Получение зависимость от статического давлени

На рис. 48 приведены полученные таким путем зависимости от статического давления. Кривая 1 показывает изменение максимального давления в пузырьке по мере повышения статического давления при Р = 66 атм и = 11 в), а кривая 2 — при Рс == 112 атм 17 = 18,7 в). [c.216]

Если фиксирован момент количества движения т , а импульс П произволен, то задача о перераспределении локального момента количества движения х в целях получения минимального значения энергии будет сводиться только к передаче его от линий тока, находящихся на малых радиусах х, к линиям тока, находящимся на больших радиусах х. Теорема 3 устанавливает, однако, что минимум кинетической энергии будет достигаться при прямой пропорциональной зависимости между и X. Полная энергия и импульс центробежного давления будут уменьшаться и после достижения этой зависимости между W p и х. Очевиден, что импульс g статического давления будет равен нулю при условии, что весь момент количества ч движения ту сосредоточен на линии тока, находящейся на х=1, а на остальных " линиях тока, отвечающих значениям с< 1, W p х =0. Но достижение этого предела полной энергией, т. е. суммой кинетической энергии и энергии давления, мешает неограниченное возрастание кинетической энергии, которое наступает при дальнейшем уменьшении на всех х< 1, кроме х = 1. Из теоремы 4 следует, что минимум достигается при зависимости W p от х, отвечающей кубической параболе. [c.48]

Окончательным процессом упрочнения роторов турбин высокого давления из Сг, Мо, V стали может быть закалка в масло или воздушное охлаждение в зависимости от принятой практики. Американский способ охлаждения на воздухе рассчитан на получение крупных зерен и высокого предела ползучести. Цель, преследуемая в английском способе, состоит в обеспечении лучшего пластичного разрушения. Такое различие может быть обусловлено тем, что американские роторы турбин высокого давления подвержены трещинообразованию в области основания турбинных лопаток, в то время как английские роторы свободны от этого недостатка. Это зависит более от разницы в конструкции или в условиях работы, чем от различия в свойствах материалов. Когда изготовление, сборка и статическая балансировка завершены, каждый ротор нагревают и вращают, чтобы не допустить коробления, которое может нарушить сбалансированность в процессе работы. [c.219]

Гидравлическое сопротивление испытуемого лабораторного теплообменника определяется по изменению статического давления. Его зависимость от скорости также должна быть представлена графиком ДРс=<р(и)). Полученные данные по теплоотдаче и гидравлическому сопротивлению могут быть представлены в виде критериальных зависимостей. [c.315]

Характер изменения профиля скорости за замыкающим скачком типичен для течения при турбулентном перемешивании. Влияние трения у стенок проявляется лишь в сечениях, расположенных за точкой В. Таким образом, расстояние между точкой А т В определяет минимальную длину кольцевого канала постоянного сечения, на которой заканчивается рост статического давления и достигаются минимальные средняя скорость и неравномерность потока. Обозначим длину этого участка через т и назовем ее длиной участка торможения сверхзвукового потока в замыкающем скачке уплотнения. Располагая замыкающий скачок в нескольких сечениях кольцевого канала при разных кольцевых соплах, можно найти зависимость длины т от безразмерной скорости Л01 в ядре потока и параметров пограничного слоя перед замыкающим скачком. Полученные значения т, отнесенные к гидравлическому диаметру кольцевого канала 2Н, приведены на рис. 4 в виде зависимости / 2Н) = /(Л ), где т — среднее [c.466]

На представленных ниже графиках (рис. 1.21) приведены полученные Г. А. Михайловым значения Лр/Ь в зависимости от угла ср, где Р=Р0 Р (Рв — давление в данной точке, р — статическое давление в набегающем на пучок потоке), 11—р10 12 — скоростной напор, рассчитанный по скорости набегающего на пучок потока. Исключение составляет рис. 1.21, а, где в качестве принималось статическое давление перед соответствующим рядом пучка. Данные приводятся для смешанного обтекания (2.10 > Ке > 2-10 ). На рис. 1Л1, а показано распределение давления для труб коридорного пучка при 1 = Л 2=2. Кривая первого ряда по своему характеру не отличается от кривой для единичного цилиндра. Однако коэффициент сопротивления выше, чем у единичного цилиндра (с = 1.1, 1=3), что вызвано повышением местных [c.32]

