Удаление результатов расчета

Удаление результатов расчета [c.135]

Эти эпюры показывают, что приложенные к краю оболочки изгибающие моменты Мд оказывают влияние на напряженное состояние оболочки только в непосредственной близости от места их приложения. На достаточном же удалении от края напряжения практически совпадают с теми, которые получаются в результате расчета оболочки по безмоментной теории. Наличие в оболочке местных быстро зату- [c.484]

При других значениях располагаемого отношения давлений положение скачка будет иным. На рис. 5.30 приведены результаты расчета по изложенному методу при различных значениях П. Предельно возможные режимы определяются, с одной стороны, достижением критической скорости на выходе из трубы (при расчете полагаем Яг = 1 и находим наиболее удаленное от входа положения скачка уплотнения), а с другой стороны, возникновением скачка непосредственно за входным сечением трубы. В дан- [c.266]

Геометрический напор над гребнем водослива Н представляет собой разность отметок уровня воды в верхнем бьефе и верхней точки гребня водослива. Отметка уровня верхнего бьефа принимается на некотором удалении (I > ЗЯ) от водослива (рис. 22.1, б), там, где снижение уровня при истечении через водослив практически несущественно, т. е. не сказывается на количественных результатах расчетов. [c.127]

Минимальный радиус тарелки кулачкового механизма с тарельчатым толкателем определяем исходя из условия отсутствия кромочного контакта между кулачком и толкателем точка контакта должна находиться на плоскости тарелки и не выходить на ее кромку. Наибольшее удаление точки касания от средней линии равно максимальному значению аналога скорости толкателя. Минимальный радиус тарелки толкателя получаем, выбрав по таблице результатов расчета, максимальное значение аналога скорости толкателя. [c.136]

На рис. 66 и 67 представлены результаты расчета распространения волны в стержне из мягкой стали, для которой коэффициент вязкости меняется в соответствии с зависимостью, приведенной на рис. 56 (20° С). На удалении выше 2 мм от поверхности нагружения напряжения в стержне практически постоянны [c.155]

Результаты расчетов по этой методике, подтвержденные экспериментальной проверкой, показали, что остаточные напряжения растяжения повышают устойчивость стержней независимо от их жесткости. Эффективность такого повышения возрастает по мере удаления зон растягивающих остаточных напряжений от нейтральной оси сечения стержня и размеров этих зон. Остаточные сжимающие напряжения снижают устойчивость стержней, причем эффективность снижения уменьшается по мере повышения жесткости последних. [c.222]

Результаты расчетов подобных оболочек при уровнях внешнего давления q, равных 178 и 223, приведены на рис. 45 и 46. На рассмотренном временном интервале в первом случае потери устойчивости не происходит. Увеличение нагрузки на 25% приводит к интенсификации процесса ползучести оболочки и потере устойчивости через 0,36 ч после нагружения. На рис. 46, д—ж показаны эпюры относительных радиальных, окружных напряжений и их интенсивностей в момент времени, близкий к критическому, в некоторых сечениях в теле оболочки. Наиболее напряженные зоны прилегают к верхней поверхности на удалении 0,13 от внутреннего контура. [c.81]

Принятые начальные и конечные параметры цикла из-за недопустимо высокой влажности пара в последних ступенях турбины не позволяют использовать наиболее простой цикл турбоустановки (без промежуточной сепарации влаги и без промежуточного перегрева пара), поскольку еще не разработаны эффективные устройства для удаления влаги из проточной части турбины. Применение промежуточного перегрева пара с использованием в качестве греющего острого пара или пара из отборов турбины оказывает двоякое воздействие на экономичность турбоустановки с одной стороны, происходит уменьшение влажности в ступенях турбины, расположенных после промперегрева, и уменьшение потерь от влажности пара, с другой стороны, снижается к.п.д. термодинамического цикла турбоустановки. Чтобы отдельно рассмотреть влияние схемы и параметров промежуточного перегрева пара на экономичность термодинамического цикла установки, были проведены расчеты для цикла с идеальной турбиной, в которой отсутствуют потери, связанные с влажностью пара, и ограничения по предельной влажности. Результаты расчетов даны на рис. 4.2. [c.84]

