Температура фаз в ядре потока

Проведение измерений в многофазовых потоках затрудняется тем, что такие течения в общем случае характеризуются структурной неоднородностью, термической и динамической неравновесностью, т. е. компоненты, составляющие среду, могут иметь различные температуру и скорость при переменном поле концентрации фаз и различных структурных формах течения в ядре потока и на периферии. Поэтому к методам и средствам диагностики неоднородных сред наряду с малой погрешностью измерений, простотой и доступностью применения предъявляют и специальные требования. Это прежде всего нежелательность воздействий, вносящих возмущение в структуру потока и инициирующих фазовые превращения. [c.239]

Каждый член, стоящий в правой части уравнения (6.38), определяет количество теплоты, вынесенное в основной объем жидкости в единицу времени с единицы площади теплоотдающей поверхности соответственно за счет турбулентного обмена, в форме избыточной энтальпии перегретой жидкости, выталкиваемой из пристенной области паровыми пузырями, а также в форме работы, затраченной на образование поверхности раздела фаз. В этом уравнении и Wi — температура и скорость жидкости на границе между ламинарным слоем и турбулентным ядром потока соответственно t и W — средние температура и скорость в ядре потока У — объем жидкости, захватываемый одним паровым пузырем при отрыве от поверхности нагрева А и F — соответственно площади поперечного сечения и поверхности трубы С — константа. [c.185]

На внутренней границе турбулентного пограничного слоя температура близка к температуре торможения (числа Прандтля для перегретого и насыщенного пара мало отличаются от единицы). В средних по толщине участках пограничного слоя температура пара ниже температуры торможения, а скорости движения и, следовательно, скорости расширения несколько более низкие, чем в ядре потока. Особенно важным является высокий уровень пристенной гидродинамической турбулентности, способствующий интенсификации фазовых переходов [57]. Напомним, что максимальные локальные значения пульсаций скорости, обусловленных пристенной турбулентностью, достигаются вблизи границы вязкогО подслоя. Однако и на значительных расстояниях от стенки в пограничном слое интенсивность турбулентности значительна и, несомненно, оказывает влияние на возникновение и развитие конденсационного процесса. В таких условиях возможна конденсация в пограничном слое при минимальном переохлаждении, и не исключено, что именно здесь впервые появляются зародыши жидкой фазы, являющиеся центрами последующей конденсации. [c.81]

Процесс парообразования связан с непрерывным притоком в пристенную область жидкой фазы из ядра потока и выбросом перегретой жидкости в ядро вместе с паровыми пузырями. Совпадение значений коэффициентов теплообмена при развитом кипении и во всей области интенсивного поверхностного кипения позволяет утверждать, что в последнем случае пристенный слой обогащается жидкостью, температура которой равна или выше температуры насыщения. Это значит, что толщина слоя, в пределах которого температура жидкости изменяется от температуры стенки до температуры насыщения, оказывается больше диаметра паровых пузырей при их отрыве от поверхности нагрева. [c.118]

В условиях. высокого давления и продолжительного нагрева температура металла в ядре может несколько превышать температуру плавления. Находясь в жидкой фазе, металл подвергается интенсивному перемешиванию. Это подтверждается равномерностью распределения соответствующих элементов в зоне плавления при сварке разнородных сплавов, а также специфической картиной завихрений металла при жестких режимах сварки (фиг. 2). Можно предполагать, что причинами перемешивания металла являются конвекционные потоки, возникающие вследствие неравномерного распределения непрерывно меняющегося поля тока, образования местных электрических полей от токов Фуко, а также течения нагретого металла сварочного контакта в твердо-жидкой фазе под влиянием действующего усилия сжатия. Переход из твердого состояния в жидкое сопровождается резким объемным расширением, которое, однако, мало заметно благодаря одновременно активно протекающим процессам выдавливания сильно нагретого металла в зазор между деталями. Тем ке менее, во время расплавления увеличивается расстояние между электродами. [c.9]

Приведенные примеры говорят о том, что при поверхностном кипении паровая фаза может сравнительно долго находиться в переохлажденном ядре потока, полностью не конденсируясь. Следовательно, когда двухфазный пристенный слой достаточно развит,, ,ие вся теплота, подводимая к потоку, идет на подогрев жидкости часть ее расходуется на образование пара. В этих условиях возникают значительные трудности при определении истинной среднемассовой температуры жидкости в данном сечении трубы а также ИСТИННОГО значения паросодержания ф. При определенных соотношениях между режимными параметрами расчет среднемассовой температуры жидкости по уравнению (9.1) приводит к завы- Шенным значениям . [c.256]

