Расчет полного теплообмена

Для других рассматриваемых типов контактных аппаратов уравнения вида (4-1) будут получены с учетом особенностей аппаратов и данных расчета, опубликованных в литературе. С помощью критериального уравнения тепломассообмена производится расчет полного теплообмена. С помощью уравнения относительной интенсивности тепло- и массообмена производится расчет массообмена в контактных аппаратах. [c.87]

Расчет полного теплообмена на этом заканчивается, так как определены поток переданной теплоты, конечные параметры газа Uk и жидкости ,к. к. Если необходимо вычислить оба конечных параметра газа и количество испаренного или сконденсированного пара, то производят расчет процесса массообмена. [c.90]

Расчет полного теплообмена 0,123 [c.96]

Сопротивление в исследуемом процессе. При анализе теплообмена при испарении или конденсации потоков теплоносителя внутри каналов с пористым высокотеплопроводным заполнителем было отмечено, что паровая фаза смеси находится в состоянии термодинамического равновесия и имеет температуру, равную локальной температуре насыщения. Причем fj используется как отправная величина для расчета избыточной температуры проницаемой матрицы i = Т -1 . Следовательно, для определения значения в каждом поперечном сечении канала необходимо уметь рассчитать распределение давления в двухфазном потоке вдоль канала. Эта задача также представляет интерес и для расчета полного перепада давлений на пористом заполнителе. [c.122]

В настоящее время расчет интенсивности теплообмена в выпарных аппаратах производят в основном по эмпирическим формулам типа а = Л<7 р в которых коэффициенты А и показатели степени при <7 и р являются функциями концентрации раствора. С ростом концентрации значение п, как правило, уменьшается. Построение обобщенных формул вызывает значительные трудности из-за отсутствия данных по свойствам растворов на линии насыщения. Опубликованные в литературе отдельные, не очень полные данные, как правило, относятся к низким температурам. Например, приведенные в табл. 13.2 значения коэффициентов диффузии определены при г = 25° С. Предложенный Нернстом способ пересчета значений D на другие температуры с использованием данных о предельной подвижности ионов дает достаточную точность только для бесконечно разбавленных растворов. [c.362]

Естественно, что уравнения (7-52) и (7-53) с ядрами (7-54) и (7-55) являются значительно более простыми, вследствие чего их решение уже не встречает прежних затруднений. Аналогичные упрощения в случае оптически тонкой среды имеют место и для интегральных уравнений полного излучения. Описанное упрощение интегральных уравнений и сведение их к виду (7-52) и (7-53) в рассмотренном случае называется приближением оптически тонкой среды [Л. 107] и ори малых оптических толщинах используется о расчетах радиационного теплообмена [Л. 104, 106, 107, 374]. [c.212]

Воспользуемся теперь обобщенным интегральным уравнением (9) для построения зональных методов расчета лучистого теплообмена на более точной и общей основе. Разобьем полную поверхность излучающей системы (F F + F ) на п дискретных участков или зон с поверхностями F[, 118 [c.118]

Расчет тепло- и массообмена в контактных аппаратах по методу Кокорина основан на вычислении коэффициентов явного и полного теплообмена а, о и коэффициента соотношения полной и явной теплоты [c.101]

Вышеприведенные системы линеаризованных алгебраических уравнений необходимо дополнить уравнениями состояния для энтальпии теплоносителей, уравнениями смещения (впрыски и др.), расхода топлива, теплообмена в топке, радиационного теплообмена, а также уравнениями, отражающими связи искомых переменных по поверхностям нагрева. Таким образом, получается математическая модель тепловых процессов в парогенераторе. Для реализации этой модели на ЭВМ разработан алгоритм, сводящийся к итеративному процессу решения данной системы комбинацией методов Зейделя и простой итерации. Расчет полной системы модели парогенератора наиболее эффективно проводится по ходу движения дымовых газов от топки. [c.48]

