Коэффициент теплоотдачи (определение

Между сечениями трубы Б я В (рис, 9.6, б) вся масса жидкости прогревается до температуры насыщения (область развитого поверхностного кипения). На этом участке коэффициент теплоотдачи, определенный по разности температур стенки и жидкости а>к = /( ст—/ж), резко увеличивается до значения а при кипении насыщенной жидкости (рис. 9.7 и 9.8). Из этих графиков видно, что при развитом поверхностном кипении как при внутреннем, так и при внешнем обогреве коэффициент теплоотдачи не зависит от ширины кольцевого канала. [c.262]

Согласно [Л. 54, р2] при смешанном режиме (Re d 10 - 10 ) средний коэффициент теплоотдачи определенного ряда пучка может быть определен по уравнению [c.229]

При развитом турбулентном течении (при Ке/ц 10 - 10 и Рг/ = 0,7-1-500) средний коэффициент теплоотдачи определенного ряда пучка может быть найден по формуле [c.132]

Коэффициент теплоотдачи, определенный для потока пара, обычно значительно отличался по величине от эффективного коэффициента, вычисленного для потока тепла поперек тонкой пленки [c.292]

Из рассмотренного следует, что, несмотря на то, что метод численного интегрирования относится к приближенным методам, использование полярной сетки позволяет довольно точно описать цилиндрические тела и сравнительно просто определить температурное поле. Метод позволяет учесть переменность температуры сред и коэффициентов теплоотдачи. Определение развивав 52 [c.52]

Приближенные формулы для параметров /1, л и коэффициента теплоотдачи. Определение констант Hj [c.136]

Ото — коэффициент теплоотдачи, определенный по формулам конвективного теплообмена однофазной жидкости (т. е. когда кипения нет). [c.309]

Коэффициент теплоотдачи в межтрубном пространстве кожухотрубных теплообменников с продольным омыванием для обычных теплоносителей (Рг 1) рассчитывается на основе коэффициентов теплоотдачи, определенных на моделях, имитирующих некоторую часть теплообменника. При этом не наблюдается какого-либо рассогласования между данными, полученными в условиях электрообогрева и методом теплообменника. Для жидкометаллических теплоносителей (Рг 1) положение оказалось иным между данными по теплоотдаче в продольно-омываемых пучках труб, замеренных методом теплообменника [1—4], и в условиях электрообогрева имеется существенное различие. Поэтому появились две группы формул, соответствующих двум случаям [3]. При небольших числах Ре в межтрубном пространстве и значительной относительной длине теплообменника коэффициенты теплоотдачи, рассчитанные по формулам для теплообменника, могут оказаться в несколько раз ниже найденных по формулам для пучков электрообогреваемых труб. [c.146]

РАСЧЕТНЫЕ ЗАВИСИМОСТИ ДЛЯ ОПРЕДЕЛЕНИЯ КОЭФФИЦИЕНТОВ ТЕПЛООТДАЧИ [c.83]

Расхождение результатов расчетов по точной и приближенной формулам в четвертой значащей цифре несущественно, тем более что погрешность формул для определения коэффициентов теплоотдачи около 10%. Обычно тепловые расчеты проводят с точностью до третьей значащей цифры. Следовательно, точная и приближенная формулы в данном примере дают совершенно одинаковый результат. [c.100]

Для определения влияния любого размерного фактора на коэффициент теплоотдачи необходимо выразить все безразмерные числа через входящие в них размерные величины и получить зависимость а от всех размерных величин в явном виде. Но скорость входит только в одно безразмерное число Re, поэтому степень ее влияния на а равна степени влияния Re на Nu. Для продольного обтекания пластины — при ламинарном течении в пограничном слое и — при турбулентном. [c.212]

Диффузионную методику применил Р. С. Бернштейн (36] для определения коэффициента теплоотдачи от газа к слою гипсовых шариков в более широком диапазоне изменения чисел Re = 20- 1850 и при изменении объемной пористости т от 0,30 до 0,40. Предложенная им зависимость имеет вид [c.68]

В 1949 г. В. Н. Тимофеев р7] обобщил опытные данные по теплообмену упомянутых выше исследований и предложил две зависимости для определения коэффициента теплоотдачи. Для диапазона изменения чисел Re = 20- 200 [c.68]

Коэффициент теплоотдачи, подсчитанный по зависимостям (4.8) и (4.9), не отличается в среднем больше чем на 15% от значений а, полученных экспериментально. Учет теплопроводности позволил уменьшить погрешность определения коэффициента теплоотдачи. [c.69]

Данные опытов по определению среднего коэффициента теплоотдачи шаровых укладок в двух рабочих участках при пористости /п = 0,265 и /п = 0,31 приведены на рис. 4.2. Результаты экспериментов представлены в параметрах внешней задачи [c.73]

