Уравнение для температуры поверхности нагрева

УРАВНЕНИЕ ДЛЯ ТЕМПЕРАТУРЫ ПОВЕРХНОСТИ НАГРЕВА [c.22]

После того как установлены граничные температуры газов, дальнейший конструктивный тепловой расчет сводится к совместному решению уравнений теплопередачи и балансовых уравнений для каждой поверхности нагрева, в результате которого определяются необходимые размеры этих поверхностей. [c.226]

Из семи режимных характеристик — количества передаваемого тепла, двух расходов и четырёх крайних теплосодержаний или температур— должны быть заданы пять. По уравнениям (1) определяются две недостающие характеристики. После этого выбирается примерная конструктивная форма теплообменника, подсчитываются средние скорости теплоносителей и средние температуры, определяющие коэфициенты теплоотдачи. По этим данным находятся компоненты среднего коэфициента теплопередачи и самый коэфициент. По крайним температурам теплоносителей вычисляется средний температурный напор. Наличие всех перечисленных данных достаточно для определения по уравнению (2) потребной поверхности нагрева и установления окончательного конструктивного оформления теплообменника. [c.130]

Для определения поверхности нагрева испарителя по уравнению (457) необходимо знать величину коэффициента теплопередачи К от греющего пара к кипящей воде. Этот коэффициент можно определять приводимым ниже методом для случая подачи питательной воды в корпус испарителя с температурой, соответствующей давлению насыщения в корпусе. Для случаев подачи в корпус испарителя воды с более низкой температурой полученное значение поверхности нагрева нужно будет принять с запасом для обеспечения нагрева воды до состояния кипения. [c.360]

Уравнения для расчета глубины коррозии сталей для труб поверхностей нагрева и паропроводов котлов в зависимости от температуры и длительности эксплуатации [c.211]

При проведении вариантного расчета испарителя необходимо построить его статическую характеристику зависимость коэффициента теплопередачи аппарата от разности температур в процессе теплообмена. Для построения этой характеристики производится графическое решение уравнения (14) при различных At (рис. 2). На основе полученных данных строится статическая зависимость k = f(At), представленная на рис. 3. Если построена статическая зависимость для чистой поверхности нагрева, то легко построить статическую зависимость с учетом накипеобразований. [c.333]

Уравнения (1,22) и (1,25) содержат в правой части значения температуры поверхности нагрева, для определения которой необходимо получить соответствующее дифференциальное уравнение. Допустим следующее [c.22]

Для выпарного аппарата, у которого температура кипения поддерживается постоянной, схему модели можно получить, используя уравнения (1,64). Она представлена на рис. 49. На рис. показаны схемы а, б, в, предназначенные для моделирования температуры пара в греющей камере, температуры поверхности нагрева и расхода вторичного пара. [c.98]

Для расчета поверхностей нагрева или охлаждения по уравнению (2-55) необходимо определить температурный напор Д . Если изменение температур в теплоносителях сравнительно небольшое, то кривая изменения их приближается к прямой линии. В таком случае с достаточной для практики точностью можно пользоваться в качестве Д/ среднеарифметическим температурным напором (фиг. 70). [c.129]

Если для плотного слоя известны методы расчёта радиационной составляющей эффективной теплопроводности [Л. 313, 314], зачастую небольшой по величине, то для дисперсных потоков типа газовзвесь и с повышенной концентрацией эти методы лишь разрабатываются. Так, в [Л. 257] указывается, что авторами разработана методика экспериментального определения эффективной степени черноты движущихся дисперсных систем, учитывающая (в отличие от принципа обычного радиометра) многократные переизлучения. Для этой цели согласно [Л. 257] достаточно экспериментально измерить температуры излучателя и приемника, а затем из балансового уравнения найти эффективную поглощательную способность. Остается неясны.м, какую температуру частиц, играющих роль приемника или излучателя, следует брать в расчет, поскольку по длине и сечению потока существует градиент температур частиц, усиленный излучением. В [Л. 66] в качестве расчетной поверхности нагрева принимается эффективная поверхность частиц дисперсного потока fo, а в качестве приведенной степени черноты потока [c.269]