Мы начнем эту главу с анализа теплообмена в области, достаточно удаленной от входа в трубу, где профили скорости и температуры полностью стабилизированы. Эту задачу решим для труб с различной формой поперечного сечения — круглой трубы, кольцевого канала, труб прямоугольного и треугольного сечения. Мы рассмотрим теплообмен при нагревании (или охлаждении) обеих стенок кольцевого канала, а также при изменении плотности теплового потока по окружности трубы. Затем мы рассмотрим класс задач теплообмена в термическом начальном участке при полностью развитом профиле скорости. Предполагается, что температура жидкости до некоторого сечения трубы однородна и равна температуре стенки трубы (теплообмен в этой области отсутствует). Вниз по потоку от этого сечения происходят теплообмен и развитие профиля температуры. Наиболее подробные решения получены для теплообмена в термическом начальном участке круглой трубы. Приведены также решения для термических начальных участков труб прямоугольного сечения и кольцевых каналов. Рассмотрен метод, с помощью которого решения для термического начального участка при постоянной температуре стенки и при постоянной плотности теплового потока на стенке трубы можно использовать для расчета распределения температуры жидкости при произвольном изменении температуры или плотности теплового потока на стенке вдоль оси трубы. Наконец, приведены некоторые результаты расчета теплообмена для объединенного гидродинамического и термического начального участка, т. е. для случая, когда на входе в трубу как скорость жидкости, так и температура однородны по сечению. [c.131]

Чтобы перегретый пар был достаточно удален от состояния насыщения, относительная влажность смеси должна быть небольшой. В этом случае удовлетворяются требования к необходимой точности определения как энтальпии, так и относительной влажности. По мере увеличения относительной влажности отклонение этих величин от их действительных значений происходит одновременно. Поэтому достаточно обеспечить необходимую степень точности для той величины, которая оказывает большее влияние на результаты расчета, этим самым будет обеспечена достаточная степень точности и для другой величины. Большее влияние на результаты расчета оказывает отклонение энтальпии. [c.148]

Результаты расчета напряженного состояния замкового соединения, имеющего радиус впадины г = 0,4 мм, представлены на рис. 3.17. Несмотря иа то что зубья нагружены одинаковыми усилиями, наиболее напряженным является первый зуб, считая от корня лопатки. По мере удаления от корня лонатки значения максимальных напряжений выравниваются, и уже четвертый н пятый зубья имеют практически одинаковые значения максимальных контурных напряжений. Во всех зубьях максимум напряжений наблюдается на некотором расстоянии от дна впадины (5—10°). Коэффициент концентрации напряжений во впадине первого зуба достигает высоких значений (порядка 3,5). [c.99]

На рис. 9.5, 9.6 для рассматриваемого случая нагружения приведено распределение нормальных и сдвиговых напряжений при параметрах (9.21) и 1 — = 5, = 15, 2 — = 5, = 35, 3 — р = 10, = 15. Сплошные кривые соответствуют результатам расчетов по формулам из [6], а штриховые линии — по формулам (9.14). Из сравнения этих кривых видно, что характер распределения сдвиговых п нормальных напряжений в окрестности приложения сосредоточенной силы существенно отличается. С удалением от точки приложения нагрузки это различие быстро убывает. [c.62]

Результаты расчета по формулам (VI,9) — (VI,29) будут зависеть от свойств поверхности и частиц. Поэтому, несмотря на общность методики расчета, значения коэффициентов, характеризующих удаление частиц, будут различны для конкретных случаев. [c.194]

На рис. 5.16 и 5.17 представлены результаты расчетов по формуле (5.134) безразмерных напряжений О - и в зависимости от безразмерной координаты Ъ = гЦ при р = / // = О, = 0,5 и различных значениях Ка- Напряжения Ог и Ог при 2 = 2 практически равны нулю. Напряжение с изменением координаты I изменяется непрерывно, а напряжение Ог претерпевает скачок при переходе через границу включения и основного материала. При отношении /( <1 напряжение а .--сжимающее, а — сжимающее во включении и переходит в растягивающее в основном материале, причем быстро убывает с удалением от границы раздела материалов. При /( >1 напряжение — растягивающее, -а Ог — растягивающее во включении и переходит в сжимающее в основном материале. Максимального значения достигает в центре включения, а —на границе раздела материалов. При стремлении Ка к единице, напряжения Ог и о стремятся к нулю. [c.218]

В работе [52] были проведены многочисленные расчеты с целью определения степени влияния боковой поверхности криволинейной трапеции на распределение напряжений под штампом в зависимости от ее формы и удаленности от края штампа. Результаты расчетов иллюстрируются большим числом графиков. [c.173]

