Расчет температуры объемной

Расчет температуры объемной 74 Расчет температуры суммарной 75 Ретинакс 344, 345 [c.374]

Исходными данными для расчета простого объемного гидропривода являются принципиальная расчетная схема, усилия на штоках гидроцилиндров или крутящие моменты на валах гидромоторов, скорости перемещения штоков гидроцилиндров или частоты вращения валов гидромоторов, длины участков гидролиний, соединяющих гидроагрегаты, граничные эксплуатационные температуры. Некоторые исходные данные, например номинальное давление в гидросистеме, марка рабочей жидкости, подлежат выбору. Можно рекомендовать следующий общий порядок расчета. [c.174]

Этими формулами можно с успехом пользоваться при расчете остаточных напряжений в композициях типа керамика—высокопрочное волокно, когда напряжения не превышают пределов текучести обоих компонентов. Анализ формул показывает, что величина напряжений зависит от характеристик компонентов, коэффициентов линейного расширения, градиента температур, объемного содержания волокон. Абсолютные размеры волокон не влияют на величину упругих напряжений. С увеличением объемной доли волокон абсолютная величина упругих напряжений в них уменьшается. При этом осевые и тангенциальные напряжения в матрице растут, а радиальные уменьшаются по абсолютной величине. Радиальные напряжения в матрице и волокне одинаковы по модулю и знаку, а осевые и окружные напряжения в волокнах и матрице имеют противоположные знаки. [c.63]

Последовательность решения. Исходными данными для расчета являются ри t], Pi — соответственно давление, температура, объемное газосодержание смеси на входе в канал (Pi 10%) —температура газа до смешения с водой Ijd — относительная длина канала (l/d<8). Первый этап расчета сводится к определению критического отношения давлений для равновесного процесса. С этой целью, используя формулу (4.25) и метод последовательного приближения, считая Z/d = 8, определяем величину (е )р. [c.62]

Различные физические тела обладают разными значениями коэффициента теплопроводности. Кроме того, для данного вещества коэффициент теплопроводности зависит от температуры, объемного веса, влажности, структуры и в некоторой мере от давления. При технических расчетах изменением Я с температурой обычно пренебрегают и принимают в качестве расчетного значение, среднее для того интервала температур, для которого предназначен данный материал. В приложении дается таблица значений коэффициента теплопроводности X для наиболее употребительных материалов., [c.13]

Для каждой объемной зоны температура газов на выходе из нее определяется из решения уравнения энергии, представленного в алгебраической форме и учитывающего локальное тепловыделение при горении топлива, изменение энтальпии продуктов сгорания и теплоотвод из зоны. Основной задачей расчета является определение распределения по высоте топки локальных тепловых нагрузок экранных поверхностей нагрева. Они определяются для каждой зоны на основании данных расчета температур и на входе зоны i и выходе из нее по формуле [c.205]

При расчете лучистого теплообмена в печах и топках бывает задано количество тепла, вводимого в камеру с топливом. Если из этой величины вычтем химическую неполноту сгорания, то получим величину химического тепловыделения в камере. Ориентируясь на известные из опыта данные по горению, можно приблизительно оценить характер распределения тепловыделения по длине камеры. Поэтому наиболее естественно в качестве заданной величины при расчетах принять распределение химического тепловыделения по зонам в объеме камеры. Температуры объемных зон следует рассматривать как определяемые. [c.381]

Берем матрицу коэффициентов при неизвестных и с помощью электронной счетной машины находим обратную матрицу системы. Затем определяем величины объемных зон, считая Ок.п заданными. Так составляем систему уравнений типа (14-52), которая содержит 10 уравнений по числу объемных зон. Уравнения решаем на электронной счетной машине способом, указанным выше. В результате определяем температуры объемных зон. По полученным значениям температур по формуле (7-56) находим все неизвестные. Пример расчета лучистого теплообмена зональным методом по второму способу содержащий числовые значения коэффициентов, приведен в работе [244]. [c.386]

