Расчет температуры суммарной

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

Этот замечательный результат выведен нами на основании немногих теоретических предпосылок и совсем малого количества экспериментальных данных, для получения которых вовсе не надо было удаляться с Земли. Мы не в состоянии заглянуть внутрь Солнца, и все-таки мы можем рассчитать с известной степенью достоверности существующие там температурные условия. Есть еще один способ независимой оценки температуры ядра Солнца — ее расчет по суммарному потоку солнечного излучения, зависящему от скорости выгорания ядерного горючего ) внутри Солнца. [c.303]

Т° — температура, для которой производится расчет нити. Суммарное изменение исходной длины нити [c.163]

Установленные оптимальные средние значения и ге = 0,8 хорошо обобщают весь имеющийся опытный материал по суммарному теплообмену в топках. Средняя квадратичная ошибка расчета температуры газов на выходе из топки по формуле (6-40) при указанных постоянных значениях и составляет для угольной пыли 50°, для мазута 44° и для газа 41°. Средняя ариф- [c.196]

Для ширм, видящих топку, расчетной обычно является точка, лежащая внизу. В этом случае Фр равна не расчетной температуре газов на выходе из топки, а температуре в сечении ва высоте, где расположена эта точка. Она находится позонным или суммарным расчетом температуры на выходе из указанного сечения топки. Допускается для определения этой температуры рассчитать тепловосприятие зоны между потолком топки и тем сечением, где расположена данная точка энтальпия газов в указанном сечении находится как разность энтальпии газов на выходе из топки и тепло-восприятия последней зоны [c.83]

Метод расчета Температура на выходе из зоны, °К Теплоотдача в зоне, % Суммарная теплоотдача [c.389]

Расчет температуры в иентре прутка Диаметром 100 мм из стали 40 и суммарного коэффициента теплопередачи при нагреве в печи [c.109]

Погрешность измерения температуры зависит в основном от точности измерения сопротивления платинового термометра, поскольку ошибка калибровки термометра во ВНИИМ пренебрежимо мала. Как показали расчеты, максимальная суммарная относительная ошибка определения сопротивления термометра на потенциометре ПМС-48 составляет —0,0065% (при учете поправок к декадам по данным поверки потенциометра во ВНИИМ), что соответствует 0,02° С. Этот результат получается, если все десять погрешностей от декад будут иметь максимальную величину и невыгодный знак, что в действительности маловероятно. Поэтому точность измерения температуры оценивается в 0,015° С. Высокое качество работы схемы измерения t подтверждается совпадением измеренных температур с расчетными температурами таяния льда и сублимации углекислоты с точностью 0,004 и 0,010° С. [c.12]

В большинстве работ, посвященных ультразвуковой сварке [12, 19, 31, 37, 41, 47, 57 и т. д.], исследовались тепловые процессы. Кроме экспериментальных исследований с помощью точечных термопар, размещаемых в различных участках зоны соединения и зоны сварки, а также естественных термопар, образованных свариваемыми деталями, производились расчеты температур Т. Результаты этих расчетов, основанных на гипотезе сухого трения в зоне соединения и в контакте наконечник—деталь, обычно не совпадают с данными экспериментов. Удовлетворительное совпадение расчетных и экспериментальных результатов отмечено только в работах [31, 57]. В работе [57], в которой использовалась массивная опора, расчет температуры в зоне сварки производился при следующих допущениях суммарный тепловой поток от источников постоянный, т. е. их производительность постоянна, а нижняя деталь вместе с опорой образует полубесконечное тело источник тепла считался распределенным но кругу. Такая задача решена в работе [122]. [c.121]

