Анализ профиля линий

Анализ профиля линий [c.362]

Изящный метод, предложенный в начале 50-х годов Уорреном и Авербахом [385, 387], позволяет с помощью анализа фурье-преобразований наборов линий порошковой картины различать вклады от размеров кристалла и от деформаций. С этого времени разносторонне развиваются методы анализа профиля линий, и по этому вопросу накоплена обширная литература (см. [399]). [c.362]

Подходящими для анализа этим методом являются линии 200, 020-—002 (в этом случае наложение линии от мартенсита отпуска мало сказывается на величине рз). После определения б (и количества углерода) можно выделить линию мартенсита отпуска из сложного профиля линии (200, 020) графическим путем. Проверка показала хорошую надежность методики при содержании мартенсита отпуска до 70 %. [c.134]

По мере увеличения числа циклов нагружения тонкие линии скольжения на поверхности превращаются в грубые полосы с необычным для статической деформации рельефом. Анализ профиля этих полос показывает наличие в них выступов и впадин. Развитие полос скольжения в условиях действия больших напряжений качественно аналогично тому, которое наблюдается при статической деформации. Они могут быть удалены путем полировки поверхности, и долговечность образца повысится. Однако полосы, образующиеся в процессе иопытания с малой амплитудой напряжений, более устойчивы и полировкой уже не удаляются. Впадины в таких устойчивых полосах сначала имеют глубину не более 10 мкм, а по истечении 25 % общего времени испытания — до 30 мкм. , [c.291]

Рассмотрим возможность установления весовой нормы по построенной для участка б—е тонно-километровой диаграмме (см. рис. 89). Из нее видно, что весовая норма должна быть установлена по весу состава, который тепловоз ТЭЗ может провезти по перегону д — е, и равна 0=3 150 т (прямая /— /). Однако если на перегоне д — е установить толкач, то весовую норму можно повысить, и она будет определяться перегоном в — г, где вес состава равен 0 = 3 650 т. В этом случае весовая норма на 0 -Диаграмме изобразится линией II—II. Далее, при анализе профиля перегона в — г было установлено, что (р = 9о/оо при- [c.176]

ХАРАКТЕРИСТИКИ СУБСТРУКТУРЫ МЕДНЫХ КОНДЕНСАТОВ ПО ДАННЫМ ГАРМОНИЧЕСКОГО АНАЛИЗА ПРОФИЛЯ РЕНТГЕНОВСКИХ ЛИНИЙ [c.260]

Анализ движения линии зацепления в цевочной передаче показывает, что оно аналогично движению линии зацепления в прямозубой зубчатой передаче с эвольвентным профилем зуба. Значит, высшая кинематическая пара В в цевочном механизме является двухподвижной, а сама передача существует в трехмерном (М = 3) трехподвижном (П = 3) пространстве. [c.116]

Поскольку процесс изготовления ИС развивается в направлении уменьшения линейных размеров элементов, все большее значение приобретают топографические особенности приборов. Для достижения высокого разрешения требуется не только более точное управление линейными размерами на плоскости, но и умение управлять размерами в третьем измерении, сравнимыми с характерными планарными размерами. Для анализа проблем, связанных с топографией, часто используется сканирующая электронная микроскопия поперечного сечения пластин. Несмотря на то, что анализ сечения прибора или профилей линий с помощью электронного микроскопа позволяет установить непосредственную обратную связь с технологическим процессом, он требует больших временных затрат и чрезвычайно точного управления процессом для систематического измерения параметров реального эксперимента. При наличии математической модели для исследования процесса можно успешно использовать алгоритм временной эволюции [c.334]

Данный критерий удобен для анализа условий подрезания эвольвентных профилей, для которых достаточно проверить отсутствие интерференции в крайних точках профиля. Так как на отсутствие интерференции для профилей лопатки и кулака требуется проверка многих точек и при этом для каждой из них необходимо выполнить сравнительно трудоемкое построение криволинейной линии зацепления, то удобнее провести аналогию рассматриваемого зацепления с сопряжением кулака и грибообразного толкателя, при котором особые точки будут отсутствовать, если при всех положениях механизма радиус кривизны траектории центра кривизны дуги гриба относительно кулака больше радиуса дуги гриба . [c.185]