Па рис. 3-5 приведены результаты расчета течения в плоском канале с прямолинейной верхней стенкой и нижней стенкой, терпящей излом при ж = 0. За характерный линейный размер взята высота канала в начальном сечении. Число Маха невозмущенного потока Мо = 4 для рис. 3 и 4 и Мо = 2.0 для рис. 5. Рис. 3 и 4 отвечают изломам стенки на углы = 5° и 30° в сторону потока, когда реализуется обтекание клина, и показывают для различных х распределения давления в зависимости от номера точки п при А/" = 30. Кружки и сплошные кривые - результаты расчета, штрихами дано точное решение. Даже скачок слабой интенсивности (рис. 3, в = 5°) размазывается не более чем на 4-6 расчетных ячеек. Для скачка большей интенсивности (рис. 4, = 30°) область повышения давления сужается до двух-трех ячеек. Результаты расчета центрированной волны, образующейся при изломе стенки на угол в = —30°, показаны на рис. 5, на котором для разных х даны распределения р по автомодельной переменной у/х. Здесь у - расстояние от точки излома. Штрихами приведено точное решение. Совпадение с ним, будучи удовлетворительным уже при X = 0.1, быстро улучшается при удалении от излома. [c.151]

Отдельные результаты расчета экономической эффективности линии очистки деталей двигателей 029.4924 приведены в табл. 5.1. В качестве базы сравнения принят комплект моечных машин, используемый на АРП, аналогичный по назначению новой установке, состоящей из двух машин для мойки деталей и агрегатов (модель 172.4908), установки для удаления накипи с блоков и головок блока (модель 0-1624), моечной машины барабанного типа (модель ОБ-2109) и установки для очистки деталей косточковой крошкой (модель 9-300). Выполненный расчет, а также и практика эксплуатации подтверждают высокую эффективность от внедрения установки 029.4924. [c.170]

Правила перерасчета являются вспомогательными объектами метаданных, предназначенными для автоматического отслеживания актуальности результатов проведенных расчетов при вводе новых записей журнала расчетов, удалении существующих или ручном исправлении результата расчета. [c.325]

На фиг. 33 по результатам расчета построена кривая распределения температур (кривая а) для точек, более удаленных от дуги, температура распределится в соответствии с кривой б, а для точек, лежащих ближе к оси перемещения источника, — с кривой в. [c.51]

Проведенное в работе [%] сравнение результатов численного расчета числа Mj, методом характеристик о результатами расчетов по формуле (2) показало, как и следовало ожидать, их хорошее соответствие на оси симметрии струи. Расхождение результатов расчетов наблюдалось о удалением от оси, особенно существенное в приосевой зоне вйлизи среза сопла. Это расхождение было предложено уменьшить, домножив выражение. 2) на подобранный эмпирическим путем коэффициент, равный (га5в) . [c.39]

Анализируются приближеяные методы расчета параметров сверхзвуковых струй, истекащих в вакуум. Развит приближенный метод определения угла наклона линий тока и чисел Маха в точках сверхзвуковой, осесимметричной струи, достаточно удаленных от среза сопла. Метод основан на использовании результатов расчетов параметров струй методом характеристик и известных закономерностей одномерного течения газа.Приводится сравнение с расчетами по методу характеристик. [c.143]

За диктующую точку принимают наиболее удаленную от источника питания и высокорасположенную точку (при расположении башни в начале сети) или наиболее высокорасположенную (имеющую наибольший своободный напор) точку, лежащую на границе питания сети, при башне, работающей как контр-реэервуар. Результаты расчетов сводят в форму № 3. [c.436]

Вместо вышеизложенного полуобратного подхода можно использовать прямой метод, основанный на анализе напряженного состояния слоев с ориентацией 90° с треш,инами. В работе [11] выражение для средних напряжений в таких слоях получено в замкнутом виде при номош,и модифицированного анализа, использующего сдвиговую модель. На рис. 3.9 показаны результаты расчета по этому выражению и численные результаты, полученные при помощи метода конечных элементов (исследуемая область поделена на 270 прямоугольных элементов). Зависимость, приведенная на рис. 3.9,А, на первый взгляд не обнаруживает ничего нового, кроме того, что является уже известным, т. е. монотонного возрастания средних осевых напрял-сений. Однако если изменить масштаб графика в области, соответствующей x/h == = 4ч-8 (см. рис. 3.9,6), то получится удивительная картина. Напряжения достигают максимума и только затем асимптотически снижаются до постоянного уровня. Различие между этим максимумом и напряжениями в удаленной от него области чрезвычайно мало. [c.116]

