У угол суммарный

Обозначив у угол между направлением суммарного прогиба и осью х, получим [c.266]

Определим угол у наклона суммарной силы Р, действующей на свободном конце / [c.339]

Передний угол. Суммарное влияние переднего угла на процесс стружкообразования и сопутствующие ему явления может быть выражено зависимостью влияния переднего угла на стойкость инструмента (см. рис. 105 и стр. 106). Снижение стойкости, начиная с некоторого значения +у, вызываемое уменьшением прочности и износостойкости режущей кромки (вследствие уменьшения угла р), приводит к выводу, что при обработке твердых металлов (когда в процессе резания на резец будут действовать значительные силы), при обработке прерывистых поверхностей (когда имеет место ударная нагрузка), а также при обработке хрупких металлов (серых чугунов), когда вследствие сыпучей стружки надлома нагрузка на резец сосредоточена на участке, близко расположенном к режущей кромке, в целях упрочнения и повышения износостойкости кромки передний угол -Ьу необходимо уменьшать. [c.117]

По мере перемещения валика в осевом направлении при уменьшении у угол р увеличивается, поэтому в начальный момент этапа непосредственного соединения величина поперечного смещения х несколько уменьшается. Угол р увеличивается до тех пор, пока валик не войдет в двухточечный контакт с поверхностью отверстия втулки. В этом случае величина угла р будет зависеть от суммарного значения г/, и у и размеров диаметров отверстия и валика (см. рис. 39). [c.119]

О) равна геометрической сумме силы тяжести О и центробежной силы Р. Величина их остается пока неизвестной, но угол у наклона суммарной силы Р можно определить, а именно [c.150]

Условные обозначения и единицы величин, определяющих динамику процесса, следующие пр - сила, развиваемая приводом робота, Н / сб сила, приходящаяся на пару сопрягаемых деталей, Н Ру, — осевая упругая сила от деформации /-й наклонной опоры механизма компенсации, Н 0 - осевая составляющая деформации, мм — вертикальная составляющая деформации опор, мм Л/ — реакции в точках контактирования деталей, Н С д — вес соединяемой детали и захватного механизма, Н —сила трения, возникающая в точках контактирования, Н Ра — суммарная сила, действующая на деталь, Н М , Л/вр — моменты, действующие в системе, Н мм р , р — соответственно начальное и текущее значения угла наклона опор механизма, ° 0 - угол между осями координат ОрА р и 0]Л 1,° а — угол между линией действия и осью координат," у - угол наклона оси присоединяемой детали, [c.411]

СКОЙ НЕОДНОРОДНОСТИ (В ПРИНЦИПЕ, ЗНАЯ СВЯЗЬ а В, ) ЛЮБУЮ ЭЛЕКТРОФИЗИЧЕСКУЮ НЕОДНОРОДНОСТЬ МОЖНО ПРИВЕСТИ К ГЕОМЕТРИЧЕСКОЙ), ГДЕ К" - ВЕКТОР ЗАТУХАНИЯ ПОВЕРХНОСТНОЙ ЭЛЕКТРОМАГНИТНОЙ ВОЛНЫ В НОРМАЛЬНОЙ ПЛОСКОСТИ (НЕДИССИПАТИВНЫЙ ВЕКТОР ЗАТУХАНИЯ) К - ФАЗОВЫЙ ВЕКТОР, ОПРЕДЕЛЯЮЩИЙ ВЕЛИЧИНУ РАСПРОСТРАНЕНИЯ ПОВЕРХНОСТНОЙ ЭЛЕКТРОМАГНИТНОЙ ВОЛНЫ ВДОЛЬ ЗАМЕДЛЯЮЩЕЙ СТРУКТУРЫ К - СУММАРНЫЙ ВЕКТОР РАСПРОСТРАНЕНИЯ ПОВЕРХНОСТНОЙ ЭЛЕКТРОМАГНИТНОЙ ВОЛНЫ - ВЕКТОР РАСПРОСТРАНЕНИЯ ОТРАЖЕННОЙ (БЫСТРОЙ) ВОЛНЫ Ун - УГОЛ НАКЛОНА (НАЧАЛЬНЫЙ) ВЕКТОРА ОТРАЖЕННОЙ ВОЛНЫ ДО ТОПОЛОГИЧЕСКОЙ НЕОДНОРОДНОСТИ у, - УГОЛ НАКЛОНА (КОНЕЧНЫЙ) ВЕКТОРА ОТРАЖЕННОЙ ВОЛНЫ НА ТОПОЛОГИЧЕСКОЙ НЕОДНОРОДНОСТИ - ТОЛЩИНА СЛОЯ ДИЭЛЕКТРИЧЕСКОГО ПОКРЫТИЯ ДО ТОПОЛОГИЧЕСКОЙ НЕОДНОРОДНОСТИ Вг - МАКСИМАЛЬНАЯ ТОЛЩИНА СЛОЯ С ТОПОЛОГИЧЕСКОЙ НЕОДНОРОДНОСТЬЮ р - УГОЛ НАКЛОНА ТОПОЛОГИЧЕСКОЙ НЕОДНОРОДНОСТИ ПОКРЫТИЯ. [c.93]