Предложенная схема позволяет получить достаточно глубокое охлаждение в термостатируемом объеме. Так, максимальное снижение температуры объекта при срабатываемом перепаде давления л,= 4 составляет Д7 =63 К. При этом суммарная относительная доля охлажденного потока Hj. изменяется в пределах 0,5 < ц < 0,8, что позволяет поддерживать достаточно высокий адиабатный КПД схемы 0,27 < < 0,655. Изменение относительной доли охлажденного потока двухконтурной вихревой трубы практически не влияет на расход воздуха, поступающего на охлаждение в термокамеру (рис. 5.14). Изменение ц в диапазоне 0,6<ц < 1,2 практически в два раза приводит лишь к незначительному изменению суммарной доли охлажденного потока (0,35 < Hj.<0,45) в области наибольшего расхождения ц = 0,6. Т.е. режим работы схемы на охлаждение необходимо выбирать из условия обеспечения заданной температуры захолаживания и достижения при этом максимума адиабатного КПД. Результаты расчета схемы на горячем режиме работы показаны в виде температурной зависимости Т = на рис. 5.10. При работе на режиме нагрева необходимо стремиться к большим значениям расхода дополнительного потока (ц = 1,2). При этом минимум температуры достигается при относительной суммарной доли охлажденного потока (ц = 0,5). Наибольшие значения эффекта [c.247]

Радиационно-конвективный теплообмен весьма сложен в физическом отношении и описывается довольно сложной системой уравнений. Эти два обстоятельства затрудняют как аналитические, так и экспериментальные исследования сложного теплообмена, в связи с чем задача его инженерного расчета еще далека от своего решения. Для практических расчетов обычно используют принцип независимости конвективного и лучистого потоков, что оказывается достаточно верным, если один из них значительно меньше другого. Так, для учета теплоотдачи излучением к коэффициенту теплоотдачи конвекцией, подсчитанному обычным образом, т. е. без учета влияния радиационного теплообмена на профили скорости и температуры, рекомендуется прибавлять условный коэффициент теплоотдачи излучением Пл, поэтому суммарный коэффициент теплоотдачи равен а = ак4-ал-Для сложных процессов теплообмена используют ряд чисел подобия, в частности числа Больцмана — Во и Кирпичева — К1, имеющие вид [c.420]

Величина Ra — io.F) называется термическим сопротивлением теплоотдачи, а суммарное термическое сопротивление Рк — термическим сопротивлением теплопередачи. Используя понятие термического сопротивления, мы опять свели формулу для расчета теплового потока к зависимости, аналогичной закону Ома тепловой поток равен отношению перепада температур к сумме термических сопротивлений, между которыми этот перепад измеряется. В процессе передачи теплоты через стенку между двумя теплоносителями тепловой поток преодолевает три последовательно включенные термические сопротивления теплоотдачи теплопроводности Рх и снова теплоотдачи Ra.2. После расчета теплового потока Q из соотношений (12.3), (12.5) можно опреде-114 [c.114]

По этим формулам подсчитаем потери давления в гидролиниях при температуре рабочей жидкости 10, 30, 50, 70. Для определения ки-. нематической вязкости жидкости воспользуемся прил. 2. Результаты всех расчетов сведены в табл. 5.2, по данным которой и построены графики Ар = f (/), Api = f (i), Ар + Api = f (t) (рис. 5.4, 6), из которых видно, что при изменении температуры рабочей жидкости от 10 до 70 °С суммарные потери давления уменьшились более чем в 5 раз. [c.59]

Для определения суммарного уменьшения массы металла в ходе коррозии можно также использовать кинетическую диаграмму коррозии, подобно показанной на рис. 3.3. При расчете показателей коррозии в условиях переменного температурного режима в первоначальной стадии как и при коррозии в основной стадии, необходимо соблюдать последовательность расчета в соответствии с характером изменения температуры со временем. [c.109]

Температуры металла труб пароперегревателей из-за колебаний нагрузки котла, изменения режима работы и других причин являются переменными. Для сопоставления полученных в таких условиях результатов по глубине коррозии труб была использована приведенная в гл. 3 методика, позволяющая привести время работы металла в котле при изменяющемся температурном режиме к. суммарному эквивалентному времени работы и заданной (постоянной) температуре. При расчете эквивалентного времени использовались кинетические постоянные п и Е, которые определены при длительных лабораторных опытах. [c.143]

