Коэффициент относительного теплообмена

Коэффициент относительного теплообмена 65 [c.351]

Для характеристики типа термодинамического процесса вводим так называемый коэффициент относительного теплообмена г] , выражающий отношение между подведенным теплом и полученной внешней работой газа [c.24]

Согласно формуле (1.29) коэффициент относительного теплообмена в адиабатическом процессе г ) = 0. Таким образом, в зависимости от вида процесса этот коэффициент при /г = 1,4 может быть равен 0 1 3,5 оо. [c.25]

Решая совместно уравнения (1.30) и (1.31), можно установить зависимость между коэффициентом относительного теплообмена и показателем политропы п [c.26]

Уравнение относительной интенсивности тепло- и массообмена, выражающее равенство коэффициентов интенсивности теплообмена и массообмена, справедливо для любых по конструкции контактных аппаратов, поэтому оно остается без изменений. Уравнение (4-62) требует особого рассмотрения в приложении к расчету процессов в тепломассообменных аппаратах различного конструктивного исполнения. Это объясняется тем, что в каждом конкретном случае нужно выбрать характерную скорость газа, в наиболее полной мере отражающую относительную скорость газа и жидкости, определить характерные линейные размеры L и D. [c.99]

По формуле (П1-80) вычислим коэффициент конвективного теплообмена нагретой зоны. Так как нагретая зона симметрична относительно шасси, го [c.129]

Допущение 7 о симметричных условиях теплообмена на взаимно противоположных гранях может быть нарушено из-за различных значений коэффициентов конвективного теплообмена на верхней и нижней горизонтальных гранях. Опыты показали, что относительное расхождение в перегревах этих граней может достигать 10%, однако положение точки с максимальным значением температуры при этом практически остается неизменным. [c.174]

Подставляя в известную в термодинамике зависимость между показателем политропы процесса и и коэффициентом 1 относительного теплообмена г к (- I) значение 4 [c.65]

Для проверки расчетной модели производилось сопоставление данных расчета и эксперимента. Испытания муфты производились на специальном стенде, позволяющем осуществлять нагружение муфты постоянным и переменным вращающим моментом. Поскольку конструкция испытательного стенда не позволяла проводить испытания при вращении муфты, условия конвективного теплообмена с наружной поверхности создавались обдувом муфты с помощью специальной крыльчатки, приводимой во вращение от отдельного привода. Измерение температуры производилось с помощью хромель-копелевых термопар и электронного потенциометра ПСР-1. Внедрение термопар в резиновый упругий элемент осуществлялось путем прокалывания резины полой иглой, внутрь которой закладывалась термопара. После прокалывания резинового элемента игла извлекалась из отверстия, а термопара оставалась в теле упругого элемента. Результаты эксперимента показывают в целом удовлетворительное совпадение расчетных и опытных данных. Совершенствование методики экспериментальных исследований может иметь целью разработку более точных методов определения коэффициента относительного рассеяния энергии ф, коэффициента конвективной теплоотдачи /г и теплофизических параметров резины. [c.120]

С (нагрев слоя в бункере прямым пропуском тока), относительной длине канала L/D = 31 125, D=16 мм и сл/ ст = 3,8- -16. Скорость частиц достигала 3,5 м сек. Наибольшие значения коэффициента теплоотдачи составили величину порядка 300—400 вт/М -град. Было обнаружено изменение теплообмена по высоте канала — вначале увеличение (тем большее, чем меньше средняя для всего канала истинная концентрация), а затем либо неизменность, либо некоторое падение интенсивности теплоотдачи. Подобное явление не наблюдается ни для флюидных потоков, ни для плотного слоя, и его следует объяснить неравенством истинных концентраций по высоте канала, разгоном частиц в начале и определенной стабилизацией их движения в конце канала. [c.265]

При этом отвод теплоты с обеих поверхностей пластины происходит при одинаковом коэффициенте теплоотдачи. При этих условиях теплообмена температурное поле вдоль оси х будет симметричным относительно середины. Поэтому для удобства обозначим толщину пластины б через 21. [c.373]