Разброс опытных точек вокруг предлагаемой зависимости не превышает 15 /о. Результаты исследования показаны на рис. 4.2 для трех опытов, проведенных автором, четырех опытов по определению среднего коэффициента теплоотдачи, вы- [c.75]

Локальные коэффициенты теплоотдачи определялись для одной трети поверхности шарового электрокалориметра, поскольку в остальных частях поверхности картина получилась бы подобной. Эксперименты проводились для четырех значений Re, равных 8-10 1,5-10 3-10 и 6-10 . Как указывает автор, увеличение числа Re снижает значения критерия St и в то же время выравнивает распределение локального коэффициента теплоотдачи. Для Re = 8-103 максимальное отношение локальных коэффициентов теплоотдачи в лобовой точке и в кормовой равно 3, а для Re = 6-10 это отношение уменьшается до 2. Минимальное значение локального коэффициента теплоотдачи обнаружено не в месте касания шаров, а в кормовой точке. Для проверки точности экспериментов по локальному коэффициенту Уодсвортом было подсчитано среднее значение а по поверхности и проведено сравнение значения Орасч со средним коэффициентом теплоотдачи, определенным опытным путем на той же установке. [c.82]

Оребрение поверхности нагрева позволяет во многих случаях повысить теплоотвод и компактность теплообменников. Однако данные о теплообмене потоков газовзвеси с оребренными поверхностями в литературе отсутствовали. Поэтому опыты были проведены с четырьмя продольно-оребренными каналами при нисходящей режиме движения газовзвеси [Л. 18, 19]. В экспериментах в основном изменялась расходная концентрация — от 2 до 30 кг ч/кг ч dr = OA мм). Помимо коэффициента теплоотдачи, определенного для температурного ifanopa между потоком и основанием ребер ао, вычислялся приведенный коэффициент теплообмена пр [c.240]

Рассмотрим случай, когда на поверхности трубы задана постоянная температура ( с=сопз1). Задача сводится к отысканию Q . Пусть средний коэффициент теплоотдачи определен в соответствии с (2.70). Имея в виду, что [c.103]

Х0,125 мм, нержавеющая сталь), а на рис. 9.5, б — зависимость коэффициента теплоотдачи а от А нед при поверхностном кипении дифенила в условиях естественной конвекции (р—1,01 10 Па). Здесь коэффициент теплоотдачи определен как отношение плотности теплового потока к разности температур стенки и основной массы жидкости. Для 118,5 кВт/м зависимости ст = = /(Д нед) и а = /(Л нед) экстраполированы в область больших недо-гревов. Незалитым кружком отмечено значение а, рассчитанное по формуле конвективного теплообмена в однофазной среде при температуре стенки, равной температуре насыщения. Условием t T = te определяется предельное значение недогрева основной массы жидкости [c.258]

В зоне ухудшенного теплообмена термодинамическое межфазо-вое равновесие нарушается, так как теплота, подводимая к потоку, расходуется здесь не только на испарение капель жидкости, но и на перегрев части пара. В зависимости от значений режимных параметров (рш, р, q) соотношение между количествами теплоты, идущими на перегрев пара и на испарение жидкости, может меняться в широких пределах. Поэтому в этих условиях расчет па-росодержання х по уравнению теплового баланса без учета теплоты, затраченной на перегрев пара, не дает истинного значения х, а коэффициенты теплоотдачи, определенные по равновесной температуре насыщения, могз т оказаться много меньше их значений, вычисленных для эквивалентного массового расхода чистого пара. [c.332]

В критерий 51эф входит коэффициент средней теплопередачи при продольном обтекании к, в само уравнение энергии входит отношение коэффициента локальной теплопередачи к его среднему значению к(к). Какие эмпирические соотношения следует использовать при расчете локальной теплоотдачи и теплопередачи в теплообменниках Ответ на этот вопрос был предположительно дан авторами [3] и окончательно экспериментально получен А. В. Жуковым. Давно было отмечено, что коэффициент теплоотдачи, определенный методом теплообменника , отличается от коэффициента теплоотдачи, полученного при тех же режимах методом электронагрева рекомендованы и различные формулы для расчета Ки в теплообменниках и в реакторах [9]. Среди многочисленных работ по этому многостороннему вопросу выделим [34], в которой сильное различие проектных и реальных средних коэффициентов теплопередачи объяснилось влиянием гидравлических разверок в сечении реального трубного пучка [38]. [c.196]

В курсах теплопередачи, например (Л. 8-20], приволнтсп способ учета влияния угла атаки введением поправочного коэффициента к величине коэффициента теплоотдачи, определенной по скорсстн а живом сечении, н pмaльнo.sf к направлению потока. В этом случае величина заметно меньше единицы и приближается к значениям для одиночного цилиндра, приведенным на рис. 8-7. [c.131]