Анализ полученных зависимостей [уравнения (9а), (10а), (11а)] показывает, что статические характеристики одноступенчатых газовых редукторов зависят как от действующих на редуктор возмущений (изменение давления на входе в редуктор А/) , изменение расхода газа AV и изменение нажатия регулирующей задающей пружины редуктора AQp), так и от конструктивных и эксплуатационных параметров редукторов эффективной площади мембраны F, суммарной жесткости упругих элементов редуктора Кг, диаметра седла редуктора d,., сил сухого трения Q j,, входного рю и рабочего р-2о давлений и от расхода газа через редуктор Уо (или от пропорциональной расходу величины /и). [c.175]

Здесь приводятся данные, полученные только для статических напряжений сжатия, так как создание больших напряжений растяжения связано с большими трудностями, в частности из-за того, что прочность керамики при растяжении значительно ниже, чем при сжатии. На фиг. 43 [39 ] представлена зависимость поляризации, возникающей при медленном возрастании сжимающего напряжения, действующего параллельно полярной оси, для пьезокерамического образца с замкнутыми накоротко электродами ). Величина зарядов, обусловленных переориентацией доменов, быстро увеличивается и превышает величину зарядов, обусловленных обычным пьезоэффектом. Вклад, вносимый переориентацией доменов, иллюстрирует также нелинейная зависимость деформации от механического напряжения, приведенная на фиг. 43. Давление 4200 кг см оказывается достаточным для деполяризации пьезокерамики данного состава. [c.254]

Полученные кинограммы подтвердили зависимость скорости потоков от интенсивности кавитации, которая меняется в широких пределах при изменении звукового и статического давлений. [c.205]

Из экспериментов, проводившихся при различных температурах, следует, что чем выше температура жидкости, тем ниже значение квазиравновесной концентрации, устанавливающейся под действием звука. На рис. 49 показаны кривая температурной зависимости растворимости воздуха в воде, приведенной к 0° С и давлению 1 атм (сплошная линия), нри нормальных условиях [71], и полученные в эксперименте [82] величины квазиравновесных концентраций (также приведенных к 0° С) (треугольник — частота 1 Мгц, кружок — частота 22 кгц). Сопоставляя построенную по экспериментальным данным пунктирную кривую с кривой растворимости, можно оценить изменение растворимости воздуха в воде в звуковом поле. Удобно ввести безразмерный параметр у = (6 р—С 1С , выра-н<ающий относительное изменение растворимости при воздействии звука. Как показывают представленные ниже данные, величина параметра т в рассмотренном интервале температур 20—60° в пределах ошибки эксперимента не зависит от температуры и составляет около 30% величины равновесной концентрации при статическом давлении 1 атм (величина, соответствующая условиям эксперимента) [c.311]

Степень неравномерности САР, т. е. зависимость частоты вращения турбины от ее нагрузки, определить прямым путем трудно, поэтому вводят промежуточный показатель (перемещение сервомоторов, изменение давления в командной линии и др.), от которого одинаково зависит частота вращения турбины на холостом ходу и нагрузка при работе турбогенератора в энергосистеме. Статическую характеристику строят по полученным вспомогательным характеристикам. Построение производится следующим образом (рис. 42). [c.94]

Экспериментальное определение характеристики К (р) для какой-либо магистрали гидросистемы может быть произведено статическим нагружением [32] или же динамическим способом [37]. На рис. 43 показана зависимость среднего значения коэффициента К (р) от давления, полученная статическим нагружением для типоразмеров гибких шлангов, приведенных в табл. 2. [c.73]

По полученным при помощи моделирования конструктивным размерам была построена экспериментальная модель. Конструкция элементов модели показана на фиг. 13.16. Экспериментальная проверка чувствительности управляющего устройства по давлению в статическом режиме и характеристики зависимости расхода от давления в рабочей камере показали удовлетворительное совпадение с результатами расчета. [c.538]

Полученное значение модуля округляется до ближайшего большего значения по ГОСТу. Число зубьев выбирают в пределах 6—16, стремясь к их меньшему значению и большему модулю. Окружную скорость шестерни выбирают в пределах 10— 20 м/с. Ширина шестерни Ь = (4 6) т. Для определения статической нагрузки на шестерни от радиальных сил давления жидкости используют зависимость [c.120]