Если -б>>бп, течение в вязком подслое нарушается, происходит отрывное, вихревое обтекание бугорков шероховатости. Турбулентные пульсации у стенки, особенно у вершин бугорков, увеличиваются. Так как при турбулентном течении жидкости основное термическое сопротивление передаче тепла сосредоточено в подслое, то изменение течения приводит к увеличению теплоотдачи. При ламинарном течении коэффициент теплоотдачи н гидравлическое сопротивление не зависят от относительной шероховатости. В этом случае теплоотдача может увеличиваться за счет того, что шероховатая стенка имеет большую поверхность теплообмена, чем гладкая (эффект оребрения). [c.220]

Один экран. Снижение теплообмена при наличии экранов между телом и оболочкой в отличие от случая плоской системы зависит от расположения их относительно излучающего тела , так как в зависимости от этого изменяются угловые коэффициенты излучения. Экранирование оказывается наиболее эффективным, если цилиндрический или сферический экраны помещаются вблизи тела, имеющего более высокую температуру. [c.390]

Условия подобия процессов конвективного теплообмена получены в предположении, что коэффициент теплопроводности X, коэффициент вязкости (i и теплоемкость Ср среды постоянны во всей области протекания процесса. В действительности эти физические свойства зависят от температуры, причем для разных теплоносителей характер зависимостей Я=Х( ), ц = д.(0. p = p(t) различен. В процессе теплообмена температура теплоносителя изменяется, следовательно, в общем случае и физические свойства не остаются постоянными. Подобие процессов выполняется тем строже, чем меньше относительное изменение этих свойств, т. е. чем слабей зависимость ъ, ц и Ср от t, чем меньше сами перепады температур в системе и ниже тепловые потоки. При сильном изменении свойств строгое подобие различных процессов, как показывает анализ, в общем случае становится невозможным. В этих условиях имеет место лишь приближенное подобие. Это обстоятельство должно учитываться при обобщении опытных данных. [c.59]

Такая своеобразная картина обтекания трубы в сильной мере отражается и на теплоотдаче. Интенсивность теплоотдачи по окружности трубы неодинакова. Представление об ее относительном изменении дают кривые на рис. 3-34, построенные по данным [Л. 46 и 61]. Максимальное значение коэффициента теплоотдачи наблюдается на лобовой образующей цилиндра (ф = 0), где толщина пограничного слоя наименьшая. По поверхности цилиндра в направлении движения жидкости интенсивность теплообмена резко падает и при ф=90 100° достигает минимума. Это изменение связано с нарастанием толщины пограничного слоя, который как бы [c.95]

Температуры цилиндрических экранов при стационарном режиме можно определить путем последовательного решения относительно температур уравнений теплообмена системы двух тел, между которыми установлено п экранов с различной степенью черноты. При этом термическое сопротивление экранов принимаем равным нулю вследствие их малой толщины и больших коэффициентов теплопроводности металлов, из которых они изготовлены. Если известны температуры на поверхностях ограничивающих тел, т. е. Т и Гс, как это имеет место в рассматриваемом случае, то температуру i-ro экрана, считая от нагревателя, можно определить по формуле [c.14]

Могут быть также найдены значения к - относительного коэффициента теплообмена из соотношения кт = Т 1(в - Т), где в - известная температура внешней среды или теплоносителя, а градиент температуры Т ъ точках на границе тела вычисляется по данным восстановленного в объеме тела температурного поля. [c.86]

Точность расчета параметров теплоотвода корпуса и вала зависит от правильного выбора коэффициентов теплообмена поверхности этих деталей с окружающей средой, которые зависят от скорости перемещения деталей или скорости движения воздуха около них, расположения теплоотдающих поверхностей и других факторов. Так, в случае двукратного изменения коэффициента теплообмена поверхности вала величина теплоотвода через вал изменяется при прочих равных условиях примерно на 40%. В зависимости от конструкции узла результаты расчетов теплоотвода через корпус (при двукратном изменении коэффициентов теплообмена его поверхностей) могут отличаться друг от друга по относительной величине на 20—150%. [c.56]

Рис. 2-9. Влияние высоты шероховатости h на относительные коэффициенты трения с и теплообмена St [Л. 2-14].