Анализ структуры потока в сопловых (реактивных) и активных решетках и криволинейных каналах (см. 11-1 и 11-2) показывает, что потери энергии при течении влажного пара возрастают. Увеличение потерь при дозвуковых скоростях обусловлено а) перераспределением давлений по обводу профиля с соответствующим изменением структуры пограничного слоя на спинке б) неизбежным дроблением капель при взаимодействии их с входными кромками лопаток в) расслоением линий тока паровой и жидкой фаз в криволинейных каналах и скольжением жидкой фазы г) образованием пленки на обводе профиля и соответствующим увеличением потерь на трение (в пленке и парокапельном пограничном слое, где капли движутся со скольжением) д) дроблением пленки и крупных капель за выходными кромками и интенсификацией вихревого движения е) переохлаждением пара в каналах ж) изменением степени турбулентности в каналах з) интенсификацией вторичного движения в решетке и участием пленки и капель в нем. [c.305]

Рис. 7.12. Комплексное исследование участка полупроводникового прибора а — микрофотография в поглощенном токе 6 — Оже-граммы кислорода (вверху) в золота (внизу), полученные при анализе участка в прямоугольнике а в — линейное сканирование для О (вверху) и Аи (внизу) вдоль линии, проведенной на рис. 12 а г — профиль глубина — состав, полученный в точке на рис. 12, а

Применительно к описанию ближнего следа нестационарно движущегося плоского профиля теория несущей линии рассматривалась в разд. 10.3. Ниже в этот анализ включено влияние [c.467]

Реальные источники спектральных линий не дают ни бесконечно малой ширины спектра, ни спектра постоянной интенсивности. Поэтому анализ, проведенный выше, может служить только иллюстрацией. Для некогерентного источника с одной спектральной линией в зависимости от времени задержки контрастность уменьшается почти как функция Гаусса, так что точного значения нуля для V %) не существует. Вообще говоря, о форме спектральной линии можно судить по точке, в которой функция видности уменьшается в е раз, в предположении гауссова профиля спектральной линии. Такой метод определения формы линии (и, следовательно, измерения времени когерентности), очевидно, неточен, если контрастность медленно меняется при изменении разности хода (как, например, в газовых лазерах, где контрастность полос не меняется заметным образом при разности хода в несколько сотен метров). Таким образом, хотя принципиально мы можем пользоваться интерферометром Майкельсона для определения времени когерентности лазеров, применение классических методов к газовым лазерам практически [c.368]

Анализ изменения твердости, профиля рентгеновских линий, а также тонкой структуры холоднокатаных (со степенью деформации 20—80%) сплавов в зависимости от температуры отжига позволил установить температурный интервал процессов возврата и рекристаллизации исследованных сплавов. Характер изменения твердости, уменьшение величины физического уширения рентгеновской линии (рис. 89) после отжига при 600—1000° С холоднокатаных [c.232]

В точной теории сопротивления тел, движущихся со сверхзвуковой скоростью, сопротивление, соответствующее следу от ударной волны, не всегда может быть легко отделено от волнового сопротивления. Рассмотрим, например, крыловой профиль в плоско-параллельном потоке и предположим, что на острой передней кромке имеется присоединенная ударная волна. Легко видеть, что линии Маха, выходящие из поверхности профиля, пересекают ударную волну. Линии Маха, выходящие из поверхности профиля, представляют собой волны расширения, указанные ранее при рассмотрении потока сжимаемой жид кости, обтекающего угол. Такие волны иногда называют волнами Прандтля-Мейера этими авторами был впервые дан математический анализ процесса расширения. Так как волны расширения пересекают ударную волну сжатия, то они уменьшают ее интенсивность и могут также создать бесконечно малые волны сжатия, отра- [c.56]