При испытаниях тел в потоках жидкости разрушение обычно рассматривают в зависимости от таких параметров, как скорость, избыточный напор во всасывающем канале [уравнение (П.1), разд. 11.6.1], градиенты давления, геометрия канала и т. п. Однако эти параметры не имеют легко измеримых или вычисляемых аналогов при испытаниях в вибрационных установках. Поэтому в общем случае нельзя сказать что-либо определенное о кавитационном разрушении в потоке жидкости на основе результатов, полученных на вибрационной установке. Известно, что разрушение образца на вибрационной установке зависит от статического давления жидкости и скорости вибратора (а также колебаний давления). С другой стороны, влияние этих параметров в потоке жидкости отличается от их влияния при испытаниях на вибрационной установке. Другими важными для вибрационной установки параметрами являются частота колебаний вибратора, его амплитуда, глубина погружения, расстояние до стенок сосуда, диаметр образца и его форма. (Стандартный образец должен быть плоским, но в процессе испытания может стать вогнутым. Плессет предложил и испытал образцы с ободком, которые разрушаются более равномерно [58, 59].) [c.457]

Влияние давления и ускорения свободного падения на значения величин Ro и /о подтверждается опытными данными (рис. 6.12, 6.13 и 7.6) . На этих рисунках приведены зависимости отрывного радиуса пузыря Ro и относительной частоты отрыва /о(р)//о (Р= = 0,03 рнр) от приведенного давления, т. е. от давления, отнесенного к критическому р/ркр. В качестве масштаба отнесения для частоты отрыва fo(p) при данном давлении служит значение частоты отрыва, полученное при прочих равных условиях при давлении 0,03ркр. Из рис. 6.12 видно, что в области динамического режима отрыва наблюдается резкое падение Ro с ростом давления (прямая 1), в то время как при статическом режиме отрыва Ro уменьшается с ростом давления значительно медленнее (прямая 2). Зависимость /о от р оказывается более сложной (рис. 6.13). [c.181]

Исследование скорости развития трещины в зависимости от уровня нагружения, свойств материала, среды и внешних факторов (поляризации, давления и температуры) [8,50]. При таком подходе данные о закономерностях роста трещин иод воздействием агрессивной среды и механических напряжений представляют в виде зависимостей скорости роста трещин при статическом (ко розионное растрескивание) или- динамическом (коррозионная усталость) нагружении от максимального (амплитудного) коэффициента интенсивности К цикла. При этом данные для построения указанных зависимостей (диаграмм разрушения) получают при испытании стацдаргных образцов с трещинами, образовавшимися на образцах в процессе периодического (усталостного) нагружения их на воздухе. Подрастание трещины во времени измеряют по изменению электросопротивления образца, оптическим методам по податливости материала и т. п. Испытания проводят iipn заданной температуре среды, накладывая, по необходимости, на образец анодную или катодную поляризацию. По полученнь м данным рассчиты- [c.132]

Применив метод, предложенный Нумахи и заключающийся в испытании образцов в статических условиях, автор получил возможность оценивать кавитационные качества ковшей в зависимости от трех геометрических параметров. Экспериментальная установка, на которой проводились испытания образцов при давлении 20 /сг/Ъг2 и диаметре струи 50 мм, показана на рис. 7-31. Образцы закреплялись на расстоянии 400 мм от сопла на уровне струи. Опытные вставки образцов выполнялись с учетом анализа взаимного положения струи и вращающегося ковша. Для получения быстрого эффекта при испытании рабочие поверхности образцов покрывались мягким металлом или другим специальным составом на основе эпоксидной смолы. [c.157]

Теория Гутина дает хорошие результаты для шума вращения винта при статических условиях. Результаты расчетов нескольких первых гармоник звукового давления удовлетворительно согласуются с экспериментальными данными и позволяют получить приемлемую оценку суммарного уровня шума. Для несущего винта вертолета на режиме висения эта оценка обычно неверна. В работе [S.204] установлено, что формулы Гутина существенно занижают все гармоники шума вращения несущего винта на режиме висения, кроме первой, хотя тенденции их изменения в зависимости от концевой скорости и силы тяги винта указываются теорией правильно. При этом отказ от введения эффективного сечения (т. е. интегрирование источников шума по всему диску винта) и от приближения дальнего поля не улучшил сходимости с экспериментом. Так, по расчетам, амплитуды гармоник шума вращения быстро уменьшаются с ростом их номера, тогда как, по данным измерений, они уменьшаются значительно медленнее или даже остаются постоянными, что, по-видимому, связано с тем, что и на режиме висения на лопасти действуют периодические аэродинамические нагрузки. Согласно работам [S.22, S.24], полученный по формулам Гутина шум вращения основной гармоники ниже наблюдаемого на 4 дБ, а амплитуды следующих гармоник быстро уменьшаются с увеличением их номера. В работе [0,11] установлено, что расчеты шума вращения несущего винта по формулам Гутина занижают его уровень, и сделан вывод, что это результат пренебрежения влиянием высших гармоник нагрузки. [c.843]

