Интенсивность Коэффициенты для расчета

В настоящее время для расчета прочности и долговечности конструкций с трещинами используется механика разрущения. Процедура такого расчета заключается в следующем. На первом этапе определяются те или иные параметры механики разрушения (например, коэффициент интенсивности напряжений, J- или Т -интеграл, интенсивность высвобождения упругой энергии), зависящие от характера и уровня нагружения, а также от длины трещины. Далее на основании экспериментальных данных по сопротивлению росту трещин, представленных в терминах указанных параметров, определяется долговечность или прочность элемента конструкции. [c.188]

Важным звеном в практическом использовании критериев линейной механики разрушения является расчет коэффициентов интенсивности напряжений для конкретной геометрии детали и экспериментальное определение характеристик трещиностойкости. [c.292]

При создании оптимальных дискретных моделей для расчета коэффициента интенсивности напряжений выяснилось, что для обеспечения точности результатов нужно сгущать сетку в области [c.81]

Значения коэффициентов Ь)к для расчета по (5.19) радиальных распределений интенсивностей V (г ) неоднородной [c.236]

При повышенном уровне циклических напряжений для расчета максимальных значений коэффициентов интенсивности напряжений следует вводить поправку на протяженность зоны пластической деформации у конца трещины в соответствии с уравнением (2.14) [c.38]

При стабилизированном турбулентном движении благодаря интенсивному перемешиванию температура ядра потока практически остается постоянной. Основной градиент температуры относится к пограничному слою. Для расчета среднего по длине трубы коэффициента теплоотдачи можно рекомендовать уравнение М. А. Михеева [c.135]

Это уравнение получено на основе обработки большого количества экспериментальных данных методами теории подобия. Все физические параметры в формулах (2,80) и (2 81) отнесены к сред ней массовой температуре среды. С помощью температурного фактора Т /Тх в зависимости (2.80) и отношения (рж/Рст) в формуле (2 81) приближенно учтено влияние изменения физических свойств газа и жидкости с температурой на интенсивность теплоотдачи. Уравнения (2 80), (2.81) предназначены для расчета теплоотдачи при нагревании газов и жидкостей. Они справедливы для среднего коэффициента теплоотдачи, и в них учитывается также влияние длины термического начального участка. [c.105]

До настоящего времени нет единой точки зрения на причину возрастания коэффициента теплоотдачи при уменьшении толщины пленки. Отсутствуют также обобщенные зависимости для расчета коэффициента теплоотдачи в тонких пленках в условиях, когда нет принудительного движения жидкости. В работе 32] авторы рекомендуют формулы для расчета интенсивности теплообмена при кипении криогенных жидкостей в тонких пленках. Однако каждая из трех рекомендованных формул обобщает опытные данные, относящиеся только к данной группе жидкостей 1 — для расчета а при кипении азота, кислорода, аргона 2 — для расчета а при кипении [c.197]

По всем приведенным выше формулам можно рассчитывать интенсивность теплообмена при кипении не только в вертикальных, о и в горизонтальных трубах, если в последнем случае не наблюдается расслоенного течения парожидкостной смеси. Формулы применимы также и для расчета коэффициента теплоотдачи при кипении в кольцевых каналах. В этом случае расчет ведется по эквивалентному диаметру йэк, а поправка а диаметр в формулы [c.252]

Диаграммы разрушения образцов, построенные в координатах сила Р — перемещение точки приложения нагрузки /р , позволяют получить данные, необходимые для расчета коэффициентов интенсивности напряжений. Четыре основных типа диаграмм разрушения показаны на рис. 8.7. Величина Pq — расчетная нагрузка для вычисления вязкости разрушения — определяется в зависимости от типа диаграммы Р—/р . Если диаграмма Р — /р оканчивается внутри угла, тангенс которого на 5% меньше, чем тангенс угла касательной к начальной части диаграммы, тогда сила Рп равна разрушающей нагрузке Рс (тип I). Для диаграммы типа II, имеющей скачок внутри этого угла, сила Pq соответствует максимальному нагружению при скачке. При диаграмме типов III и IV силу Pq определяют в месте пересечения диаграммы с указанной 5 %-ной нагрузкой. [c.141]