Полный анализ кинетики процессов обжига экспериментальных образцов в виде цилиндров или пластин можно произвести при помощи, имеющихся решений систем дифференциальных уравнений тепло- и массообмена, разработанных проф. А. В. Лыковым [5] и его учениками. При использовании экспериментальных данных такие уравнения должны отражать как внешнюю, так и внутреннюю картину явлений, связанных с процессом обжига глин и глинистых материалов. Ниже приводим аналитический расчет коэффициента теплообмена экспериментального цилиндра с помощью решений, полученных М. С. Смирновым для неограниченного цилиндра [c.364]

Повышение точности расчета суммарного теплообмена в топках связано, таким образом, с более полным учетом в расчетных зависимостях влияния на теплообмен характера температурного поля в объеме топочной камеры. Естественно, что само температурное поле определяется условиями горения и теплообмена, связанными с видом сжигаемого топлива, мощностью и конструкцией котельного агрегата. [c.165]

Кроме продуктов полного сгорания, в камерах печей И топках содержатся также продукты неполного сгорания окись углерода, углеводороды. Данных о влиянии излучения этих газов на лучистый теплообмен в промышленных аппаратах нет, и при расчете лучистого теплообмена их излучение не учитывают. [c.95]

Проведенные эксперименты подтверждают возможность расчета нестационарного теплообмена при различных соотношениях тепловых потоков в начальном и конечном стационарных режимах по ранее полученным соотношениям для полных набросов и сбросов с использованием критерия Кт , определенного по формуле (4.34). [c.117]

В первом случае решаем систему уравнений (170), (172) и (96), а во втором — (92), (96) и (148). На рис. 20 показаны в качестве примера результаты решения этих уравнений, причем сплошными линиями изображены кривые, полученные при условии протекания процесса полного теплообмена, а штриховыми — при условии пренебрежения им. Графики даны при одинаковом значении нагрузки (г) = 0,4) и для разных величин безразмерной массы (М = 1—25). Как показал анализ этих графиков и многочисленных расчетов, проведенных с помощью ЭВМ, наиболее значительно [c.93]

С этой целью он использовал формулы, рекомендованные Г. Гребером [26, с. 239] для расчета лучистого теплообмена в обычных пламенных печах, т.е. для температур значительно более низких, чем в камерах ЖРД, и для парциальных давлений газов, приведенных к общему давлению смеси, равному 1 атм. Разумеется, что расчеты по этим формулам были неточны, но это обстоятельство было менее существенным по сравнению с погрешностями в вычислении конвективного теплового потока от газов. Поэтому не случайно результаты сравнения расчетов по этой методике с результатами экспериментов привели ученого к выводу о том, что "Расчетный путь для решения ее (проблемы теплопередачи. — Г.С.) в настоящее время не может претендовать на какую-либо точность, во-первых, ввиду высоких температур, которые мы имеем в камере сгорания и при которых совершенно неизвестны, например, законы лучеиспускания, и, во-вторых, ввиду полного отсутствия знания коэффициентов теплопередачи, необходимых для расчета" [80, с. 677]. [c.64]

В пределах заданного интервала температуры нагрева детали теплофизические свойства металла и условия теплообмена сильно меняются, поэтому при выполнении точного расчета целесообразно этот интервал разбить на более мелкие и полное время нагрева найти в виде суммы. В качестве иллюстрации метода выполним лишь приближенную оценку сразу для всего температурного интервала (методика расчета не зависит от величины интервала температур нагрева). Теплофизические свойства металла и условия теплообмена будем считать при средней в заданном интервале нагрева температуре / = 400 °С. [c.114]

При оценке теплообмена в реагирующей смеси необходимо учитывать изменение физических параметров газа во всей системе. Поэтому расчету теплообмена должна предшествовать оценка зависимости физических параметров реагирующей смеси от температуры или полной энтальпии. [c.364]

