❶ 固体的热膨胀力公式是如何的谢谢。
物体由于温度改变而有胀缩现象。其变化能力以等压(p一定)下，单位温度变化所导致的体积变化，即热膨胀系数表示
热膨胀系数α=ΔV/(V*ΔT).
式中ΔV为所给温度变化ΔT下物体体积的改变，V为物体体积
严格说来，上式只是温度变化范围不大时的微分定义式的差分近似；准确定义要求ΔV与ΔT无限微小，这也意味着，热膨胀系数在较大的温度区间内通常不是常量。
温度变化不是很大时，α就成了常量，利用它，可以把固体和液体体积膨胀表示如下：
Vt=V0(1+3αΔT)，
而对理想气体，
Vt=V0(1+0.00367ΔT)；
Vt、V0分别为物体末态和初态的体积
对于可近似看做一维的物体，长度就是衡量其体积的决定因素，这时的热膨胀系数可简化定义为：单位温度改变下长度的增加量与的原长度的比值，这就是线膨胀系数。
对于三维的具有各向异性的物质，有线膨胀系数和体膨胀系数之分。如石墨结构具有显著的各向异性，因而石墨纤维线膨胀系数也呈现出各向异性，表现为平行于层面方向的热膨胀系数远小于垂直于层面方向。
宏观热膨胀系数与各轴向膨胀系数的关系式有多个，普遍认可的有Mrozowski算式：
α=Aαc+(1-A)αa
αc,αa分别为a轴和c轴方向的热膨胀率，A被称为“结构端面”参数
纯手打
❷ 膨胀螺丝受力怎么计算
理论上最理想状态下，不锈钢膨胀螺丝受力是m6，m8，m10，m12分别是100,120,200,500公斤。
❸ 膨胀功如何计算，其正负各表示什么
膨胀功（又称为容积功）——气体在热力过程中由于体积发生变化所做的功。※故P-V图上,W12为过程线与横轴围成的面积。规定：热力系统对外界做功为正，外界对热力系统做功为负。由δW=PdV得： dV>0，膨胀,δW>0，系统对外界做功； dV<0，压缩,δW<0，外界对系统做功； dV=0，δW=0，系统与外界之间无功量传递。
❹ 气体膨胀压力计算
用理想气体定律.
体积恒定的密闭容器气压与气体温度成正比,可设常温25摄氏度时压力为一个大气压.
把摄氏温标转换为热力学温标后计算,500摄氏度时的气压应该为:1*(500+273)/(25+273)=2.6个大气压.
❺ 如何计算热膨胀力
就碳钢瞬时线性热膨胀系数计算模型的建立为例：
当材料的温度由Tref(基准的参考温度)变化到T时，材料长度L的相对变化为：
(1)
根据密度ρ与L3成反比，可推导出εth与ρ间存在以下关系：
(2)
则瞬时线性热膨胀系数定义为：
(3)
由此可见，欲求出瞬时线性热膨胀系数，关键在于确定碳钢在不同温度下的密度值。
以〔C〕≤0.8 %的碳钢为研究对象，根据其冷却时凝固组织的特点(见图1)，按照碳含量分为以下4组：
Ⅰ.〔C〕＜0.09 %:
L→L+δ→δ→δ+γ→γ→α+γ→α+Fe3C
Ⅱ.〔C〕=0.09 %～0.16 %:
L→L+δ→δ+γ→γ→α+γ→α+Fe3C
Ⅲ.〔C〕=0.16 %～0.51 %:
L→L+δ→L+γ→γ→α+γ→α+Fe3C
Ⅳ.〔C〕=0.51 %～0.80 %:
L→L+γ→γ→α+γ→α+Fe3C
碳钢凝固组织为多相混合体系，其密度按照式(4)和式(5)确定，即：
(4)
f1+f2+…+fi=1 (5)
其中，fi为体系中组分i的质量分数，可利用相图，根据杠杆规则由程序计算确定。组分i(i为L、δ、γ、α或Fe3C)的密度为温度和碳含量的函数：ρ〔T,(i)〕=ρi(T,C)，其值取自文献〔6〕。
计算线性热膨胀系数时，选固相线温度为基准参考温度。热膨胀系数由固相线处的数值线性地降低到零强度温度(即固相分率fs=0.8对应的温度)处的零值，在零强度温度以上范围，热膨胀系数保持为零。这样，就可以避免液相区产生热应力。
图1 铁碳相图
Fig.1 Fe-C phase diagram
1.2 铸坯热—弹—塑性应力模型简介
利用有限元法，先计算铸坯温度场，然后将计算结果以热载荷的形式引入应力场。
1.2.1 铸坯温度场的计算
忽略拉坯方向传热，并根据对称性，取铸坯1/4断面薄片，其四边形4节点等参单元网格如图2所示。非稳态二维传热控制方程为：
图2 计算域及铸坯单元网格示意图
Fig.2 Simulation domain and FEM meshused for analysis
(6)
