Расчет параметров термического цикла

Расчет параметров термического цикла сварки [c.40]

Основным параметром термического цикла околошовной зоны, по которому рассчитывают режимы сварки сплавов, в частности сталей перлитного класса, является скорость охлаждения Wo. Расчет Шо при сварке плавлением ведут для точек на оси шва, где она примерно на 10% выше, чем для околошовной зоны. Благодаря этому, определяя погонную энергию источника тепла по заданной скорости охлаждения, предупреждают чрезмерные закалочные явления. В зависимости от химического состава, назначения, условий производства и эксплуатации закаливающихся перлитных сталей оптимальную технологию и режимы их сварки устанавливают по скорости охлаждения или по некоторому диапазону ее значений, в котором можно прежде всего обеспечить требуемую структуру и свойства металла в околошовной зоне, не опасаясь образования холодных трещин. [c.80]

Для расчета максимальных температур и других параметров термического цикла необходимо знать уравнение процесса распространения теплоты. [c.22]

НИИ по параметрам термодеформационного цикла и, как следствие, по изучаемым диапазонам долговечности. Соотношение между числами циклов до разрушения двух разных материалов может существенно изменяться в зависимости от температуры и рассматриваемого диапазона усталости, поэтому в большинстве случаев результаты сравнительной оценки сопротивления материалов, полученные в одних условиях испытания, нельзя переносить на другие условия. Это препятствует широкому практическому применению характеристик термической усталости при расчетах на прочность. [c.67]

При выполнении расчетов по формуле (6.3) термокинетический процесс представляют в виде изотермических ступенек, разбивая термический цикл на отрезки с шагом Дт. Значения параметров (3 [c.116]

Определить параметры всех основных точек, работу сжатия, расширения и полезную, количество подведенной и отведенной теплоты, термический к. п. д. цикла, термический к. п. д. цикла Карно по данным задачи, среднее индикаторное давление. Расчет ведем на 1 кг рабочего тела. [c.276]

В цикле 1-2-6-7-1 турбокомпрессора. Определить параметры р, V, Т всех точек цикла 1-2-3-4-5-2-6-7-1 термический к. п. д. т]( цикла поршневого двигателя термический к. п. д. Т1,о цикла комбинированного двигателя работу цикла турбокомпрессора /ц.т, . Расчет провести по следующим исходным данным рабочее тело — 1 кг сухого воздуха — = 0,1 МПа = 20 °С = pjp — 3 е vjv — 10 [c.129]

Применяемая обычно при технических расчетах формула (14-7) или (14-10) для термического к. п. д. цикла паросиловой установки не выражает в явной форме зависимость термического к. п. д. от параметров пара. Характер этой зависимости проще всего установить иа рассмотрения цикла на Т—s диаграмме. [c.436]

Цикл со сжатием пара вместо конденсации исключает потери теплоты парообразования и при применении перегрева и регенерации делается аналогичным рассмотренному выше обобщенному тепловому циклу (см. фиг. 2) с возможностью получения термического к. п. д., по своему значению близкого к значению к. п. д. теоретического цикла Карно. Этим объясняется интерес к циклу со сжатием пара, проявленный еще в начале текущего столетия, когда появились первые догадки о возможности осуществления этого цикла. Вопросами применения цикла со сжатием пара вместо его конденсации занимались и в 30-годах нашего столетия. Однако эта задача осталась неразрешенной и теоретически не разработанной, несмотря на проявленный к ней интерес. Обычное рассмотрение цикла заключалось в серии тепловых расчетов без их общего анализа. Анализу цикла мешала ограниченная область параметров водяного пара, в которой он рассматривался. Термодинамические свойства водяного пара лишают возможности проводить аналитические выкладки, имеющие практическое значение. Реализации цикла не позволяли недостаточные сведения о [c.92]