Для обеспечения возможности передачи нагрузки РК на ТЭЦ, кроме сооружения групповых тепловых пунктов, необходимо строительство транзитной магистрали 1—10 длиной 6 км. Расчеты по определению требуемой реконструкции тепловых сетей показали, что передача нагрузки на ТЭЦ в период высоких становится эффективной лишь при повышении температуры воды в магистральных сетях (до групповых тепловых пунктов) до 190°С. При этом оптимальным является вариант с прокладкой новых участков 11—12 и 12—И, реконструкцией 6 км (по трассе) существующих трубопроводов, сооружением пяти насосных станций, организацией подпитки на ТЭЦ и регулированием отпуска тепла по совместной нагрузке отопления и горячего водоснабжения. Суммарный экономический эффект по расчетным затратам (с учетом экономии затрат на топливо) составляет около 500 тыс. руб. [c.138]

Исследование по влиянию циклического изменения напряжения и температуры шести теплоустойчивых и жаропрочных сталей в интервале температур 550—700 °С показало, что среднее значение суммарного параметра относительной долговечности у4с = 0,63 при переменном напряжении и у4с=0,87 при переменной температуре. Для расчетов среднее значение Лс рекомендуется принимать равным 0,7. [c.196]

В номинальных режимах эксплуатации АЭС рабочие параметры установки сохраняются примерно постоянными (для ВВЭР-440 с учетом данных 1 гл. 2 давление и температура на входе составляют 12,7 МПа и 265 °С, а на выходе - 12,4 МПа и 296 °С). Расход теплоносителя через реактор составляет около 43000 м /ч, Давление в контуре, стационарные температурные смещения и напряжения от весовых нагрузок определяются с использованием общей расчетной схемы. Весовые нагрузки из-за массивности оборудования АЭУ оказьшаются весьма значительными. Суммарная масса оборудования составляет около 10% от массы бетонных сооружений, заключающих в себя установку, Эта характеристика АЭУ важна для проектирования опор, анализа отклика на сейсмические воздействия и нагрузки, обусловленные аварийными режимами эксплуатации АЭС. Опорные конструкции должны допускать температурные расширения и быть достаточно жесткими, поскольку они строго влияют на собственные колебания всей системы АЭС, даже контролируя их, что также важно для учета влияния землетрясений и аварийных нагрузок. Жесткостные свойства опор, возможные (заложенные в проекте) их особенности рассеяния (диссипации) энергии колебаний учитываются в расчетах введением соответствующих матриц жесткости и демпфирования. [c.90]

Этот постулат теории пограничного слоя многократно проверен непосредственными измерениями профилей скорости, температур и концентраций. Кроме того, результаты измерений суммарных аэродинамических и теплообменных характеристик обтекания тела потоком хорошо совпадают с данными расчетов, выполненных с помощью уравнений пограничного слоя. [c.35]

На рис. 8-7, а, б даны некоторые результаты численных расчетов по приведенным выше соотношениям. Следует отметить, что суммарный тепловой эффект поверхностных процессов и молекулярная масса при Mv очень слабо зависят от коэффициента теплообмена (а/ср) , а величина давления ре влияет на эти параметры лишь в том случае, когда оно меньше атмосферного. Таким образом, можно констатировать, что параметры испарения в основном зависят от температуры поверхности Ти,. Однако при этом следует сделать одно важное уточнение. На рис. 8-8 представлены результаты расчета зависимости безразмерной скорости И [c.203]

Существуют два основных направления в разработке методов расчета процессов в тепло- и массообменных аппаратах. Методы одного из них позволяют определить суммарное количество теплоты и массы, переданное от одной среды к другой в контактном аппарате, конечные или начальные параметры сред, а также расходы сред. Методы другого направления позволяют определить локальные показатели процесса и характеристики сред в аппарате диаметры капель, их массу, скорость, температуру, давление и др. Эти методы основаны на решении интегродифференциальных уравнений баланса теплоты и массы и использовании эмпирических формул для расчета коэффициентов тепло- и массопереноса [20]. [c.40]

При испытаниях сталей в промышленных и полупромышленных условиях (на опытных элементах поверхностей нагрева) имеют место колебания температуры. В этом случае при обработке экспериментальных данных для приведения результатов испытаний к условной расчетной температуре Тр пользуются понятием эквивалентного времени Тэ- Весь интервал, в котором происходили колебания температур, разбивают на равные интервалы и производят расчет суммарного времени пребывания в каждом интервале т,. Условно принимают, что в пределах этого интервала поддерживалась средняя арифметическая температура Г,. Удобно принимать интервал температур 10°С. Такая разбивка обеспечивает приемлемую степень точности. При использовании закона [c.50]