初始温度为浇铸温度，铸坯表面散热热流采用现场实测值：q=2 688-420 t1/2 kW/m2，中心对称线处为绝热边界。模型中采用的热物理性能参数均随温度而变化，并且利用等效比热容c来考虑潜热的影响。另外，液相区对流效果通过适当放大液相区导热系数来实现。
1.2.2 铸坯应力场的计算
为利用温度场计算结果，采用与温度场一致的铸坯网格划分方法。体系中结晶器铜板为刚性接触边界，通过控制其运动轨迹(包括运动方向和速度)来表征结晶器锥度。若铸坯表面某个节点与铜板间距离小于规定的接触判据，则认为在此处发生接触，对该节点施加接触约束(避免节点穿越铜板表面)，否则按自由边界处理。
计算时将液、固区域作为一个整体，对高于液相线温度的材料的力学参数作特殊处理，使液相区应力状态保持均匀的静压力状态，且施加在外部的钢水静压力可基本保持原值地传递到固态坯壳内侧。根据对称性，应在中心对称线上施加垂直方向的固定位移约束，但由于只关心坯壳的位移场，且坯壳厚度一般不会超过15 mm，所以只在距表面15 mm的范围内施加约束。超出15 mm的范围基本上为液相区，在其外边缘(对称线处)施加钢水静压力(压力值正比于离弯月面的距离)。
上述体系的力平衡方程为：
(7)
式中，〔K〕为系统的总刚矩阵；{δi}为节点位移列阵；{Rexter}为系统外力(钢水静压力和结晶器铜壁的接触反力)引起的等效节点载荷列阵；{Rε0}为热应变引起的等效节点载荷列阵。考虑包晶相变的影响，在计算{Rε0}时采用前面计算出的碳钢线性热膨胀系数曲线。
计算采用热—弹—塑性模型，假定铸坯断面处于广义平面应变状态，服从Mises屈服准则和等向强化规律，其硬化曲线为分段线性〔7〕。
2 计算结果及讨论
以碳含量为0.045 %、0.100 %和0.200 %的3种碳钢作为计算对象，采用相同的计算条件，即：铸坯断面尺寸为：150 mm×150 mm， 拉 坯 速 度1.5 m/min，浇铸温度1 550 ℃，结晶器长700 mm、锥度0.8 %，弯月面距结晶器上口距离100 mm。
2.1 3种碳钢的瞬时热膨胀系数
图3为计算出的碳钢的瞬时线性热膨胀系数曲线。可以看出：当〔C〕=0.045 %时，热膨胀系数在固相线温度以下区域突然变化。这是因为钢液凝固后发生初生的δ相→γ相的转变，并伴随有比容变化，使得热膨胀系数急剧上升；当〔C〕=0.100 %时，热膨胀系数从两相区开始发生突变。这是因为钢液凝固时，液相和δ相发生包晶反应，转变成γ相，剩余的δ相继续向γ相转变。转变过程中的比容变化也引起热膨胀系数的急剧上升。
图3 碳钢的瞬时线性热膨胀系数曲线
3条曲线中，非零值起始点为零强度温度对应点；
A、B、C为固相线温度对应点
Fig.3 Instant linear thermal expansion
coefficient of carbon steel
另外，〔C〕=0.045 %的δ相→γ相转变温度区间较窄，转变较快(见图1)，因此线性热膨胀系数突变值较大。相比之下，〔C〕=0.100 %的热膨胀系数突变值要小一些。虽然如此，但由于后者的相变温度区间较宽，其热膨胀系数突变的温度区间也较宽。由此可推断，〔C〕=0.100 %时发生的包晶相变对初生坯壳凝固收缩的影响将大于〔C〕=0.045 %时发生的δ相→γ相转变的影响。
〔C〕=0.200 %钢的热膨胀系数没有发生突变。这是因为，虽然也有包晶相变发生，但它只发生在某个温度水平上(约1 495 ℃)，故对热膨胀系数的影响很小。
2.2 铸坯表面收缩量
图4示出〔C〕=0.045 %、0.100 %和0.200 % 3种钢的铸坯表面收缩量沿拉坯方向和横断面方向的变化情况 ( 其中底部的空间斜平面为结晶器铜板
图4 铸坯表面收缩量
(a) 〔C〕=0.045 %； (b) 〔C〕=0.100 %； (c) 〔C〕=0.200 %
Fig.4 Surface shrinkage of billet
内壁面)。从图中可以看出：铸坯角部在凝固的初期就收缩并脱离结晶器铜板，而靠近中间处几乎始终与铜板接触(只有〔C〕=0.100 %的钢在靠近出口处才保持分离)。越靠近角部收缩脱离越早，收缩量也越大。
在钢水静压力作用下，收缩的坯壳会被压回结晶器铜板，从而使坯壳收缩发生波动〔收缩面曲面图呈犬牙状(见图4)〕。靠近弯月面区域坯壳较薄，波动现象较为明显。另外，越靠近角部波动也越明显。初生坯壳的这种收缩波动会导致应力集中，容易诱发裂纹等表面缺陷。
