Основные формулы теплового расчета

ОСНОВНЫЕ ФОРМУЛЫ ТЕПЛОВОГО РАСЧЕТА [c.162]

Основная формула теплового расчета [c.250]

Основные уравнения для расчета газовой ступени и их преоб разование для ЭВМ. Алгоритм теплового расчета газовой ступени ПГУ, используемый в программе расчета на ЭВМ, включает основные формулы методики расчета парогазовых установок и высоконапорных парогенераторов (на основе нормативного метода теплового расчета котельных агрегатов), преобразованные следующим образом. [c.224]

Основной задачей теплового расчета испарительной установки является определение необходимого расхода греющего пара при заданной паропроизводительности. Формула для определения количества дистиллята X, которое можно получить с одного килограмма греющего пара, выводится из уравнения теплового баланса испарителя рис. 7-2 [c.142]

При анализе погрешностей измерений динамических температур и тепловых потоков не рассматривалось влияние излучения и скорости изменения параметров среды на показания регистрирующего прибора. Подробно этот вопрос изложен в [23, 114]. Здесь приведем лишь основные формулы для расчета скоростной погрешности измерений и погрешности из-за излучения. [c.75]

Удельная мощность ро определяется при тепловом расчете и для электрического расчета всегда является заданной. Также заданными являются удельное сопротивление р, частота / и кривые намагничивания В = / (Я). Однако в формулах (3-35) и (3-36) Я , и Я — это амплитуда и действующее значение первой гармоники напряженности магнитного поля, а — магнитная проницаемость, определенная по амплитудам первых гармоник Я и В, в то время как основная кривая намагничивания дает связь между амплитудами результирующих зависимостей В (/) и Я (t). Таким образом, для определения магнитной проницаемости необходимо знать коэффициенты первых гармоник индукции (Ад) и напряженности магнитного поля (Ад), которые нужно ввести в формулу (3-36). [c.56]

До последнего времени считалось, что основную роль в излучении пламени твердых топлив, богатых летучими, играют сажистые частицы. Исходя из этого, по нормативному методу теплового расчета котельных агрегатов излучение пылеугольных пламен топлив, богатых летучими, рассчитывается, как и для жидких топлив, по формуле (5-50), т. е. в предположении, что пламя является светящимся. [c.251]

Если при турбулентном течении скорость потока с,- принимать за среднюю, на которую накладывается колебание скорости с., то мы должны знать о колебаниях с, и д и об их зависимости от условий в иоле потока, чтобы действительно иметь возможность образовать статически средние значения скоростей в такой форме, в какой они встречаются в формуле (307). Эти сведения дает теория турбулентности, применение которой в теории и тепловых расчетах турбин в настоящее время назрело. Не касаясь пока положений указанной теории, все же можно из написанных выше основных уравнений потока сделать существенные выводы, о чем будет сказано далее. [c.171]

В учебнике изложена методика расчета горения топлива, эффективности его использования и теплового расчета парогенератора, а также даны выводы основных расчетных формул и их анализ. Изложена также последовательность теплового расчета агрегатов различных систем и приведены данные, иллюстрирующие условия работы оборудования. Все это служит основой для осознанного выполнения студентами расчета парогенераторной установки. [c.5]

Как известно, одним из основных показателей, определяемых в ходе теплового расчета, является удельный расход теплоты на установку. Если сравнить зависимости (3-24) и (3-28), предлагаемые различными авторами для нахождения этой величины, то они в конечном счете мало отличаются друг от друга и вычисление по ним дает практически одинаковые результаты. Однако формуле (3-24) следует отдать предпочтение, так как она, [c.105]

Камера горения служит для сообщения потоку тепловой энергии, которая является основным источником расширения газа и превращается в ускоряющем поток сопле Лаваля (IV — К) в кинетическую энергию струи на выходе из сопла (У). Количество движения этой струи служит источником реактивной силы двигателя, которая определяется как произведение секундного массового расхода газа сквозь выходное сечение двигателя на относительную скорость выхлопа. Простейший расчет проточной части двигателя по одномерной теории элементарен и заключается в использовании, с одной стороны, изэнтропических формул, а с другой — основных формул теории прямого скачка. Приток тепла при этом может учитываться приближенно по теории, аналогичной изложенной в 26. [c.136]