В процессе разработки рабочей документации дорабатываются все вопросы технологичности конструкции каждой детали и всего изделия в целом. Особое внимание обращается на выбор технологических баз деталей в соответствии с конструктивными базами и базами сборки правильную простановку размеров и назначение оптимальных допусков на основе размерного анализа и удовлетворения конструктивных и производственно-технологических требований выбор наиболее дешевых и недефицитных материалов максимальное ограничение номенклатуры применяемых марок и профилей материала соблюдение всех требований, предъявляемых к оформлению элементов конструкции заготовок (толщина стенок, радиусы переходов, уклоны, линии разъема и т. п.) соблюдение всех требований, предъявляемых к технологичности элементов конструкции при механической обработке (доступность обработки, возможность входа и выхода инструментов, наличие надежных поверхностей для крепления деталей при механической обработке и т. д.) максимальную унификацию элементов конструкции (диаметров, резьб, шлицевых соединений, модулей и т. д.). [c.106]

Метод анализа профиля линии Уоррена — Авербаха удобен при исследовании следующих объектов деформированных порошковых материалов, частички которых представляют собой маленькие крис-сталлики размером 10 10 см кристаллов, содержащих достаточно четкие границы между отдельными их частями размером примерно Гц, внутри которых рентгеновские лучи рассеиваются когерентно малых изолированных частиц второй фазы тонких пленок с выявленной блочной структурой. [c.233]

Известно, что прочностные свойства металлов зависят не только от параметров структур .1, но также от характера и взаимодействия дефектов различного рода, в первую очередь дислокаций. В основу рентгеновского анализа дислокационной структуры было положено описание дискретно блочного строения и деформаций кристаллической решетки в микрообъемах в дислокационных терминах как неоднородное распределение плотности дислокаций. Следовательно, блоки мозаики можно представить в виде периодической сетки дислокаций со средней длиной волны D. Такое представление имеет физические обоснование, поскол1)Ку границы блоков мозаики содержат дефектные участки недостроенных и деформированных кристаллитов. При оценке плотности дислокаций внутри блоков микродеформации е можно связывать с полем напряжений, создаваемых наличием рассматриваемой неоднородности. Таким образом, определенные при анализе профиля рентгеновских линий параметры О и е позволяют в некотором приближении оценить характер распределения и плотность дислокаций. [c.173]

Исправление профиля линий для исключения инструментального уширения осуществляют путем сравнения с линиями эталона— природного графита. При этом допускают, что физическое уширение инии обусловлено блочностью структуры. Однако применение Фурье-анализа с расчетом коэффициентов на ЭВМ показало, что такое допущение ведет к занижению полученных результатов из-за леучтенного вклада микродеформаций в уширение дифракционных линий. Оценить это занижение [c.100]

Для разделения этих эффектов применяют уже упоминавшиеся методы аппроксимации или гармонического анализа [10, 14, 74], которые используют для анализа профиля обязательно двух линий, в общем случае отличающихся лишь порядком отражения (например, HKL и 2H2K2L). [c.141]

Э. Л. Блох нашел также обобщенные параметры преобразования 11от и от, характерные тем, что профили всех решеток, построенные для одних и тех же обобщенных параметров, имеют с достаточной степенью точности одинаковую форму. Анализ профилей показал, что средняя линия профиля близка к дужке круга (ж/ = 0,5) и [c.82]

В начале 50-х годов Уорреном и Авербахом [76—78] был предложен метод, в котором с помощью фурье-анализа физического уширения профиль линии на дебаеграмме (или на дифрактограмме в методе 0 — 20-сканирования) разделяют вклад в распределение интенсивности рассеяния рентгеновских лучей от конечных размеров кристаллов (или когерентно рассеивающих областей кристалла — блоков) и искажений (или микроискажений кристаллической решетки) этих блоков. Основным допущением в этом методе является использование мультипликативного приближения для коэффициентов Фурье при разложении в ряд по ксс 1иусам [c.231]

Коэффициент преломления линий тока 119 Г). Основные уравнения иреобразоваиин профилей скорости 121 16. Анализ некоторых исследований 136 [c.350]

Из анализа основной теоремы- зацепления следует, что при заданном законе изменения передаточной функции, т.е. при заданных центроидах, определяющих положение полюса Р на межосевой линии 0,0,2, конструктор располагает свободой выбора геометрии контактируемых профилей. Лкзбой паре центроид соответствует множество сопряженных профилей, обеспечивающих заданное изменение отношения угловых скоростей звеньев. [c.344]