Основным результатом исследования температурных полей 8 сопловых решетках в потоке влажного пара капельной структуры следует считать экспериментально установленный факт, что температура поверхности лопаток при появлении жидкой фазы резко уменьшается от температуры торможения во всех точках обводов профиля (перегретый пар) до термодинамической температуры ядра потока (влажный пар). [c.96]

Для оценки интенсивности массообмена между ядром потока и пристенным слоем необходимо знать концентрацию примесей в жидкой фазе ядра потока и пристенного слоя. Обычно для граничного сечения, в котором эффективная концентрация равна пределу растворимости, берут растворимость в воде веществ, соответствующую эффективной температуре пристенного слоя. При высоких тепловых нагрузках эффективную температуру пристенного слоя примерно можно принять равной температуре насыщения. [c.11]

Известно, что в конфузорных потоках с большими градиентами скоростей изменение термодинамических параметров происходит весьма интенсивно, и равновесный процесс конденсации при этом не реализуется. В таких потоках температура пара ниже соответствующей температуры насыщения. Это состояние переохлаждения является метаста-бильным, т. е. относительно устойчивым до определенного предела. При достижении максимального для данного случая переохлаждения пар спонтанно переходит в состояние, близкое к равновесному. Новая фаза возникает в виде мельчайших капелек (ядер конденсации) или кристаллов льда. В процессе дальнейшего расширения на этих ядрах происходит конденсация пара. [c.19]

Реакция горения топлива протекает в диффузионной области гетерогенного процесса и скорость ее зависит от скорости диффузии кислорода из турбулентного ядра потока через ламинарный поверхностный слой к поверхности горения топлива. Эта скорость, в свою очередь, зависит от температуры газовой фазы, концентрации кислорода в ней и скорости потока газов. Кроме того, так как процесс горения протекает по поверхности кусков топлива, скорость реакции зависит от развитости поверхности, т. е. растет с уменьшением размеров кусков кокса. Следовательно, чем мельче кокс, чем выше подогрев дутья и чем больше добавляется кислорода к воздуху, тем меньше высота кислородной зоны (фиг. 144, б — слева). [c.284]

В результате обработки и анализа данных авторами сделано предположение, что при этих температурах, когда работа выхода электронов для щелочных металлов мала, паровое ядро двухфазного потока с диспергированной в нем жидкой фазой имеет квазиметаллическую проводимость, которая обеспечивается перекрытием электронных оболочек вокруг капель калия, и эта проводимость соизмерима с проводимостью пленки жидкости на стенке канала. Выяснение этого вопроса представляет значительный научный и практический интерес, поскольку в случае подтверждения этого вывода, данные, полученные на холодных потоках, становятся непригодными для проектирования. [c.8]

Успех такого эксперимента зависел, прежде всего, от достижения в дейтерии высоких темпе-рат ф, в контексте чего важное значение имеют потоки излучения. Рассматривалась серия из трех экспериментов А , В и С . Испытание В использовало в термоядерном топливе только дейтерий испытание С использовало как дейтерий, так и тритий. В обоих испытаниях термоядерное топливо должно было хорошо обжиматься. Испытание С было существенно менее чувствительно, чем испытание В , и сравнение выходов 14-МэВ-ных нейтронов в них дало бы информацию о достигнутых температурах. Испытание А (возможно, без термоядерных процессов) было необходимо для контроля. Расчеты были проведены для ядра из 8-фазы плутония, что не только упростило задачу по сравнению с композитным ядром, но и позволило увеличить временную постоянную а (скорость размножения). [c.92]

На влажном паре температурное поле профиля меняется суше-ственно по сравнению с полем на перегретом паре (рис. 3.15). Температуры на внутренней и внешней границах пограничного слоя сближаются и приобретают значения, близкие к термодинамическим температурам, рассчитанным в предположении изо-энтропного расширения несущей фазы в ядре потока. [c.95]