При испытании на растяжение можно получить точные данные об упрочнении металлов на участке равномерного удлинения. При одноосном растяжении равномерная деформация невелика, особенно при высоких температурах. Предложены методы расчета, учитывающие объемное напряженное состояние на участке сосредоточенного сужения при растяжении. Однако они более трудоемки и менее точны, чем прямые измерения, и могут быть использованы для ограниченного участка кривой упрочнения. Для каждого из методов расчета необходимо фиксировать форму шейки образца, что при деформации в горячем состоянии сделать затруднительно. Кроме того, предельные значения деформации, для которых могут быть найдены истинные напряжения, соответствуют разрыву образца, что затрудняет изучение упрочнения малопластичных металлов. [c.65]

На основе расчета температур можно выяснить работоспособность фрикционного материала в диапазоне допустимых температур и ориентировочный износ материала. При повторно-кратко-временном режиме торможения возможность применения определенного материала в узле трения тормоза определяется значение.м 0 бу. Так, материалы на каучуковом связующем при объемной температуре более 300 С разрушаются вследствие выгорания связующего. Материалы на смоляном связующем типа Ретинакс при 300—400 С имеют минимальные значения коэффициента трения, а при 450—600 °С и выше максимальные значения коэффициента трения и износостойкости. Порошковые материалы на железной основе при объемных температурах 100—200 °С интенсивно изнашиваются, но стабильно работают при температурах 300—600 °С [40, 58, 591. [c.302]

Расчет в киломолях равносилен расчету в объемных величинах, но не требует оговорки относительно температуры и давления газа. [c.13]

Для количественной оценки свойств ФФС, содержащей различные типы структу р, подставим в исходные соотношения (440)-(443) все вычисленные нами параметры, Б результате получаем следующие вьфажения для расчета температуры стеклования, плотности р, показателя преломления п, коэффициенты объемного расширения Оо и молярной теплоемкости Ср [c.464]

Для расчета модуля объемной упругости по формуле (8.5) необходимо иметь зависимость, связывающую величины / и р. Этой зависимостью является уравнение состояния рабочей среды. В общем случае уравнение состояния может содержать еще температуру рабочей среды, для определения которой необходимо рассматривать процессы теплообмена, протекающие в данной системе. При решении такой общей задачи обычно встречается ряд трудностей, вызванных тем, что уравнение состояния среды составляется только после принятия определенных допущений, а описание процессов теплообмена в реальной системе приводит к сложным математическим моделям с дополнительными неизвестными параметрами. [c.178]

В этом случае необходимо, чтобы объемные изменения, сопутствующие образованию мартенсита, не могли привести к появлению трещин до того, как он будет отпущен, т. е. чтобы температура зоны закалки в процессе сварки пе опускалась ниже 120—150 °С. Это условие молшо удовлетворить расчетом соответствующей длины участка по формуле (53). [c.244]

Недостаточно обоснован применяемый метод обработки с помощью среднелогарифмической разности температур, составленной из разности температур между материалом и теплоносителем на внешней и внутренней проницаемых поверхностях образцов. При этом в расчете объемного коэффициента теплоотдачи вносится большая погрешность вследствие невозможности точного измерения температуры теплоносителя на входе и выходе из пористой матрицы. [c.42]

Температурное состояние в области испарения и ее протяженность рассчитывались при средней интенсивности объемного теплообмена = = 3 10 Вт/ (м К). Для исследованного диапазона параметров это дает максимальную относительную протяженность этой области к - I =0,03, которая и использовалась в расчетах. Сравнение расчетных и экспериментальных данных по распределению температуры пористого металла показывает их хорошее совпадение в области испарения. Отсюда следует, что средняя интенсивность объемного теплообмена в ней по крайней мере не меньше величины = 3 10 Вт/(м К) (что соответствует ее качественной оценке, выполненной ранее), а при исследованном уровне плотностей внешнего теплового потока до <7 = 2,3 10 Вт/м протяженность области испарения мала и эту зону можно принять в виде поверхности фазового превращения. [c.147]