Граничные и временные краевые условия позволяют выделить конкретный изучаемый процесс из общего класса явлений, описываемых совокупностью уравнения распространения тепла в движущейся среде, уравнениями движения вязкой жидкости и сплошности. Основным пространственным краевым условием для движущейся жидкости является характеристика скорости течения вблизи твердой поверхности. Из условия прилипания граничного слоя жидкости к поверхности стенки касательная составляющая вектора относительности скорости на стенке равна нулю. Для непроницаемой стенки в случае отсутствия какого-либо физико-химического процесса, сопровождающегося поглощением или выделением жидкости, нормальная составляющая скорости относительного течения также отсутствуют. Для входа и выхода жидкости из зазора обычно задают распределения скоростей и давления. Условия теплообмена различаются следующими краевыми условиями условием первого рода — задается распределение температуры на поверхностях в функции координат и времени второго рода — характеризуют распределение теплового потока на границе в функции координат и времени третьего рода — выражают зависимость температуры твердой стенки от температуры окружающей среды через коэффициенты теплоотдачи = ср+<7/ i = ср-(аст/а)(аг/аи)ет или (Эг/Эи)сх = -(Х/Аст) X X ( ст - ср). где Гст - температура стенки t p - температура среды q — плотность теплового потока а — коэффициент теплоотдачи. Временные краевые условия выражаются заданным распределением температур в характерный момент времени. [c.164]

Из этой формулы следует, что поток результативного излучения зависит от степеней черноты и поглощательных способностей стенки и факела (пламени, запыленного потока). Одновременно с указанными радиационными параметрами весьма существенное влияние на процесс теплообмена оказывают геометрия факела и его положение в камере, учитываемые величиной коэффициента облученности ф 2- Последний в известной мере характеризует относительное заполнение факелом объема камеры. [c.89]

При расчетах лучистого теплообмена в объеме обычно используется величина, называемая коэффициентом ослабления луча, которая характеризует относительное изменение интенсивности на единицу длины пути луча в поглощающей и рассеивающей среде. Эта величина по своему физическому смыслу аналогична логарифмическому декременту затухания в обычном уравнении затухающих механических или электромагнитных колебаний. [c.11]

На рис. 7.19, а показано изменение среднего по периметру коэффициента теплоотдачи по длине пучков с относительным щагом 1,1 и 1,5 при 4000-< е< 40 000 [134]. Видно, что при увеличении числа Рейнольдса участок стабилизации теплообмена удлиняется. [c.198]

Процесс, в котором коэффициент относительного теплообмена ф всегда постоянен и может принимать все значения в пределах от нуля до бесконечности, называют политропически м. Как и все предыдущие процессы, которые можно рассматривать как частные случаи этого процесса, он протекает при постоянной теплоемкости. Политропический процесс характеризуете также постоянным значением показателя политропы, равным [c.25]

Аналогичные результаты получены в работе Р. Кельхофера (R. Kehlhofer), они приведены на рис. 8.55. Принята тепловая схема, соответствующая рис. 8.46, в, с дополнительной установкой деаэратора на отборном паре паровой турбины. Исследование показало, что дожигание топлива и повышение температуры газов перед одноконтурным КУ Т у до 750 °С повышают экономичность ПГУ, хотя дальнейший рост температуры существенно уменьшает экономичность установки. Происходят постоянное увеличение мощности паровой ступени и всей парогазовой установки, снижение коэффициента относительной мощности ПГУ [см. (8.60)]. Из Q, Т -диаграммы теплообмена, построенной для трех значений температуры газов, видно, что имеет место переход минимального температурного напора с холодного конца испарителя к холодному концу экономайзера котла. Вариант, при котором температура газов после дожигания превышает 1500 °С, переводит схему ПГУ с КУ в ПГУ сбросного типа, для которой требуется соответствующая реконструкция котла. [c.348]

Утонение или разрушение относительно холодного ггограничного слоя, который поглощает тепло, излучаемое горячим ядром газового потока, способствует увеличению и коэффициента лучистого теплообмена а.т Повышение скорости движения газов, т. е. увеличение их расхода, вызывает возрастание / г, что приводит к увеличению 9ы.к и м.л как непосредственно, так и в связи с повышением (растет с температурой как излучателя, так и приемника излучения) и ак, так как hr пограничного слоя увеличивается с температурой, интенсифицирующей молекулярную диффузию, а также д[1СС0циа-цию (см. рис. I). [c.22]