Положим, что суммарный угол гф (см. рис. 307) цилиндрических участков для каждого из рассматриваемых валов одинаков и равен 90°, т. е. ф = 90°/г. Для валов с лысками ширину граней принимаем равной ширине граней у квадратного вала. [c.282]

Угловая корре к ц и я является общим случаем корригирования, при котором суммарный коэффициент смещения Ф 0. Если Х2 = XI + Х2 > о при XI > о и Х2 > о, то толщина зубьев по делительным окружностям и диаметры вершин йа (см. рис. 8.25) увеличатся как у шестерни, так и у колеса. Для правильного зацепления необходимо колеса раздвинуть, увеличив межосевое расстояние на 1 .аш (см. рис. 8.10, б), при этом возникнут новые начальные окружности. При увеличении а возрастает угол зацепления Дш, который не будет равен профильному углу инструмента а = 20°, поэтому такая коррекция и называется угловой. Угловая коррекция по сравнению с высотной даст значительно большие возможности влиять на различные параметры зацепления, поэтому применяется чаще. [c.120]

Напомним, что рассматриваемые параметры неровностей поверхности представляют собой Ra — среднее арифметическое (абсолютное) отклонение профиля от его средней линии RI — средний квадрат отклонений профиля от его средней линии т— число максимумов случайной функции на интервале (0, L) I и) — суммарная длина отрезка, вырезаемая реализацией случайной функции X (I) на прямой, параллельной оси / стационарности на высоте и над этой осью Q (и) — относительная суммарная площадь областей, ограниченных реализацией случайной функции I/ (х) и параллельной ее оси стационарности прямой на уровне и надданной осью, отнесенная к длине интервала (0, L), на котором получена реализация п (и) — число пересечений уровня (параллельного оси стационарности и расположенного над ней) реализациями случайной функции у (х) на отрезке (0, L) п (0) — число нулей реализации случайной функции у (х) на том же отрезке 0 — угол наклона касательных (или их тангенсов) к реализациям случайной функции у (х) SIL — относительная длина реализации случайной функции у (х) на отрезке (0, L) g — кривизна реализации случайной функции у (х) на единичном интервале. [c.79]

Постоянную с в выражении у =Уо+ находим из условия, что суммарный угол поворота (т. е. второй компонент вектора состояния) в сечении [c.42]

Обозначения ш — угол подъема накатываемой резьбы по среднему диаметру dj — средний диаметр накатываемой резьбы в мм Д — суммарное радиальное обжатие накатываемой детали в мм, А = —- Я, — гарантированный зазор для входа накатываемой детали в ролики в мм (X принимают 0,3—0,6 мм) — число оборотов детали при калибровании, принимают 4—7 оборотов д — число роликов г = tg ф Sp,, — осевая подача на /q оборота детали а, — угол скрещивания осей роликов в радианах Ад — число заходов накатываемой резьбы — число заходов резьбы роликов (у роликов е кольцевой нарезкой = 0). [c.318]

Примем для определенности, что скорости всех исходных течений на бесконечности равны единице и направлены, как показано на рис. 10, а—в. Для определения действительных постоянных А, В и С необходимо использовать какие-либо три условия. Обычно задаются величины У- и угол а, скорости на входе в решетку, а также положение задней критической точки 5 = 2 ча профиле. В соответствии с формулой комплексной скорости суммарного течения, указанные условия выражаются тремя линейными алгебраическими уравнениями [c.30]

Из формулы (5.12) видно, что сила Т увеличивается от низшей точки нити к опорам и будет наибольшей в точках подвеса — там, где касательная к кривой провисания нити составляет наибольший угол с горизонталью. При малом провисании нити этот угол не достигает больших значений, поэтому с достаточной для практики степенью точности можно считать, что усилие в нити постоянно и равно ее натяжению Я. На эту величину обычно и ведется расчет прочности нити. Если все же требуется вести расчет на наибольшую силу у точек подвеса, то для симметричной нити ее величину определим следуюш,им путем. Вертикальные составляющие реакций опор равны между собой и равны половине суммарной нагрузки на нить, т. е. qH2. Горизонтальные составляюш,ие равны силе Я, определяемой по формуле (5.10). Полные реакции опор получатся как геометрические суммы этих составляюш,их - [c.91]