В литературе принято называть эти уравнения уравнениями теории пологих оболочек. Соответствующие решения оказываются затухающими на расстоянии по дуге порядка X = 1/Rh. Многие авторы рекомендуют применять их и для оболочек, размер которых в плане существенно больше, чем Я. Так, Власов рекомендовал эти уравнения для оболочек, у которых стрела подъема не превышает 1/5 пролета, никак не оговаривая при этом относительную толщину. Многочисленные расчеты с помощью приближенных уравнений (12.16.4) и уравнений точной теории, которые мы здесь не приводим, показали, что для оболочек, применяемых обычно в строительной практике, разница сравнительно невелика и рекомендация Власова может считаться практически обоснованной, хотя строгий анализ подтверждает пригодность уравнений (12.16.4) лишь для оболочек, размер которых в плане имеет порядок X, или для исследования краевых эффектов в оболочках положительной гауссовой кривизны. Последняя оговорка существенна. В оболочках отрицательной кривизны состояния изгиба могут простираться сколь угодно далеко вдоль асимптотических линий. В оболочках нулевой кривизны, например цилиндрических, изложенная в 12.13 теория применима далеко не всегда. Действительно, приближенная теория изгиба и кручения тонкостенных стержней открытого профиля, изложенная в 9.15, по существу представляла собою некоторый упрощенный вариант теории оболочек. Краевой эффект от бимоментной [c.428]

На профилограмме, используемой при гармоническом анализе, выбирают характерный участок, длина которого должна быть не более кр = 400 мм (лучше до 350 мм). При этом коэффициенты а и Ь могут иметь значения от—160 до -ф160 мм графика. Профилограмму с записанным профилем 14 прикалывают к чертежной дорке и на профиле проводят ось х как его среднюю линию (рис. 48). [c.209]

Выполненный Э.М.Радецкой анализ профилофамм поверхности упрочненных различными методами образцов показал, что способ наклепа влияет не только на высоту пиков микронеровностей, но и на их число на единицу длины. Чтобы оценить влияние развитости поверхности, профилограммы на базовой длине образца 2,5 мм как бы "вытягивали" в прямую линию и таким образом оценивали условную длину профиля поверхности. По этому показателю наименее развитая поверхность создается процессами обкатки и алмазного выглаживания, длина развертки профилограммы составляет 90 и 70 мм соответственно. Наиболее развитая поверхность получилась после шлифования, длина развертки профиля увеличивалась от 400-430 мм на 2,5 мм длины образца. [c.166]

Анализ условий равновесия пространственного потока в межлопаточных каналах НА подтверждает высказанные соображения. Действительно, в месте максимальной изогнутости профиля, расположенной в решетках НА обычно ближе к входным кромкам, окружная составляющая лопаточной силы зависящая главным образом от величины zd jdz, оказывается максимальной. Максимальной становится и пропорциональная ей радиальная составляющая лопаточной силы. При этом окружная составляющая скорости Си еще невелика, и, чтобы обеспечить условия радиального равновесия, при больших углах ТННЛ может потребоваться отрицательный радиальный градиент давления. Тогда в периферийной части НА скорости будут большими, чем у корня, что при dajdr = О приведет к отклонению меридиональных поверхностей тока в сторону больших радиусов. Отметим, что стеснение потока лопатками постоянной ширины вызывает дополнительный заброс линий тока к периферии НА в районе максимальной толщины профиля. [c.208]

На рис. 3 представлены данные распределения локального коэффициента теплоотдачи по профилю лопатки, полученные при испытаниях на установке для продувки плоских решеток и на воздушной турбине, а на рис. 4 приведен график зависимости относительной координаты начала и конца переходной области от 4H Jja Рейнольдса (построенный на основании анализа показателей степени п в зависимости Nu = Re ) при испытаниях в аэродинамической трубе (штриховые линии) и на воздушной турбине (сплошные линии). [c.66]

В случае межлопаточного канала решетки (рис. 153, а) граничные условия должны быть заданы на кривых АВ и AD. Кривая AD не обязательно должна совпадать с линией ср = onst, как это показано на рис. 153, однако это целесообразно для удобства расчетов. На кривой AD Sg = 0 и 8 У = 8 — onst (в частном случае 8 = 0). На кривой АВ в ее части А В, совпадающей с контуром профиля, задание граничных условий требует дополнительных предположений, так как эти условия на стыке двух поверхностей не поддаются теоретическому анализу и, в частности, применяемые уравнения вблизи этого стыка перестают быть справедливыми. В качестве дополнитель- [c.464]