Результаты расчетов представлены на рис. 6.30 из этих графиков следует, что максимальные растягивающие тангенциальные напряжения возникают на внутренней поверхности блоков, при этом в блоках, более удаленных от центра активной зоны (№ 3 и 6), напряжения выше, чем в центральных (№ 4 и 5). Это можно объяснить, если учесть зависимость коэффициента ползучести от температуры с увеличением температуры выше 500° С ползучесть графита растет и, следовательно, напряжения релаксируют быстрее. Из рис. 6.30 следует, что внутренние радиационные напряжёния не превышают предела прочности графита на растяжение (л 60 кгс/см ), поэтому, очевидно, растрескивание блоков было вызвано внешними нагрузками, обусловленными давлением на них со стороны циркониевой трубы. Это подтверждается также тем, что блок № 6, хотя и испытывал максимальные радиационные напряжения, но не находился в контакте с трубой, не имеет трещин. [c.259]

На рисунке даны также результаты двух расчетов модели с диафрагмами в виде ферм как шарнирно-стержневых систем и как комбинированных систем с учетом работы верхнего пояса на изгиб. Результаты расчета оболочек с диафрагмами в виде комбинированных систем согласуются с экспериментальными данными лучше так, в оболочке у средней диафрагмы усилия в направлении большого пролета по результатам измерений составляли 10,5 Н/см, а по расчету—11,6 Н/см. При рассмотрении же диафрагм как шарнирно-стержневых систем усилия получились равными 46,0 Н/см. На участках сечений, удаленных от диафрагм, результаты обоих расчетов близки. Расчетные усилия взаимодействия между оболочками качественно согласуются с экспериментальными (растяжение), но оказываются несколько больше их (соответственно 9,8 10,8 и 4,8 Н/см). Различия могли быть следствием того, что в расчете не учитывалось утолщение оболочки в приконтурных зонах. [c.158]

По рекомендациям работы [25] рассчитана также двухволновая модель, геометрические размеры которой приведены в 2.2.2. При расчете учитывалась работа прямоугольного ребра без при- мыкающих участков плиты. На рис. 2.84 приведено сопоставление результатов расчетов этой модели с опытными данными. Качественно теоретические прогибы и мо.менты (пунктирная линия) соответствуют полученным экспериментально. Значения теоретических прогибов превышают экспериментальные, а отрицательные изгибающие моменты по ребрам, идущим в направлении меньшего пролета, превышают теоретические. По расчету нормальные усилия по длине ребра пропорциональны их прогибам, однозначны по всей длине, уменьшаются с удалением от нагрузки. Распределение и величйны нормальных сил, полученных при испытании, отличаются от теоретических. В эксперименте на участках, прилегающих к нагрузке, ребра в отличие от расчета могут быть растянуты, а наиболее сжатые сечения удалены от нагрузки. В отличие от расчета моменты и нормальные усилия по реб- [c.167]

В том же диапазоне или несколько выше существенно лучшие результаты достигаются, если с самого начала запланировано уравновешивание тремя грузами, что при балансировке в собственном корпусе может потребовать частичной разборки машины. Положение крайнчх плоскостей в принципе должно обеспечивать компенсацию второй собственной формы. В связи с этим на рис. 7 приведены результаты расчета уравновешивания линейного кососимметричного дисбаланса е (ж) = а (1—2г) двумя кососимметричными грузами, помещенными на удалении от концов вала. Значения Жко нанесены около кривых. Величина q равна отношению момента исходной нагрузки к моменту нары сил с плечом L — устраняющей реакции опор при заданном yi или = у,/4 nmgLI% (1 — 2 ко) ко ко- [c.87]

Требуется рассчитать температуру стенки трубы в окрестности передней критической точки при различных значениях массовой скорости вдува (массовый расход охлаждающего воздуха на единицу площади поверхности цилиндра). Сначала решите задачу, не учитывая теплообмен излучением. Затем решите ту же задачу, считая поверхность цилиндра абсолютно черной, а излучение — падающим от удаленных поверхностей, например от стенок канала больших размеров с температурой 540 °С. Тот же вторичный поток воздуха МОЖ1НО использовать и для охлаж(Двния стенки трубы изнутри при вынужденном движении без 1вдува в главный поток (в этом случае стенка трубы считается непроницаемой). (Вычислите зависимость температуры стенки от массового расхода воздуха через трубу, отнесенного к ее яару1Жяой поверхности. Температуру охлаждающего Воздуха на входе, так же как и в первой части задачи, принимайте равной 40 °С, а температуру воздуха на выходе — равной температуре стенки трубы. Сравните полученную зависимость с результатами расчета охлаждения стенки путем вдува. [c.277]