Суммарная длина контактных линий косозубой передачи больше, чем у прямозубой благодаря наклону контактных линий на угол Р (см. рис. 11.17, г) [c.263]

Резьбы при свинчивании контактируют только боковыми сторонами профиля, поэтому только средний диаметр, шаг и угол профиля резьбы определяют характер сопряжения в резьбе. Для компенсации накопленной пофешности шага (рис. 2.4, а) и погрешности угла профиля (рис. 2.4, б) производят смещение действительного среднего диаметра резьбы. Вследствие взаимосвязи между отклонениями шага, угла профиля и собственно среднего диаметра, допускаемые отклонения этих параметров раздельно не нормируют. Устанавливают только суммарный допуск на средний диаметр болта Td2 и гайки Го2, который включает допускаемые отклонения собственно среднего диаметра и диаметральные компенсации погрешности шага и угла профиля. Кроме этого, задается допуск на наружный диаметр болта d и внутренний диаметр у гайки Di, т. е. на диаметры, которые формируются перед нарезанием резьбы и при измерении готовых изделий наиболее доступны. [c.40]

В общем случае синтез погрешностей должен проводиться, безусловно, с учетом вероятности возникновения причин, вызывающих перекосы у колец подшипника качения. Но сложение всех углов вероятностным методом не оправдано, так как при вращении вала перекос внутреннего кольца подшипника в результате отклонения от соосности шеек вала в каждый момент времени может как складываться с остальными погрешностями, так и вычитаться. Поэтому в учебных целях будем рассматривать самые неблагоприятные расположения погрешностей, когда суммарный угол перекоса равен сумме составляющих погрешностей. [c.80]

В процессе фрезерования каждый зуб фрезы преодолевает силу сопротивления металла резанию. Фреза должна преодолеть суммарные силы резания, которые складываются из сил, действующих на зубья, находящиеся в контакте с заготовкой. При фрезеровании цилиндрической фрезой с прямыми зубьями равнодействующую сил резания R, приложенную к фрезе в некоторой точке А, можно разложить на окружную составляющую силу Р, касательную к траектории движения точки режущей кромки, и радиальную составляющую силу Ру, направленную по радиусу. Силу R можно также разложить на горизонтальную и вертикальную Р составляющие (рис. 6.59, а). У фрез с винтовыми зубьями в осевом направлении действует еще осевая сила Ро (рис. 6.59, 6). Чем больше угол наклона винтовых канавок со, тем больше сила Ро- При больших значениях силы Ра применяют две фрезы с разными направлениями наклона зубьев. В этом случае осевые силы направлены в разные стороны и взаимно уравновешиваются. [c.387]

В процессе фрезерования каждый зуб фрезы преодолевает силу сопротивления металла резанию. Фреза должна преодолеть суммарные силы резания, которые складываются из сил, действующих на находящиеся в контакте с заготовкой зубья. При фрезеровании цилиндрической фрезой с прямыми зубьями равнодействующую сил резания R, приложенную к фрезе в некоторой точке А, можно разложить на окружную силу Р, касательную к траектории движения точки режущей кромки, и радиальную силу Р , направленную по радиусу. Силу R можно также разложить на горизонтальную и вертикальную Р составляющие (рис. 23.24, а). У фрез с винтовыми зубьями в осевом направлении действует осевая сила Р (рис. 23.24, б). Чем больше угол наклона винтовых канавок со, тем она больше. [c.498]

Поворотное рентгеновское зеркало представляет собой вогнутую поверхность углового раствора ф (в простейшем случае — поверхность кругового цилиндра), на которую под малым углом скольжения 0 падает МР-пучок. После N л л ф/29 отражений пучок поворачивается на угол ф, при этом, как будет видно из дальнейшего, суммарный коэффициент отражения оказывается того же порядка, что и у многослойных зеркал (при повороте на угол около 90°). Особенностью поворотных зеркал является широкая спектральная полоса пропускания (АА,я л Я,), что вообще характерно для оптики скользящего падения. Теория рентгеновских поворотных зеркал была развита в работах [6, 8—10, 12, 30]. [c.127]