При статическом длительном нагружении запасы прочности определяют из кривых длительной прочности и полной деформации ползучести как отношение предела длительной прочности к рабочему напряжению при расчете по разрушающим нагрузкам или как отношение условного предела ползучести к рабочему напряжению при расчете по предельным деформациям. За условный предел ползучести принимается напряжение, обеспечивающее допустимую скорость деформации или допустимую суммарную деформацию за определенный срок службы при заданной температуре. [c.539]

Основной задачей расчета суммарного теплообмена в топках является определение температуры газов на выходе из топки или размеров топочных камер и соответствующих им величин радиационных поверхностей нагрева, необходимых для заданного охлаждения продуктов сгорания. [c.185]

При проектировании па(рогенератора делается расчет температуры стенок наиболее уязвимых участков труб [Л. 7]. Выбор этих участков в известной степени определяется опытностью конструктора. Эффективность такого расчета зависит как от умения правильно предвидеть все местные факторы теплопередачи, так и от того, насколько фактический тепловой режим парогенератора сойдется с его расчетным определением. Практика показывает, что в общем тепловом расчете особенно большие ошибки получаются для тем пературы на выходе из топки. Не поддаются расчету неоднородности газового поля и связанные с ним перекосы температуры и тепловых потоков радиации. Не рассчитываются шлакование и золовой занос. В итоге суммарного воздействия всех этих факторов отклонения температурных режимов отдельных труб от расчетных могут достичь аварийных пределов. [c.192]

При более высоких температурах (до 2000° К) единственные опубликованные для гелия и водорода экспериментальные данные Блейса и Манна завышены по сравнению с полученными в настоящей работе, причем завышение их данных растет с увеличением температуры и при 2000° К составляет для гелия 12 и для водорода 25%. Анализ работы Блейса и Манна показал, что основное завышение данных получилось в виду того, что не учтен нагрев стенки цилиндра и недостаточно учтены концевые эффекты. В связи с отсутствием необходимых данных в работе Блейса и Манна нам не удалось провести соответствующие расчеты и ввести поправки в результаты этих исследователей. Однако проведенный оценочный расчет дает суммарную поправку по порядку величины, соответствующую указанному завышению. [c.215]

Затем flop уточняют по формуле (132). Расчет температуры в центре прутка и суммарного коэффициента теплоотдачи асум сведен в табл. 6. Теплотехнически толстые кузнечные заготовки. [c.108]

Существование продольных температурных градиентов в образце приводит к неравномерности температурного поля образца. Вследствие такой неравномерности температуры кольцевой зазор между образцом и экраном вдоль образца становится неизотермичным и его излучение отличается от излучения абсолютно черного тела. Вычисление степени черноты неравномерно нагретой системы представляет сложную задачу. В рассматриваемом случае расчет температурьЕ поверхносги образца и внутренней поверхности экрана производится иа основе зонального метода количественной оценки суммарного эффективного излучения. Согласно этому методу (фиг. 1), поверхности образца и экрана разбивают на п изотермических зон и в пределах каждой из зон полагают оптико-геометрические характеристики постоянными. Уравнение для эффективного излучения площадки I образца с учетом излучения на нее окружающих ее зон к экрана имеет вид [c.137]

Червячный редуктор. Расчет проводят последовательно для разных материалов венца червячного колеса (БрОЮНФ, Бр05Ц5С5, БрА9ЖЗЛ). Анализируют влияние материала венца на суммарную массу червяка и червячного колеса, массу /Пред редуктора, межосевое расстояние а , КПД, температуру масла в редукторе. [c.39]

