Энциклопедия по машиностроению XXL

Оборудование, материаловедение, механика и ...

Статьи Чертежи Таблицы О сайте Реклама

Тепловой расчет камеры охлаждения

Г. ТЕПЛОВОЙ РАСЧЕТ КАМЕРЫ ОХЛАЖДЕНИЯ  [c.313]

При тепловом расчете камеры охлаждения необходимо учитывать переход тепла как радиацией, так и конвекцией. Однако тепло, отданное радиацией, составляет основную часть тепла, отданного в камере охлаждения.  [c.313]

Размещение радиационного пароперегревателя в топке или на стене его камеры охлаждения стало у котлов с высоким давлением неизбежным. Это имеет место особенно в тех случаях, когда требуется, чтобы температура продуктов горения на выходе из камеры охлаждения не была выше 1 000° С. Это требование для европейских углей выдвигается довольно часто, так как температура затвердевания их шлака оказывается часто достаточно низкой. При этом из теплового расчета котла видно, что в топке должна поместиться тем большая часть перегревателя, чем с более высокими давлением и температурой пара работает котел. Применение промежуточного перегрева влияет на конструкцию топки так же, как дальнейшее повышение температуры перегретого пара. Такое же влияние оказывают и повышение температуры питательной воды и повышение температуры подогрева воздуха. Применение малых избытков воздуха в топке также приводит к необходимости размещения радиационного пароперегревателя в топке [Л. 125].  [c.253]


Тепловой расчет шлаковой решетки представляет собой определенную трудность, так как распределение температур в продуктах горения, проходящих через решетку, очень неравномерно. Соотношение лучистых и конвективных потоков в шлаковой решетке также не является определенным. Это делает невозможным определение как температурного перепада, так и коэффициента теплопередачи в решетке, поэтому охлаждение продуктов горения при их прохождении через решетку плохо поддается расчету. Для упрощения задачи предполагаем, что продукты горения, выходящие из плавильной камеры, охлаждаются в шлаковой решетке до определенной температуры, известной из практики.  [c.312]

Таким образом, эффективность тепловой работы экранов в различных областях спектра разная. Этот результат необходимо учитывать в расчетах теплообмена. Средние по спектру значения коэффициента тепловой эффективности экранов в указанных на рис. 6-5 зонах составляют соответственно 0,07 для камеры горения и 0,43 для камеры охлаждения. Они показаны штриховыми линиями 2. Здесь же приведено значение -ф по нормативному методу [56] для камер горения и охлаждения. Расчетное значение г ) хорошо согласуется с нормативным для камеры охлаждения и является существенно более низким, чем нормативное, для камеры горения.  [c.226]

На рис. 6-6 показано, как изменяется коэффициент тепловой эффективности экранов по высоте топочной камеры. Некоторое увеличение в конце камеры охлаждения связано с принятым для расчетов распределением теплового сопротивления слоя золовых отложений по высоте топки. Заметим при этом, что значения коэффициентов тепловой эффективности для фронтового экрана оказались примерно на 3—6 % более высокими, чем для [одинаково расположенных зон бокового экрана.  [c.226]

Позонный метод расчета применяется для определения локальных тепловых нагрузок по высоте топки и рекомендуется для всех топочных устройств — однокамерных, полуоткрытых и камер охлаждения двухкамерных топок.  [c.33]

Определение необходимой поверхности нагрева топочных экранов, обеспечивающей охлаждение продуктов сгорания к моменту их выхода ия топки до заданной температуры, составляет основную задачу теплового расчета топочной камеры.  [c.56]

Тепловой расчет пропарочных камер позволяет определить количество теплоты и пара, расходуемых на технологические нужды производственного процесса. При определении расчетного расхода пара необходимо учитывать количество теплоты, необходимой в различные периоды тепловой обработки изделий для достижения нужных температур. В установках периодического действия основное количество пара подается во время нагрева изделий до максимальной температуры. В период изотермической выдержки теплота пара расходуется только на покрытие потерь через ограждения камеры и через неплотности в окружающую среду, а в период охлаждения пар не расходуется.  [c.405]


