Гидродинамические условия процесса получения

Гидродинамические условия процесса получения КП 103 сл. [c.298]

Начальные условия имеют значение и смысл только для неуста-новившихся течений. В качестве таких условий служат поля значений функций Q и )з во всей области течения, включая ее границы. Они могут явиться результатом предварительного решения стационарной задачи, одним из приближенных или численных методов, а также результатом экспериментального исследования. Значимость начальных условий различна для разных задач. Например, если нестационарный гидродинамический процесс в пределе при t оо должен перейти в установившийся, то точность задания начального условия мало влияет на конечный результат. Но для получения определенного решения должно быть обеспечено выполнение определенных критериев сходимости вычислительного процесса. Примером такого критерия может служить условие [c.320]

Полученные уравнения гидродинамического сопротивления тепломассообменных аппаратов в таком общем виде могут применяться для любых процессов и аппаратов, так как ограничений наложено не было. При этом для адиабатного и других изомерных процессов, а также для сухого аппарата (когда расход жидкости равен нулю) расчет гидродинамического сопротивления следует проводить методом последовательных приближений, так как прямой путь связан с необходимостью раскрытия неопределенностей, что затрудняет расчет. Полученные уравнения мало отличаются от классических уравнений для гидравлического сопротивления при изотермических условиях. В них установлена единая поправка на тепломассообмен в виде комбинированного комплекса КЬ, отражающего взаимное влияние теплообмена и гидродинамики. [c.69]

Изготовление трущихся деталей с шероховатостью и наклепом поверхности, равными или близкими к оптимальным, может сократить величину износа и время приработки деталей (кривая 3 на рис. 6, а), повысить гидродинамический эффект смазки, а следовательно, увеличить долговечность машин и сохранить их точность в процессе длительной эксплуатации. При сглаживании неровностей уменьшается коэффициент трения. Разработка методики определения и получения оптимальной шероховатости и оптимального наклепа для деталей из разных материалов, работающих при различных режимах и условиях эксплуатации изделий и стандартизация их для ответственных деталей, является важнейшей задачей. [c.356]

Строго говоря, полученные решения справедливы, если длина гидродинамического начального участка достаточна для того, чтобы профиль скорости полностью установился, прежде чем начнется теплообмен. В технике такие условия встречаются довольно редко. Однако для жидкостей с числами Прандтля, значительно большими единицы, эти решения являются очень хорошим приближением к действительности. Поэтому целесообразно кратко обсудить роль числа Прандтля. Число Прандтля представляет собой безразмерный комплекс, составленный из физических свойств, определяющих процессы переноса в жидкости [c.150]

Для получения сравнительных данных о показателях процесса разгона при механическом и гидродинамическом приводах целесообразно в качестве исходных принять следующие условия разгон машин производится на одной и той же передаче при внешних сопротивлениях, обусловливаемых коэффициентом перекатывания (наиболее частый случай) коэффициент запаса муфт для фрикционов Рф. ск=1 коэффициент трения муфт не зависит от скольжения путь, проходимый машиной за время включения муфт, и работа, затрачиваемая приводом в процессе разгона на преодоление сопротивлений, не учитываются время включения муфт о = 0. [c.84]

Другой вопрос, на котором я хочу остановиться в связи с тем же докладом проф. С. С. Кутателадзе, это вопрос об определении критических тепловых потоков. Здесь в одном случае, при кипении на погруженных поверхностях, достигается достаточная точность в другом случае, более интересном для практики, установленные количественные связи дают различные результаты и, что еще более важно, экспериментальные данные ряда исследователей резко различаются между собой. Конечно, это не результат самого механизма возникновения процесса. Природа процесса зарождения кризиса при кипении в трубах и в большом объеме одна и та же. Однако для первого случая различные методы (гидродинамическая теория проф. С. С. Кутателадзе, полуэмпирический метод теории подобия и аналитическое решение Зубра) привели к весьма близким количественным результатам, достаточно хорошо согласующимся с экспериментальными данными, в то время как при кипении в условиях вынужденного движения данные по кр различаются нередко в 2—3 раза. В последние годы некоторые исследователи обратили внимание на наличие влияния пульсаций на q p- Однако в количественных связях пульсации не находят никакого отражения, в связи с чем использование полученных зависимостей для расчетов затруднено. По моему мнению, не-изученность влияния некоторых факторов на процесс возникновения кризиса является причиной расхождения полученных экспериментальных данных, а отсутствие количественных характеристик влияния некоторых воздействий (например, пульсаций) затрудняет построение обобщенных зависимостей. [c.231]