В последнее время, используя теорию пограничного слоя и электронно-вычислительные машины, удалось решить много важных задач теплообмена и в том числе о переносе теплоты в турбулентном пограничном слое. В дальнейшем, по-видимому, методы расчета теплообмена с применением электронно-вычислительных машин будут развиваться, и, следовательно, при подготовке инженеров на них следует обратить особое внимание. Автор старался изложить эти методы как можно полнее. [c.3]

Простейшая методика расчета для более сложных задач, а именно течений с градиентом давления вдоль неизотермических поверхностей, использует свойство консервативности (универсальности) законов теплообмена (1.8) и (1.9). Обоснованием этого свойства является важная, особенность формул (1.8) и (1.9) они связывают местные значения коэффициента теплоотдачи и толщины потери энтальпии и в отличие от соотношений типов (1.10), (1.11) не содержат продольной координаты X. Предполагается, что особенности изменения вдоль х температуры стенки и давления (скорости) внешнего потока достаточно полно учитываются при решении интегрального уравнения теплового пограничного слоя. Пример такого расчета и соответствующая программа для ЭВМ приведены в п. 5,3.3. [c.42]

Для уже спроектированного или находящегося в эксплуатации теплообменного аппарата целью теплового расчета является определение конечных температур теплоносителей, т. е. температур рабочих жидкостей ("р и "х на выходе из теплообменного аппарата, а также количество переданной теплоты. При таком поверочном расчете известны площадь поверхности теплообмена Р, температуры теплоносителей на входе г и t x, коэффициент теплопередачи к и полные теплоемкости и 1 х теплоносителей. [c.428]

Сложность и многообразие процессов течения и теплообмена в трубах позволяет выделить громадное число конкретных задач, различающихся исходными дифференциальными уравнениями и условиями однозначности. Многие из этих задач решены. Решение наиболее полно поставленных задач из-за их сложности не может быть получено с достаточной точностью или неосуществимо. Применение электронных вычислительных машин позволяет довести решение задач до получения числовых з начений искомых переменных. Однако и в этом случае иногда остаются неопределенными области выполнения полуденных значений на практике. Например, машинный расчет вязкостно-гравитационного течения может не показать, при каких условиях это течение переходит в турбулентное (критическое число Рейнольдса при этом может несколько измениться). [c.207]

Полученные формулы справедливы для расчета температур и на многослойной поверхности теплообмена. В этом случае для плоских стенок в формулы (19-39) и (19-40) подставляются б — полная тол- [c.454]

Ряд вопросов теплообмена в четырехокиси азота изучен еще недостаточно полно, однако авторы сочли целесообразным, учитывая запросы проектирования, в некоторых случаях на основании даже неполных данных привести предварительные расчетные рекомендации, так как при использовании общепринятых формул и зависимостей возможны еще большие погрешности расчета. [c.6]

Прежде чем установить необходимые зависимости для расчета входящих в эти формулы неизвестных величин и с учетом совместного влияния местных сопротивлений и теплообмена, покажем, что нагрев газа в суженном сечении канала вызывает падение полного давления аналогично влиянию геометрических сопротивлений. Следовательно, по результату действия нагрев газа при определенных условиях может быть аналогичен сопротивлению, которое можно назвать термическим. [c.220]

Движение теплоносителя в активной зоне ядерных реакторов является, как правило, турбулентным. Процессы, связанные с турбулентностью, сравнительно легко поддаются решению только в некоторых простых случаях. При решении же задач гидродинамики и теплообмена в активной зоне трудность описания турбулентного потока усугубляется сложностью геометрических форм элементов активной зоны, неравномерным характером энерговыделения и необходимостью определения локальных характеристик. Эти обстоятельства потребовали применения комплексного расчетно-экспериментального подхода к решению задач и создания новых методов (приближенное тепловое моделирование, учет анизотропности турбулентного обмена в сложных каналах, модель пористого тела и т. п.) с широким применением ЭВМ. На наш взгляд, только комплексный подход позволит получить наиболее полное представление о сложных процессах гидродинамики и теплообмена в активных зонах реакторов и создать надежные расчетные рекомендации. Диапазон теплогидравлических расчетов весьма широк от инженерных оценок по приближенным формулам до численных расчетов на математических моделях с помощью ЭВМ в зависимости от стадии проектирования ядерного реактора и степени изученности тепло-физических процессов. [c.7]