Характерным для МПС, в отличие от ньютоновских сред, является аномальное их поведение при малых градиентах скорости сдвига, которое выражается в уменьшении вязкости с увеличением скорости сдвига. Кривые течения т (7) при Т = onst имеют явную нелинейность. Это можно объяснить проявлением пристенного эффекта, который обычно наблюдается для всякой дисперсной системы, имеющей предел прочности. Большинство авторов объясняет его уменьшением концентрации частиц дисперсной фазы в тонком пристенном слое толщ,иной в 2—10 мкм по сравнению с концентрацией их в ядре потока, т. е. в области более высоких скоростей течения. Интенсивность влияния пристенного эффекта на течение МПС зависит от концентрации частиц дисперсной фазы в объеме (ядре течения) и пристенном слое смазки, степени дисперсности структурных элементов, вязкости масляной основы и пластической вязкости смазки. Повышение дисперсности частиц смазки приводит к снижению пристенного эффекта. Толщина пристенного слоя не оказывает суш,ественного влияния на интенсивность проявления пристенного эффекта при течении смазок как в капиллярах, так и в кольцевых зазорах. Повышение концентрации металлических наполнителей в смазках увеличивает показатели консистенции и интенсивность проявления пристенного эффекта. Так, повышение концентрации порошков олова в смазке с 10 до 40 мас.% приводит к возрастанию вязкости в 1,5—2 раза. С ростом температуры интенсивность пристенного эффекта МПС снижается, а начало линейного участка кривой течения смещается в сторону меньших скоростей сдвига. Следовательно, при анализе работы МПС в подшипниках скольжения, когда зазоры между цапфой и вкладышем становятся соизмеримыми с характерными размерами дисперсных частиц наполнителя, надо учитывать аномалии течения, обусловленные пристенным эффектом. [c.70]

Следовательно, независимо от наличия центров зарождения паровых ядер поток перегретой жидкости в сходящемся канале, как правило, делится на две части пристенЕшй пограничный слой (в отличие от обычного пограничного слоя имеющий четкие пределы), где возможно возникновение паровой фазы, и ядро потока, где такой процесс невозможен. Можно полагать, что в первой части потока перегрев жидкости относительно равновесной температуры насыщения будет определяться кинетикой процесса парообразования и во всех случаях окажется меньше перегрева жидкости в ядре потока, ибо здесь перегрев целиком определится разностью между давлением насыщения ps и давлением, установившимся в данном сечении. [c.201]

Приводится обоснование необходимости и результаты совместных исследований гидродинамических, теплообменных и массообменных характеристик двухфазных неравновесных потоков в парогенерирующих каналах. Доказывается, что совместные исследования распределений по длине канала давлений, истинных объемных наросодержаний, температур стенки и ядра потока, а также кратностей циркуляции жидкой фазы между ядром потока и пристенным слоем дают возможность оценить основные расчетные характеристики двухфазных неравновесных потоков в парогенерирующих каналах. Показана связь между структурой двухфазного потока в кризисном кипении в канале, а также связь между интенсивностью массообмена и кризисом теплообмена при кипении. [c.285]

Однако в пучках витых труб эта связь практически не реализуется [39] Это можно объяснить как влиянием конечности размеров источника и неравномерности поля скорости в ядре потока, так и загромождением исследуемого потока витыми трубами. Это приводит к тому, что нагретые частицы вблизи устья струи успевают пройти большое число не коррелированных между собой различных путей от источника до рассматриваемой точки, хотя распределения пульсационных скоростей при числах Ее > Ю" в ядре потока и приближаются к нормальному закону распределения. При числах Ее < Ю наблюдается отклонение пульсаций скорости от закона Гаусса в пучке витых труб, что свидетельствует об анизотропности турбулентности в таких пучках в этом диапазоне чисел Ее. Поэтому в закрученном пучке витых труб метод диффузии тепла от источника использовался только для определения коэффициента а. его применение оправдьшалось совпадением экспериментальных распределений температур с гауссовским распределением, хотя основные допущения теории Тэйлора в данном случае не выполняются строго. В экспериментах источник диффузии имел радиус, примерно в три раза превышающий радиус витой трубы. В этом случае свойства потока индикаторного газа (нагретого воздуха) и основного потока одинаковы, Это позволяет получить достаточно надежные опытные данные по коэффициенту В то же время если в работе [39] для прямого пучка витых труб, где радиус источника, бьш равен радиусу витой трубы, удалось оценить значение интенсивности турбулентности по уравнению (2.9), то в данном случае это исключается из-за больших размеров источника. Для увеличения точности определения коэффициента опыты по перемешиванию теплоносителя в закрученном пучке проводились при неподвижном источнике диффузии, а для определения полей температуры на различном расстояниии от него в витых трубах были установлены термопары. При этом измерялась температура стенок труб (т.е. температура твердой фазы в терминах гомогенизированной модели течения). Эта методика измерений могла приводить к погрешностям в определении коэффициента ) г, поскольку распределения температур в ядре потока теплоносителя и стенки труб различны, а следователь-различны и среднестатистические квадраты перемещений, а также и причем это различие, видимо, носит систематический характер. Подход к учету поправки в определяемый коэффициент Df при измерении температуры стенки изложен в разд. 4.2. [c.55]