Для нефти, находящейся в обычных условиях, коэффициент температурного расширения = 0,000 600 — 0,000 800, для ртути — 0,000 180 и т. д. Коэффициенты температурного расширения для капельных жидкостей значительно выше их коэффициентов объемного сжатия, тем не менее они также очень малы. Поэтому в пределах обычно встречающихся на практике изменений давлений и температур с точностью, вполне достаточной для большинства инженерных расчетов, удельный объем капельных жидкостей можно принимать постоянным. [c.15]

Время решения этого примера на ЭВМ СМ-4 составляет 33 с. Выводимая информация состоит из трех частей 1—исходные данные задачи в том виде, ках они занесены в память ЭВМ 2 — исходные данные задачи после их преобразования в программе 3 — результаты расчета, в которые входят параметры равновесия (давление, температура, удельный объем, общее количество веществ) и концентрации газообразных компонентов, представленные в моль/кг, объемных долях и парциальных давлениях. [c.459]

В расчетах полагаем, что механический КПД не зависит от температуры. Это предположение весьма приближенно. Механический КПД так же, как гидравлический и объемный, зависит от температуры, правда, не столь существенно. Однако в литературе нет данных по влиянию температуры на механический КПД насосов и гидроцилиндров. [c.306]

При расчете температуры и ТДТИ не рассматриваем зависимости теплофизических характеристик материалов от температуры. Это объясняется тем, что объемная температура невелика (240 °С) и изменения теплофизических свойств чугуна и ФПМ 1-43-60А незначительны. [c.310]

В этой программе дополнительно используются следующие процедуры 1Г(а, ТГ) — для расчета теплосодержания дымовых газов по температуре газов ТГ и коэффициенту избытка воздуха АЛЬФА IBO (ТВ) —для расчета теплосодержания теоретически необходимого количества воздуха по температуре воздуха ТВ ТГ (АЛЬФА, 1Г0)—для расчета температуры газа при данном коэффициенте избытка воздуха и теплосодержании дымовых газов 1Г0 процедуры RH20 (АЛЬФА) и Rn (АЛЬФА)—для расчета объемных долей трехатомных газов и н,о"Ь ео, ри коэффициенте избытка [c.49]

Однофазный поток при наличии тепло- и массообмена описывается определенным профилем температуры, концентрации и скорости, т. е. определенным режимом потока. Поток двухфазной смеси в термодинамически неравновесных условиях представляет собой такую среду, где температура, объемная концентрация и скорости изменяются. Поэтому не случайно, что для формулирования задачи двухфазного потока необходимы параметры, оиисываюш ие три профиля. Однако поскольку скорости фаз в двухфазном потоке не равны друг другу, при расчете этих течений необходимо использовать четвертьи параметр, учитывающий относительную скорость. [c.58]

Для быстрых измерений модуля объемной упругости в широком интервале температур ультразвуковые методы предпочтительнее, чем методы измерения по изменению давления, объема и температуры. Кроме того, ультразвуковым методам присуща большая точность, поскольку при расчете модуля объемной упругости используются результаты количественных определений, а не их производные. Вместе с тем при ультразвуковых методах измерения в условиях высоких температур значительно возрастает сложность эксперимента, тогда как при методах измерения, связанных с изменением давления, объема и температуры, давление является переменной, задаваемой ав томатически [117]. [c.116]

Много важных технических задач было решено при помощи разработанного Ю. А. Суриновым [50, 51 ] зонального метода расчета теплообмена излучением. Температура объемных зон определяется в этом методе путем решения системы нелинейных алгебраических. уравнений. В развитие этого метода Ю. А. Суриновым [52, 53 , был разработан обобщенный итерационно-зональный метод,, позволивший значительно повысить точность расчетов. [c.206]