Изменение термического к. п. д. цикла Рен-кина насыщенного пара ч с учетом и без учета работы питательного(и конденсатного) насоса приведено на фиг. 49, из которой видно, что к. п. д. имеет максимум при = = 350° С и = 170 ата в расчете принято, что р 0,04 ата, 1 — 2Ъ,(Ь° С.С повышением начальных параметров отклонение к. п. д. цикла Ренкина насыщенного водяного пара от к. п. д. цикла Карно увеличивается (фиг. 49, [c.77]

Результаты расчета сведены в табл. 5. Из анализа этой таблицы следует, что термический к. п. д. цикла Ренкина возрастает с повышением начальных параметров пара давления, температуры пере- [c.154]

В некоторых работах рекомендуется определять изоэнтропийный перепад энтальпий турбины по параметрам пара не перед соплами первой ступени, а перед стопорными клапанами. При этом для турбин без ПП термический к. п. д. цикла одинаков при всех режимах, а потери от дросселирования потока в клапанах учитывают при определении внутреннего к. п. д. турбины. Этот формальный математический прием в некоторых случаях имеет определенные преимущества, позволяя при расчетах обойтись без нахождения давления после регулировочных клапанов. Однако при этом не учитывается физическая природа потерь, обусловленных дросселированием пара в клапанах. Эти потери зависят не от совершенства проточной части турбины и даже не от аэродинамического совершенства регулировочных клапанов, а от параметров пара перед соплами первой ступени. С термодинамической точки зрения изменение параметров пара перед турбиной, необходимое для уменьшения расхода пара, эквивалентно применению для той же ПТУ нового цикла с пониженными давлением и температурой. Поэтому в дальнейшем изложении явления, связанные с дросселированием в клапанах, будут учитываться термическим к. п. д. цикла. [c.134]

Определение термического к.п.д. цикла реальной ПГТУ при заданных температурах и Гц производится из (1.1) сначала по одному из параметров (например, степени повышения давления е) при прочих постоянных параметрах (адиабатных к.п.д. турбины и компрессора т]т, т) и т. д.). Аналогичные расчеты могут быть выполнены по другому какому-либо параметру, например начальной т ,мпературе адиабатного к.п.д. компрессора или турбины при постоянных значениях других параметров. Таким образом, термический к.п.д. реальной установки = Д Т , е, т)к, т)т,. . . ). Из (1.9) может быть найдена зависимость удельного весового расхода воды от соответствуюш,их параметров d = Д (Tq, е, т) , [c.18]

В подавляющем большинстве случаев хрупких разрушений элементов энергооборудования их нельзя объяснить исчерпанием резервов материала только по сопротивлению ползучести или по сопротивлению усталости. Основные применяемые в расчетах на прочность и долговечность степенные зависимости длительной прочности и термической усталости, имеющие однотипный монотонный характер, устанавливают однозначную связь времени до разрушения или долговечности по числу циклов с силовыми или деформационными параметрами при длительном статическом или термоциклическом нагружении. Эти зависимости не отражают в полной мере влияния всех факторов, действующих на металл в процессе эксплуатации. [c.51]

Основываясь на параметрах совместной диаграммы термической усталости и длительной прочности (см. рис. 16), была получена [29 ] следующая формула для расчета числа циклов до разрушения [c.164]

Применяемая обычно при технических расчетах формула (15-7) или (15-10) для термического к. п. д. цикла паросиловой установки не позволяет непосредственно определить характер зависимости термического к. п. д. от параметров пара в различных точках [c.288]

Расчет заключается в том, чтобы определить параметры всех основных точек цикла изменение внутренней энергии, работу, количество теплоты и изменение энтропии во всех процессах термический к. п. д. цикла. [c.61]

Применяемая обычно при технических расчетах формула (13-7) или (13-10) для термического к. п. д. цикла паросиловой установки не позволяет непосредственно определить характер зависимости термического к. п. д. от параметров пара в различных точках цикла. Характер этой зависимости проще всего установить из рассмотрения цикла на Г-в-диаграмме. [c.251]

Диаграмма 8—Т применяется при тепловых расчетах поршневых и реактивных двигателей, при расчете поршневых и осевых компрессоров, центробежных нагнетателей и др. Расчеты по диаграмме 5—Т обладают двумя преимуществами перед аналитическим расчетом 1) простотой определения искомых величин (параметров, теплот, термических КПД циклов и т. д.) 2) результаты расчета по ней точнее отражают действительные процессы, чем [c.164]