Результаты расчетов Ворске-Шмидта свидетельствуют о том, что температурный фактор Го/Гт сравнительно слабо влияет на число Нуссельта, но весьма сильно — на коэффициент трения. Расчетные данные как для начального участка, так и для удаленной от входа области удовлетворительно обобщаются уравнениями (12-3) и (12-4) с показателями степени п = 0 и т=1. Опыты Кэйса и Николла [Л. 3] подтвердили вывод о том, что /г 0 в диапазоне изменения температурного фактора от 0,5 до 2. Согласно опытным данным Дэвенпорта [Л. 4] при изменении температурного фактора от О до 2,2 т = = 1,35. Однако проведение подобных опытов с достаточной точностью затруднительно. Поэтому результаты расчетного анализа, возможно, более правильны. [c.314]

Как отмечено выше, теоретическое решение задачи было проведено с целью получения данных о концентрации и распределении напряжений при действии изгибающей нагрузки путем наложения результатов расчета и экспериментального исследования при действии растягивающей нагрузки. Это позволяет произвольно выбирать величину нагрузки р, дей ствующей на удалении от отверстия при z = 0. Следовательно, в этом случае р становится третьим произвольным параметром, которым наряду с параметрами и х можно варьировать с целью подбора оптимальной формы гиперболического отверстия. Однако получаемая при этом для определения параметров % и система уравнений становится нелинейной, что сильно затрудняет вычисления. Кроме того, из физического смысла задачи ясно, что оптимальная величина р достаточно близка к нулю, так как через точку, где радиальное напряжение на удалении от отверстия равно йулю, проходит асимптота гиперболы, параллельная направлению г, поэтому при нахождении приближенного решения этой задачи величина р была принята равной нулю, а оптимальная форма гиперболы была найдена путем варьирования только двумя параметрами S и 7. [c.116]

Подсистема АСОНИКА-Д имеет связь с тепловизионной системой для контроля и диагностирования РЭС по его температурному полю. Рассчитанная с помощью подсистемы АСОНИКА—Д тепловая модель РЭС, включающая в себя результаты расчета температуры по элементам, а также пределы изменения температуры бездефектных образцов РЭС, составляет его тепловую модель-норму, отклонения относительно которой рассматривают как дефекты разного рода. Затем проводится анализ температурного поля исследуемой группы РЭС. Тепловое излз ение от контролируемого образца РЭС регистрируется тепловизионной камерой и через интерфейс связи с компьютером происходит формирование измеренной термограммы. Термограммы могут быть подвергнуты обширной обработке с целью подчеркивания контраста, выделения деталей или изотермических зон, увеличения масштаба деталей, удаления температурного фона, полз ения разностных отклонений в симметричных точках объекта, построения термопрофиля и выполнения других операций, улз шающих качество и информативность термограммы. Измеренное температурное поле РЭС сравнивается с температурным полем модели-нормы с з етом температурных допусков, и по результатам сравнения принимается решение о наличии или отсутствии дефекта. [c.91]

Рис. 4.156. Опыты Хартмана (1967). Продолжительность распространения деформации. Результаты двух дифракционных экспериментов с образцами из поликристаллической 70-30 а-латуии и их сравнение с результатом расчета, виполненного на основе параболической зависимости Белла (при г=3) / — опыт 1024, 2 — опыт 1046, 3 — теоретический максимум, 4 — расчетная продолжительность распростра ения фронта волны деформации от ударяемого торца (л =0) до точки, удаленной от него на расстояние 3,18 см, 5 — расчетная продолжительность распространения фронта волны деформации от точки, находящейся на расстоянии дг=3,18 см от ударяемого конца, до точки, удаленной от ударяемого конца иа д =5,08 см.