Второй способ решения основан на задании величин приведенных тепловыделений. Величины неизвестных определяют по формуле (7-56). После этого по заданным приведенным тепловыделениям и полученным значениям температур объемных зон по формуле (14-47) находят, чему равны химические тепловыделения в объемных зонах. Этот способ очень прост. Он позволяет получать совершенно точное решение задачи. Однако решения эти пригодны не для заданных в точности величин химических тепловыделений. Вторым способом с успехом можно пользоваться, когдз в задачу расчетов входит сравнение решений, получаемых зональным методом, с решениями по другим методам. [c.384]

Пользуясь этой формулой можно принципиально ot eниtь значение различных факторов, характеризующих режим и конструкцию данной пары трения и произвести точный расчет самой температуры. Часто нет необходимости в пользовании подобной формулой, так как обычно принимают меры к тому, чтобы объемные температуры были невелики, ими легче управлять. Поэтому внимание привлекает расчет температур трения. Однако в некоторых случаях производят расчет, учитывая обе температуры. Примером подобного расчета является методика, предложенная Фазекасом. [c.109]

Для примера на фиг. 1 показаны кривые изменения температуры по глубине в тормозной колодке экскаватора и в стальной рубашке авиатормоза в момент торможения. Как видно, температура наиболее резко изменяется в поверхностном слое, в толщинах порядка 1 мм. Поскольку механические свойства материалов зависят от температуры, температура поверхностного слоя и температурный гра- w диент приводят к изменению механических свойств материалов, что соответственно отражается на характере разрушения поверх- б ностей и коэффициентов трения. Это заста- вляет различать следующие характеристики температурного поля, влияющие на трение и износ а) контактную температуру б)температуру трения в) температурный градиент г) объемную температуру (расчет температур см. гл. HI). [c.287]

Для исследования бьша изготовлена нризма квадратного сечения из фторопласта, которую вначале нагревали в печи до стационарного распределения температур на поверхности = 99 С, а затем охлаждали на воздухе при комнатной температуре и естественной конвекции с ж= 30 С. Расстояние между термопарами составило К = 0,0135 м. В табл. 8.1 представлены результаты экспериментального измерения температур ребра призмы и середины ее грани гр, а также расчеты но формуле (8.13) температурного комплекса Ф для каждого значения времени х и расчеты но формуле (8.11) коэффициента температуропроводности фторопласта для каждого промежутка времени Ах в течение 30 мин. Полученное из опыта значение коэффициента темнературонроводности а = 0,125 10 ж с используется для расчета значений объемной теплоемкости (ср) и теплопроводности X фторопласта. Плотность теплового потока на поверхности призмы квадратного сечения из фторопласта в начальном [c.102]

Объемная плотность теплового потока 700 кВт/л и высо кая температура гелия на выходе из реактора (850° С) позволяют использовать в дальнейшем в качестве силовой установки не паровые турбины, а газотурбинную установку. По проведенным оптимизационным расчетам в таком реакторе можно получить время удвоения топлива лет при времени переработки воспроизведенного топлива 0,5 года [12]. [c.37]

Задача состоит в разработке метода расчета для выбора геометрических размеров твэлов для двух указанных схем с учетом гидродинамического сопротивления Ар, средней объемной плотности теплового потока qv и максимально допустимой температуры топлива в шаровых твэлах как для случая гомогенного твэла, когда микротвэлы размещены во всем объеме шарового твэла, так и для случая гетерогенного твэла, когда топливная зона с микротопливом в виде сферического слоя занимает только часть его объема. [c.94]

Для сопоставления вариантов и выбора оптимального была проведена серия количественных расчетов на основе зависимостей AT/ATs и Ар1Арв высокотемпературного реактора при различной объемной плотности теплового потока qv- Параметры гелия давление — 5 МПа, температура на входе в активную зону — 300° С, средняя температура на выходе — 950° С, тепловая мощность реактора — 1000 МВт. [c.100]