Были выполнены специальные испытания рычагов на стенде и плоских образцов, вырезанных их аналогичных рычагов, которые нагружались изгибом. Они показали, что распространение трещины с формированием подобного рельефа имеет место при высоком уровне номинального (одноосного) напряжения растяжения и при высоком уровне коэффициентов интенсивности напряжения. Этот факт подтвердил правомерность использования единой кинетической кривой для расчетов уровня эквивалентного напряжения, что потребовало выяснения причин существенно более высокого уровня напряженности рычага в эксплуатации по сравнению с расчетом. С этой целью были проведены специальные (краткосрочные) летные испытания с тензометрированием рычага в зоне зарождения усталостной трещины. При этом был учтен тот факт, что разрушенный вертолет был перегружен в полете на 2 т, что не могло не повлиять на нагруженность всех его элементов конструкции. [c.752]

Институтом проблем прочности АН Украины разработаны эффективные численные методы и проведено рещение задач механики разрушения на ЭВМ для роторов с дефектами типа трещин. Выполнены также расчеты напряженно-деформированного состояния в зоне концентраторов напряжений без учета и с учетом наличия дефектов на дисках паровых турбин и для осевой расточки ротора. Показано, что напряжения в Т-образном пазе диска для последних ступеней турбин превышают предел текучести и трещины, расположенные на поверхности галтели Т-образного паза, представляют существенную опасность с точки зрения хрупкого разрушения, в то же время дефекты, расположенные в зоне отверстия под замковую лопатку, не могут служить непосредственно причиной хрупкого разрушения. Погрешность инженерного метода расчета коэффициента интенсивности напряжений для роторов с поверхностными дефектами не превышает 10%. [c.231]

Выводы, сделанные в [37], неприменимы, когда длина трещины или протяженность зоны разрушения а сравнима с шагом упаковки или диаметром волокон. В этих случаях единственный практический способ расчета длины трещины на основании реальных свойств материала, по-видимому, заключается в применении прямого численного подхода. Для выполнения подобных расчетов весьма полезным методом является алгоритм FFT. Решение контактной задачи в случае вязкоупругости требует анализа подобного типа. Этот вопрос изложен в [38], поэтому здесь подробно не рассматривается. Ограничимся лишь некоторыми результатами, полученными на упругих материалах, чтобы продемонстрировать возможную точность метода. Остальные результаты для упругих и вязкоупругих материалов и теоретическое обоснование их точности будут приведены в следующем сообщении. Рассмотрим частную задачу о вычислении коэффициента интенсивности напряжения для бесконечно длинного массива трещин, периодически расположенных вдоль оси х. [c.215]

Циклическая вязкость разрушения К с—коэффициент интенсивности напряжений — в условиях плоской деформации в начале нестабильного роста трещины принята за показатель стойкости материала против хрупкого разрушения. Эта величина служит сравнительной характеристикой и может быть использована для расчетов с целью установления критических нагрузок и длин (глубин) трещин. С физической точки зрения К с отражает перераспределение напряжений в материале образца вследствие образования усталостной трещины, характеризуя величину усилий, передающихся через область у ее вершины. Циклическая вязкость разрушения, определяющая предельное состояние металла, является функцией межатомной связи и размера пластической деформации у вершины усталостной трещины критической длины. [c.111]