На рис. 3.23 показана зависимость a = f(u), полученная датчиками различных, диаметров при избыточных давлениях 1,0 2,5 8,0 МПа при псевдоожижении проса 0 2 мм. Из рисунка видно, что с ростом диаметра датчика коэффициенты теплообмена между его поверхностью и слоем уменьшаются. Увеличение давления способствует уменьшению относительной разницы в величинах а, измеренных датчиками различных диаметров. Для датчиков диаметром 7,8 13 и 18 мм оптимальные с точки зрения теплообмена скорости фильтрации газа примерно одинаковы. Зависимости a=f(u) для датчика диаметром 32 мм качественно отличаются от зависимостей, полученных с помощью датчиков меньшего диаметра. Максимальные коэффициенты теплообмена, полученные для датчиков диаметром 18 и 32 мм, близки по величине, но соответствуют различным скоростям фильтрации газа, т. е. для датчика большего диаметра оптимальная, при которой интенсивность теплообмена наибольшая, скорость ожижающего газа значительно выше соответствующей скорости для датчика меньшего диаметра. [c.114]

Полученные выражения согласуются с критериальным уравнением (6-3). В отличие от последнего зависимости (6-7) и (6-8 ) непосредственно указывают (с учетом исходных допущений) по крайней мере на три важнейших обстоятельства 1) интенсивность теплообмена с потоком газовзвеси выше, чем с чисто газовым потоком 2) относительное приращение интенсивности ANun/Nu прямо пропорционально отношению коэффициентов аэродинамического трения т/ и отношению коэффициентов неравномерности (скольжения) компонентов по скорости и температуре если в общем случае то ANun/Nu пропорционально концентрации твердого компонента в степени л 1 3) относительное приращение интенсивности теплообмена прямо пропорционально отношению теплоемкостей компонентов Ст/с. [c.185]

Для жидкостных дисперсных потоков Р р, видимо, значительно превышает 3% и близко к 20%. В любом случае все величины, входящие в расчетные зависимости (6-15) и (6-16), являются физическими характеристиками либо компонентов потока (с, Ст, р, рт, v. К, К. ..), либо всей дисперсной системы (р, Сп, об, Фь ф )> которые необходимо наперед знать или оценить. Очевидно, что полученные выражения, устанавливающие в относительной форме связь между интенсивностью теплообмена и гидродинамическим сопротивлением дисперсного потока, могут быть использованы либо для анализа влияния факторов на особенности теолопереноса, либо для прямого, несомненно приближенного, расчета теплообмена лишь при знании закономерностей для А и т/ - Сведения, позволяющие оценить симплекс коэффициентов гидродинамического сопротивления, приведены в гл. 4 и в 6-9. Они не являются достаточно обобщенными и зачастую носят частный характер. [c.190]

Упрощение расчетов состоит в том, что появляется возможность использовать информацию о величине коэффициента массоотдачи при испарении воды с открытой либо с обильно смоченной поверхности Рв [64]. Величина би при этом приобретает смысл аналога терморадиапионных характеристик поверхности продукта степени черноты (относительной излучательной способности) е и поглощательной способности А. Некоторая неопределенность толщины поверхностного слоя не должна препятствовать вве дению новой характеристики Ей, так как и для расчетов лучистого теплообмена при обработке различных продуктов используют е и А, хотя процессы поглощения и отражения происходят по толщине некоторого слоя. Опытные данные показывают, что при охлаждении мяса изменение влажности происходит на глубине 2...3 мм, до 4...5 мм [(5]. [c.130]