Zx, Zy — координаты обоих фокусов. Вычисления удобно проводить в системе координат, начало которой лежит в точке пересечения центральных лучей, ось z направлена вдоль центрального луча суммарной частоты, ось х лежит в плоскости, включающей центральные лучи взаимодействующих пучков, ось у перпендикулярна указанной плоскости. Переход в эту систему координат для ИК- пучка состоит в повороте вокруг оси Zir на угол —Vir и затем в повороте вокруг оси у на угол у для пучка накачки — в повороте вокруг оси z na угол — Vp и затем повороте [c.59]

При обработке платформа силового стола в каждый момент времени отжимается вниз на величину AZ и одновременно разворачивается в вертикальной плоскости на угол Ху,. Данный поворот приводит к появлению составляющей погрешности обработки АХу, которая влияет на образование и изменение отклонения от параллельности противолежащих (обрабатываемой и базовой) плоскостей у детали в поперечном сечении. Величина угла А,у может как увеличивать первоначальный угол А, перекоса стола при его продольном перемещении на холостом ходу, если их направления совпадают, так и уменьшать, если они направлены в разные стороны. Поэтому суммарная величина угла Xz разворота стола в этой плоскости при его перемещении в процессе обработки определится по формуле [c.717]

В балансе упругих перемещений наибольшее влияние оказывает угол перекоса шпинделя в вертикальной плоскости до 24 % и упругое отжатие шпинделя до 13 %. В суммарном балансе упругих перемещений (по элементам технологической системы) наибольший удельный вес составляет шпиндель до 60 % влияние силового стола и заготовки равно соответственно 28 % и 12 %. Величины отклонений от плоскостности, измеренные у детали в закрепленном состоянии в рабочем приспособлении, примерно на 25. .. 30 % меньше, чем в свободном. Это говорит о влиянии на отклонение от плоскостности деформации заготовки от зажимных сил. [c.718]

Для железа и стали значения на ординате отрицательны, так как коэффициент расширения у пироса больше, чем у железа. Суммарное движение зайчика выражается некоторой наклонной линией, угол наклона которой к оси абсцисс тем больше, чем больше разность между удлинениями эталона и образца. По достижении температуры, при которой в образце наступят структурные изменения, эта разность резко возрастает, так как происходит сжатие образца, наклонная линия получит явный перелом и пойдет круто вниз, пока превращение не закончится полностью. Прн дальнейшем повышении температуры наклон этой линии будет зависеть от ооотношения удлинений образца (теперь уже ймею щего иную структуру) и эталона. [c.170]

На рис. 8.43 штриховой линией изображена зависимость предельного угла поворота потока в присоединенном плоском скачке от числа Маха сйта1(Мя) при к = 1,4. Здесь же нанесены кривые значений суммарного угла поворота потока o в оптимальной системе плоских скачков (для диффузора с внешним сжатием), состоящей из различного числа скачков (т = 2, 3, 4). Как видно пз рис. 8.43, суммарный угол поворота потока в оптимальной системе из трех скачков приблизительно равен предельному углу поворота невозмущенного потока у обечайки, а в случае четырех скачков — больше предельного. Иначе говоря, при тге > 3 (для [c.473]

Напряженность этих вихрей в / 2 раз меньще, чем соответствующее значение для горизонтальных консолей, поэтому в это же число раз будет меньще угол скоса. Одновременно угол скоса возрастает вдвое из -за наличия двух пар вихрей, так что суммарное значение увеличится в У 2 раз. В соответствии с этим [c.212]

Развитие газоснабжающих систем отдельных стран и регионов определяется прежде всего особенностями их взаимодействия с другими больщими системами энергетики. С этим связаны существенные различия в формировании и функционировании систем в США и странах Западной Европы. В США, обладающих собственными богатыми ресурсами природного газа, газоснабжающая система сформировалась в 40—50-х гг. в условиях конкуренции природного газа в основном с высококачественным углем, поскольку для американской нефтеснаблгающей системы было характерно достаточно специализированное использование нефти преимущественно на транспорте и у децентрализованных потребителей жилищного и коммунально-бытового сектора. Этим определялись сферы проникновения природного газа в энергетический баланс США—он вытеснил каменный уголь главным образом из баланса таких потребителей, как промышленные печи, частично котельные и относительно мелкие потребители жилищного и коммунально-бытового сектора в достаточно крупных городах (см. рис. 1-6). В то же время на электростанциях и в жилищном секторе районов коттеджной застройки природный газ конкурировал с жидким топливом, и поэтому доля этих потребителей в суммарном расходе природного газа в стране невелика. [c.77]