Полученное выражение достаточно громоздко. Для многих материалов, обладающих небольшим гидродинамическим сопротивлением (для древесины—это в первую очередь тонкие пиломатериалы), процесс в периоде молярного переноса регламентируется теплообменом между окружающей средой и зоной парообразования внутри древесины. Если при этом учесть замедленное нарастание температуры поверхности в эти периоды и постоянство температуры внутри, то условия в подсушенной зоне оказываются близкими к стационарным, а все тепло, подведенное к материалу, должно поглощаться в зоне парообразования. При такой постановке задачи можно получить расчетное уравнение [Л, 15] [c.195]

С целью получения обобщенной кинетической кривой, инвариантной относительно технологических параметров процесса (температуры, кратности порошка, гидродинамического режима), экспериментальные данные были отображены в координатах а и г/70,99 (рис. 42). 7/70,99 представляло собой время, необходимое для достижения степени превращения а. = 0,99. Как следует из рис. 42, экспериментальные точки, соответствующие разным условиям ведения процесса, удовлетворительно ложатся на одну кинетическую кривую, адекватно описываемую уравнением [c.90]

Результаты, полученные на вибрационных установках. Хотя вибрационные установки для испытаний на разрушение нашли широкое применение, сами они еще находятся в стадии экспериментальной отработки, и к получаемым на них результатам следует относиться с осторожностью. Область их применения ограничена, и еще далеко не ясно, как производимое на них разрушение связано с разрушением, вызываемым гидродинамическими процессами в других условиях. [c.455]

Не следует забывать, что любой абсорбер в экспериментальной установке предназначается для освобождения жидкости, поступающей в рабочую часть, от пузырьков и в то же время для поддержания количества растворенных и устойчивых воздушных ядер кавитации на нормальном уровне (обычно от 70 до 100% от состояния насыщения при атмосферном давлении). Такое высокое содержание воздуха требуется для того, чтобы физические свойства жидкости и канала установки соответствовали натурным условиям. Таким образом, применение абсорбера неявно предполагает, что растворенный воздух может быстро выделяться и заново растворяться без изменения кавитационных свойств жидкости. Это эквивалентно предположению, что процессы выделения воздуха и повторной его абсорбции не влияют на число и характер ядер кавитации в потоке на входе в рабочую часть. Количественных данных, подтверждающих это предположение, не существует. Некоторое качественное подтверждение дают экспериментальные данные, полученные в гидродинамических трубах. [c.576]

В работах [1] [2] [3] рассматривается процесс функционирования гидроопоры в условиях смешанного трения. Использование теории фильтрации позволяет наиболее полно описать закономерности протекания масла по лабиринтам макро- и микрощелей между направляющими станков, оснащенных системой автоматического регулирования сближения направляющих. Полученные при этом закономерности устанавливают связь между гидродинамическими параметрами опоры. [c.426]

В соответствии с общей схемой ИТС, DT-топливо помещается в сферическую капсулу, в которой оно подвергается сжатию до колоссальных плотностей (300-1000) г-см за счет импульса давления, обеспечиваемого внешним источником энергии — драйвером. В момент наибольшего сжатия достигаются необходимые условия по плотности и температуре вещества и происходит зажигание топлива, т.е. начинает идти ядерная реакция синтеза D+T с выделением энергии в виде нейтронов и а-частиц. Нейтроны покидают зону реакции, а а-частицы тормозятся и отдают свою энергию топливу, содействуя развитию самоподдерживающегося процесса горения. Для этого необходимо, чтобы оптическая толщина сжатого топлива pR R — радиус сжатого топлива) превосходила универсальное значение, рЯ 0,5 г-см , определяемое пробегом а-частиц с энергией 3,5 МэВ, темпом лучистых потерь энергии из DT-плазмы и критерием инерциального удержания. В этих условиях заряженные продукты реакции синтеза — а-частицы, передают значительную часть своей энергии плотной плазме и процесс горения происходит при температурах 30-100 кэВ, соответствующих максимальным значениям скорости DT-реакции. Прежде чем реагирующее топливо разлетится под действием сил гидродинамического давления за время 10" с, должно прореагировать 30% массы DT. Таким образом, требование сильного сжатия термоядерного топлива обусловлено необходимостью получения значительного коэффициента выгорания и большого коэффициента термоядерного усиления энергии G (см. гл. 3.) при относительно малой (не более нескольких миллиграмм) массе DT-топлива. Проблема равномерности сжатия топлива в ИТС является ключевой. В настоящее время установлены весьма жесткие требования к симметрии обжатия топливной капсулы — допускается неравномерность в пределах 1% [1]. Такая задача решается двумя способами [c.17]