При изложении результатов расчета конкретных деталей автор следовал традиционной схеме, в которой задачу расчета коицеят-рации напряжений разбивают па две. В первой (контактной) отыскивают закон распределения нагрузки па контуре исследуемой области. Если нагрузка приложена на некотором удалении от зон концентрации, то эта задача по сзтцеству может быть рассмотрена как самостоятельная. Во второй зздаче, которой уделено основное внимание в книге, рассчитывают напряженное состояние и концентрацию напряжений, полагая контурные нагрузки известными. [c.3]

Для рассмотренной на рис. 2.7 квазипериодической структуры с одноосной разупорядоченностью волокон на рис. 2.9 построены специальные корреляционные функции к х) (2.31) — (2.33). Таким образом, из анализа графиков на рис. 2.8 и 2.9 можно сделать вывод, что для квазипериодических случайных структур корреляционная функция к[х) (рис. 2.9) в отличие от традиционной корелляционной функции (рис. 2.8) обладает важным для численных приложений свойством локальности и быстро затухает при удалении от нулевой точки на расстояния х , превышающие радиус поперечного сечения волокна г р. Результаты расчета для изотропной разупорядоченности волокон в трансверсальной плоскости при значениях степени разупорядоченности к = к2 = 1 представлены на рис. 2.10. На рис. 2.11 приведены результаты построения геометрии основного сечения корреляционной функции к х) плоскостью Х1ОХ2, т. е. множество минимально удаленных от начала координат (х = 0) точек х, в которых функция к[х) равна нулю. Вид этого сечения является важной характеристикой анизотропии разупорядоченности структуры. [c.39]

Сопоставление экспериментальных данных по распределению параметров сильно недорасширенных струй в начальном участке с результатами расчетов по вышеуказанным методикам [1, 2, 3] показывает, что расчет поля параметров без учета релаксационных и диссипативных процессов является лишь первым приближенным решением задачи о структуре струи. При экспериментальном исследовании струй получено менее интенсивное возрастание чисел Маха вдоль оси с удалением от среза сопла, чем это следует из расчетов струи (см. рис. 1), причем расхождение теоретических и опытных [c.258]

Некоторые результаты расчетов представлены на рис. 26. Здесь приняты следующие значения для диагональных элементов матриц А и В ai = 1/3, яг = 1/2, яз = 1 61 = 3, Ьг = 2, Ьз = 1- Видно, что условие (4.2) заведомо выполнено. На рис. 26, а изображены траектории в интегрируемом случае Стеклова, когда i = 3, сг = = 8, Сз = 1. Затем параметр i начинает увеличиваться. Рис. 26, б отвечает значению i = 5, а рис. 25 в — значению j = 10. Хорошо видно, что картина интегрируемого поведения фазовых траекторий начинает разрушаться как раз вблизи сепаратрис. По мере удаления от интегрируемой задачи стохастический слой около расщепленных сепаратрис начинает расплываться . На рис. 26, г изображена картина пересечения сепаратрис при следующих значениях параметров bi = 0,1, Ьг = Ьз = 0 i = 3, сг = 8, сз = 1. Ясно видно, что гетероклинная сеть пересекающихся сепаратрис повторяется с периодом тт. Это — следствие инвариантности задачи при подстановке m -m, р -р (ср. с п. 1). Результаты расчетов показывают, в частности, что условие (4.2) не является достаточным для интегрируемости уравнений Кирхгофа. [c.283]

Как видно из рис. 19, в эксперименте амплитуда отраженной волны возрастает с удалением от развилки, чего никогда не наблюдалось в численных расчетах и чего, казалось бы, не должно быть и из обгцих соображений. Естественно предположить, что это следствие отражения волны от стенок бассейна и волпопродуктора. Для проверки был специально проведен расчет, в котором были повторены все условия эксперимента, в том числе и генерация уединенной волны с помогцью движугцейся по заданному закону вертикальной стенки. Результаты приведены на рис. 19 пунктиром. Видно, что результаты расчета и эксперимента согласуются довольно сносно. Главное, в численных расчетах воспроизводится как форма отраженной волны так и увеличение ее амплитуды от развилки к задней стенке. При увеличении размеров бассейна этот эффект полностью исчезает, а амплитуда отраженной волны уменьгаается более чем в два раза. [c.103]

На ряде заводов в последние годы поставлены опыты по применению гидридного метода удаления окалины (на металлургическом заводе им. Серова при травлении сортового металла, на Первоуральском Новотрубном заводе при производстве труб, на Ижорском металлургическом заводе при обработке катанки и проволоки). На последних двух заводах применяли гидридную смесь, а на первом гидрид натрия получали в ванне для удаления окалины. Расчеты, проведенные в Уралгипромезе и НИИохиме, показали, что внедрение гидридного метода для удаления окалины с поверхностн высоколегированного проката позволит в результате уменьшения потерь металла, увеличения производительности травления и сокращения расходов на капитальное строительство получить значительный экономический эффект. Применение восстановительного способа травления металла требует строгого соблюдения мер предосторожности работы. [c.112]

Энциклопедия по машиностроению XXL

Оборудование, материаловедение, механика и ...