Рассчитать режим вулканизации длинномерного пористого изделия, имеющего профиль типа стрелка (рис. 8.3), на непрерывной установке с псевдоожиженным слоем инертного теплоносителя. Материал изделия и условия его вулканизации те же, что и в примере 8.6.1. При анализе ограничиться изучением состояния двух секторов, выделенных вблизи оси симметрии профиля в тонкостенной и массивной части изделия. Геометрия последнего найдена приближенно параллельным расчетом состояния целого ряда смежных секторов при формулировке задачи с граничными условиями первого рода и корректировкой их геометрического построения. Р1зменение длины изотерм сектора в зависимости от координаты вдоль линии теплового потока указано ниже. Масштаб линейных координат принят условным. Продольный раз- [c.214]

Интенсивно обсуждаемые в литературе критерии зарождения, роста и слияния пор основаны как раз на анализе напряженно-деформированного со- стояния, определяемого либо с применением метода линий скольжения или (в последнее время) по методу конечных элементов. В первом случае -требуется затупление вершины трещины, так как в области постоянных напряжений перед трещиной (рис. 10) максимальные значения напряжений или деформаций недостаточны для зарождения поры вдали от вершины трещины. В работе [53] было постулиро- р с. 12. Затупление вершины трещи-вано, что профиль затуп- ны зарождение и рост пор. (а) За-ленной трещины и соответст- тупление вершины трещины (Ь) мо-вующве поле линий скольже- [c.63]

Для анализа сложных профилей используют также метод моментов [57]. В применении К рентгенограмме мартенсита предложен метод моментов 3-го порядка. При однородном мартенсите свежезакаленной стали междуб-летное расстояние можно определить через третий момент сложной линии и эта- [c.134]

Займемся дальнейшим развитием, нестационарной теории профиля с тем, чтобы приспособить ее к анализу обтекания вращающейся лопасти. Хотя основы теории уже излагались в предыдущих разделах, приложение ее к лопасти несущего винта требует учета целого ряда дополнительных факторов. Применение схемы несущей линии разделяет задачу расчета нестационарных аэродинамических нагрузок при пространственном обтекании на две части внутреннюю, в которой исследуются аэродинамические характеристики профиля, и внешнюю, состоящую из расчета индуктивных скоростей, создаваемых в сечении лопасти вихревым следом винта. Что касается внутренней задачи, то при стационарном обтекании плоского профиля аэродинамические нагрузки могут быть получены из эксперимента и представлены в виде табулированных зависимостей их от угла атаки и числа Маха. При нестационарном досрывном обтекании применимы результаты теории тонкого профиля. Решение внешней задачи затруднено тем, что система вихрей винта имеет весьма сложную конфигурацию. За каждой из вращающихся лопастей тянутся взаимодействующие винтовые вихревые поверхности, деформирующиеся в поле создаваемых ими индуктивных скоростей с возникновением областей сильной завихренности в виде концевых вихревых жгутов. Аналитическое определение индуктивной скорости на лопасти без весьма существенных упрощений модели вихревого следа (например, представления винта активным диском) оказывается невозможным. На практике неоднородное поле индуктивных скоростей определяют численными методами, подробно обсуждаемыми в гл. 13. Ввиду сказанного ниже не предполагается отыскивать зависимость между индуктивной скоростью и нагрузкой путем введения функции уменьшения подъемной силы. Напротив, сами индуктивные скорости являются фактором, учитываемым явно в нестационарной теории профиля. Для построения схемы несущей линии желательно, чтобы вычисление индуктивных скоростей производилось лишь в одной точке по хорде. Проведенное выше исследование обтекания профиля на основе схемы несущей линии указывает способ, который позволяет аппроксимировать нестационарные нагрузки с достаточно полным отображением влияния пелены вихрей. Применительно к лопасти достаточно рассмотреть лишь часть пелены, расположенную вблизи ее задней кромки. При построении нестационарной теории обтекания вращающейся лопасти надлежит учесть влияние обратного обтекания и радиального течения. Теоретические нагрузки должны быть скорректированы таким образом, чтобы они отражали влияние [c.480]