В настоящее время проведена широкая экспериментальная проверка расчетных соотношений (1.7) и (1.8) как на лабораторных образцах, так и па натурных деталях машин, испытанных на стендах и в условиях эксплуатации. Сопоставление расчетных и экспериментальных данных по интенсивности износа показало [43], что корреляция значений Д с коэффициентом пропорциональности, близким к единице, имеет место в интервале Расхождение между экспериментальной и расчетной интенсивностями износа с вероятностью 95% не превышает трех раз и лишь в отдельных случаях достигает десяти раз. Аналитическая оценка интенсивности износа, основанная на представлении об усталостном разрушении поверхностей, была применена к самым различным классам материалов резинам, резино-металлическим уплотнениям, работающим всухую, полимерам, металлам, графитам, самосмазывающимся материалам. Эта теория была распространена для расчета износа при наличии свободного абразива в контакте [52]. Интересно отметить, что понятие усталостного износа как вида разрушения, при котором материал подвергается повторному действию сил, приводящих к накоплению в нем повреждений, в настоящее время используется и для анализа процесса, который классифицируется как адгезионный износ [53]. Это свидетельствует об известной общности представления об усталостном разрушении поверхностей трения. [c.20]

На образцах ДКБ могут быть сделаны измерения скорости роста коррозионной трещины как функции коэффициента интенсивности напряжений в вершине трещины. Таким образом, в то время как гладкие образцы не могут быть использованы для определения времени до разрушения конструкций с трещиной (дефектом) или для расчета нагрузок, ниже которых конструкции с трещиной не будут разрушаться за данный промежуток времени, образцы с трещиной могут быть использованы для этих целей. Это не значит, что образцы с трещиной должны заменить все гладкие образцы при испытаниях на КР алюминиевых сплавов. Более того, такие данные, полученные на образцах с трещиной, являются ценным дополнительным материалом к пороговому значению, определенному на гладких образцах, аналогично тому как данные по росту усталостной трещины являются важным дополнением к стандартной усталостной кривой 5—N для различных сплавов [70]. И подобно данным по росту усталостной трещины, данные по росту реальной коррозионной трещины могут быть полезными для установления интервалов технического осмотра и для контроля за изменением состояния конструкций. Кроме того, значения /Сщр могут быть использованы для установления нагрузок, которые гарантируют безопасность конструкций, имеющих необнаруженные трещины (дефекты) в коррозионной среде в течение расчетного срока службы. Специальные примеры по реальному использованию данных по образцам с трещиной (скорость и Кщр) даны ниже (см. п. 5). [c.185]

На рис. 4.13 приведены построенные расчетным путем зависимости нагрузка — перемещение для пластмассы, армированной стекломатом, полученные как с учетом, так и без учета нелинейности материала (т. е. для линейного материала). Используя эти результаты для линейного и нелинейного случаев, можно найти соответствующие коэффициенты интенсивности напряжений. Для линейного случая следует использовать диаграмму, построенную в предположении линейности, и рассчитывать коэффициент X/ по зависимости (4.18) (индекс / означает линейный случай). В нелинейном случае следует руководствоваться значением Ж, найденным с учетом нелинейности, и проводить расчет [c.90]

Рассмотрим пример расчета петель гистерезиса при сложном двухкомпонентном напряженном состоянии и пропорциональном нагружении. Интенсивность напряжений изменяется по тому же графику (см. рис. 5.11), как и напряжение а в примере на построение петли гистерезиса при линейном напряженном состоянии. Коэффициенты асимметрии обеих компонент напряжений равны - 1. Исходные данные для расчета приведены в табл. 5.7. Отношение o Ja y составляет 0,923, а отношения на первом этапе нагружения = 0,313 Syy/oi = —0,155 [c.181]

Учитывая частный характер зависимостей, третью группу методов следует применять для ограниченного круга контактных аппаратов, а для расчета новых аппаратов рекомендовать более общие методы, к которым, в частности, можно отнести упомянутый ранее метод с использованием коэффициентов интенсивности тепломассообмена. [c.44]

