Опытные данны

Опытные данные показывают, что в условиях автоматической и полуавтоматической сварки под флюсом, а так ке в среде углекислого газа, в диапазоне режимов, обеспечивающих удовлетворительное формирование, коэффициент полноты валика [Хв изменяется в узких пределах и практически имеет устойчивое значение рв =- 0,73. [c.191]

Погрешность определения по зависимости (3.17) составляет 11%. При другом показателе степени разброс опытных данных вокруг одной зависимости увеличивается и для показателя 3,8 составляет 15%, а для показателя 4,2— 18%. На рис. 3.4 приведены рекомендуемая зависимость (3.17) и результаты всех опытов по определению ш. [c.64]

В 1949 г. В. Н. Тимофеев р7] обобщил опытные данные по теплообмену упомянутых выше исследований и предложил две зависимости для определения коэффициента теплоотдачи. Для диапазона изменения чисел Re = 20- 200 [c.68]

Разброс опытных данных составляет 15%. Больший разброс экспериментальных данных объясняется тем, что опыты на II рабочем участке проводились как в изотермических, так и неизотермических условиях на воздухе, нагретом до 330° С, -а температурный фактор в обработке не учитывался. [c.75]

Так как с достаточной степенью точности зависимость (1—можно приближенно принять в виде (1—то тогда все опытные данные можно представить в логарифмическом масштабе с осями координат Nu т>.25/(1 — т)о.з—Re. [c.80]

На рис. 4.4 представлены результаты пересчета всех опытных данных в новых координатах, а также зависимости В. Н. Тимофеева [37] и из работ [39, 40]. Результат подобной обработки хорошо подтверждает рекомендуемые количественные зависимости (4.23) и (4.24). Разброс опытных данных примерно такой же, как и при обработке данных по струйной теории. [c.80]

Расхождения относительных локальных коэффициентов теплоотдачи при изменении числа Re от 5-10 до 9-10 практически не обнаружено, разброс опытных данных не превышал 8%. Проведенное суммирование полученных локальных коэффициентов по поверхности шарового калориметра диаметром 90 мм показало хорошее совпадение со средним значением коэффициента теплоотдачи, подсчитанного по зависимости (4.18) Nu = 0,485 iRe , полученной авторами при объемной пористости канала т = 0,40. [c.84]

Исследованию теплообмена между поверхностью и псевдоожиженным слоем в аппаратах под давлением посвящено незначительное количество работ [82, 83, 86, 88, 100, 102]. Кроме того, специфичность условий проведения экспериментов, описанных в них, сильно затрудняет сопоставление и интерпретацию опытных данных. [c.66]

Если минимальная ширина потока излучения Хо равна d, из формулы (4.2) следует, что при выполнении условий (4.1) дифракционные эффекты не наблюдаются вплоть до расстояния г/р 7. Следовательно, взаимодействие излучения с частицей в концентрированной дисперсной среде можно рассматривать в рамках геометрической, оптики и пренебречь дифракцией на отдельной частице. Это подтверждается опытными данными [139] о независимости степени черноты слоя от размеров частиц. [c.133]

Представляет интерес сравнение полученных зависимостей с опытными данными. На рис. 4.16, а приведены результаты экспериментального исследования влияния температуры погруженной поверхности на эффективную степень черноты псевдоожиженного слоя для нескольких значений Гсл и диаметра частиц, а на рис. 4.16, б — эти же данные в координатах еэ/есл, (7 ст/Т сл) Как видно из рис. 4.16, б, даже при относительно низких температурах слоя мелких частиц экспериментальные точки хорошо ложатся на прямые линии. Согласно результатам расчета функции еэ(7 ст, Тел, бел) по модели стопы, отклонения от линейной зависимости появляются при достаточно большой разнице температур стенки и слоя (7 ст/7 сл) <0,1), что соответствует условию 7 ст/7 сл<0,5 или /ст<0,5 сл — 136,5 °С. Поскольку экспериментальные анные хорошо описываются формулой (4.48), можно сделать вывод, что предложенная модель позволяет достаточно точно описать процесс как радиационного, так и сложного [c.180]