В различных областях новой техники и химической промышленности широко используются процессы теплообмена, в которых участвуют вещества с недостаточно полно известными физическими свойствами. В этих случаях для быстрой оценки теплообменной способности новых теплоносителей большое практическое значение (приобретает разработка методов приближенного расчета температурных зависимостей физ-параметров. [c.100]

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]

При любых расчетах теплообмена излучением между телами одними из основных исходных данных являются данные о степенях черноты поверхностей тел. К сожалению, в отечественной литературе эти материалы представлены недостаточно. Этот пробел в известной мере восполняется таблицами графиков спектральных и интегральных степеней черноты различных материалов по [Л. 29], которые приведены в приложении. Они охватывают широкий диапазон температур, в котором обычно работают различные элементы теплотехнических установок, и наиболее полно отражают влияние состояния поверхности материала на его спектральную и интегральную степени черноты. Данные включают широкий круг материалов, представляющих интерес для самых различных областей техники, в особенности для энергомашиностроения. [c.7]

Однако в принятой выше записи формула (2) непригодна для расчета теплообмена при кипении в условиях недогрева. Это связано с тем, что при кипении в условиях недогрева само понятие суммарного коэффициента теплоотдачи к двухфазному потоку становится в достаточной мере неопределенным, так как в этих условиях недостаточно ясно, что выбрать за определяющий температурный перепад А< ед = ( ст—U или его часть В связи с этим обстоятельством, а также учитывая тот факт, что введение самого понятия коэффициента теплоотдачи является, хотя и весьма удобным, но формальным приемом, служащим для расчета реальной величины теплового потока, целесообразно представить формулу (2) в виде зависимости полного удельного теплового потока через поверхность q от отдельных его составляющих, вызванных различными механизмами переноса тепла. [c.196]

Каждая из подпрограмм имеет свою внутреннюю логическую структуру, обеспечивающую выбор необходимых в данный момент соотношений. Например, при расчете коэффициентов теплообмена необходимо учитывать различия в режимах теплосъема в разных зонах ПГ. Наиболее полно отвечает разработанным к настоящему времени зависимостям для коэффициентов теплообмена разбиение на следующие зоны. [c.198]

Эти две формулы показывают, что. при обычных данных для такого типа теплообменников скорость с отличается от скорости с на 0,1 величины последней через (0,01—0,02) t ex, где /о — полный период работы теплообменника, т. е. представляется возможным расчет процесса теплообмена вести в предположении с = onst. [c.181]

Для аппарата с орошаемой насадкой в качестве расчетной была принята регулярная насадка из блоков листового материала, которая, по данным О. Я. Кокорина, обладает лучшими показателями из исследованных насадок [26]. Условия расчета скорость воздуха а г = 3 м/с толщина слоя бел = 0,2 м удельная поверхность 580 м /м пористость 0,83 плотность орошения 40 кг/(м-ч). Расчет выполнен по методике П. Д. Лебедева [30] с использованием формулы Т. Хоблера для коэффициента полного теплообмена [50]. Показатели ударно-пенного аппарата рассчитаны по методу И. М. Фокина при S = 1 и Wr = 4,5 м/с, показатели пенно-испарительного водоохладителя (ПИВ-9) — по номограммам М. А. Барского для номинальных условий работы аппарата (расход воздуха 9000 м /ч). Центробежный теплообменный аппарат был рассчитан на номинальный режим работы при следующих геометрических параметрах 0 = 0,1 м / = 0,24 L/D = 0,8. [c.22]