Типичные особенности формирования и изменения ДС в магн. поле в 100 -пластинах магнитно-трёхосных кристаллов представлены на рис. 9. Видно, что при уменьшении Н (исходя из однородно намагниченного состояния) у торцов пластины, перпендикулярных к оси типа (100], возникают клиновидные домены, составляющие угол 45" с направлением //, а Л/ в них перпендикулярна суммарной намагниченности образца и направлена вдоль ОЛН типа [100], лежащей в плоскости пластины. Такая ориентация М в клиновидных доменах связана с их более низкой энергией в поле по сравнению с iM в остальной части [c.305]

Угол Pi -j- 0is отрицателен, поэтому при полете вперед ПКЛ отклонена назад относительно ППУ. Асимметрия распределения скоростей ut относительно продольного диаметра диска при полете вперед означает, что при постоянном угле установки (т. е. в случае, когда плоскостью отсчета служит ППУ) подъемная сила наступающей лопасти больше, чем у отступающей. В результате сумма моментов относительно осей ГШ будет кренить винт вбок. Во вращающейся системе координат, где этот суммарный момент изменяется с резонансной частотой 1, вынужденные колебания лопасти запаздывают по фазе на 90°, т. е. угол взмаха максимален в передней точке диска. Следовательно, поперечный момент вызывает продольный (назад) наклон ПКЛ. Однако углу наклона соответствует скорость взмаха (3 = = —Pi Sinij), которая имеет максимальные абсолютные значения на концах поперечного диаметра диска. Она порождает момент относительно оси ГШ, демпфирующий маховое движение. Вследствие этого демпфирования наклон ПКЛ создает поперечный момент на диске винта. Конус лопастей будет отклоняться назад до тех пор, пока этот поперечный момент, вызываемый демпфированием, не станет столь большим, что уравновесит поперечный момент, обусловленный аэродинамической асиммет- [c.192]

Изгибные деформации валов (коэффициент А"д). Силы давления на зубья, передаваясь на валы, вызывают их изгиб в плоскостях, параллельных плоскости зацепления (рис. 13). Если — суммарный угол перекоса осей колес в этой плоскости, то отклонение от среднего значения нагрузки в точке на расстоянии X от середины зуба равно Др = xtgy. , где для упрощения принято, что по ширине зуба нагрузка меняется линейно. Учитывая, что у концов зубьев пх жесткость понижается, обычно принимают х = 0,3 6, в этом случае коэффициент неравномерности нагрузки от деформаций изгиба валов [c.161]

Независимо от конструкции генератора волн гибкое колесо при его нагружении изменяет свою начальную -форму (сх. е) Это происходит из-за наличия зазоров и упругости элементов, взаимодействующих с гибким ко- лесом. Если свободно расположенное гибкое колесо нагрузить с одного торца моментом Гу а с другого торца — силами fji (силами в зацеплении зубча-.тых колес), то при закручивании оно на переднем торце будет выпучиваться в сторону действия сил (на сх. е показано пунктиром). -Такое изменение формы колеса 7 ограничено с внешней стороны жестким колесом 2, а с внутренней стороны — генератором волн Н. Гибкое колесо стремится при этом принять форму жесткого колеса на участке t i и форму генератора волн на участке фл (сх. ж). С увеличением момента, закручивающего гибкое колесо, указанные зоны увеличиваются. В соответствии с этим увеличивается число пар зубвев в зацеплении и уменьшается угол давления ан в генераторе волн (угол между вектором силы Fhi и вектором скорости v ). Благодаря многопарности зацепления (нагрузку могут передавать до 50% всех пар зубьев), нагрузочная способность волновой передачи выше, чем планетарной, представленной на сх. а. КПД волновой передачи выше, чем у передачи на сх. а, так как в зацеплении зубья почти не перемещаются при прилегании гибкого колеса к жесткому, а в генераторе волн угол а/, меньше соответствующего угла давления в передаче с жесткий звеньями. При этом потери в зацеплении намного меньше, чем потери в генератору волн, так как перемещения в зацеплении несоизмеримо малы по сравнению с перемещениями в генераторе волн при суммарном силовом, воздействии одного порядка. [c.44]

В общем случае искомые пересечения определяют четыре промежуточных (между первым и вторым этапами) положения инвариантных векторов суммарной деформации (полюсы с% d на рис. 3.26 - для системы сдёига (111) [112 ]у). Стереографическая проекция для системы сдвига (111) [lOlJ дана в работе [121]. Векторы nj рассчитываем, решая систему двух уравнений - для плоскости Р и окружности кон векторы с и d - путем решения системы двух уравнений - для плоскости К 2 и окружности Нормаль к плоскости 2 определяется произведением указанного ранее единичного вектора в направлении сдвш а Р2Н матрицу поворота на угол Матрица поворота = [c.110]

Энциклопедия по машиностроению XXL

Оборудование, материаловедение, механика и ...