Было бы неправильным полагать, что критические режимы, определяющие качественные изменения дисперсных потоков, зависят только от концентрации или массовой скорости. Сравнение по истиной концентрации пригодно лишь для одного класса дисперсных систем. Представление о массовой скорости сквозной среды позволило сопоставить интенсивность теплопереноса различных систем, но лишь при прочих равных условиях. При этом массовая скорость не является обобщенной переменной и поэтому не пригодна для использования в качестве искомого критерия. Накопление и анализ прямых опытных данных для всего диапазона изменения концентраций позволит в дальнейшем выяснить возмож- [c.25]

Полученные и обобщенные на основе теории подобия опытные данные в будущем позволят перейти к более точным и общим аналитическим решениям. Ниже дается 32 [c.32]

Для области 0,05[c.49]

Обобщение опытных данных [c.53]

Согласно рис. 2-7, пересчитанные данные хорошо согласуются с другими опытными точками и находятся выше кривой ///. Там же нанесена точка, которая, по утверждению Г. Н. Худякова [Л. 308], резко выпадала из зависимости (2-10), но которая хорошо, без пересчета согласуется с новой обработкой. Эта точка (Кет = 16,5 С/=1,25) была получена при свободном падении в неподвижном воздухе, когда отжим к стенке и, следовательно, вызванная этим погрешность отсутствовала. Анализ опытных данных, представленных на рис. 2-7, 2-8, позволяет сделать ряд важных заключений. [c.53]

Для неправильных частиц первой и второй групп определим четыре области изменения коэффициента сопротивления (рис. 2-8) и, соответственно четыре режима обтекания частиц автомодельный, два переходных (с преобладанием сил инерции или сил вязкости, соответственно, взамен обычно выделяемого одного) и ламинарный. На основе обработки опытных данных можно рекомендовать следующие зависимости. [c.56]

Однако полученные расчетные зависимости непригодны для решения часто встречающихся обратных (поверочных) задач, когда необходимо по известным начальным условиям и габаритам установки определить время пребывания частиц в канале и их конечную скорость. Это особенно важно для оценки и обработки эксплуатационных или опытных данных, получаемых не в проектируемых, а в существующих установках. Трудности решения подобной задачи заключаются в том, что приведенные выше решения, как и другие известные, не позволяют точно найти искомую взаимосвязь, а экспериментальное определение скорости и времени движения частиц весьма сложно. [c.73]

Ранее отмечались трудности интегрирования дифференциального уравнения движения при Кст>0,21, когда fo.np заметно отличается от в. Если принять зависимость для Кст, полученную в гл. 4 согласно опытным данным В. С. Пальцева, как наиболее простую по форме и надежную по методике непосредственной экспериментальной оценки силы взаимодействия частиц со стенкой в достаточно широком диапазоне изменения определяющих факторов [c.78]

Согласно рис. 3-1 расхождение опытных данных с расчетными наиболее существенно на начальном участке канала, достигая 12,2—49,5%. Последнее, видимо. [c.87]

В табл. 3-2 проведено сопоставление с опытными данными (Л. 57], полученными на другом материале (кварцевый песок) при малом диаметре канала и с помощью принципиально иной методики (р-излучение). [c.88]

Исходные опытные данные частиц. витания, [c.90]

Эксперименты проводились с кварцевым песком di = = 0,49 мм и алюмосиликатом dr = 3,2 мм. Обработка опытных данных позволила выявить следующее. [c.93]

Опытные данные, полученные при наличии винтовых вставок [c.95]

Прямые опытные данные о повышении турбулентности потока за счет наличия в нем твердых частиц приведены в (Л. 365]. Опыты были проведены в вертикальной стеклянной трубе диаметром 76,2 мм при объемной концентрации частиц от 0,13 до 2,5% (скорость осаждения частиц 6,6 78,4 и 90 мм сек). В поток воды впрыскивался раствор хлорида калия с последующим отбором проб в различных точках поперечного сечения вдали от инжектора. Пробы анализировались на содержание КС1 по их электропроводности, что позволяло судить о турбулент- [c.111]

