеющей стали. В корпусе 5 предусмотрены вспомогательные амортизирующие подушки 4 и 6, ограничивающие ход и смягчающие удары. На рис. 12.100, б показана конструктивная разновидность амортизатора, а на рис. 12.100, в - графики, показывающие сравнительные демпфирующие свойства цельнометаллического амортизатора и резинового.

На основе теоретического анализа особенностей уравновешивания быстроходных роторов малым числом грузов рассматриваются практические способы балансировки в собственном корпусе машины или на станках, не требующие специальной измерительной аппаратуры и не связанные о большими затратами. Указываются границы применения методов уравновешивания системами из двух, трех и четырех грузов. Эффективность уравновешивания иллюстрируется графиками, построенными для валов постоянного сечения. [c.142]

Фиг. 13. Графики углов образующих с полевой стороной в корпусе.

Графики, приведенные на рис. 33, позволяют определить коэффициент теплообмена неподвижного корпуса подшипникового узла типа /Кв зависимости от габаритов и скорости воздушного потока у его поверхности [3]. Скорость [c.56]

При расчете теплоотвода через корпус рабочий диаметр ТПС 40 мм. Полученное при расчетах базовое значение параметра мало изменяется при колебании значения диаметра. Так, при двукратном снижении диаметра ТПС (до 20 мм) значение параметра, найденное по графикам, уменьшится на 15%, а при двукратном его увеличении (до 80 мм) повысится на 10%. [c.57]

По рис. 34 можно определить теплоотвод корпусной стенки при различном исполнении полимерного слоя ТПС. Как видно из графиков, при увеличении толщины стенок (в 2 раза от 18 до 35 мм) теплоотводящая способность корпуса, при прочих равных условиях, повышается незначительно (не более чем на 20%). Рассчитываемый параметр заметно повышается с увеличением коэффициентов теплообмена. Однако при переходе от одного расчетного значения Оц к ближайшему по значению параметр изменяется максимум на 20%. Таким образом, пользуясь рис. 34, путем интерполирования можно найти параметры теплоотвода любого реального корпуса при работе в его стенке полимерного подшипника. [c.57]

По графикам, приведенным на рис. 61 и 62, можно определить коэффициент ДДя корпуса полимерных подшипников, имеющего наружный диаметр 200 и 300 мм. Эти коэффициенты необходимо знать дЛя проведения уточненных расчетов температурного уменьшения зазора в узлах с корпусом, диаметральный размер которого близок к указанным значениям. [c.71]

Для исследования влияния трения наконечника об изделие упор, закрепленный на столе, поворачивался на определенный угол Р (30 и 60°). На тот же угол поворачивалась головка, чтобы ее наконечник отклонялся в одном и том же направлении относительно ее корпуса (рис. 2). В каждом положении проводилась проверка но оцифрованным делениям, как это описано выше, но с пересчетом перемеш ений стола на отклонение по нормали. Затем вычислялись величины Ж и а и строились графики погрешностей. [c.216]

Графики рис. 3.6 позволяют определить коэффициент теплообмена неподвижного корпуса подшипникового узла типа IV в зависимости от его [c.85]

Графики указывают на значительное увеличение нагрузочной способности при уменьшении рабочего диаметра ТПС, что объясняется существенным уменьшением в этом случае теплообразования и незначительным уменьшением теплоотвода Кк через корпус. Весьма мало в этом случае влияние коэффициента теплообмена а корпуса с окружающей средой. [c.143]

Анализ графиков предыдущего раздела показывает, что нагрузочная способность ТПС является сложной функцией, зависящей от исполнения ТПС (материала, габаритов, толщины рабочего слоя, сборочного зазора) и от исполнения узла (типа и габаритов корпуса, наличия сторонних источников теплоты и т. д.). Выделить превалирующее влияние какого-либо из этих факторов сложно. Поэтому целесообразно осуществить последовательный анализ каждого из этих факторов, что позволит наметить наиболее рациональные пути увеличения нагрузочной способности ТПС, изложив их в виде конкретных рекомендаций конструкторам, использующим эти подшипники в узлах машин и приборов. [c.144]

В практике иногда встречаются подогреватели, производительность которых оказывается ниже расчетной. Такие подогреватели или не обеспечивают необходимой температуры подогрева воды (60° С) или значительно завышают против графика температуру обратной сете вой воды. Это может быть потому, что при изготовлении не были поставлены перегородки и трубки в корпусе [c.296]

Горячий воздух поступал в верхнюю часть корпусов экономайзеров. Эта мера оказалась весьма действенной. Конденсация паров прекратилась даже в условиях суровой уральской зимы благодаря значительному снижению относительной влажности дымовых газов (точнее, газовоздушной смеси) железобетонная дымовая труба наружные газоходы и дымососы надежно работают уже семь с лишним лет. Естественно, осуществление указанных мероприятий отразилось на выигрыше в к. п. д., который дают контактные экономайзеры. Однако он достаточно велик и при наличии байпаса и подмешивания горячего воздуха. Все это очень наглядно видно из графика, построенного Свердловэнерго на основании тш,ательно проведенных эксплуатационных испытаний (рис. IV-7). [c.117]