Рассмотрим основы теплового расчета рекуперативного теплообменника. Заметим, что основные положения этого расчета сохраняются и для теплообменных аппаратов других типов. Тепловой расчет теплообменного аппарата может быть проектным, целью которого является определение площади поверхности теплообмена, и поверочным, в результате которого при известной поверхности нагрева определяются количество передаваемой теплоты и конечные температуры теплоносителей. В обоих случаях основными расчетными уравнениями являются [c.243]

При нагревании тела тепло, воспринимаемое внешней его поверхностью от окружающего пространства печи, постепенно проникает внутрь материала вследствие его теплопроводности и разности температур поверхности и внутренних слоев материала. Для простоты рассмотрим случай нагрева неограниченной пластины (см. рис. 11-11), когда тепловой поток движется только в направлении оси х (перпендикулярно к поверхности пластины). Нестационарный процесс нагрева описывается уравнением Фурье (11-18) [c.146]

При расчете теплообменных аппаратов ставятся следующие основные задачи определение поверхности нагрева F, необходимой для передачи заданного количества тепла от горячего теплоносителя к холодному подсчет количества тепла Q, переданного от горячего теплоносителя к холодному через заданную поверхность F нахождение конечных температур теплоносителей при известных значениях F м Q. Для решения поставленных задач используются уравнения теплопередачи [c.94]

При выводе расчетных формул теплопередачи (см. гл. 6) было принято, что в данной точке или сечении теплообменного устройства температура рабочей жидкости постоянна. Однако это положение для всей поверхности справедливо приближенно лишь при кипении жидкости и конденсации паров. В общем случае температура рабочих жидкостей в теплообменниках изменяется горячая охлаждается, а холодная нагревается. Вместе с этим изменяется и температурный напор между ними M =(t —t2)i. В таких условиях уравнение теплопередачи (8-1) применимо лишь в дифференциальной форме к элементу поверхности dF, а именно [c.229]

Выше были выведены критериальные уравнения, позволяющие определить температуру поверхности трения крановых тормозов всех типов, работающих в неодинаковых условиях, при любых изменениях параметров, влияющих на нагрев. Тепловой расчет тормозов начинается с определения установившейся температуры нагрева поверхности трения по одному из уравнений (1бб)—(172) в зависимости от типа тормоза (колодочный, ленточный, дисковый) и условий работы (нормальная работа, работа со шкивом, имеющим охлаждающие ребра, работа в кожухе). Вычисленное значение установившейся температуры поверхности трения может оказаться меньшим, равным или большим допускаемой температуры нагрева для данного фрикционного материала. В первых двух случаях дальнейшего расчета можно не вести, так как нагрев тормоза не представляет опасности для надежной работы (установившаяся температура при длительной работе кранового механизма в данном режиме работы не превышает допускаемой температуры). Если же установившаяся температура оказывается выше допускаемой, необходимо продолжить расчет. [c.659]

Полученное значение установившейся температуры, превышающее допускаемую температуру нагрева для заданного фрикционного материала (см. гл. 10), еще не означает, что тормоз не может обеспечить надежного торможения. Нагрев поверхности трения определяется режимом и продолжительностью работы механизма, В зависимости от графика работы механизм может прекращать действие раньше, чем будет достигнуто вычисленное значение установившейся температуры. Поэтому следует определить значение температуры поверхности трения при заданной (определенной по графику) продолжительности работы механизма г. Для этого случая температура поверхности трения определяется по уравнениям (173)—(179), выведенным для нестационарного процесса нагрева при заданной продолжительности работы. Для обеспечения надежной работы тормозного устройства эта температура не должна превышать допускаемую температуру нагрева для данного фрикционного материала. В противном случае установленный тормоз будет непригоден для данных условий эксплуатации. Анализ критериев, входящих в уравнение, ясно показывает, изменение какого фактора приведет к желаемым результатам. При практическом использовании выведенных расчетных уравнений следует иметь в виду, что они, как и любые другие 42 659 [c.659]

Пример 15. Определить, через сколько времени работы рассматриваемого механизма при ПВ = 40% температура поверхности трения тормоза достигнет значения допускаемой температуры 220° С. Для решения этой задачи используем уравнение (173). При допускаемой температуре нагрева, равной 220° С, и установившейся температуре, равной 228° С, [c.661]