Практически расчет рекомендуется веста по большему значению коэффициента теплоотдачи, т. е. если для заданных условий коэффициент теплоотдачи пцон определенный по формулам 7-3 бoльпJe коэффициента теплоотдачи определенного по форму- [c.181]

При кипении на неизотермической стенке возможно одновременное устойчивое сосуществование пузырькового, переходного и пленочного режимов кипения, что приводит к большим продольным и поперечным градиентам температуры в стенке. В этих условиях существующие способы заделки термопар в твердую металлическую стенку не позволяют измерить температурное поле с точностью, необходимой для расчета местных значений тепловых потоков и коэффициентов теплоотдачи. Определение температурного поля неизотермической стенки вблизи поверхности теплообмена, а по нему местных тепловых потоков, включая их критические значения, с высокой точностью было выполнено в [33] путем использования трехслойной модели неизотермической стенки. Измерение температурного поля проводится с помощью микротермопары, которая перемещается в слое жидкого галлия, удерживаемого силами поверхностного натяжения между металлической пластиной, к которой снизу подводится тепловой поток, и тонкой фольгой, на которой снаружи кипит жидкость. Чтобы устранить искажения температурного поля, обусловленные различием теплофизических свойств отдельных слоев стенки, материалы фольги и пластины выбираются так, чтобы их теплопроводности были равны теплопроводности галлия. [c.397]

При расчетах процессов теплообмена в сверхзвуковом потоке на проницаемой пластине встает вопрос о влиянии вдува на коэффициент восстановления. Немногочисленные опытные данные в этой области, обработанные в виде зависимости г/го от м=/ст(2/с/м), где с/м/2 — коэффициент трения при отсутствии вдува, но с учетом влияния сжимаемости, представлены на рис. 8.17. Можно отметить существенное уменьшение коэффициента восстановления с ростом интенсивности вдува. Это обстоятельство может иметь серьезное значение при обобщении опытных данных по теплообмену в сверхзвуковом потоке в области относительно небольших перепадов температур. Коэффициент теплоотдачи, определенный как от—ЯсъЦТой—Тст), может отличаться от коэффициента теплоотдачи а— ст/( ст—Уст) в несколько раз. По аналогии с дозвуковым потоком более удобным является второе определение коэффициента теплоотдачи, так как оно удовлетворяет условию при Тст- Т дст- О. [c.187]

Более значительным является исследование среднего коэффициента теплоотдачи в шаровой насадке, проведенное В. Дентоном, Ч. Робинсоном и Р. Тиббсом (33]. Экспериментальное определение среднего коэффициента теплоотдачи от поверхности шарового твэла к воздуху было выполнено в условиях стационарного режима с использованием шаровых электрокалориметров. Диаметры электрокалориметров и стеклянных макетов твэлов в опытах менялись от 6,4 до 9,5 мм. Шаровой электронагреватель помещался в различных точках шаровой насадки. [c.69]

Во II рабочем участке шаровые калориметры были раздвинуты (объемная пористость /п = 0,31). Опыты по определению среднего коэффициента теплоотдачи проводились на воздухе при давлении 0,1—0,9 МПа, температуре на входе в рабочий участок 30—285° С нагреве в рабочем участке 10—50° С и средней температуре поверхности шарового калориметра 200— 330° С. Установившийся режим определяли по температурам газа и поверхности элементов и отсутствию температурной разности между внутренней трубой и силовым чехлом. Тепловой баланс между мощностью электрокалориметров и нагревом воздуха подсчитывали по зависимости [c.73]

В 1963—1964 гг. в МО ЦКТИ автором настоящей работы совместно с В. К. Ламба на IV рабочем участке воздушной петли были проведены эксперименты по определению локального коэффициента теплоотдачи в шаровой укладке с объемной пористостью т = 0,40. Для увеличения точности был сконструирован и изготовлен шаровой калориметр диаметром 90 мм из стали 1Х18Н9Т с внутренней цилиндрической полостью, в которой размещался электронагреватель. Укладка шаровых элементов для получения средней объемной пористости 0,40 была выполнена путем комбинации шарового электрокалориметра, шести малых шаровых долек, точки касания которых с исследуемым шаром располагались в плоскости, перпендикулярной оси канала, и четырех больших шаровых долек (по две дольки по оси канала до шара и две после), причем точки касания первых двух расположены в плоскости, повернутой на 90° относительно плоскости, в которой находятся две последних [c.82]