После нахождения первого приближения величины б .с осуществляется итерационный расчет МГД-генератора (операторы 4—6) таким образом, чтобы значение с необходимой точностью соответствовало заданному значению за счет изменения величины давления перед каналом р- . Для этого используется метод Ньютона, модифицированный для условий наличия погрешности при вычислении рассматриваемой функции (оператор 6). Затем следует расчет сопла (оператор 7). Параметры перед соплом рассматриваются как характерные для камеры сгорания, и в соответствии с ними определяются ее геометрические размеры, тепловые потери и недостающий параметр окислителя. Такой расчет (операторы 8—13) производится итерационно, также с использованием модифицированного метода Ньютона (операторы 11, 13). После этого находится количество регенеративных подогревателей турбины, рассчитывается компрессор с его системой охлаждения (оператор И) ж делается проверка достаточности приближения по Gn. (оператор 15). Если приближение недостаточно, расчет повторяется вновь по уточненным параметрам, необходимым при вычислении Ga. - В случае выхода из цикла определяются температурные напоры в парогенераторе, позволяющие уточнить последовательность размещения в нем поверхностей нагрева рассчитывается мощность установки в цепом и ее к.п.д. (оператор 16). На этом расчет технологической схемы заканчивается. Таким образом, итерационный цикл вычисления Gn. является внешним. Как видно из рис. 5.4, в алгоритме имеются внутренние циклы при расчете МГД-генератора и камеры сгорания. Кроме того, большое количество внутренних циклов содержится почти в каждом из указанных обобщенных вычислительных операторов, но они опущены, чтобы не усложнять блок-схему.  [c.124]

В последние годы были усовершенствованы методы расчета тепловых схем и элементов ГТУ и ПГУ с применением математического моделирования и компьютерной техники. В настоящее время значительное внимание уделяется прогрессивным технологиям сжигания топлива в камерах сгорания ГТУ и улучшению экологических показателей установок. При создании газовых турбин используются новые материалы, улучшаются системы охлаждения их элементов, применяются конструктивные схемы с повышенными значениями давления воздуха после компрессоров, с его промежуточным охлаждением, промежуточным перегревом газов в газовых турбинах, используются регенеративные циклы и схемы с впрыском пара и воды в ГТУ.  [c.3]

В проходных печах непрерывного действия, разделенных на ряд самостоятельно регулируемых тепловых зон, в установившемся режиме работы печи нагрев в отдельных зонах происходит при постоянном потреблении теплоты загрузкой. Для расчета здесь так же. как и для первого этапа нагрева в садочных печах, следует принимать модель нагрева с постоянным тепловым потоком от печи (при охлаждении загрузки — с постоянным потоком к печи). При этом величина потребляемой мощности в зонах снижается от первой зоны печи к последней с целью получения равномерной тепловой нагрузки на элементы печной камеры (рис. 3).  [c.85]

Вместе с тем советские специалисты лидировали в решении проблемы охлаждения ЖРД. Они раньше американских специалистов разработали методы расчетов конвективного и лучистого тепловых потоков в ЖРД, нашли возможности охлаждения своих двигателей при существенно более высоких давлениях в камерах сгорания, чем это сумели сделать специалисты США. Уровень развития советского жидкостного двигателестроения был в 50-е гг. существенно выше американского.  [c.104]

Имея в виду расчеты ГТУ открытого цикла, работающих на органическом топливе и использующих атмосферный воздух не только для процесса сжигания топлива, но и для охлаждения продуктов сгорания до температуры, обеспечивающей надежную работу турбинного облопатывания, обычно рассчитывают расход воздуха Alj по тепловому балансу камеры сгорания при заданной температуре выходящих из нее газов, подготовленных к последующей работе в турбине. При этом, естественно, получается коэффициент избытка воздуха а, значительно превосходящий потребности полного сжигания топлива.  [c.135]


Примеры тепловых расчетов пленочных камер, в которые подается восстановленный раствор, предварительно охлажденный с помо-  [c.91]