Гидродинамические эффекты дисперсно-пленочного течения. Газон идкостный поток в дисперсно-кольцевом режил1е характеризуется совместным движением двух фаз в виде трех составляющих смеси — газа (пара), жидкости в виде капель в ядре потока и жидкости в виде пленки, каждая из которых может иметь свою среднюю скорость и температуру. При этом между ядром потока и пленкой, между жидкостью и паром может происходить массообмен за счет испарения и конденсации, а также за [c.176]

Граница между структурами пар в жидкости и дисперсно-кольцевой структурой потока в [2] определена как ф > 0,9. Наши оценки этой границы по критической скорости пара 19] согласуются с рекомендацией [2]. Для дисперсно-пленочной структуры потока [(1 — ф) <0,1] обработка и представление данных в функции средних по сечению потока истинных объемных паросодержаний носят условный характер, так как нри условии только жидкостной проводимости потока в генерировании участвует пленка жидкости, передние влагосодержания потока по пленке меньше средних по сечению канала. Однако такая обработка дает возможность сравнить результаты с предельной зависимостью (2). Из фиг. 1 видно, что в такой обработке наши результаты для (1 — ф) < 0,1 лежат правее предельной зависимости (2) и, следовательно, проводимость дисперсно-кольце-вого парокалиевого потока при температурах - 1050° К ниже проводимости потока, которую может обеспечить жидкая фаза двухфазного потока при условии, что она вся контактирует можду собой и электродами. Приведенное выше косвенное доказательство того, что наши данные получены без влияния магнитного поля (влияние пондермоторных сил пренебрежимо мало), позволяет предположить, что отклонение от предельной зависимости вызвано лишь уносом жидкости в ядро потока. [c.9]

Действительно, уже отмечалось (см. гл. 9), что при кипении жидкости, недогретой до температуры насыш,ения, паровая фаза может длительное время существовать, не конденсируясь полностью в переохлажденном ядре потока. Измерения полей температуры воды в трубах с неравномерным по периметру обогревом [58] показали, что температура воды у образующей трубы с минимальным тепловыделением всегда меньше температуры около образующей с максимальным тепловыделением. Это значит, что в области минимального тепловыделения А нед больше и, следовательно, кризис теплообмена в этом месте должен наступать при больших значениях q. В зоне повышенного тепловыделения истинное паросодержа-ние -в пристенном двухфазном слое больше, поэтому кризис теп-лообмена здесь возникает при меньших плотностях теплового потока. С уменьшением недогрева состояние потока у обеих образующих трубы выравнивается, вследствие чего ослабляется влияние степени неравномерности тепловыделения по периметру трубы. [c.306]

В областях I—III температурные зависимости 1, 2 vi 3 с большими или меньшими трудностями могут быть и рассчитаны, и определены экспериментально. В областях с IV по VII, т. е. от сечепия В начала парообразования в недогретом потоке до сечения И , в котором ядро потока прогревается до температуры насыщения, оценка температуры или энтальпии жидкой фазы, определяющей степень неравновесности потока, представляет значительные трудности. [c.72]

И В сечении, в котором или температура ядра потока, или средне-энтальпийпая температура жидкой фазы становится равной температуре насыщения (в сечении И, в котором поток становится равновесным) [c.72]

Следует отметить, что, строго говоря, сечение, в котором средне-энтальнийпая температура жидкой фазы становится равной температуре насыщения, не совпадает с сечением, в котором температура ядра потока достигает насыщения, так как в этом сечении среднеэнтальпийная температура или, вернее, средняя энтальпия потока может быть несколько выше насыщения за счет некоторого перегрева пристенного слоя. Это сечение расположено несколько ниже по течению, чем сечение, в котором достигается равновесие. [c.72]