Обратимся теперь к теоретическому анализу чувствительности лазерного приема к частотно-зависимому оптическому воздействию как результату селективного поглощения излучения на атмосферной трассе. Контур линии газового поглощения для определенности будем описывать дисперсионным (лорентцевским) профилем вида (6.16), но с полушириной линии и сечением поглощения Oh. [c.210]

Анализ формулы показывает, что касательное усилие пропорционально поперечной силе и меняется по высоте балки по тому же закону, что и статический момент 5 , отсеченной части сечения. Очевидно, на кромках сечения (верхней и нижней) = О, и поэтому в этих точках Г = 0. Если уменьшать ординату у, приближая нижний край отсекаемого элемента к оси, то 5 будет возрастать и достигнет максимума при г/ = О, когда 5 станет равен статическому моменту полуплощади сечения, расположенной по одну сторону от нейтральной линии Поэтому и касательная сила Т достигнет максимума в точках нейтрального слоя балки. Изменение касательной силы по высоте балки вызовет изменение углов сдвига по высоте и. следовательно, приведет к искажению плоскости сечения ( ак при кручекии стержней некруглого профиля). [c.165]

Для контрольного химического анализа готового проката черных металлов стружка отбирается согласно ГОСТ 7565-55 не менее чем три навески одним из след5Чош их способов а) посредством прострожки всего поперечного сечения проката или доли сечения, не менее его симметричной части б) сверлением поперечного сечения вдоль направления прокатки при равномерном распределении сверловки по сечению и при одинаковой глубине сверления в разных точках в) сверлением по средней линии (по образующей) любой грани профиля на глубину до продольной оси. В ГОСТ 7565-55 также приведены условия отбора проб из листа и слябов. [c.14]

Перпендикулярно к образующим задней поверхности проведем плоскость N. С образующими задней поверхности плоскость N пересекается в точках А, М, К, Е. Вертикальные проекции а т к е этих точек лежат на вертикальном следе N , так как плоскость N является вертикально проектирующей. С другой стороны, проекции точек А, М, К, Е располагаются на проекциях соответствующих образующих задней поверхности. Соединяя точки А, М, К, Е, получим искомый профиль зуба гребенки в нормальном сечении. Истинная форма профиля зуба гребенки в нормальном сечении АМКЕ находится путем поворота плоскости N вокруг ее горизонтального следа до совмещения с плоскостью Н. Из анализа построения следует, что размеры исходной рейки, измеренные вдоль средней линии, без изменения переносятся на профиль зуба гребенки в передней плоскости и на профиль зуба в нормальном сечении. Размеры профиля зуба в передней плоскости, измеряемые в направлении, перпендикулярном к средней линии. [c.156]

Для обеспечения правильного расположения зоны контакта, во-первых, добиваются касания средних точек сопряженных профилей зубьев 1И, во-вторых, вводя коррективы в наладку станка, устраняют диагональное касание. При касании пары сопряженных поверхностей зубьев в средних точках касательные плоскости должны быть совмещены друг с другом. Для этого необходимо, чтЬбы прямые, касательные к профилю и линии зуба, также совпадали, что соответствует равенству углов зацепления и углов наклона зубьев в средних точках, сопряженных поверхностей. Рассмотрим сечение (фиг. 104), перпендикулярное к линии зуба производящего колеса. Для упрощения анализа примем, что угол наклона зуба равен 90°. Пусть з производящего колеса будет иметь симметричный профиль А B D. Тогда углы зацепления в средних точках на внутренней Ue и наружной а сторонах зуба будут разными. Как известно, наружная кромка нарезает вогнутую, а внутренняя — выпуклую сторону зубьев, которые в процессе зацепления колес соприкасаются. Следовательно, для того чтобы в средних точках сопряженных колес углы зацепления были одинаковыми, необходимо проектировать резцы резцовых головок с асимметричным профилем. Углы профиля а и а подсчитываются по формулам [c.186]

Энциклопедия по машиностроению XXL

Оборудование, материаловедение, механика и ...