比较3种碳钢铸坯的表面收 缩 量 可 知：〔C〕=0.100 %钢的收缩最显著，收缩波动最大(弯月面区域)，且波动沿横断面方向扩展最广；〔C〕=0.200 %钢的收缩量最小。
2.3 弯月面区域角部初生坯壳收缩状况
图5示出3种碳钢的铸坯角部在靠近弯月面区域的收缩情况。可以看出：在离弯月面20 mm范围内，铸坯角部就脱离了结晶器铜板，其中〔C〕=0.045 %钢脱离最早，这是因为该钢种的固相线温度最高，最早凝固形成坯壳；〔C〕=0.100 %钢在形成初生坯壳后发生强烈收缩，但在离弯月面50 mm处被增大的钢水静压力压回，然后又继续收缩。该钢种初生坯壳收缩最显著，收缩波动也最大，因此最容易诱发铸坯表面缺陷；〔C〕=0.045 %钢的初生坯壳收缩量和收缩波动程度明显地降低；〔C〕=0.200 %钢的初生坯壳收缩量和收缩波动程度最小。
图5 弯月面区域初生坯壳角部收缩量
Fig.5 Shrinkage of initial shell ofbillet corner at meniscus
3 结 论
(1)对于碳含量在0.1 %附近的包晶钢，其初生坯壳在结晶器上部和靠近角部区域的收缩很不规则，容易诱发铸坯表面缺陷。
(2)坯壳不规则收缩主要集中在弯月面下100 mm范围内。由此可知，结晶器上部的锥度并不适合坯壳收缩。因此，应通过优化结晶器锥度来提高拉坯速度。一个重要的指导原则是在结晶器上部采用较大锥度，以促使坯壳与铜板良好接触。
❻ 热胀产生的弹性力怎么算
不好意思，昨天的说法是不对的，你说的这个膨胀产生的力，跟管线的布置是有关系的，简单的假设就是两个固定支架之间有一段蒸汽管道，受热膨胀，那么固定支架承受的水平力就是热涨力，这个力是非常大的，所以我们一般布置管道是不会直接在一段直管段的两端做固定，一般要加一个补偿装置，来减少热膨胀力就是这个原因。
至于说具体计算热涨力的大小，是比较复杂的，跟管道材质（弹性模量、抗弯截面模量、线涨系数等）、管道布置产生的热位移等有关，可以看看美国动力管道标准B31.1里面的介绍，如果没有这个规范，可以把邮箱留下，我发给你。
以我的理解来说，管道受热膨胀，如果两端不做约束，那么就不存在所谓的热涨力。
恩，不错，如果在材料允许使用的温度范围内，自由膨胀是没有应力的，但是如果超过了使用温度，那么材料可能会破坏，工程上来讲就是寿命会大幅度降低。
规范已经发给你了，请注意查收。
❼ 计算地下室挡墙时膨胀土水平膨胀力取多少
例题一个：
已知地下室240厚挡土墙，高3m, 墙背直立、光滑、填土面水平。填土的物理力学指标如下：r=18kN/m3.
计算过程：
土压力为：q=K0rH
K0=0.5, r=18 kN / m3, H取两个圈梁之间的高度为1.5m
故 q=0.5×18×1.5=13.5(kN/m)
上下有圈梁约束，墙体按固端考虑，则在三角形侧向土压力作用下
弯矩 MA=rG?1/20qL2=1.2×1/20×13.5×1.52=1.82(kN?m)
剪力 VA= rG?7/20qL=1.2×7/20×13.5×1.5=8.5(kN)
受弯、受剪承载力计算：
墙体MU10煤矸石实心砖，M10水泥砂浆，240墙厚
M≤ftmW, V≤fvbz
砌体沿齿缝弯曲抗拉强度设计值ftm=0.8×0.33=0.264(MPa)
抗剪强度设计值fv=0.8×0.17=0.136(MPa)
取1m宽墙体计算单元且按矩形截面计算，
截面抵抗矩W=bh2/6=1000×2402/6=9.6×106(mm3)
截面内力臂z=2h/3=2×240/3=160(mm)
砌体受弯承载力 ftmW=0.264×9.6×106=2.53（kN?m）> MA=1.82 kN?m
砌体受剪承载力 fvbz=0.136×1000×160=21.76（kN）> VA=8.5 kN
故240厚挡土墙受弯、受剪承载力均满足要求。
❽ 水银的膨胀力有多大,怎么计算
楼上乱答 气体的压强温度体积公式同样适用于固体 体积不变时压强随温度升高而升高 温度不可能无穷高 压强不可能无穷大 所以它顶的物体重量有限 最后 桶会先破 桶是招架不住的
你的意思我明白 不就是想用膨胀多少测压强么
❾ 冰的膨胀力如何计算
理论上说您这是一种经验值，就如同干摩擦（动摩擦）=正压力×动摩擦因素