Обобщенная зависимость для расчета gp при вертикальном пневмотранспорте отсутствует. Это объясняется, по существу, тем, что отсутствуют обобщенные зависимости для определения полей скоростей компонентов потока газовзвеси. По опытным данным [Л. 115] р= = (0,882,1) д. Здесь большие значения р относятся к мелким частицам. Это обстоятельство и численные значения р подтверждаются данными [Л. 116] для частиц 4=0,642 -5,67 мм р= (0,84-2,12)ц. [c.129]

Разброс опытных точек не превышает 25% от значений по зависимости (3.13). Наступление автомодельной области течения для шаровой насадки, когда коэффициент сопротивления остается неизменным, обнаружено при Re=10 . В работе [28] было показано гораздо более сильное влияние объемной пористости шаровой насадки на коэффициент гидродинамического сопротивления слоя g при рассмотрении явления в рамках внешней задачи, чем это предлагали другие авторы. В литературе известно несколько работ зарубежных авторов, в которых обобщаются опытные данные по сопротивлению шаровых насадок. Так, в работе Клинга [32] для Re=10-f-10 приведена следующая зависи.мость для определения коэффициента сопротив- [c.58]

В 1961 г. Б. И. Шейниным и Д. А. Наринским были проведены экспериментальные работы по определению гидродинамического сопротивления на той же разомкнутой петле в изотермических условиях еще четырех шаровых укладок. Диаметры труб двух рабочих участков были равны 100 и 204 мм, а шаровых элементов — 40 и 60 мм, диапазон изменения чисел Re = 2-102- 2-10 . Обработку опытных данных проводили как для определения коэффициента сопротивления шаровой насадки ь, так и для определения коэффициента сопротивления шарового слоя щ. Объемная пористость менялась от 0,435 при jV = 5,1 до 0,673 при iV=l,67. Данные по коэффициентам сопротивления слоя приведены в табл. 3.5. [c.60]

Использовалась обычная методика проведения эксперимента и обработки опытных данных. Расход определялся по нормальной диафрагме (шайбе), перепад давления в рабочем участке измерялся дифманометром ДТ-50 и образцовыми манометрами класса 0,35, нагрев воздуха в рабочем участке — дифференциальными хромель-копелевыми термопарами и переносным потенциометром ПП-П класса 0,2. Потеря давления в шаровом слое подсчитывалась с учетом сопротивления трубы (Дртр), определенного без шаровых элементов. В расчете коэффициента сопротивления слоя по зависимости (2.1) принималось среднее значение плотности воздуха, подсчитанное через средние температуру и давление в рабочем участке. Полученные коэффициенты сопротивления приведены в табл. 3 4. [c.61]

Результаты всех исследований, проведенных в МО ЦКТИ, по определению коэффициентов сопротивления слоя и струи >.стр различных укладок моделей шаровых твэлов в круглых трубах и модели ак внои зоны в изотермических и неизотер-мических условиях приведены в табл. 3.4 и на рис. 3.3. Из рисунка следует, что почти во всех опытах удалось достичь автомодельного режима течения, при котором изменение сопротивления Ар зависит практически только от изменения квадрата скорости и плотности, а не зависит от числа Re. Отчетливо видно существенное влияние объемной пористости т шаровой укладки на коэффициент сопротивления слоя Так, при изменении объемной пористости от 0,66 до 0,265 коэффициент сопротивления уве 1ичивается примерно в 30 раз. Разброс опытных данных по коэффициенту сопротивления для определенной шаровой укладки не превышает 10% среднего значения, что указывает на достаточную степень точности измерения перепада давления и массового расхода. В п. 3.1 была теоретически определена зависимость (3.9) коэффициента сопротивления струи Я-стр от объемной пористости т и константы турбулентности астр. [c.62]

Беккер и Хертьес [38], проведя измерения порозности в радиальном направлении и по высоте слоя, пришли к выводу, что только к средней зоне в той или иной мере можно применять основные положения двухфазной теории. Поэтому чем большую часть слоя занимает средняя зона, тем ближе к опытным данным интерпретация результатов посредством зависимости типа (2.41),. [c.51]