Влияние толщины стенки на интенсивность теплообмена при кипении азота (/3 = 0,1 МПа), по опытным данным А. В. Клименко и В. В. Цыбульского, полу- ченным на поверхностях нагрева разной толщины и различных материалов, показано на рис. 7.12. Из рисунка видно, что при кипении на торце стального стержня, покрытого слоем меди, вариации толщины покрытия 6 от 20 до 0,5 мм практически во всем диапазоне изменения q не приводили к изменению а (кривая а). При б = 0,2 мм коэффициенты теплоотдачи оказались ниже, чем при й = 20 мм, причем разница в значениях а увеличивается с ростом плотности теплового потока. При q= 130 кВт/м коэффициенты теплоотдачи при кипении на чистой стальной поверхности и с медным покрытием б=Ю,2 мм оказались одинаковыми. Для нержавеющей стали область автомодельности а относИтель-ио б шире, В этом случае уменьшение б до 0,2 мм не приводило к изменению а (кривая б]. Расширение области автомодельности а относительно б для нержавеющей стали по сравнению с медной авторы работы [32] объясняют тем, что глубина проникновения пульсаций температуры /i p в стенке из нерлсавеющей стали существенно меньше ее значения для меди. Значение /i p увеличивается с ростом температурного напора [32], поэтому тонкое покрытие при малых значениях д, соответственно нри незначительных М, может оказаться толстостенным, а при больших — тонкостенным. В первом случае интенсивность теплообмена будут определять теплофизические свойства материала покрытия, а во втором — основного материала. Например, по опытным данным А. В. Клименко, при толщине покрытия торца медного стержня слоем нержавеющей стали б = = 0, 04 мм коэффициент теплоотдачи а до значений <7=10 Вт/м оставался таким же, как и при кипении на чистой нержавеющей стали. При ( >110 Вт/м значения о. с ростом плотности теплового потока увеличивались более значительно, чем при кипении на чистой массивной поверхности из чистой нержавеющей стали, приближаясь к значениям а, характерным для медной поверхности. [c.204]

Характер кривой распределения температуры стенки трубы при различных значениях недогрева жидкости на входе Д/нед связан также с процессом формирования профилей скорости и температуры на входном участке трубы, т. е. на участке гпдродпнамиче-ской и тепловой стабилизации лотока. При уменьшении А/нед сечение, в котором устанавливается развитое поверхностное кипение при неизменных значениях q и Шо, оме-щается в направлении входа в трубу. Если при этом развитое поверхностное кипение устанавливается в области стабилизированного течения [величина (//й()н.к больше относительной длины участка стабилизации], то значение н. не зависит от недогрева жидкости, На участке стабилиза-потока развитое поверхностное кипение устанавливается при более высокой (по сравнению со стабилизированным течением) срёднемассовой температуре жидкости. В этом случае чем меньше недогрев на входе в трубу, тем при большей температуре н.к устанавливается развитое поверхностное кипение. Данное явление объясняется тем, что на входном участке трубы локальное значение коэффициента теплоотдачи в однофазном потоке увеличивается по мере приближения к входному сечению. Так как интенсификация конвективного теплообмена в однофазном потоке всегда приводит к снижению относительного влияния механизма переноса теплоты, обусловленного процессом парообразования, то при данных значениях q и Шр влияние последнего механизма переноса проявляется только при более высокой температуре жидкости. В условиях повышенной интенсивности теплообмена в однофазной среде возрастает и длина зоны перехода к развитому поверхностному кипению. [c.265]

При анализе влияния к.п.с. на вид функции a=f( u) необходимо учитывать изменение. теплофизических свойств смеси в связи с их зависимостью от концентрации. При этом решающим фактором является направление изменения теплофизических свойств с ростом концентрации одного из компонентов. Влияние этого фактора может ослаблять или усиливать депрессирующее воздействие величины А/п. Если коэффициент теплоотдачи при кипении чистого ВК-компонента Бк больше коэффициента теплоотдачи к чистому НК-компоненту НК, то рост концентрации последнего будет способствовать снижению интенсивности теплообмена. Если при этом кипит азеотропная смесь, то коэффициент теплоотдачи смеси азеотропного состава ааз долл<ен быть меньше Овк. Это является следствием именно ухудшения (с точки зрения теплообмена) теплофизических свойств смеси с ростом концентрации НК-компонента, так как при кипении чистой жидкости и смеси азеотропного состава Atu = 0. Например, для смеси н-пропиловый спирт — вода авк>анк, поэтому авк>ааз, см. рис. 13.4, в). Резкое снижение а при изменении концентрации н-пропилового спирта от О до 9% ( =232 кВт/м ) объясняется налол ением влияния изменяемости теплофизических свойств смеси на депрессирующее воздействие Д/н. В данном случае оба рассматриваемых фактора действуют в одном направлении — в направлении ухудшения интенсивности теплообмена. При понижении плотности теплового потока значение А н становится меньше и соответственно уменьшается ее относительное влияние на вид зависимости <и= (с ик). По этой причине для смеси н-пропиловый спирт — вода при 9 = 58,2 кВт/м2 минимальное значение а устанавливается при большей концентрации (- ЗО /о) н-нропанола. [c.352]