Если тепловой расчет выполняется для нескольких характерных режимов работы двигателя, то по его данным можно построить основные характеристики двигателя. В противном случае некоторые из этих характеристик могут быть приближенно построены по эмпирическим формулам. [c.36]

Как уже отмечалось, при работе подшипника скольжения в режиме жидкостного трения цапфа и вкладыш практически не изнашиваются. Расчет подшипника скольжения с жидкостным трением проводят одновременно с тепловым расчетом, т. е. расчетом на недопустимость чрезмерного нагревания. При этом расчет подшипников скольжения на жидкостное трение является основным. Но предварительно эти подшипники, так же как и подшипники скольжения с полусухим или полужидкостным трением, рассчитывают по среднему давлению р в подшипнике по формуле (17.2) и произведению pv по формуле (17.3), где длину подшипника I определяют по формуле (17.1). [c.298]

Существующие методы расчета нагрева и охлаждения твердых тел в основном осуществляют с помощью аналитических формул, которые выводят из дифференциального уравнения теплопроводности с соответствующими краевыми условиями. К указанным методам расчета относятся методы Г. Гребера, Г. П. Иванцова [30, 33], А. В. Лыкова [53] и др. Все эти методы не получили широкого применения из-за сложности расчетных формул. Для тепловых расчетов заготовок этими методами пользоваться нельзя, так как большинство из них основано на граничном условии передачи тепла от заготовки в окружающую среду по закону Ньютона = —/с)] при принятом постоянном коэффициенте теплопередачи а. На самом же деле этот коэффициент в процессе нагрева и охлаждения заготовок значительно изменяется. [c.43]

Основными параметрами, контролирующими тепловой режим и размеры литой зоны, являются сварочный ток, длительность его протекания и усилие сжатия. Рядом исследователей [2, 4, 5, 8] предложены формулы для расчета сварочного тока, как основного параметра, определяющего тепловыделение. Однако при попытке применить их для расчета режима точечной сварки легких сплавов получались результаты, значительно отличающиеся (иногда в 2 раза) от практических данных. [c.160]

Тепловой расчет .-калориметра. При переходе от идеализированной модели к реальному калориметру необходимо проводить тепловой расчет его основных элементов. Целью такого расчета является выбор оптимального режима опыта, размеров исследуемого слоя, мощности нагревателя и т. д. При этом поправки в расчетных формулах удается снизить до пренебрежимо малых значений. [c.98]

Выражения (51.2), (51.5) и (51.7) вместе с аналогичными формулами для периода охлаждения являются основными при расчете регенератора. Следует помнить, что эти уравнения выведены для идеальных условий, когда нет потерь тепла через наружные стенки регенератора ( идеальная тепловая изоляция) и пренебрежимо мал поток тепла вдоль регенератора за счет теплопроводности насадки. [c.117]

Если задано граничное условие второго рода (известен тепловой поток, проходящий через поверхность тела), то расчет температурного поля тела неправильной формы следует производить по формулам, выведенным для основного тела (классической формы). При этом во внимание принимается заданная величина теплового потока. [c.172]

Ниже приведена краткая характеристика теплообменных аппаратов, применяемых в холодильных и криогенных установках, а также находящихся в стадии промышленного освоения. В изложении материала, касающегося методик тепловых и гидравлических расчетов, опущен ряд широко употребительных определений и формул, которые нашли отражение в предыдущих разделах настоящего справочника. Это ох-носится в первую очередь к уравнениям теплопередачи для плоской и оребренной стенок ( 2.2), методам определения температурных напоров между теплоносителями ( 2.5 кн. 2 настоящей серии), основным понятиям и расчетным соотношениям гидравлики, связанным с определением потерь напора при течении жидкостей и газов в каналах (п. 1.6.2. кн. 2 настоящей серии), некоторым уравнениям теплоотдачи ( 2.6, 2.7, 2.10, 2.11 кн. 2) и т. д. [c.268]

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]

До последнего времени, из-за отсутствия достаточно надежных и простых методов расчета массообмена, рассчитывают деаэраторы по теплообмену. Основная задача состоит в определении поверхности теплообмена, т. е. контакта воды с греющим паром для обеспечения необходимого подогрева воды. Обычно задаются недогревом воды (разностью температуры насыщения греющего пара t и конечной температурой воды Г), равным 0,25 для деаэраторов питательной воды котлов высокого давления и до 1° — для деаэраторов подпиточной воды тепловых сетей. При этом на основе некоторых практических данных считают, что необходимая для такого подогрева воды поверхность теплообмена достаточна для надлежащей деаэрации воды. Поверхность теплообмена рассчитывают по формуле (55) (см. 11) [c.387]