В том случае, если окисление В из собственной фазы В° и из А,В-сплава происходит обратимо, величина АН может быть измерена и непосредственно в процессе равномерного-анодного растворения. Для получения результатов, не йскаженных протеканием анодных токов, потенциалы В +/В°-и W+/A—В-электродов необходимо сравнивать при одной и той же приэлектродной активности потенциалопределяю1цих ионов В + [см. элемент (3.9)]. Очевидно, что при большой концентрации фонового электролита условие равенства активностей автоматически выполняется, если потенциалы сравниваемых электродов соответствуют одному и тому же току растворения электроположительного компонента из В° и из сплава (оба электрода должны находиться в одних и тех же гидродинамических условиях ). Таким образом, сдвиг потенциала между анодной поляризационной кривой для В° и парциальной анодной поляризационной кривой по компоненту В из сплава равен электродвижущей силе элемента (3.9). [c.115]

Под технологическим режимом понимают такое соотношение параметров процесса, при котором их совместное действие обеспечивает получение отливок заданного качества. Выбранные технологом температуры пресс-формы и заливки, скорости прессования и давления на металл, темп работы и периодичность смазки в совокупности создают конкретные тепловые и гидродинамические условия формирования отливки. Теплофизические и гидродинамические процессы, протекающие при заполнении формы и затвердевании отливки, должны быть строго- взаимосвязаны между собой. Поэтому расчет оптимального техноло- [c.110]

Применим предложенный метод к расчету матричных теплообменников [245]. Контактные матричные рекуператоры (КМР), или теплообменники, нашли широкое применение в различных отраслях науки и техники [246, 247]. Рассмотрим работу одного из типов таких теплообменников, собранных попеременно из перфорированных пластин, хорошо проводящих тепло, и прокладок из плохо проводящих тепло материалов. В прокладках предусмотрены окна прямоугольной формы, образующие в собранном пакете каналы для чередующихся встречных потоков холодного и горячего газов. Если ширина каждого из каналов намного больше его высоты, то рассматриваемый теплообменник схематически можно заменить рядом плоских параллельных щелей, разделенных металлическими перегородками шириной Ь. При достаточно большом числе перегородок, учитывая естественную симметрию системы, можно ограничиться рассмотрением теплообмена между любыми двуми соседними каналами, разделенными стенкой (рис. 10.4.5). Расчет процесса теплопередачи обычно сводится к решению системы дифференциальных уравнений первого порядка для среднемассовых температур обоих каналов и средней температуры стенки при условии, что коэффициенты теплоотдачи в обоих каналах и коэффициенты теплопроводности стенки известны [245]. Однако, не касаясь вопроса о дополнительных трудностях, возникающих при экспериментальном определении этих коэффициентов, появляются сомнения относительно применимости подобной методики в общем случае. Это связано с тем, что использование фазовых коэффициентов теплопередачи, полученных при стандартных гидродинамических условиях, даже при расчете двухфазного теплообмена без учета термического сопротивления стенки, который является частным случаем рассматриваемого процесса, приводит к существенным ошибкам [248]. [c.199]

По представлениям 3. Ф. Чуханова Л. 316, 317], основанным на анализе процессов в слое с точки зрения внешней задачи, влияние соседних частиц и их точек соприкосновения проявляется в ранней турбулизации газовой фазы. По-видимому, эта турбулизация охватывает часть свободно омываемой поверхности твердых частиц, но не затрагивает газовую прослойку, непосредственно примыкающую к местам контакта и образующую застойную зону. По данным [Л. 7] коэффициент массо-передачи в широком диапазоне чисел Рейнольдса очень неравномерен по поверхности шариков продуваемого неподвижного слоя. Он резко уменьшается в точках контакта частиц н увеличивается в свободно обдуваемых местах. Аналогичный результат был получен Дентоном [Л. 351] при Re = 5 000 ч-50 ООО. В движущемся слое при прочих равных условиях можно ожидать уменьшения застойных зон на поверхности частиц. Исходя из предположения, что теплообмен в слое является типично внешней задачей, 3. Ф. Чуханов [Л. 316] на основе гидродинамической теории теплообмена показал, что для турбулентного режима [c.318]