Возможность эффективной тепловой зашиты корпусных элементов от больших тепловых потоков успешно используется и при создании экспериментальных СВЧ плазмотронов [64]. Схемы СВЧ плазмотронов с предполагаемыми картинами течений при прямоточно-вихревой и возвратно-вихревой стабилизации плазмы показаны на рис. 7.30, а на рис. 7.31 показана зависимость мощности плазменного СВЧ излучения поглощаемого разрядом, и тепловой мощности fV , вьшеляюшейся в контуре охлаждения плазмотрона. Результаты опытов приведены в виде зависимости доли тепловых потерь WJW от удельного вклада энергии в разряд У = WJG, где G — расход плазмообразуюшего газа — азота. Результаты численного моделирования показаны на рис. 7.32,а — для традиционной прямоточно вихревой стабилизации и на рис. 7.32,6 — для случая с возвратно-вихревой стабилизацией. В первом случае рабочее тело — плазмообразующий газ — азот в виде закрученного потока подается в разрядную камеру, а во втором случае он подается в дополнительную вихревую камеру со скоростями 100 м/с ((7= 1 г/с) и 225 м/с ((7= 1,5 г/с), соответственно. По мнению автора работы [64] возвратный вихрь сжимает зону нагрева, предохраняя стенки камеры плазмотрона от перегрева. Основная часть газа проходит через разрядную зону, а размер зоны рециркуляции незначителен. В традиционной схеме (см. рис. 7.32,а) входящий газ смешивается с циркулирующим потоком плазмы и основная часть газа проходит мимо разряда вдоль стенок кварцевой трубки. Судя по приведенным модельным расчетам, схема с возвратно-вихревой стабилизацией позволяет снизить максимально достижимую температуру нагрева корпусных элементов примерно в 2,5 раза. Наиболее нагретая часть область диафрагмы, непосредственно примыкающая к отверстию имеет температуру 1400 К. Таким образом, использование возвратно-вихревой стабилизации плазмы позволяет изготовить СВЧ плазмотрон неохлаж-даемым из кварцевого стекла. Дальнейшее моделирование течения  [c.356]

Как показали расчеты термонапряженного состояния, температуру охлаждающего пара целесообразно иметь на уровне 400-450 С, что может быть обеспечено или путем отбора пара из междуцилиндрового пространства, камеры отбора за 9-й ступенью ЦВД, или смешением потоков пара из холодной и горячей ниток промперегрева. Преимуществом такой системы является равномерное охлаждение всего объема ротора в центральной зоне паровпуска до температур, при которых ползучесть материала ротора практически не наблюдается. Соответственно резко снижается и вероятность тепловых прогибов роторов [20,122].  [c.156]

Топка имела пережим, образуемый фронтовым и задним экранами, который разделяет топку на камеры сгорания н охлаждения. Панели НРЧ изготовлены из труб с наружным диаметром 32 мм н толщиной стенки 5 мм. Для труб использована сталь 12ХШФ. Максимальная температура стенки по тепломеханическому расчету котла с учетом возможной тепловой развертки составляла 490 °С. До реконструкции головного котла ПК-4 корпус А проработал на газообразном топливе 3500 ч. Корпус Б работал половину времеин на газе,  [c.126]

На ранней стадии развития котельной техники (начало XX столетия), когда топочные процессы по существу не были изучены, а практику удовлетворяла достаточно грубая оценка глубины охлаждения топочных газов, получили развитие чисто эмпирические методы расчета, построенные без учета особенностей переноса тепла излучения и конвекцией. К таким методам относятся предложения Оррока [4], Бройдо [5], Кирша [6], Вильсона и др. [7], Гурвича [8] и др. Такого типа подходы к расчету теплообмена в топках в настоящее время следует считать устаревшими, хотя и они в ряде случаев за рубежом еще находят применение [1]. Одновременно появились методы расчета, основанные на приблинсевном аналитическом описании процесса теплообмена в топочной камере, использующие уравнения теплообмена излучением, составленное на базе закона Стефана—Больцмана, и теплового баланса топочной камеры [9—16]. На первом этапе такие методы для практических расчетов применялись значительно реже, чем чисто эмпирические. Однако в дальнейшем такой подход к построению методики расчета теплообмена в топочных камерах стал доминирующим и используется большинством автором, занимающихся этими вопросом [1,  [c.66]