Можно было бы в рамках теории относительной интенсивности тепло- и массообмена применить другую методику для расчета процессов в аппаратах с орошаемой насадкой, основанную не на определении Km, а на определении Nu. Действительно, согласно уравнению интенсивности тепломассообмена, если известна поверхность контакта то, казалось бы, нет необходимости определять комплекс, включающий произведение аРт, а достаточно вычислить значение сг, которое определится через Nu —/(Re, Рг). Однако слой стекающей л идкости уменьшает поверхность контакта, причем существенно при большой плотности и коэффициенте орошения каналы могут быть сплошь заполнены жидкостью, что соответствует представлению о поверхности контакта, равной нулю. Одновременно и диаметр канала мол ет изменяться от максимального до нуля. Следовательно, методику, основанную на определении Nu, применять в данном случае нецелесообразно, так как это потребует введения поправок, дающих возможность от поверхности и диаметра канала сухой насадки перейти к их значениям в орошаемой насадке. А это усложнит методику расчета. Если в поверхностных теплообменниках методика, основанная на определении Nu, оправданна, так как в них четко задана поверхность контакта и диаметр канала, то в контактных аппаратах эту методику применять нецелесообразно даже в том случае, если поверхность контакта образована твердым материалом, по указанным выше причинам. Поэтому будем пользоваться методом, основанным на определении Km. [c.100]

Представим теперь многофазную систему в виде совокупности подсистем У /г и У"к+и разделенных накопителем Hh, k=l, 2,. .., т—1 (рис. 6.2 4). Хотя система У —Hk—У и+i выглядит как двухфазная, для расчета ее коэффициента простоя нельзя использовать непосредственно формулы (6.5.1) — (6.5.5), так как интенсивность отказов подсистем У и и У"и+1 больше интенсивности отказов Ук и Ук+i соответственно, но меньше суммы интенсивностей отказов входящих в них устройств Уг-Последнее утверждение следует из того, что каждая из подсистем является в свою очередь многофазной системой (кроме случаев k=l или к=т—1, когда одна из подсистем однофазная). [c.272]

Выше было показано, что формула (377) может применяться для расчета процесса затвердевания плоского тела только в том случае, если интенсивность теплообмена бесконечно велика (Bi >1) и отсутствует начальное затвердевание корки (то = 0 и о = 0). При этом коэффициент пропорциональности т, найденный методом исключения переменных, определяется из выражений (365). Получаем [c.146]

Для расчета распределепня температур необходимо найти радиус нейтрального сечения Га. Так как значение га зависит от интенсивности отвода теплоты с поверхностей урана, а известны и 0.2 с поверхностей оболочек, то вначале определяем значения эффективных коэффициентов теплоотдачи а ф i и аэф2 учитывающие термические сопротивления оболочек [c.34]

Пример использования МКЭ для расчета одномерного температурного поля в однородном стержне. Пусть имеется стержень длнной L и площадью поперечного сечения S (рпс. 1.1), Одни конец стержня жестко закреплен, и к нему подводится тепловой поток q заданной интенсивности. На свободном конце стержня происходит конвективный теплообмен с внешней средой. Известны коэффициент теплообмена а и температура окружающей среды Т,. Вдоль боковой поверхности стержень теплоизолирован. [c.13]

Предел трегциностойкости мо кет слу к ить и для ранжировки материалов и их состояний по сопротивлению росту трещины при однократном статическом нагружении, и для расчета элементов конструкций с допущением исходных трещин. Отличительная черта этой концепции состоит в простоте подготовки исходных данных для расчета (нужен только коэффициент интенсивности на- [c.291]

Методы расчета коэффициентов интенсивности напряжений для несимметричных трещин. Множество практических задач приводит к необходимости рассмотрения двумерных тел с трещинами, берега которых деформируются несимметричным образом. Хотя нет единого мнения относительно критериев разрушения в этом случае, очевидно, что момент страгивания трещины в унруюм теле может быть рассчитан из условия [c.94]