Установка имеет типовые элементы и обрабатывает аналогичные детали. Отличаются шлифовальный бачок 5, пружина тарированного усилия 7, наружная гильза 4 и маховик затяжки 8 для создания предварительного нагружения пружины 7, величина которого определяется по тарировочному графику усилия сжатия. Величина смещения гильзы 4 относительно корпуса 3 замеряется штангенциркулем либо по лимбу поперечной подачи станка. Инструмент 1 при этом касается по- [c.247]

Для покрытия переменной части графика электрической нагрузки все больше привлекаются энергоблоки мош ностью 160, 200 и 300 МВт [2] и в перспективе блоки мощностью 800 МВт. Существуют разные способы покрытия переменной части графика нагрузок. Чаще других для этой цели используют разгрузку энергоблоков или останов их в резерв на время резкого снижения нагрузки. При разгрузке энергоблоков вплоть до технического мини.мума (30—70% от номинальной мощности) параметры острого пара остаются практически неизменными. Образующиеся при нестационарных режимах эксплуатации температурные неравномерности приводят к возникновению температурных напряжений. Величина реализуемого размаха напряжений в корпусах цилиндров высокого давления (ЦВД) в цикле разгрузка — восстановление относительно невелика, однако число таких циклов за год может быть весьма незначительным. [c.48]

С учетом приведенных выше данных для корпуса ЦВД может быть построен график изменения соответствующих компонентов номинальных и местных напряжений при характерных режимах эксплуатации турбины (см. гл. 2 и 12). Этот график используется при расчетах малоцикловой прочности и ресурса. [c.59]

Значительные растягивающие напряжения (до 160 МПа) возникают также на наружной поверхности корпусов стопорных и регулирующих клапанов. Типичный график изменения пусковых напряжений на наружной поверхности корпуса СК приведен [c.60]

Далее по графику на рис. ХУ-1-9, а 116] для величины а г/ Ь р)оп = 3,32 находим [Хц.д а/( кр)оп1т (оп) = 0,67 и подсчитываем координату центра давления дополнительной нормальной силы корпуса, обусловленной влиянием оперения (Хц.д а)т ОП [ Ц.Д. а (бкр)оп 1 П ( Кр)оП 19,0. [c.630]

По графику на рис. ХУ-2-9 [161 находим значение коэффициента интерференции од. Для этого предварительно подсчитаем значение (Ахц.т)оп = (Ькр)оп (1/3)[2 X (7п)оп — 1]/1(5т)оп + 11 = 0,5—координаты центрз тяжести консолей оперения и перекрываемой ими части корпуса (см. рис. 11.4), а также значения [c.631]

На рис. 15 представлен график Дуайера i), на котором даны осреднённые экспериментальные данные о зависимости коэффициента от tjj и Го Для корпусов без выступающих частей (рули, кронштейны для валов винтов и т. д.). С помощью графика Дуайера и значения коэффициента трения в функции числа Рейнольдса легко рассчитать сопротивление корпуса корабля в функции скорости движения. Этот расчёт часто даёт в первом приближении очень хорошие результаты. [c.82]

Анализ совокупности результатов определения переменной напряженности деталей нестационарно нагруженной конструкции для характерных условий ее эксплуатации (например, подвески и трансмиссии автомобиля или элементов набора корпуса корабля) позволяет построить график повторяемости величин амплитуды напряжений частей изделия для этих условий. Такой график, отображающий множество значений действующих напряжений, принято называть спектром нагруженно-сти. При узком диапазоне частот простых по форме колебаний узкополосный спектр представляет собой функцию накопленной вероятности значений амплитуды Стаг. она характеризуется суммой числа циклов нагружения, для которой амплитуда достигает значения сГаг или более. [c.167]

В турбине Лаваля при снижении частоты вращения вала при j = = onst растет абсолютная скорость выхода пара с рабочих лопаток с2 И, как следствие этого, к. п. д. турбины быстро падает. Для уменьшения выходных потерь со скоростью С2 и понижения частоты вращения вала Кертис предложил турбину с двумя ступенями скорости. На рис. 6.2,6 представлены схема этой турбины и графики изменения абсолютной скорости и давления пара в проточной части турбины. Пар с начальными параметрами ро и То расширяется до конечного давления pi в соплах 2, а на рабочих лопатках 3 и 3 происходит преобразование кинетической энергии движущегося потока в механическую работу на валу 5 турбины. Закрепленные на диске 4 турбины два ряда рабочих лопаток 3 и 3 разделены неподвижными направляющими лопатками 2, которые крепятся к корпусу I турбины. В первом ряду рабочих лопаток 3 скорость потока падает от i до j, после чего пар поступает на неподвижные лопатки 2, где происходит лишь изменение направления его движения, однако вследствие трения пара о стенки канала скорость парового потока падает от с2 до с. Со скоростью с пар поступает на второй ряд рабочих лопаток 3 и снова повторяется идентичный процесс. Поскольку преобразование кинетической энергии в механическую работу на валу турбины Кертиса происходит в двух рядах рабочих лопаток, максимальное значение г ол получается при меньших отношениях k/ j, чем у одноступенчатой турбины. А это значит, что частота вращения вала турбины (колеса) Кертиса может быть снижена по сравнению с одноступенчатой турбиной. Анализ треугольников скоростей показывает, что оптимальный к. п. д. турбины Кертиса достигается при входной скорости пара t i вдвое большей, чем у одноступенчатой турбины. Это означает, что в турбине с двумя ступенями скорости может быть использовано большее теплопадение /loi, чем в одноступенчатой. [c.302]