Иногда расчеты циркуляции приводят к неоднозначным результатам. Существует предположение, что в этом случае возникают пульсации [1]. Оно, по нашему мнению, является ошибочным, так как из рассмотрения уравнений стационарных процессов принципиально невозможно получить какие бы то ни было сведения о процессах, изменяющихся во времени. Нам представляется, что пульсации, или, точнее, автоколебания, являются результатом гидродинамической неустойчивости стационарного режима движения рабочего тела. Такое объяснение находится в согласии с экспериментальными данными, свидетельствующими о возможности автоколебаний при наличии однозначных гидродинамических характеристик 12]. Любое решение, полученное из расчетов циркуляции, осущебтВится, если оно устойчиво. То, какой из режимов реально будет иметь место, определится процессом стабилизации или математически — начальными условиями. Если же все расчетные режимы неустойчивы, в контуре появятся автоколебания. [c.37]

Задачи контактно-гидродинамической теории смазки возникают нри анализе процессов в зоне контакта смазанных деформируемых тел, образующих различные узлы трения. В настоящем обзоре рассматриваются основные результаты, полученные асимптотическими и численными методами применительно к режиму упругогидродинамической (УГД) смазки тяжело нагруженных сосредоточенных контактов. УГД смазка характеризуется наличием тонкой смазочной пленки, толщина которой в несколько раз превосходит высоту шероховатости поверхностей, и упругой деформацией тел в зоне контакта. Тяжело нагруженным считается смазанный контакт, давление в котором, за исключением малых зон входа и выхода, близко к герцевскому. В зависимости от формы контактирующих тел различают линейный и точечный (круговой, эллиптический) контакты. Подшипники качения (роликовые, шариковые) и зубчатые передачи являются типичными примерами узлов трения со смазанными сосредоточенными (линейными, точечными) контактами, работающими в условиях УГД смазки. При исследовании линейного УГД контакта решается задача в плоской постановке, в случае точечного УГД контакта — в пространственной. [c.499]

Измеренные расходы жидкости в пленке в необогреваемом канале получены в условиях гидродинамически стабилизированного потока. На этом же рисунке приведены экспериментальные данные (А. Веппе1 е а1, 1969), полученные в вертикальной трубе с внутренним диаметром О — 12,6 мм, длиной 3,66 м, когда на вход в канал подавалась вода, не догретая до температуры насыщения. Измерения расхода жидкости в пленке проводились сразу же после обогреваемого участка. Здесь также кризис теплоотдачи возникал при расходах жидкости в пленке, близких к нулю. Для всех режимов интенсивность процесса уноса влаги с поверхности пленки превалирует над осаждением капель на поверхность ее. [c.230]

Полученные уравнения были проинтегрированы для фронта ударной волны в аргоне для трех различных скоростей волны и = 6,0, 5,5 и 5,0-10 сл /сек, начального давления 59,3 см рт. ст. и температуры 285° К (в соответствии с атмосферными условиями в Лос-Аламосе). Предполагалось, что максвелловское распределение существует все время следовательно, для получения различных гидродинамических величин можно использовать уравнения, приведенные в 13.1. Чтобы ускорить процесс вычисления, использовались параметры Ь и е, которые определяются из соотношений [см. уравнение (3.5)1 [c.484]

Изучение турбулентности в естественных условиях — атмосфере и океане, а в последнее десятилетие также и в плазме, привело к необходимости рассмотрения динамических процессов в многоярусных системах. Соответ-ствуюшде , модели каскадных процессов преобразования энергии описаны в главе 4. Приводятся результаты, полученные в последние годы по аппроксимации реальных уравнений гидродинамики специальными системами гидродинамического типа, имеющими структуру нелинейных цепочек. [c.6]

Энциклопедия по машиностроению XXL

Оборудование, материаловедение, механика и ...