Решение технико-экономических и эксплуатационных вопросов с помощью тяговых расчетов основано на использовании тяговых,- энергетических, тепловых и расходных характеристик локомотивов,а также на применении расчетных формул удельного основного сопротивления и тормозных характеристик. Эти данные составляются на основе результатов широко поставленных научных опытов с локомотивами и вагонами. [c.202]

Тепловые сопротивления отдельных участков осредненного элемента. Аналитическое определение теплопроводности зернистых систем приведено в 3-2. Для расчета эффективной теплопроводности связанного материала, так же как и для зернистых систем, необходимо знать теплопроводность каркаса Як, теплопроводность пор Ягс.п в структуре второго порядка и их объемную концентрацию тгс.п- Основная сложность состоит в расчете теплопроводности каркаса связанного материала, который можно выполнить по аналогии с выводом формулы (3-41). Действительно, элемент с осредненными параметрами, изображенный на рис. 4-1, а, является составной частью хаотической структуры каркаса в зернистых и связанных материалах. Основным фактором, усложняющим анализ процесса переноса тепла в каркасе связанного материала, является необходимость [c.113]

Теоретические и экспериментальные исследования тепловой кинетики и распределения температур в сварных швах привели к выводу формул [245], позволяющих определить температуру в любой точке температурного поля. Однако зависимость последнего от большого числа факторов вносит в расчеты значительные погрешности, и поэтому распределение температур в зависимости от времени чаще всего определяется зкспериментально. Приходится учитывать общую энергию электрической дуги, способ сварки, толщину листа, расположение шва (горизонтальное, вертикальное или потолочное), количество, скорость и последовательность наложения валиков друг на друга, применение промежуточного охлаждения и т. д. Из теплофизических свойств металла основное влияние на температурное поле имеет теплопроводность. С повышением теплопроводности уменьшается ширина сенсибилизированной зоны й сокращается время сенсибилизации. Для образования зоны, склонной к межкристаллитной коррозии, имеет значение не только тепло, подведенное дугой к основному материалу через жидкую металлическую ванну наплавленного металла, но и процесс его затвердевания и охлаждения. Если весь процесс плавления металла при сварке разделить [c.232]

Глобоидные червячные передачи следовало бы рассчитывать, в принципе, исходя из условий теплового равновесия в передаче, так как трение в зацеплении ее велико. Однако данные, необходимые для динамического расчета их, пока еще отсутствуют, и основные размеры глобоидной передачи, которая должна передавать заданную мощность при определенном числе оборотов в минуту, приходится определять по эмпирическим формулам поэтому если проектируемая передача предназначается для серийного производства или для ответственного станка, она должна быть проверена после сборки на стенде. [c.263]

Температура потока у стенки значительно отличается от средней температуры потока, но в формуле (60) при расчете теплообмена в трубах принимается средняя температура теплоносителя. Коэффициент теплоотдачи а зависит от многих факторов. Основные факторы, определяющие величину а, — это характер движения жидкости (ламинарный или турбулентный), физически свойства жидкости, скорость движения, направление потока по отнощению к омываемой поверхности, форма сечения и длина канала, положение поверхности канала в пространстве при внешнем обтекании, направление теплового потока, шероховатость поверхности. [c.68]

Используемые в нормах формулы приведены к наиболее удобному для практического применения виду и представлены в двух вариантах для определения толщины сТенки и для определения допустимого давления. В качестве основной нагрузки, по которой определяют толщину стенки котельных элементов, принято давление рабочей среды. В необходимых случаях, оговоренных в нормах, — наличии высоких напряжений изгиба в барабанах и камерах (при большой длине последних), производят поверочный расчет изгиб-ных напряжений. Поверочный расчет напряжений от внешних нагрузок (осевой силы, изгибающих и крутящих моментов) и от само-компенсации теплового расширения необходим для трубопроводов. [c.194]