Влияние объемного сжатия при стационарном нагружении исследовали на специально разработанном стенде высокого давления применительно к сплаву ХН55МВЦ [185]. Во всех опытах температура испытаний составила 1000°С, напряжение а — = 10 МПа, однако одни образцы испытывали при отсутствии всестороннего сжатия, другие — при всестороннем давлении 8 МПа. Наряду с экспериментальным исследованием был проведен расчет долговечности по двум режимам. Первый режим нагружения характеризовался Оп = о,-= 10 МПа, а2 = оз = 0 второй — О/ = 10 МПа, Оп = 2 МПа, аг = оз = —8 МПа. [c.175]

На рис. 5.5 представлены схемы выполнения сварки по суперпроходам, принятые при расчете ОСН. Последовательность наложения суперпроходов соответствовала последовательности выполнения проходов в реальном процессе сварки. Основной металл (перлитная сталь 12НЗМД) и аустенитный сварочный материал принимались для всех анализируемых соединений одинаковыми. Теплофизические свойства — теплопроводность X и объемная теплоемкость су — принимались независимыми от температуры, равными Я = 32,3 Вт/(м-град), су = 3,8-10 Дж/(м -град) для основного металла и i = 14,7 Вт/(м-град), су = 4,6- 10 Дж/(м -град) для аустенитного металла шва. Используемые при решении термодеформационной задачи зависимости температурной деформации е , модуля упругости Е (одинаковая зависимость для основного металла и металла шва) и предела текучести ат приведены соответственно на рис. 5.6. и 5.7. Так как аустенит не претерпевает структурных превращений, для него зависимости От и е от температуры на стадии нагрева и охлаждения одинаковые. Основной металл претерпевает структурные превращения, и, так как сварочный термический цикл далек от равновесного (большие скорости нагрева и охлаждения), температурный интервал Fe — Fev-превращения от T l до Ти (см. рис. 5.6) при нагреве не совпадает с интервалом [c.282]

Еще большая ошибка в последнем методе допускается, когда при расчете среднелогарифмической разности температур вместо температуры теплоносителя на входе в пористый материал используется его начальная температура. Вследствие резкого повышения температуры потока в очень тонком слое охладителя у входа в пористую структуру эта ошибка в действительности может иметь место даже тогда, когда измеряют температуру теплоносителя вблизи входа в пористую стенку. В результате теплоноситель получает теплоту до входа в образец, что приводит к значительному завышению объемного внутрипорового коэффициента теплоотдачи йу- При этом величина предварительного подогрева зависит от условий эксперимента, например, от расхода теплоносителя,и очень ре> ко - от толщины образца. Для тонких пористых пластин толщиной около 1 мм с объемным тепловьщелением предварительный подогрев может составить до 0,9 всего нагрева охладителя, быстро уменьшаясь с увеличением его расхода. Если учесть, что основная часть приведенных в табл. 2.4 результатов получена для образцов толщиной менее 5 мм, то можно ожидать, что именно этот эффект и является основной причиной зависимости объемного коэффициента внутрипорового теплообмена от толщины образца в тех случаях, когда его толщина 5 включена в явном виде в критериальное уравнение теплообмена. В то же время при использовании расчетно-экспериментального метода обработки данных для широкого диапазона толщин образцов в специально поставленных экспериментах не обнаружена зависимость коэффициента объемного тегшообмена от толщины образца [ 11] [c.42]

Для разработки аналитических моделей и расчета гидродинамических и теплообменных характеристик парожидкостного потока внутри проницаемой матрицы нужна информация о его структуре. Но рассматриваемый процесс отличается тем, что не позволяет выполнить визуальное или лю е другое исследование структуры двухфазного потока непосредственно внутри пористого материала. Поэтому единственным способом для получения необходимых сведений является наблюдение картины истечения из пористого материала испаряющегося в нем теплоносителя. Такие исследования проведены при адиабатическом дросселировании предварительно нагретой воды через пористые металлокерамичео кие образцы и при испарении воды внутри образцов с различными видами подвода теплоты - лучистым внешним потоком и при объемном тепловыделении за счет омического нагрева. Одновременно с визуальным наблюдением измеряли распределение температуры материала и изменение давления в потоке внутри образца (последнее измеряли только в первом случае). [c.77]