Холодильное оборудование (машина и изоляция) обходится за границей ок. 100 р. золотом на л нетто-емкости. Тот факт, что рефрижераторный груз как легкий может приниматься к перевозке лишь с оплатой по объему камер, а не по весу груза, накладывает отпечаток на всю конструкцию судового холодильного оборудования, делая основной задачей экономию места. Холодильная изоляция выполняется почти исключительно из пробки высшего качества норлмальная конструкция ее следую- щая к шпангоутам и бимсам болтами крепятся деревянные стойки (доски толщиной в 45— 65 мм), которые выступают над шпангоутами и бимсами на 10—60 мм к ним пришивается обшивка, обычно из двух рядов 20-мм досок с прокладкой двойного слоя изоляционной бумаги. Пространство же между стальными листами корпуса и деревянной обшивкой заполняется либо плотно забитой крошеной пробкой либо уложенными на горячем гудроне с перекрытием швов пробковыми плитами. Расчет такой изоляции представляет вследствие наличия железных тепловых мостиков ряд особенностей по сравнению с сухопутными холодильниками в общем при очень хорошем выполнении и наличии 50-мм пробки над шпангоутами и бимсами (не считая примерно 200-мм пробки от борта или палубы до кромок шпангоутов и бимсов) можно снизить средний приведенный коэфициент теплопередачи до 0,5 Са1/ч. °С м . Тепловыми мостиками слу-исат также промежуточные палубы и переборки 1 6 1,23] Ранее применявшаяся изоляция с в о з-душной прослойкой, или отодвинутая от борта, в настоящее время совершенно отброшена в мировой технике,.т. к. помимо потери кубатуры она влечет за собой вероятность продувания [1 ] изоляции и ее отсыревания, т. к. теперь установлено, что проникновение влаги происходит с теплой стороны изоляции I, , ]. Чтобы облегчить ремонт повреждений бортов судна, проложенных трубопроводов и т. п., иногда применяют съемную изоляцию специальной конструкции [ ]. Кроме теплопередачи сквозь изоляцию необходимо учитывать проникновение в камеры тепла вместе с наружным воздухом, проходящим сквозь неплотности люков и т. п. вследствие деформации судна и работы вентиляторов количество воздуха составляет от 2 [ ] объемов в сутки (условных объемов— пустого трюма) при рассольном, до 4—при воздушном охлаждении, также д. б. учтено тепло, освобождающееся при работе вентиляторов воздухоохладителей. Мощность холодильных машин д. б. такой, чтобы, работая 18 часов в сутки, они отводили все проникающее за сутки в камеры тепло необходимость лее охлаждения груза и самих камер перед погрузкой означает надбавку в 20—50% к нормальной мощности. Для того чтобы отводить постоянно проникающее в камеры извне тепло, не давая ему проникать в груз, последний  [c.129]


Мы видели, что температура жидкости, применяемой в качестве охладителя, не должна превышать ее температуру кипения или, по крайней мере, температура стенки Ту, ж должна оставаться ниже определенной величины, выше которой начинается пузырьковое кипение. Таким образом, мы можем определить предельную температуру (7 г ж)пр. Для Г , ж> (7 г ж)пр удельный тепловой поток ф р резко возрастает. Эта переходная точка связана с величиной Фкр, равной Фи пр — удельному тепловому потоку при верхнем пределе, соответствующем пузырьковому кипению. Эту величину ф пр можно использовать в качестве критерия при расчете охлаждающей способности топливного компонента. Вообще говоря, следует отметить, что величина Ф пр имеет максимум при определенном давлении, а при изменении давления в пределах от О.З до 0,7 критического давления она меняется незначительно. Фи пр уменьшается с увеличением температуры жидкости Г и увеличивается с повышением скорости жидкости V. Величина Фи пр может также возрастать из-за образования отложений на стенках охлаждающего тракта при протекании по нему охлаждающей жидкости. Всестороннее сравнение различных топливных смесей нельзя провести, рассматривая только свойства жидкостей. В работе [55] проведено сравнение различных топлив с теоретической точки зрения при использовании их в стандартном двигателе, имеющем следующие характеристики тяга 25 г давление в камере сгорания 20 кг1см характеристическая длина 100 см диаметр критического сечения сопла 31 см отношение площадей поперечного сечения камеры и критического сечения сопла /к//кр=2 1 отношение площадей выходного и критического сечений сопла /а//кр=7 1 полуугол сужающейся части сопла 30 полуугол расширяющейся части сопла 15° потеря давления в системе охлаждения равна 5,25 кг1см . Данные, полученные в работе [55], приведены в табл. 15.  [c.457]


Смотреть страницы где упоминается термин Тепловой расчет камеры охлаждения : [c.309]    [c.313]    [c.3]    [c.107]   
Смотреть главы в:

Топки с жидким шлакоудалением  -> Тепловой расчет камеры охлаждения



ПОИСК



Охлаждение камеры

Расчет охлаждения)

Расчет тепловой



© 2025 Mash-xxl.info Реклама на сайте