В данной работе основное внимание уделяется вопросам точности определения теплофизических характеристик в среде постоянной и переменной температуры. Авторы считают, что дальнейшее развитие этой области технической физики должно идти по пути совершенствования самих измерений с точки зрения увеличения точности определения теплофизических характеристик и создания соответствующих приборов, основанных на современных достижениях вычислительной и счетно-решающей техники. Все необходимые в работе оценки проводятся на основе строгих решений двумерных и многослойных задач теплопроводности. Смысл обобщения некоторых методов онределения теплофизических характеристик касается разработки новых двумерных методик расчета теплофизических коэффициентов в стационарных, регулярных и квазистационарных тепловых режимах. В частных случаях из полученных формул вытекают общеизвестные расчетные соотношения для коэффициентов тепло- и температуропроводности. [c.31]

Для проведения инженерных расчетов необходимо знать состав и свойства органического топлива. Химический состав топлива (особенно твердого) сложен и в большинстве случаев формула его неизвестна, а поэтому ее характеризуют массовым содержанием образующих его элементов в процентах. Исследованиями установлено, что органическое твердое и жидкое топливо в основном состоит из углерода, водорода, серы, азота, кислорода, различных минеральных солей и воды. При этом лишь углерод, водород и сера могут участвовать в химических реакциях окисления с выделением тепловой энергии (экзотермические реакции), т. е. гореть. Поэтому часть массы топлива, состоящую только из этих элементов, называют горючей. Азот, кислород, минеральные соли и вода составляют негорючую часть топлива, а поэтому ее называют балластом. Сумма горючей массы топлива и его балласта представляет собой рабочую массу, т. е. массу топлива в том виде, в котором оно добыто и поступило для сжигания. [c.344]

Принимая в качестве основного способа передачи тепла от печной среды к поверхности нагреваемого материала тепловое излучение, учтем вклад конвективного теплообмена (( м.к, Вт/м ) введением в формулы лучистого теплообмена коэффициента йк= м к/ м.л.г (см. ниже). Таким образом, основной величиной в последующих расчетах явится плотность сальдо-потока лучистого теплообмена м.л. [c.40]

В книге кратко изложены основные законы теплового излучения. Рассмотрены некоторые практически важные задачи расчета лучистого теплообмена между телами. Приведены расчетные формулы, графики, номограммы, таблицы, необходимые для выполнения практических расчетов. Изложена методика ятих расчетов. [c.2]

Для удовлетворения требований, предъявляемых к ограждениям газоходов котлов, разработана методика теплового расчета обмуровки [Л. 12], которая, однако охватывает не все встречающиеся случаи и конструкции Длительная проверка этой методики подтверждает пра вильность ее основных положений и удовлетворитель ную сходимость данных, полученных по расчетным фор мулам с измеренными на практике температурами Однако проведенный анализ измерений температур по казал, что некоторые формулы требуют практических уточнений, что восполнено в настоящей работе. [c.38]

Эта формула имеет два существенных недостатка по сравнению с формулой (6-53) во-первых, она не включает В себя скорость газового потока, при которой достигается максимальный теплообмен, что исключает практическое использование ее для аэродинамичеакого и теплового расчета аппарата, во-вторых, она не учитывает вязкость газовой ком поненты запыленного потока, что противоречит основным положениям теории конвективного теплообмена. В опубликованной в 1959 г. формуле И. Н. Варыгина и И. Г. Мартюшина [Л. 265] для вычисления максимального коэффициента теплоотдачи [c.353]

Коэффициент теплопередачи К зависит в основном от значений коэффициентов теплоотдачи aj и аг, так как термическое сопротивление стенок обычно невелико (если нет специальной тепловой изоляции). Формулы для расчета конвективного теплообмена показывают, что коэффициент теплоотдачи а увеличивается с ростом скорости потока. Но при вынужденном движении жидкости скорость можно увеличить только за счет повышения мощности насоса или компрессора, обеспечивающего это движение. Увеличение же мощности этих устройств повышает расходы на эксплуатацию проектрфуемой машины. Поэтому возможность повышения интенсивности процесса теплообмена за счет роста К всегда требует тщательного экономического анализа. [c.134]

Будем искать зависимость температуры 6 центре пятна от времени. Расчет проюдится по методу, согласно которому действие непрерывного источника заменяется суммой действий мгновенных точечных тепловых источников. Основная формула этого метода имеет вид [c.167]