Опытная труба 10X0,43 мм из стали Х18Н10Т имела обычную техническую шероховатость. Опыты проведены при давлениях 1,5—10 бар, тепловых нагрузках (17-— 110) 10 вт/м и температурных напорах 4—44 °К. В связи с большим паровым объемом в экспериментальном конденсаторе условия эксперимента соответствовали конденсации практически неподвижного пара. Обработка опытных данных производилась с определением среднего по длине и периметру трубы коэффициента теплообмена Ок- Максимальная относительная погрешность в определении экспериментальных значений <Хк не превышала 17%, а для 80% опытов—10%. [c.176]

Описанный выше подход о восстановлении поля температуры по данным Коши для уравнения Лапласа (или Фурье), заданным на части границы области, в принципе решает задачу. Но дело в том, что получить данные о распределении температуры на доступной для измерений части поверхности сравнительно просто, а вот определение на этом же участке поверхности градиента температуры по направлению нормали к поверхности во многих спучаях встречается с весьма большими трудностями. Градиент температуры известен (равен нулю), когда теплообмен между элементом и окру-жащей средой отсутствует. В противном случае градиент температуры подлежит определению. Вычислить его из условий тегшообмена с внешней средой не удается, так как значение относительного коэффициента теплообмена в большинстве случаев неизвестно. При этом применяют метод рассверловки ступенчатых отверстий с установкой на уступах термопар. Тогда определение температуры на некоторой глубине под поверхностью и вычисление по этим данным градиента температуры вносит трудно поддающуюся оценке погрешность из-за изменения граничных условий в местах рассверловки. Кроме того, при большом количестве точек измерений рассверловка — крайне нежелательная операция, а в некоторых случаях и недопустимая. Таким образом, использование информации о температуре и ее нормальной производной для определения поля температуры в области элемента представляется нецелесообразным. [c.83]

При обработке опытных данных физические параметры алюминия — коэффициент теплопроводности, температуропроводностн, кинематической вязкости, удельный вес, а также коэффициент теплопроводности графита, из которого изготовлен экспериментальный участок,— определялись по опытным данным, полученным в Энергетическом институте Никольским [5], Калакуцкой (6], Гольцовой [7]. Наши опытные данные представлены в табл. 5, а результаты их обработки — на фиг. 4 в виде зависимости локальных значений критерия Нуссельта Nu от критерия Пекле Ре, подсчитанных на участке стабилизированного теплообмена Полученные результаты могут быть также использованы для расчета средних характеристик теплообмена, если относительная длина труб xld> 20. [c.80]

Последняя, четвертая, группа методов расчета контактных аппаратов может быть представлена методом Л. М. Зусмановича с использованием относительных изменений температур и энтальпий воздуха [22], методом С. А. Богатых — с использованием объемных коэффициентов теплообмена [15, 16], а также методом И. 3. Аронова — с использованием табличных значений объемного тенлонапряжения , равного отношению теплового потока к объему насадки [10]. [c.44]

Такое предварительное увлаж нение и охлаждение воздуха благоприятно и с точки зрения значительной интенсификации теплообмена на воздушной стороне, так как с ростом относительной влажности воздуха (а она доводится почти до 100%) резко возрастает коэффициент теплоотдачи и поверхность теплообменника может быть сделана значительно меньшей. [c.304]

Энциклопедия по машиностроению XXL

Оборудование, материаловедение, механика и ...