Например, при нагреве сварочной дугой полубесконечной пластины в точке О (рис. ЪЛ, б) граница А — А соприкасается с воздухом и излучает некоторое количество теплоты. Для простоты расчетов можно принять, что граница А — А теплонепроницаема, т. е. адиабатична. Выполнить это условие можно, пользуясь формальным приемом. Допустим, что пластина бесконечна и Б ней на расстоянии L по другую сторону от линии А — А в точке Oi действует точно такой же источник теплоты, как и в точке О. Очевидно, что тепловой поток через границу А — А от источника О равен в каждой точке линии А — А тепловому потоку от источника Oi. Суммарный тепловой поток через границу /4 —/4, следовательно, равен нулю. Температуру точек полубесконечной пластины находят путем сложения ординат кривой 1 с ординатами кривой I (рис. 5.7,6). Температура края полубесконечной пластины оказывается вдвое больше температуры соответствующих точек бесконечной пластины. Описанный прием компенсации теплового потока носит название метода отражения, так как в этом случае теплонепроницаемая граница может рассматриваться как граница, отражающая тепловой поток, идущий со стороны металла. [c.148]

Для учебных и частично практических целей можно расчет тепловой схемы упростить, если выполнять его по предварительно выбранным величинам, например производительности /котлоагрегатов, значениям величины потерь. рабочего тела, расходу рабочего тела на соб-спвенные нужды установки, на химводоочистку, потерям давления в элементах схемы и т. д. В этом случае предварительно, иопользуя исходные данные, определяют нагрузку котельной как суммарный отпуск теплоты или пара внешним потребителям (технологические нужды, отопление, вентиляция, горячее водоснабжение) с добавлением расходов на деаэрацию питательной воды, деаэрацию воды для горячего водоснабжения, подогреъ сырой воды перед водоподготовкой и потери внутри котельной. При этом принимают температуру конденсата, поступающего из подогревателей, установленных в котельной, равной 80—90°С. [c.294]

В [108] изложена упрощенная методика расчета эквивалентного времени коррозии при TyneHtiaTOM изменении температуры. Эт1а методика основывается на предположении, что коррозия материала при переходе на новую ступень температуры начинается со скоростью, соответствующей начальному моменту времени (т=0). Суммарное эквивалентное время выражается [c.107]

На рис. 4.18, й кро.ме суммарной кривой напряжения течения вспомогательными линиями показаны также кривые вклада отдельных составляющих общего напряжения Сту, 5з и 5д.у. В расчете кривых 5 и 5з использованы параметры деформационного упрочнения рекристаллизованного образца О = 40 мкм), который был испытан на растяжение при температуре 1050 °С. Характерно, что сумма 5д.у и 5з, т. е. параболической и экспоненциальной зависимостей, дает в результате в широком интервале деформаций практически линейную зависимость напряжения течения от деформации, как это уже отмечалось в работах [299, 370]. Чисто эмпирически указанная зависшмость также найдена и часто применяется в расчетах по обработке давлением [2]. [c.183]

По толщине окалины на внутренней поверхности трубы и по содержанию хрома в окалине на наружной поверхности определяется эквивалентная температура труб, и по всему комплексу свойств оценивается ресурс надежной работы пароперегревателя. Для пароперегревателей из аустенитной стали 12Х18Н12Т расчет остаточного ресурса производится по суммарному содержанию хрома и железа в анодном осадке и состоянию структуры и свойств металла. [c.218]

МИ колебаниями от главных циркуляционных насосов, гидродинамическими усилиями от изменения скоростей и направлений потоков теплоносителя в первом контуре, тепловыми пульсациями от недостаточного перемешивания потоков теплоносителя, вибрациями и колебаниями от сейсмических нагрузок. Сложный спектр высокоскоростных и вибрационных механических и тепловых нагрузок имеет место при различных аварийных режимах, связанных с возможным разрывом главных трубопроводов первого контура и динамическим смещением опор корпуса реактора при мощных землетрясениях и разрывах. Характер и анализ перечисленных выше статических и циклических нагрузок и связанных с ними напряжений приведены в нормах расчета на прочность [1,2]. Перечисленные выше нагрузки создают в корпусах и других злементах первого контура водо-водяных реакторов соответствующие номинальные нагфяжения. Учитывая сложность конструктивных форм этих элементов, неравномерное распределение температур по толщине стенок каждого элемента и между отдельными элементами, а также различие в физико-механических свойствах (коэффициенты линейного расширения, теплопроводность), суммарные местные напряжения могут значительно (в 2—3 раза и более) превосходить номинальные. По данным [1, 2, 6, 23, 29—37], коэффициенты концентрации напряжений а от механических нагрузок (равные отношению местных напряжений в различных зонах корпуса реактора к номинальным напряжениям в гладкой цилиндрической или сферической части) составляют величины порядка 1,5—5. Для некоторых из зон корпуса эти коэффициенты приведены в табл. 1.3. [c.19]