На рис. 13 показана полученная Страсбергом [33] зависимость пороговых растягивающих напряжений Z, при которых в жидкости возникает кавитация, от характера изменения статического давления в жидкости. Сплошная и штриховая кривые соответствуют двум пробам воды с различным начальным газосодержанием С, стрелки показывают направление изменения статического давления. Видно, что растягивающее напряжение, оставаясь отрицательным, растет по абсолютной величине при увеличении статического давления, но почти не меняется, когда статическое давление затем уменьшается. [c.410]

Положение точки отрыва потока в сверхзвуковой части трехмерных сопел, полученное по результатам измерения статического давления, представлено на рис. 6.12 в виде зависимости относительного расстояния от критического сечения до точки отрыва потока, х отр от местного угла раскрытия сверхзвуковой части сопел 0 и степени понижения давления тг . Приведенные данные показывают, что при тг = onst общая тенденция приближения точки отрыва потока к критическому сечению сопла (уменьшение Хб з р) сохраняется при увеличении местного угла раскрытия сверхзвуковой части сопла 0 [c.270]

Одной из основных характеристик упругого чувствительного элемента является зависимость перемещения % определенной его точки от действующей нагрузки р (давления или разности давлений) или сосредоточенной силы д. Статическая характеристика К = (р) или К = f (д) упругого чувствительного элемента в зависимости от конструкции и способа его нагружения может быть линейной и нелинейной. Обычно при проектировании упругих чувствительных элементов стремятся получить линейную их характеристику, а в случае нелинейной характеристики для получения равномерной шкалы прибора применяю1т различные спрямляющие устройства. [c.362]

На рис. 7.25 показана зависимость параметра хКеост от шо и -ф, рассчитанная по уравнению (7.4.20). Длина начального участка определялась по формуле (7.4.27). На рис. 7.26 приводится сопоставление результатов расчета расходной функции д(и) по уравнению (7.4.20) с опытными данными, полученными на основании измерения распределений статических давлений по длйне трубы в [63]. Как видно из графика, наблюдается удовлетворительное соотвегствие предложенного метода расчета с опытом. Из уравнения (7.4.17) с учетом уравнения [c.149]

Идея метода измерения концентрации с поверхностно-активных молекул после устновления адсорбционного равновесия основана на том, что при этом коэффициент статического трения р., согласно формуле (3), становится функцией равновесной концентрации с, и можно с уверенностью утверждать, что при достаточно высоких удельных давлениях эта функция не зависит от толщины слоя А и, следовательно, является той же самой функцией (3), что и для случая смазки весьма толстым слоем, в котором адсорбция заметного понижения концентрации не вызывает. Это предположение, впрочем, легко было строго проверить а posteriori на основании анализа полученных результатов. Таким образом, найдя зависимость (3) в графическом виде из измерений коэффициента статического трения в присутствии избытка смазки при разных концентрациях растворенных молекул, мы в дальнейшем можем по коэффициенту трения р в присутствии тонкого слоя рас- [c.151]

Динамическое нагружение. Для исследования динамической устойчивости шестигранных чехлов при импульсном нагружении внешним давлением использовались модели кассет с чехлами толщиной 2,1 и 1,5 мм. В качестве иллюстрации характера динамического нагружения на рис. 5 приведены кривые 1 ж 2 с осциллограмм импульсов давления, действующих на наружную новерз -ность шестигранного чехла, соответственно при массах заряда 6 и 12 единиц. Импульс давления р близок по характеру к треугольному, причем время нарастания импульса до максимальной величины составляет т = 0,04 с, а время падения — 0,03 с. Вследствие инерции максимальные перемещения граней чехла имели место к моменту времени примерно 0,12 с после действия максимального давления. На рис. 3 показана зависимость стрелы динамического прогиба (усредненной по шести граням) от ампли-тудй импульса наружного давления, полученная при испытаниях модели кассеты с толщиной чехла 2,1 мм (кривая 4). Линейная связь между прогибом и давлением сохраняется до величины амплитуды импульса 9 кгс/см , что примерно в 1,4 раза больше, чем при статическом нагружении. Максимальный прогиб одной грани получен при амплитуде импульса 15 кгс/см и составляет 3 25 мм. Остаточный прогиб составил 1,1 мм. Потеря устойчивости модели чехла с толщиной стенки 2,1 мм при динамическом нагружении зарегистрирована не была. [c.143]

Энциклопедия по машиностроению XXL

Оборудование, материаловедение, механика и ...