Расчет процессов тепло- и массообмена в полочных пенных аппаратах может быть выполнен, например, методами М. Е. По-зина [37] и С. А. Богатых [15]. Расчет по методу М. Е. Позина основан на применении ряда частных зависимостей коэффициента полного теплообмена Кл, отнесенного к площади сечения аппарата в целом, либо от высоты пены Н, либо от высоты исходного слоя жидкости Лж, либо от скорости W (при прочих равных условиях). Зависимости приведены в табл. 4-4, 4-5, 4-6, где /гп —высота порога в аппарате. Особенностью расчета является использование среднего логарифмического температурного напора для перекреот него тока газа и жидкости. [c.105]

Определить число единиц переноса для сухого элемента границы газового потока можно обычными методами расчета теплообменников. В частности, учитывая, что в этой области отсутствуют массос мен и, химические реакции и что удельные теплоемкости постоянны, Ng рассматриваемого элемента можно вычислить из уравнения теплообмена (7-62). Соответствующий метод расчета полного числа единиц переноса состоит в следующем определяют G-кривую с помощью изложенного выще способа при допущении непосредственного контакта фаз. Заменяют горб этой кривой вертикальной прямой линией. Для вычисления единицы переноса этого элемента обменника используем формулу теплообмена. Затем по нашему методу рассчитывают число единиц переноса для участка конденсации . Пример такого расчета будет приведен в 7-4. [c.316]

Разработка общей теории зонального метода расчета началась с 1935 г. В статье Г. Л. Поляка [112] решение задачи зональным методом строилось на основе системы уравнений, в которых в качестве неизвестных и заданных величин приняты плотности результирующего и собственного излучений. В статье В. Н. Тимофеева [113] зональный метод рассмотрен на основе системы уравнений, в которых в качестве неизвестных взяты величины эффективного излучения. Наиболее полно,основы зонального метода расчета лучистого теплообмена рассмотрены в работах Ю. А. Суринова [70 114—124], который рассматривает зональный метод как частный случай расчета с помощью интегральных уравнений. Приводимое ниже описание зонального метода расчета лучистого теплообмена сделано на основе работ Ю. А. Суринова. [c.201]

А. М. Гурвичем использован критерий Больцмана для разработки метода расчета лучистого теплообмена е топках котлоагрегатов. Этот метод на протяжении многих лет им совершенствовался и был принят для расчета лучистого теплообмена топок котельных агрегатов в нормативном методе теплового расчета котельных агрегатов [56]. Наибо-леее полно он описан в монографии [227]. Расчетная формула имеет вид [c.374]

В гл. 12 показано, что если от рещения задачи требовать полной корректности, то при переменной температуре в объеме величину и температурный фактор нельзя записать в виде произведения двух отдельных множителей. Поэтому зависимость (14-77) при применении ее к переменной температуре не следует рассматривать как строго теоретическую. Однако как полуэмпирическую зависимость ее с успехом применяют при расчете лучистого теплообмена в агрегатах. Под величиной понимают видимый, коэффициент лучистого теплообмена, определяемый при постоянной темпёратуре в объеме. [c.401]

Физическая природа процессов испускания и поглощения достаточно полно представлена в современной теории теплового излучения. Однако для репюния практических задач расчета лучистого теплообмена, ввиду его большой сложности, целесообразно использовать феноменологический метод исследования, рассматривая Среду как сплошную, а не дискретную, и обладающую некоторыми суммарными характеристиками, определяющими лучистый перенос энергии. [c.283]

Многообразие факторов, влияющих на процесс теплообмена в соплах, и недостаточно полное экспериментальное исследование этого процесса затрудняют построение единой методики расчета. Имеется несколько методов расчетной оценки теплоотдачи в соплах, более или менее полно отражающих специфику процессов теплообмена в этих условиях. Наиболее простой метод расчета предложен Бартцем. Он основан на теории турбулентного пограничного слоя и не учитывает влияния отрицательного градиента давления на развитие пограничного слоя. В соответствии с этим методом местный коэффициент теплоотдачи определяется уравнением [c.389]