По графику рис. 31 можно ориентировочно определять значение удельного излучения различных материалов, наиболее часто применяемых для изготовления нагревателй, и по формуле (22) вводить соответствующие коррективы с учетом температуры образца. Следует обратить внимание на то обстоятельство, что разность температур нагревателя и образца увеличивается по мере повышения скорости нарастания температуры нагревателя и определяется условиями передачи тепловой энергии. Эта разность повышается по мере роста расстояния между нагревателем и образцом, а также при наличии между ними тепловых экранов или барьеров. Например, при выполнении элементов установок для тепловой микроскопии по схеме, изображенной на рис. 30, а, корпус вакуумной камеры 4 служит барьером для теплового потока от нагревателя к нагреваемому образцу. Перепад температур при нагреве исследуемых объектов в диапазоне 900—1200° С в этом случае составляет около 150 град при диаметре нагревателя 50 мм и диаметре кварцевого корпуса 40 мм (с толщиной стенок около 2 мм). В отсутствие экранирующего барьера в тех случаях, когда прибор выполняется с нагревателем, размещенным внутри вакуумной камеры, величина перепада температур снижается. [c.73]

Резьбовое соединшие корпуса и крышки реактора типа ВВЭР-440. Приведенные формулы и графики позволяют получать необходимые данные о величине усилия и коэффициенте концентрации в Первом наиболее нагруженном витке резьбового соединения шпилька-ганка. Что касается резьбового соединения шпилька-корпус, напряженное состояние которого сильно отличается от напряженного состояния соединения шпилька-гайка, то ниже будут даны рекомендации по расчетной оценке величин коэффициентов концентрации в таких соединениях. [c.166]

На рис. 5 совмещенно построены графики изменения смещений корпуса Д-2 по осям X, У, Z а кривая сил инерции —Puj). Согласно теории гармонических колебаний [2], графики смещения 5 и ускорений W в колебательном процессе находятся в противофазе, а следовательно, графики смещений 5 и сил инерции Рп- обусловливающие эти смещения, должны быть синфазны. Графики показывают достаточно хорошее С01впадение законов. Наблюдение за машиной при обкатке побудило нас провести также запись колебаний вдоль оси вала Z. [c.37]

Таким образом, значение Ф р зависит от исполнения полимерного слоя ТПС (его материала и толщины). На рис. 67 приведен график зависимости функции ф ( х) от относительной толщины полимерного слоя ТПС, с помощью кото poro, зная ТКЛР материала, можно определить Ф р для любого исполнения полимерного слоя. На рис. 68 даны рассчитанные значения Ф р в зависимости от толщины рабочего слоя подшипника, изготовленного из исследуемых термопластов. Если функция Ф корпуса, в который установлен рассчитываемый подшипник, оказывается больше найденного по этому графику значения Фкр, то для этого подшипника б" > б и искомая величина находится по любому из рис. 63— [c.75]

Таким образом, значение Фкр зависит от исполнения полимерного слоя ТПС (его материала и толщины). На рис. 3.13 приведена зависимость функции ф от относительной толщины Sj полимерного слоя ТПС, при помощи которого, зная ТКЛР материала, можно определить значение Фцр для любого исполнения полимерного слоя. Если функция Ф корпуса, в котором установлен рассчитываемый подшипник, оказывается больше йайденного по этому графику значения Фкр> то [c.92]

Рассмотренные явления позволяют предположить, что большой осевой зазор инициирует отрыв потока в РК вероятнее всего в области его поворота из радиального направления в осевое. Наличие отрывов, даже локализованных, может в значительной степени сказываться на значении к. п. д. Зависимость к. п. д. однопоточной модели ЛПИ от изменения осерадиального зазора (см. рис. 4.7, б) показывает более существенное влияние, чем в моделях МЭИ, имевших несколько иную меридиональную конфигурацию рабочего колеса. На графиках рис. 4.7 изменение всего осерадиального зазора характеризуется только величиной 6j, так как опыты проводились смещением детали корпуса относи- [c.156]

Энциклопедия по машиностроению XXL

Оборудование, материаловедение, механика и ...