Нагрев и охлаждение металлов вызывают изменение линейных размеров тела и его объема. Эта зависимость выражается через функцию свободных объемных изменений а, вызванных термическим воздействием и структурными или фазовыми превращениями. Часто эту величину а называют коэффициентом линейного расширения. Значения коэффициентов а в условиях сварки следует определять дилатометрическим измерением. При этом на образце воспроизводят сварочный термический цикл и измеряют свободную температурную деформацию ёсв на незакрепленном образце. Текущее значение коэффициента а представляют как тангенс угла наклона касательной к дилатометрической кривой дг в/дТ. В тех случаях, когда полученная зависимость Вс Т) значительно отклоняется от прямолинейного закона, в расчет можно вводить среднее значение коэффициента ср = tg0 p, определяемое углом наклона прямой линии (рис. 11.6, кривая /). Если мгновенные значения а = дгс /дТ на стадиях нагрева и охлаждения существенно изменяются при изменении температуры, то целесообразно вводить в расчеты сварочных деформаций и напряжений переменные значения а, задавая функции а = а(Т) как для стадии нагрева, так и для стадии охлаждения. 4В [c.413]

Поправки. При низких температурах поправки на диамагнетизм самого образца соли и его держателя менее существенны, чем при высоких температурах, хотя во многих случаях ими пренебречь нельзя. Кроме того, может оказаться существенным влияние размагничивающего поля и поля соседних окружающих ионов. Для сферического кристалла с кубической решеткой эти поправки равны и иротивоноложны но знаку, так что они компенсируют друг друга. В обычных же случаях (когда они не равны друг другу) результат их сложения может быть сравним с каждой из них. Рассмотрим следующий пример для сферы размагничивающее поле равно j. Когда It—объемная восприимчивость—порядка 3 10 , то равно 10 , так что вследствие этого эффекта в ириложеииом поле должна быть учтена поправка - 1%. Для веществ типа Gd2(S0Jg-8H 0, для которых восприимчивость на 1 см при 1°К равна 0,064 в области малых полей, величина /з тех составляет уже 0,27. Указанные поправки становятся особенно существенными нин<е 1 К. Необходимо также учитывать различие в рассмотренном эффекте в случае замены монокристаллического образца порошком. Подобные расчеты были сделаны де-Клерком [34] (см. также гл. VII). [c.394]

Состояние газотурбинного газоперекачивающего агрегата с определением всех его технологических показателей—мощности, к. п. д. и других — можно оценить методом термодинамики при следующих исходных данных, полученных путем непосредственных измерений параметров рабочего тела по тракту ГПА и предварительных расчетов ряда величин, например б — температура газа на входе в нагнетатель, °С б — температура газа на выходе нагнетателя, °С pi — давление газа на входе в нагнетатель, МПа р2 — давление газа на выходе нагнетателя, МПа п — частота вращения ротора нагнетателя, об(мин Q — объемная производительность нагнетателя, м /мин 2 — температура газов перед турбиной высокого давления (ТВД), °С В — расход топливного газа, м /ч ta — температура воздуха на входе в осевой ко.мпрессор, °С Ра—давление воздуха на входе в осевой компрессор, МПа [c.158]

Представленные на рис. 17.1 кривые получены в р ультате проведения серии расчетов термодинамического равновесия. Они показывают зависимость объемной доли NO и СО в продуктах сгорания от максимальной температуры рабочего процесса и коэ4 -фициента избытка воздуха (а). [c.168]

Рассмотрим задачу расчета нестационарного одномерного температурного поля в неограниченной пластине толш,иной /. В пластине распределен источник теплоты, имеющий объемную плотность мощности q,Ax). Поверхность пластины х О теплоизолирована, а на поверхности х ------ I происходит теплообмен со средой по закону Ньютона. Начальное распределение температуры равномерное, и эта температура отлична от температуры среды. При такой постановке задачи уравнение теплопроводности и краевые условия имеют вид 1311 [c.51]

Энциклопедия по машиностроению XXL

Оборудование, материаловедение, механика и ...