Для расчета но стадии разрушения, как было показано, надо знать коэффициент интенсивиостп напряжений и его предельную величину, характерную для данного материала и условий нагружения. Поскольку коэффициент интенсивности может изменяться как за счет нагрузки, так и за счет длины трещины, то в дальнейшем потребуется ввести коэффициенты запаса, отличающие эти два возможных случая. В частности, обычный коэффициент запаса но пределу прочности п = ajoi входнт в аналитическое выражение коэффициента интенсивности К. Это означает, что коэффициент К вычислен для эксплуатационного уровня напряжений о,, возникающих от заданных нагрузок. Иными словами, при расчете на прочность вводят нагрузки, полученные пз предварительно проведенного обычного расчета, т. е. в тг раз меньше тех, которые для опасной точки детали удовлетворяют равенству Oi = Св. Следовательно, коэффициент интенсивности зависит от коэффициента запаса но пределу прочности К = КЫ). Однако поскольку при наличии трещины следует установить допускаемую и предельную длину трещины, то предельную величину коэффициента интенсивности нри данном уровне напряжения (предел трещиностойкости) также следует уменьшить в. некоторое число раз. [c.282]

Для расчета прочности элементов конструкций в квазихрупком и хрупком состояниях с учетом основных конструктивных, технологических и эксплуатационных факторов Н. А. Махутовым на основе анализа опытных данных предложены температурные зависимости характеристик прочности (пределов текучести, прочности, сопротивления разрыву, критических напряжений и коэффициентов интенсивности напряжений). [c.41]

Для расчета интенсивности теплообмена при кипении на теплоотдающих поверхностях с пористыми покрытиями предложен ряд < )ормул, полученных либо теоретическим путем, либо на основе теории подобия. Из формул первого типа можно отметить полуэмпири-ческие зависимости авторов [130, 146], при выводе которых использованы весьма сходные между собой физические модели, В обоих случаях стенки капиллярных каналов рассматриваются в виде ре- бер, на поверхности которых испаряется пленка жидкости. Жидкость подсасывается в капилляры под действием сил поверхностного натяжения. Эти формулы качественно правильно отражают закономерности рассматриваемого явления, однако рассчитать по ним интенсивность теплообмена достаточно сложно. Это связано с трудностями, взоннкающими при определении эффективной теплопроводности пористого слоя Яэф. Авторы [130, 146], сопоставляя полученные ими формулы с опытными данными, не приводят зависимости, использованные для расчета Хэф в тех или иных конкретных условиях проведения опытов. Меледу тем очевидно, что значение 1эф зависит как от характера пористого покрытия, так и от технологии его нанесения. Этим, по-видимому, объясняется, что эмпирические коэффициенты формул авторов [130, 146], подобранные на сновании опытов одного исследователя, оказываются неприемлемыми при обобщении опытных данных других исследователей. [c.224]

Наиболее сложные законы тепло- и массообмена наблюдаются при дисперсно-кольцевой структуре двухфазного потока. В этом случае коэффициент теплоотдачи определяется действительной скоростью жидкости, текущей в пленке, и характером волнообразования на ее поверхности. Следовательно, знание параметров пленки является необходимым условием для создания обоснованных методов расчета интенсивности теплообмена в условиях дисперснокольцевого режима течения парожидкостной смеси. Эти знания являются также ключом к пониманию физического механизма возникновения кризисов теплообмена при кипении в трубах и позволяют получить рациональные формулы для расчета плотностей критических тепловых потоков или граничных паросодержаний, превышение которых ведет к резкому ухудшению теплоотдачи. [c.231]

Таким образом, при расчете коэффициента теплоотдачи по формулам (8.10) и (8.13) прежде всего нужно установить к какой области режимных параметров относятся заданные для расчета а условия. Для этого необходимо сопоставить значения коэффиентов теплоотдачи ашш и аб.к, рассчитанные соответственно по формулам (8.10) или (8.13) и (8.14). Если в результате расчета окажется, что аю1п<ао.к, то это означает, что мы находимся в области турбулентного обмена в однофазной среде п, следовательно, интенсивность теплообмена определяется значением [c.248]