Используя значение энтальпии 7"" [ккал/кг] и зная величину давления, под которым питательная вода подается питательным насосом в котлоагрегат, по таблицам для водяного пара можно определить численное значение оптимальной температуры подогрева питательной воды С]. Такой метод расчета позволяет достаточно просто вычислить основные параметры регенерации, обеспечивающие удовлетворительное приближение к оптимальным значениям термического к. п. д. такого цикла. [c.216]

Расчеты показывают, что начиная с Ху=0,6 термический КПД смешанного цикла с точностью до 2% становится равным Г ( цикла с подводом теплоты при постоянном объеме. Поэтому дальнейшее увеличение Ху, не давая заметного выигрыша в термическом КПД, приведет лишь к сильному увеличению параметра X, определяющего максимальное давление [c.152]

Окончательные результаты расчетов могут быть представлены в самом разнообразном виде. Необходимо отметить, что в типовом варианте для сравнения исходные геометрические данные и начальные параметры варьируются. Это достигается табуляцией значений давления, температур, скоростей, распределения массы и расхода в характерных точках двигателя. В заключение проводится рассмотрение цикла в целом с использованием потоков энергии, работы, передаваемой теплоты и термического КПД. [c.51]

Параметры термического цикла околошовной зоны при однопроходной сварке листов технического титана в стык изменяются в зависимости от толщины основного металла в весьма широких пределах. Указанные в табл. 2 данные соответствуют термическим циклам с максимальными температурами нагрева Гп,ах в пределах 1550—1600° С. Расчеты для дуговой сварки под флюсом выполнены по схеме быстродвижущегося линейного источника с теплоотдачей (для тонкого металла) [23], а для аргонодуговой сварки с накладками и подкладками — по схеме быстродвижущегося линейного источника в пластине с холодными концами и теплоотдачей [25]. [c.19]

При многослойной сварке длинными участками термические циклы отдельных слоев практически не зависят друг от друга, так как металл в околошовной зоне каждого предыдущего слоя успевает почти полностью охладиться до начала укладки следующего. Однако последующие слои охлаждаются все-таки несколько медленнее, чем первый. Поэтому выбор режимов сварки закаливающихся материалов обычно ведут по первому слою. По своему характеру и параметрам термический цикл околошовной зоны при укладке первого слоя многослойного шва принципиально не отличается от случая однопроходной наплавки или сварки угловых швов. Расчеты в обоих случаях основываются на одних и тех же схемах [23, 24]. Однако в отношении возможностей регулирования структуры и свойств шва и околошовной зоны многослойная сварка длинными участками обладает двумя существенными преимуществами по сравнению с однопроходной сваркой или наплавкой 1) резким снижением длительности t + Г пребывания металла при температурах выше конца фазового превращения и температуры интенсивного роста зерна чем меньше погонная энергия дуги (т. е. больше число слоев), тем меньше длительность Г + Г 2) смягчающим воздействием теплоты последующего слоя на структуру предыдущего. Благодаря этим преимуществам способ многослойной сварки длинными участками является основным технологическим вариантом для соединения большинства высокопрочных сплавов титана средней и большой толщины. [c.20]

При многослойной сварке длинными участками металл в околошовной зоне каждого предыдущего слоя успевает почти полностью охладиться до начала укладки следующего. Однако последующие слои охлаждаются все-таки несколько медленнее, чем первый. Поэтому выбор режимов сварки закаливающихся материалов обычно ведут по первому слою. По своему характеру и параметрам термический цикл околошовной зоны при укладке первого слоя многослойного шва принципиально не отличается от случая однопроходной наплавки или сварки угловых швов. Расчеты в обоих случаях основываются на одних и тех же схемах [70, 71]. Однако в отношении возможностей регулирования структуры и свойств шва и околошовной зоны многослойная сварка длинными участками обладает двумя существенными преимуществами по сравнению с однопроходной сваркой или наплавкой 1) резкое снижение длительности пребывания ме- [c.43]