Топочная камера представляет собой вертикальную шахту, в которой газы обычно движутся вверх. Основная масса золы, находясь в потоке этих газов, движется со скоростью 5—10 м1сек и газами выносится из топки. При нормально организованном топочном процессе на пути движения зольные частицы охлаждаются, затвердевают и выносятся из топки в гранулированном состоянии. Количество унесенной золы составляет при этом 85—90%. Вблизи топочных экранов образуется относительно холодный слой газов, в котором зольные частицы также гранулируются. Так как скорость газов в этом пристенном слое снижается до нуля, то зольные частицы выпадают в твердом состоянии. Отличительной особенностью топок с удалением шлака в твердом состоянии является наличие в нижней части топки холодной воронки с пониженной по сравнению с ядром факела температурой. Попадающие в эту зону расплавленные зольные частицы гранулируются и вместе с зольными частицами пристенного слоя сползают по накло нной поверхности воронки и через нее удаляются. Количество золы, уловленной таким способом через холодную воронку, невелико и обычно составляет 10— 15%. В топках с твердым шлакоудалением капли шлака переводятся в твердую фазу во взвешенном состоянии и в таком виде удаляются из топки. [c.84]

Еш е активнее происходит коррозия в растворе NaOH. При условиях, типичных для АЭС с водоохлаждаемыми реакторами, в парогенераторе ВВЭР возможны концентрации до -—40 % и в промперегревателе ( — 1,0 МПа) до — 60%. Особенно большими могли бы быть концентрации в пароперегревателе реакторов с жидкометаллическим охлаждением, где при давлении порядка 15,0 МПа и температуре стенки до 520—530 °С могут суш е-ствовать растворы с концентрацией — 90%. Однако в реальных условиях повышение концентрации в жидкой фазе ограничивается переходом Na l и NaOH в пар, определяемым исходной концентрацией этих соединений в потоке пароводяной смеси и условиями массообмена между ядром двухфазного потока и пристенным слоем жидкости. Как было показано в этой главе, в условиях нормально развиваюш егося пузырькового режима кипения массообмен весьма интенсивен и степень концентрирования не превышает 5—10, что совершенно безопасно с точки зрения коррозии, так как исходные средние концентрации в двухфазных потоках АЭС определяются в худшем случае десятками мкг/кг. Однако в условиях высыхания пленки, когда, как было показано ранее в гл. 3, срыв воды с гребней волн и пузырьковый унос воды с пленки по мере утонения последней стремится к нулю, степень концентрирования может быть чрезвычайно высокой. [c.227]

Теплообмену между запыленным потоком в режиме псевд00жиже1ния и поверхностью теплообмена аппарата посвящены заботы отечественных н иностранных исследователей Л. 241, 246—250, 257—263]. Было установлено, что коэффициенты теплоотдачи в рассматриваемом случае теплообмена увеличивались с увеличением числа Рейнольдса, скорости потока и удельного веса его твердой фазы и, наоборот, уменьшались с увеличением размеров частиц твердой фазы, порозности слоя, вязкости и теплоемкости газовой фазы. Было установлено также [Л. 250] возрастание величины а с увеличением размеров отверстий решетки аппарата и с уменьшением ее сопротивления. В ядре запыленного потока наблюдается постоянство температуры в радиальном направлении, и только в непосредственной близости от греющей поверхности она резко увеличивается, а у охлаждающей, наоборот, слабо уменьшается (Л. 260]. Наконец, было установлено [Л. 247], что с увеличением диаметра аппарата уменьшается температурный напор между его стенкой и запыленным потоком. [c.348]

Сю и др. [29] на основе данных по водороду разработали другой приближенный метод, который применим к пленочному нинению в режиме эмульсионного течения (большое паросодержание). Поток рассматривается как однофазный, причем его свойства описываются путем обобщения свойств жидкой и паровой фазы с весовыми коэффициентами, соответствующими истинному объемному паросодержанию. При получении результирующего соотношения было сделано несколько предположений, в том числе следующие 1) профили температуры и окорости полностью развитые и 2) капли движутся с той же скоростью, что и пар, в осевом направлении, но .мог>т проникать из ядра потока в пристеночную область, где они ударяются о стенку и испаряются. При численном исследовании учитывались кинематический коэффициент турбулентной вязкости, профили скорости и профили температуры. Для инженерных расчетов была разработана упрощенная приближенная методика, соответствующая этой аналитической модели. Она основана на использовании эмпирического коэффициента пленки С и соотношения Диттуса—Бёльтера [формула (12-17) с коэффициентом, равным 0,023], в котором обобщенные физические свойства вычисляются при рассчитанной температуре пленки. Алгоритм расчета следующий. Сначала вычисляется среднее объемное паросодержание оп по формуле [c.292]

Энциклопедия по машиностроению XXL

Оборудование, материаловедение, механика и ...