Указание. Для решения задачи воспользоваться графиками, приведенными на рис. 20.10, 20.11, 20.12 (на рисунках обозначено / — коэффициент трения L — полная длина поверхности теплообмена г — гидравлический радиус канала, характерный размер канала, входящий в число Re, принят равным 4 г — средняя температура теплоносителя — температура внутренней поверхности канала). Методику расчета теплообменника см. в книге В. М. Кэйса и А. Л. Лондона Компактные теплообменники (М.— Л., 1962). [c.304]

В полной мере обеспечить отсутствие теплообмена между рабочим телом и окружающей средой, необходимое для адиабатного процесса, не представляется возможным. Однако при достаточно хорошей тепловой изоляции рабочего тела от внешней среды можно ука-загшый обмен теплотой свести к столь малому значению, что процесс практически будет адиабатным. С достаточной для практики точностью можно принять процесс за адиабатный и тогда, когда он протекает столь быстро, что теплоотдача, зависящая от времени, не успевает существенно повлиять на ход изменения состояния. А отклонения от равновесного процесса учитываются в дальнейшем введением в расчеты специального коэффициента.. [c.72]

На рис. 6.4 изображены графики, построенные по результатам расчета для условий двух опытов с полной конденсацией (Р=7,5 бар, G i = 7,49 кг/час, Vi =2,09 м/сек, Reoi = 16,763, Re oin= 2844, Re = 304) и с вьшаром (Р = 7,5 бар, Gj = 14,81 кг/час, = 7,37 кг/час, Wi = = 4,14 м/сек, = 2,14 м/сек, Reoi = 40442, Re oin = = 14703, Re = 364). Рисунок свидетельствует об изменении по длине трубы толщины пленки б, температурного напора АТи, коэффициента теплообмена конденсации а , скорости на поверхности пленки и ее составляющих, обусловленных действием сил тяжести поперечным потоком пара Убйп и силами трения на границе раздела фаз [c.165]

В настоящей работе учитывается не собственно механизм теплообмена, который изучается теорией теплопередачи, а конеч-лыс результаты его влияния на температуры ra. ia в рассматриваемых сечениях потока при известных (задар[цых) полных значениях тех же температур (первая постановка задачи расчета) или, наоборот,— влияния теплообмена на полные значения температур, когда температуры газа в трех сечениях известны (вторая постановка задачи). [c.216]

Как уже упоминалось, теоретической основой светового моделирования является идентичность уравнений радиационного обмена во всем диапазоне частот электромагнитного излучения. Анализ уравнений и условий подобия радиационного теплообмена изложен в гл. 9. Результаты этого анализа в полной мере применимы и для светового моделирования теплообмена излучением. Однако тот факт, что для светового моделирования используется не весь возможный диапазон частот от v = = 0 до оо, а весьма ограниченный участок видимого спектра, заставляет отказаться от выполнения подобия )аспределения спектральных характеристик по частоте, ными словами, световое моделирование строго справедливо для спектрального и серого излучения и его использование для селективных излучающих систем сопряжено с необходимостью дополнительных расчетов осредненных по частоте оптических параметров и последующего анализа возникающих при этом погрешностей. Эти обстоятельства следует иметь в виду при использовании методов светового моделирования. [c.299]

Процессы горения, аэродинамики и конвективного теплообмена в топке отличаются значительной сложностью, Математическая модель, описывающая эти взаимосвязанные процессы, в настоящее время разработана недостаточно полно для того, чтобы быть пригодной для инжеиерпых расчетов топок парогенераторов. Нормативные статические тепловые расчеты основываются на модели, приближенно описывающей только процесс теплообмена в топке при некоторых предположениях о процессах выгорания топлива и положении факела. При математическом описании используется ряд эмпирических коэффициентов и зависимостей, имеющих феноменологический характер. Для нестационарных процессов такие зависимости пока не найдены. [c.148]

Энциклопедия по машиностроению XXL

Оборудование, материаловедение, механика и ...