Как уже отмечалось, для смеси этанол — бензол значения Аснк и производной d mldt малы их влияние на интенсивность теплообмена незначи-тельно поэтому даже не очень точно подобранная функция В в формуле (13.10) может дать удовлетворительные результаты. Как показали расчеты, коэффициент пропорциональности в выражении для функции В не может быть принят одинаковым для различных смесей. Следовательно, формула (13.10) может быть рекомендована для расчета а только при кипении смеси дифенил — бензол, а также смесей, для которых влияние концентрационного пограничного слоя на а пренебрежимо мало. [c.355]

Харрис. Коэффициенты интенсивности напряжений для полых цилиндричевких образцов с наружным кольцевым надрезом. -, , Теор.основы инж.расчетов, IM7, II. [c.117]

Область развитого кипения (интенсивного) теплообмена. Область развитого кипения охватывает паросодержания от нуля до Хгр. Для расчета коэффициента теплоотдачи при кипении металлов в трубах во.зможпо пользоваться формулами, полученными для случая кипения металлов в большом объеме. Для расчета теплового потока и паросодержания на границе между областью интенсивного теплообмена и переходной областью Получены зависимости [c.102]

Материалы на основе фторопласта имеют низкий коэффициент трения и стабильные антифрикционные свойства при повышении температуры. Срок службы подшипников из этих материалов определяется скоростью их изнашивания. Следовательно, для расчета их долговечности требуется установить зависимости интенсивности их изнашивания от условий и режимов эксплуатации. Так как основными компонентами этих материалов являются фторопласт и металл (наиболее часто бронза и свинец), эти подшипники скольжения получили название металлофторопластовых (МФПС). [c.34]

Значения коэффициентов в формуле у = ал - - Ьх для расчета интенсивности изнашивания МФПС [c.95]

Материалы на основе ПТФЭ имеют малый коэффициент трения, не увеличивающийся с повышением температуры. Срок службы подшипников из этих материалов определяется скоростью их изнашивания. Следовательно, для расчета их долговечности требуется установить зависимости интенсивности их изнашивания от условий и режимов эксплуатации (с учетом конструктивных особенностей подшипников), [c.69]

Этот метод применен к расчету процессов тепло- и массооб-мена в центробежном теплообменном аппарате [4]. При разработке метода коэффициент Кд преобразован в коэффициент интенсивности тепломассообмена Кш, который более удобен для расчета [c.42]

Изложены результаты экспериментального исследования теплоотдачи при кипении калия в иарогенерирующей трубе. Опыты по кипению калия проведены на рабочем участке с электрообогревом и в однотрубном парогенераторе с натриевым обогревом. Кривые изменения температурных полей, теплового потока, коэффициента теплоотдачи и паросо-держания по длине трубы характеризуют наличие различных областей теплообмена D нарогенераторе. Рассмотрены области перегрева жидкости, интенсивного теплообмена и переходная. Представлены формулы для расчета перегрева и коэффициента теплоотдачи. Илл. 7, табл. 4, библиогр. 13 назв. [c.284]

Рекомендуемые решетки, по опытным данным, характеризуются меньшей интенсивностью коагуляции и, следовательно, меньшим количеством крупных капель на выходе. Влияние влажности, чисел Рейнольдса и Маха на распределение частиц по размерам за решеткой качественно сохраняется одинаковым для профилей двух типов. Однако структура жидкой фазы оказывается более равномерной в решетке С-9012Авл, заметно снижаются пики диаметров, обусловленные отражением, срывом и взаимодействием капель. Одновременно увеличиваются коэффициенты скольжения по сравнению с коэффициентами для решетки С-9012А. Установлено, что улучшенные решетки профилей обладают меньшей чувствительностью к изменению геометрических параметров в достаточно широком диапазоне относительных шагов и углов установки дисперсность и характер распределения диаметров капель за решеткой меняются менее значительно. Уменьшение скольжения капель в каналах решетки привело к снижению коэффициентов расхода при уо>0 и крупнодисперсной влаге. Газодинамические характеристики решеток (по данным расчета и опытов) представлены на рис. 4.17, отражающем влияние некоторых геометрических параметров на профильные и концевые потери, углы выхода потока. Данные рис. 4.17 дополняют опытные результаты, представленные на рис. 3.30 и 3.31. [c.149]