Если бы втулка находилась в свободном состоянии, то её внутренний диаметр увеличился бы на величину (рис. 53). Однако в действительности этому препятствует металлический корпус, так как температура корпуса ниже температуры втулки и материал корпуса имеет меньший ТКЛР по сравнению с полимером, что является причиной увеличения натяга в сопряжении втулка— корпус в результате нагрева. Это способствует перемещению рабочего диаметра полимерного слоя в сторону оси на д>н- Одновременно увеличивается толщина слоя, что приводит к уменьшению рабочего диаметра на величину б<. Следовательно, можно записать следующую структурную формулу для расчета суммарного температурного изменения рабочего диаметра подшипника б п = = бн — б 4- [c.68]

Особенностью армированных (или в общем случае композиционных) теплозащитных материалов является наличие по крайней мере двух фронтов уноса массы поверхностного, задающего линейный размер (толщину) теплозащитного покрытия, и внутреннего, определяющего глубину слоя с измененной структурой. При заданных внешних условиях нагрева при определении работоспособности теплозащитного покрытия в целом на первый план выходят либо требования к точности определения характеристик поверхностного разрушения, либо необходимость точного расчета глубины прогрева. Для определения глубины прогрева, помимо теплофизических свойств, важно знать величину скорости перемещения внешней поверхности и ее температуру Т - Напротив, при ква-зистационарном разрушении нет необходимости детально исследовать внутренние процессы достаточно знать суммарное количество тепла, поглощенное материалом, прежде чем он нагреется до температуры разрушения. Однако время установления квазистационарного разрушения Тщ и, следовательно, общая толщина унесенного слоя материала существенно зависят от его теплофизических свойств, в частности коэффициента теплопроводности. [c.88]

Однако при анализе поведения графита в процессе сублимации встречаются большие трудности, связанные с неопределенностью термодинамических свойств паров графита при температурах выше 3000 К. Наиболее полная и точная из существующих в настоящее время методик расчета сублимации графита приводится в работе Скала и Гильберта [Л. 7-1], однако согласно последним термодинамическим расчетам в ней не учтено поведение ряда важных компонент (в основном соединений углерода с азотом 2N2, 2N4, а также сублимирующих компонент Сг, С4 и С5). Кроме того, в [Л. 7-1] занижена теплота образования циана. Пренебрежение рядом компонент вело к некоторому занижению скорости уноса, в то же время уменьшение теплоты образования циана, наоборот, обусловливало завышение его концентрации и, следовательно, суммарной скорости уноса массы. [c.180]

Интересно сравнить результаты расчетов по различным методикам друг с другом и с данными измерений суммарного давления паров графита ири различных температурах. Так, температура, при которой давление наров составит 10 Па (значение, близкое к тройной точке), согласно расчетам ио данным JANAF равна 5170 К, а по данным [Л. 7-16]—4250 К. Различные экспериментальные исследования дают величину этой температуры в диапазоне от 4000 до 4650 К. Следует, однако, отметить, большие трудности измерения столь высоких температур. [c.182]

Стеклообразные материалы отличаются от других покрытий большим разнообразием физических свойств (вязкости, плотности, теплопроводности и т. д.). Поэтому представляет интерес вопрос о влиянии этих свойств или их отклонения от заданных эталонных значений на основные параметры оплавления суммарную скорость уноса массы Gv и температуру разрушающейся поверхности Ту,. В расчетах предполагалось, что теплоемкость и плотность разных рецептур может отли- Чаться в 2—2,5 раза [c.206]

Энциклопедия по машиностроению XXL

Оборудование, материаловедение, механика и ...