Основные параметры сварочного термического цикла. Термический цикл сварки (СТЦ, рис. 1.10) во многом определяет свойства различных зон сварного соединения, поэтому расчет его основных параметров (максимальная температура СТЦ, скорости нагрева и охлаждения при заданных температурах, время пребывания материала выше заданной температуры) представляет значительный практический интерес. Так, например, при сварке сталей при температурах > 1000 С растет аустенит-ное зерно, что приводит к охрупчиванию стали. Степень роста зерна зависит от максимальной температуры СТЦ и времени пребывания стали при температурах > 1000 °С. Структурное состояние стали (степень закалки) определяется скоростью охлавдения в интервале температур минимальной устойчивости аустенита. [c.24]

Экспериментально-теоретическое исследование этого способа [70, 71 ], основанное на использовании теории распределенных источников, разработанной Н. Н. Рыкалйным [103], позволило установить зависимость термического цикла от технических параметров процесса. При расчете термического цикла при газопламенной поверхностной закалке непрерывно-последовательным способом следует учитывать распространение теплоты а) при предварительном нагреве начального участка пламенем неподвижной горелки б) при нагреве изделия движущимся пламенем и в) при подаче охлаждающей среды. [c.188]

V — onst начальные параметры рабочего тела pi = 1 бар и Ti = = 300°К. Степень увеличения давления в адиабатном процессе сжатия — = 10 k = 1,4. Температура в третьей точке не должна превышать 1000°К. Рабочее тело — воздух теплоемкости постоянные расчет проводится на 1 кг рабочего тела. Определить параметры всех основных точек, работу расширения, сжатия и полезную, количество подведенной и отведенной теплоты, термический к. п. д. цикла. [c.293]

Содержание работы. Нахождение оптимального значения эффективного к. п. д. действительного цикла газотурбинной установки (ГТУ) со сгоранием при р = onst с помощью ЭВМ и сравнение максимального значения эффективного к. п. д. с термическим к. п. д. теоретического цикла. Расчет термодинамических параметров теоретического и действительного циклов проводит- [c.103]

Экспериментальные зависимости типа max—X объединяют в сущности три величины температуру, напряжение (деформацию) и число циклов поэтому каждое значение одной из этих величин, например число циклов, соответствует некоторому сочетанию двух других. Для расчетов часто необходимо для одного и того же значения температуры иметь зависимость амплитуды напряжения или деформации от числа циклов. В связи этим наряду с зависимостями max—N, имеющими значение при выборе материала и предварительной оценке термостойкости конструкции, используют кривые термической усталости, построенные при постоянной максимальной температуре цикла и варьировании нагрузки (амплитуды деформации). Такие зависимости обычно называют кривыми термической усталости и представляют в двойной логарифмической системе координат IgAe— g N. Их можно построить для различных значений длительности выдержки в цикле нагрева, т. е. по параметру tg. [c.54]

Функции, возвращающие параметры воды и водяного пара, вводятся в расчет ссылкой (Referen e, см. начало подп. 3) на соответствующий Math ad-документ (см. выше задачу 1). После этого в рабочем документе становятся доступными (видимыми) термодинамические функции. Далее расчет ведется по рутинным формулам, задающим основные параметры цикла степень сухости пара, выходящего из турбины (xj), удельную работу турбины (/ ), удельную работу насоса (/ ), теплоту, подводимую в цикле (q j ), и, наконец, сам термический КПД цикла (Т1,). [c.202]

В общем случае для цикла со смешанным подводом тепла зависимость термического к. п. д. от параметров цикла является весьма сложной. Из уравнения (204) видно, что т) повышается с увеличением г к. Расчеты, произведенные при е=соп81 и =1,4, показывают, что повышается с уменьшением р (при неизменном Я) и с увеличением А, (при неизменном р). [c.113]