Как уже отмечалось, теплообменный аппарат с закрученным пучком витых труб позволяет обеспечить более равномерное поле температур в поперечном сечении пучка при азимутальной неравномерности подвода тепла благодаря дополнительному механизму переноса путем закрутки потока теплоносителя относительно оси пучка по сравнению с прямым пучком витых труб. При этом происходит интенсификация теплообмена в пучке и несколько повышаются гидравлические потери в межтрубном пространстве аппарата. Интенсивное выравнивание неравномерностей поля температур в поперечном сечении пучка повыщает надежность работы теплообменного аппарата, а интенсификация теплообмена улучшает его массо-габаритные характеристики. Для расчета полей температур в закрученных пучках требуется изучить процесс тепломассо-переноса и определить эффективный коэффициент турбулентной диффузии Лг, или безразмерный коэффициент/Г3, определяемый по (4.3) и используемый для замыкания системы дифференциальных уравнений, описывающих течение в пучке. [c.110]

Если рассматривать различные подходы к 01писанию неоднородного псевдоожиженного слоя с точки зрения получения количественных зависимостей для расчета технологических аппаратов с псев-диожиженным слоем и расчета масштабных переходов, то можно разделить эти яодходы на две группы. К первой относятся модели, дающие макроскопическое описание псевдоожиженного слоя как целого, обладающего определенными характеристиками переноса газовой и твердой фаз. Применяя такие модели, как, например, модель Ван-Димтера, лишь условно или косвенно учитывают действительную структуру неоднородного слоя, наличие в нем пузырей я облаков замкнутой циркуляции и т. п. О структуре слоя и распределений продолжительности пребывания в нем газа, а также об обратном перемешивании газа ли материала косвенно судят по оценкам интенсивности переноса и т. п. параметрам, пользуясь вытекающими из условной модели корреляциями, коэффициенты в которых определяются из опытных данных. [c.13]

Алгоритм расчета спектра турбулентных гидроупругих колебаний жидкости. Исходной информацией при расчете спектра на ЦВМ являются полученные в эксперименте значения вектора интенсивности турбулентности ij = UjlU для каждой расчетной частоты fj 1/3-октавного частотного фильтра. Матрица вводимых исходных данных состоит из векторов fj, вектора диапазона частотных полос фильтра fj и вектора средних теоретических частот в плоскости преобразованных переменных X j, где j — порядковый номер переменной, меняющийся от 1 до Л/ М — номер последней частотной полосы фильтра, в которой уровень сигнала превышает уровень шумов измерительного тракта). Кроме того, исходными данными для расчета являются коэффициенты fil(l), -62(1), 53(1), 54(1), взятые из построенных ранее статистических моделей по формулам (2) и (3). Для частных случаев турбулентного течения жидкости в патрубках насосов эти коэффициенты приведены на с. 90. И, наконец, в виде исходных данных в ЦВМ вводится ряд экспериментально подобранных констант, в том числе Zoi = 3,0, Х = 1,0, ХО = 0,01, XZ = 1,0 (ХО -значение абсциссы X в плоскости преобразованных переменных, используемое при расчете масштаба L). Алгоритм решения задачи с помощью ЦВМ, отображенный в блок-схеме (рис. 2), состоит из следующих этапов. [c.92]

Энциклопедия по машиностроению XXL

Оборудование, материаловедение, механика и ...