В 1969 г. В. К. Ламба провел экспериментальное определение стационарного температурного поля в оболочке модели твэла и разработал методику теоретического расчета его с учетом распределения локального коэффициента теплоотдачи по поверхности сферы. Условия обтекания шарового электрокалориметра, диапазон чисел Re и размеры были сохранены теми же, что и в предыдущих опытах по определению локальных коэффициентов теплоотдачи. В качестве материала оболочки [c.84]

Наибольшая разность температур на поверхности определена данным расчетом в 5,6° С, что достаточно хорошо согласуется с экспериментом. В. К. Ламба предложил приближен ную расчетную зависимость для определения дополнительирй относительно среднего перепада температурной разности.в обо лочке шарового твэла, возникающей из-за различных условий отвода тепла от поверхности шарового элемента для случая шести касаний шара с соседними элементами в плоскости, пер-пендикулярной направлению потока (расстояние по углу 30 ) для экстремальных значений локального коэффициента теплоотдачи [c.85]

Изменения объемной пористости и скорости в пристеночном слое по-разному скажутся на среднем коэффициенте теплоотдачи шаров, расположенных около стенки. Для активной зоны в виде цилиндра с плоским подом и v = onst можно принять, что поля полного и статического давления в поперечном сечении будут одинаковыми, и тогда можно считать, что onst для любой струйки, протекающей параллельно оси активной зоны. Приняв, что плотность газа, коэффициент гидродинамического сопротивления, диаметр твэла и высота активной зоны одинаковы для всех коаксиальных струек газа, можно найти зависимость для определения скорости газа в пристеночном слое [c.87]

Декеном с сотрудниками [39] была проведена экспериментальная работа по определению среднего коэффициента теплоотдачи в сечении при N 20 методом, основанным на аналогии тепло- и массообмена при испарении нафталиновых шаров диаметром 30 мм. Нафталиновые шары закладывались в слой керамических шаров в трубе диаметром 600 мм (объемная пористость т = 0,40). Расположение шаров в слое было различным в разных сериях опытов, часть опытов была проведена для определения интенсивности массообмена в пристеночном слое при Re = 3-10 . Эксперименты показали, что испарение шаров у стенки происходит на 7% быстрее, чем шаров, расположенных в центре слоя. [c.88]

Д. А. Наринским и Б. И. Шейниным [43] была проведена экспериментальная работа по определению относительного коэффициента теплоотдачи в шаровом слое методом регулярного режима на сферических электрокалориметрах диаметром 45 мм в трубе диаметром 482 мм (iV=10) и модели зоны диаметром 1600 мм (yv = 35). По темпу охлаждения калориметров определялся средний коэффициент теплоотдачи в разных точках шаровой засыпки. Коэффициент теплоотдачи определялся также и [c.88]

Крайние (граничные) по концентрации формы существования дисперсных потоков — потоки газовзвеси и движущийся плотный слой. Истинная концентрация здесь меняется от величин, близких к нулю (запыленные газы), до тысяч кг/кг (гравитационный слой). Будем полагать, что простое увеличение концентрации вызывает не только количественное изменение основных характеристик потока (плотности, скорости, коэффициента теплоотдачи и др.), но — при определенных критических условиях— и качественные изменения структуры потока, механизма движения и теплопереноса. Эти представления оналичии режимных точек, аналогичных известным критическим числам Рейнольдса в однородных потоках, выдвигаются в качестве рабочей гипотезы [Л. 99], которая в определенной мере уже подтверждена экспериментально (гл. 5-9). Так, например, обнаружено, что с увеличением концентрации возникают качественные изменения в теплопереносе и что может происходить переход не только потока газовзвеси в движущийся плотный слой, но и гравитационного слоя в несвязанное состояние — неплотный слой, т. е. осаждающуюся газовзвесь. Это изменение режима гравитационного движения, связанное с падением концентрации, зачастую сопровождается резким изменением интенсивности теплоотдачи. Обнаружено существование критического числа Фруда (гл. 9), ограничивающего область движения плотного гравитационного слоя и определяющего критическую скорость, при которой достигается максимальная теплоотдача слоя. [c.22]

В настоящее время по шрежнему отсутствуют единые представления о теплообмене между газовым и твердым компонентами потока газовзвеси. Имеющиеся расчетные формулы для определения коэффициентов теплоотдачи дают результаты, отличающиеся друг от друга в несколько раз (рис. 5-1). Формулируются прямо противоположные положения о возможности распространения данных, полученных для закрепленных щарш, на движущиеся частицы о влиянии формы частиц о роли их вращения и стесненности движения о влиянии концентрации и лр, [Л. 50, 57, 71, 98, 172, 203, 307]. Подобное положение по существу дезориентирует расчетную практику. [c.140]

Энциклопедия по машиностроению XXL

Оборудование, материаловедение, механика и ...