Принимая во внимание необходимость учета теплоты трения при расчетах теплового состояния поршня быстроходного дизеля и в то же время сложность непосредственного ее замера, можно использовать различные косвенные методы ее оценки. Одним из таких способов может служить расчет мощности потерь трения поршня по существующим приближенным формулам с последующим переводом мощности в теплоту. При подсчете теплоты трения поршня двигателя М-50 был принят следующий порядок расчета. Полагая, что основная доля работы трения поршня приходится на уплотнительные кольца, определяем мощность их трения, а затем теплоту. Для этой цели была использована зависиг,4ость, предложенная в работе [3]. На основании диаграммы давления в закольцевых пространствах считается, что тре1ше от давления газов развивает только первое и второе уплотнительные кольца, а остальные развивают трение от давления упругости. Принимая равными тепловые потоки в поршень и во втулку цилиндра, можно записать [c.251]

В области турбулентного течения (Яе>200) наблюдается значительное расхождение опытных данных различных авторов. Это связано в первую очередь с раз-личны.ми физико-химическими условиями проведения опытов. Максимальные значения теплоотдачи определяются опытными данными, полученными на основании измерения распределения температур по сечению потока [35], [91], [92], и близки к расчету по теоретическим формулам (5.20), (5.28), (5.20а), полученным при решении тепловой задачи при = onst. Нижний уровень теплоотдачи для основной части опытов отвечает полу-эмпирическим критериальным формулам [32, 38] [c.147]

На этой же фигуре нанесена также кривая, рассчитанная по формуле (13.15). Эта кривая отклоняется вниз от опытных точек в связи с тем, что в условиях эксперимента задавался тепловой поток, а не температурный напор. На фиг. 75 приведены результаты сопоставления опытов Брамлея, проведенных при атмосферном давлении, с расчетами по формуле (13.15). Как видно из фиг. 75, вариации коэффициента р не выходят за теоретические пределы, Таким образом, изложенные ранее [56] основные положения теории теплоотдачи при пленочном кипении подтвердились последующими экспериментальными исследованиями. На фиг. 76 приведены данные [c.162]

В противоположность этой методике методика ВТИ—ЭНИНа которая рекомендуется в нормативном методе [56 ] для расчета суммарного теплообмена в двухкамерных топках, требует предварительного определения средней эффективной температуры факела 7 ф и температуры поверхности слоя золовых отложений на экранах Тзл. в отличие от методики ЦКТИ основная расчетная зависимость не является здесь эмпирической. Она представляет собой формулу Стефана—Больцмана, в соответствии с которой определяется количество теплоты, переданной топочной средой экранным поверхностям нагрева в процессе радиационного теплообмена между ними. Уравнение радиационного теплообмена дополняется при этом уравнением теплового баланса топочной камеры и зависимостями для определения температур Гф и Тзл. [c.166]

Подставляя в формулу для скорости г = 1,5 см, Q = 0,74-10- г см (это — плотность дейтерия при давлении Ро = 0,7 мм рт. ст. и комнатной температуре) и величину тока, получим и= 80 км сек. Таким образом, магнитный поршень разгоняет плазму до скорости порядка наблюдаемой (0тах 90 км сек). Заметим, что время действия магнитного поршня, которое порядка t г и 1,9-10 сек, меньше четверти периода разряда Г/4 l/4v = 3,6-10- сек. Весь процесс ускорения плазмы происходит в первую четверть периода разряда, пока ток не вырастает до максимального значения. В сделанном расчете мы пренебрегали ускорением за счет чисто теплового расширения плазмы, нагретой разрядным током. Оценки показывают, что действительно основную роль в ускорении играет магнитное давление, а не тепловое. Для увеличения магнитного давления, действующего на плазму, в некоторых опытах к магнитному полю возвратного тока (которое [c.208]

Наконец, интересны.м применением теории Ми является расчет теплового излучения межзвездными пылинка.ми, которое составляет основную потерю их внутренней энергии и поэтому определяет их температуру. Так как излучаемые волны лежат в далекой инфракрасной области, т. е. и.меют длины волн значительно большие, чем размер частиц, мы должны пользоваться формулами для Спогл., вытекающими из теории Ми (гл. 14). Согласно закону Кирхгофа, излучение в Спогл. раз больше значения, рассчитанного на основе излучения черного тела. Основываясь на этом, ван де Хюлст (1946, 1949) оценил, что температура межзвездных пылинок, будь то металлических или диэлектрических, скорее равна 10—20°, чем традиционному значению з°к. [c.526]

Энциклопедия по машиностроению XXL

Оборудование, материаловедение, механика и ...