Теоретические основы расчета циклов разобраны в разделе процессах в системе координат S—Т. Циклы поршневых и peai тивных двигателей состоят из четырех основных термодинамич ских процессов. Поэтому определение параметров в характерны точках цикла, теплот, работы цикла и термического КПД ничег принципиально нового не представляет. [c.218]

Диаграмма Т—5. Диаграмма Т—5, предложенная Бельпе-ром и Гиббсом, впервые в русских учебниках по термодинамике была приведена в учебниках Радцига (1900), Мерцалова (1901), а затем и других учебниках по термодинамике. В большинстве случаев эта диаграмма вначале применялась для изображения рассматриваемых процессов и циклов, а затем, когда были построены масштабные диаграммы Т—х для водяного пара и других веществ, она стала применяться и для числовых расчетов, в основном относящихся к определению параметров тела. Но надо заметить, что диаграмма Т—5, даже в начальной стадии своего применения, использовалась для обоснования многих положений термодинамики. Так, например, в учебниках Радцига, Мерцалова и Саткевича посредством этой диаграммы выводится формула термического к. п. д. цикла Карно и показывается, что этот коэффициент будет больше термического к. п. д. любого обратимого цикла, взятого при тех же максимальной и минимальной температурах. Применяется диаграмма Т—5 в этих учебниках и при сравнении различных циклов. Впервые в учебнике Брандта (1918) была приведена масштаб-пая диаграмма Т—х (Стодола), построенная при условии, что теплоемкость газа есть величина переменная, зависящая от температуры. [c.90]

С термодинамической точки зрения в двигателе внутреннего сгорания, как и во всяком тепловом двигателе, желательно осуществление цикла Карно, имеющего наибольший термический к. п. д. в определенном интервале температур. Однако двигатели внутреннего сгорания работают не по циклу Карно, а по другим менее экономичным циклам. Это происходит не только потому, что цикл Карно практически трудно осуществить, но н потому, что он оказывается непрактичным. Вследствие незначительной разницы в наклоне изотерм и адиабат ри-диаграмма цикла Карно при разнице температур, осуществляемой в двигателях внутреннего сгорания, получается сильно растянутой как в вертикальном, так и в горизонтальном направлениях. Это приводит к большим изменениям давлений и объемов в цикле. В результате максимальное давление и степень сжатия оказываются настолько большими, что реализация их в цилиндре привела бы к чрезмерной громоздкости двигателя, к увеличению его стоимости 11 к большим потерям на трение в его механизмах. Так, расчеты показывают, что при практически реализуемых в современных двигателях параметрах Тшах — ЗООО К, rmin — SOO K, pmin l бар максимальное давление в цикле Карно оказывается величиной порядка 3000 бар, а степень сжатия около 400. Нереальность этих цифр очевидна, [c.111]

Установлено, что по мере увеличения числа циклов (перераспределения напряжений) величина размаха полных деформаций Ае не изменяется. Отсюда следует, что при постоянных форме, периоде, max цикла и величине статической нагрузки величина Ас может быть принята в качестве параметра, характеризующего долговечность лопаток. Таким образом, для оценки долговечности лопаток можно использовать упрощенный метод [253], основанный на сопоставлении расчетных значений Ае (на основе упругого расчета) с данными, характеризующими сопротивление термической усталости материала Np - /(Ае) при ах = onst, Тц onst, полученными при испытании образцов по методике Коффина. Этот метод не учитывает возможных влияний статических напряжений в лопатках, образуюпщхся цод действием центробежных сил и изгибающих моментов, вызванных действием газового потока. [c.461]

Расчет базируется на использовании характеристик материала, полученных в результате испытаний на термическую усталость моделей с разными концентраторами напряжений по методике [118]. Он позволяет прогнозировать т моусталостное разрушение ди9ка, если реальный цикл его работы по своим температурно-временным параметрам близок к лабораторному, принятому при испытании моделей. Кривые термической усталости, полученные по методике [299] для плоских моделей для испытанных материалов, показали хорошее соответствие с результатами испытаний по методике Коффина на трубчатых образцах (рис. 7.17). [c.486]

Энциклопедия по машиностроению XXL

Оборудование, материаловедение, механика и ...