Известные корреляции, основанные на модельных представлениях, используемых авторами для описания теплообмена псевдоонсиженных слоев крупных частиц с поверхностью, не имеют параметров, характеризующих геометрию трубных пучков. Например, авторы работы [106] рекомендуют пользоваться расчетными соотношениями, полученными для одиночных труб, полагая, что влияние шага труб в пучке незначительное. Модель, предложенная в [112], позволяет определять коэффициенты теплообмена как функцию величины шага их рас-. положения в горизонтальном пучке, однако, как показано в [115], расчеты по этой модели не дают удовлетворительного согласования с опытными данными. [c.120]

Опытные данные, полученные различными методами в нестесненных условиях для различных частиц неправильной, но изометрической формы, при различных взаимонаправлениях движения компонентов (включая свободное осаждение) хорошо согласуются друг [c.53]

Сопоставление известных расчетных результатов для Е = = =/(1—Р) проведено на рис. 2-9 (кривые 1—8). Там же нанесена зависимость (г от Р (линии 9—12) для разных коэффициентов скольжения фаз ф Ит/у, которая позволяет оценить роль расходной концентрации ц при рт/р 2 000. Ранее было показано, что для разных взаимонаправлений компонентов газовзвеси влияние на различно [Л. 71]. Рассматривая рис. 2-9, отметим, что стесненность движения массы частиц более всего сказывается в ламинарной области и менее в турбулентной. Указанное отличие проявляется тем резче, чем больше объемная концентрация частиц, что объясняется самой природой стесненного движения газовзвеси. Заштрихованная область переходных режимов хорошо усредняется линией I, построенной по формуле (2-19) с показателем степени, равным 3. Эту простую зависимость можно рекомендовать для практических расчетов поправочного коэффициента в рассматриваемой области газовзвеси, где Р<3% и соответственно )г< гкр 45. При этом разбежка величины Ер, определенная по различным данным, будет менее 7%. В ламинарной области расхождение линий, построенных по данным Гупало и Минца, закономерно, так как линия 4 построена для шаров, а линия 8—по опытным данным для частиц неправильной формы. [c.59]

Формулы, аппроксимирующие опытные данные Г. И. Элькина (Re= (1-f-3,6) 10 Кев= 100 = onst (песок) fiK=0,257- 0,73), получены для наиболее эффективного, т. е. минимально допустимого по сохранению проточности угла наклона тормозящих элементов аб/ац = = 10710° 207Ю . Для do/ fT= 1,87 10,2 и 10,2-12,25 соответственно с погрешностью 10 и 3%. [c.93]

При обработке опытных данных осгается неизвестным коэффициент который согласно (4-37) найдется как [c.124]

Рассмотрим использованный выше в порядке первого приближения прием расчленения общего коэффициента сопротивления на слагаемые. Оценка только по об дает лишь количественный результат, поскольку этот коэффициент является интегральным. Поэтому стремление дифференцировать сложный шроцеюс привело к коэффициентам I, п, которые, однако, в определенной мере условны. Сложность заключается (В том, что все составляющие 1об не являются независимыми друг от друга величинами. Действительно, сопротивление трения чистого газа будет при наличии частиц и прочих равных условиях иным, чем при их отсутствии в связи с изменением обстановки в пристенном слое. По этой же причине т может иметь место и в тех случаях, когда движение твердых частиц не приводит к их сухому трению и ударам о стенки (Фт О), а лишь вызовет внутренние силы межкомпонентных взаимодействий. Вот почему при выбранном методе расчленения об коэффициент т(Арт) учитывает все (за исключением Ара) дополнительные потери давления, которые появляются из-за наличия частиц в потоке. Оценка общего коэффициента сопротивления дисперсного потока по зависимости типа об=ф1 [Л. 283] пригодна лишь для горизонтальных потоков, где п=0. Согласно (Л. 283] <р= 1 +1,6р 10иви +(1+2р)]. Нетрудно показать, что такая обработка опытных данных приводит в итоге также к расчленению об на составляющие. Действительно, [c.125]

Формула Вэнда согласно [Л. Г05] хорошо согласуется с опытными данными для всех значений концентраций, когда еще сохраняется текучесть системы [c.126]

Энциклопедия по машиностроению XXL

Оборудование, материаловедение, механика и ...