При расчетах на электронно-вычислительных машинах нетрудно найти второе приближение для Т-ш с учетом поправки в тепловом балансе на неполноту нагрева расплавленного вещества. Подставим полученные ранее профили составляющих скорости и и и в уравнение (8-3), что позволит уточнить тепловой баланс на разрушающейся поверхности. В итоге получаем следующее выражение для температуры [c.225]

С помощью уравнения определяется пригодность стали с точки зрения склонности ее к межкристаллитной коррозии, а также минимальное количество карбида титана в стали данного химического состава с определенным размером зерна, при котором повторный нагрев до температуры 650° С этой склонности не вызывает. Вследствие неравномерного распределения температур при нагреве стальных листов, прутков и т. д. под закалку, а также в случае горячекатаного металла (без последующей термообработки) наблюдается различная склонность к межкристаллитной коррозии среди таких листов, прутков и т. д. одной партии и плавки. Если при протяжке труб пользуются углеродсодержащими смазками, науглероживается иногда внутренняя поверхность труб и в соответствии с этим у нее появляется склонность к межкристаллитной коррозии. В связи с этим для особо ответственных изделий необходимо проверять склонности к межкристаллитной коррозии каждого листа, прутка, заготовки, поковки и т. д. в отдельности. [c.136]

Q nhm (С=0,043, п=, 5, /п = 0,15 для фреона-12 С=8,5, п=1,1, т=1 для воды) и плотности теплового потока р.к, при которой проис.ходит переход от неразвитого кипения к развитому р,к = Ст1 (С=3-10 т = = 0,54 для воды С=825, т = 0,6 для фреона-12). В уравнении (3.2) определяющим размером служит толщина слоя жидкости над поверхностью нагрева, температур- [c.86]

Так как отклонения расходов и энтальпий от среднего значения равновероятны, в большинстве случаев можно считать, что температура пара после смешения равна средней температуре по змеевикам. Совпадение это должно наблюдаться при числе замеров по змеевикам больше 10 и служит эффективным средством проверки правильности измерений. Уравнение (9-6) следует применять с осторожностью для выходных труб испарительных поверхностей нагрева прямоточных парогенераторов, так как в области влажного пара температура [c.189]

Законы изменения входных координат во времени считаются заданными. Выходными координатами объекта являются отклонения расходов 6Z), давления Ар, температуры А0 или энтальпии At рабочих сред и температуры греющих газов А/ в граничных сечениях поверхностей нагрева и трубопроводов или в других элементах парогенератора, они составляют вектор выходных координат парогенератора Y. Решение поставленных задач сводится к определению реакции системы — изменения во времени всех ее выходных координат Y — на одно или несколько заданных внешних возмущающих воздействий Xi. Для этого прежде всего необходимо составить уравнения, описывающие связь между входными и выходными координатами структурных звеньев и всей системы, т. е. построить ее математическую модель [Л. 48]. [c.67]

Кривые на рис. 109 построены также по уравнению (139) для Гм = 1000°К, F = 1 м , е . = 0,5 и ек = 0,8. Они показывают что возможный результирующий поток на поверхность нагрева очень сильно зависит от температуры пламени и поверхности [c.208]

Анализ уравнения (154) показывает, что при прямого направленного теплообмена) максимум функции q может быть только при значении >1- что невозможно. Это означает, что величина Для данного случая не имеет оптимального значения. Иначе обстоит дело, когда 7 , т. е. для косвенного направленного теплообмена. Для последнего случая имеются оптимальные значения при которых величина <7 достигает максимального значения. Оптимальное значение не может быть меньше 0,5 и для одного и того же значения Т оно тем выше, чем меньше, т. е. чем меньше ( 7 JJ — 7 ), и только при относительно низких значениях ощутимо зависит от температуры Т , увеличиваясь по мере ее увеличения. На рис. 141 приведена построенная по уравнению (155) зависимость оптимального значения усредненной степени черноты пламени от усредненных температур для излучения в сторону кладки и в сторону поверхности нагрева. [c.253]

Теоретической предпосылкой для теплового моделированин является наличие соответствующего математического описания исследуемого явления в виде системы уравнений и условий однозначности, Согласно третьей теореме подобия М. В. Кирпичева, явление в модели будет подобно исходному явлению, если оба они подчиняются одинаковым по физическому содержанию и форме дифференциальным уравнениям и одинаковым яо физическому содержанию и форме записи уравиениям, определяющим условия однозначности. Применительно к процессам конвективного теплообмена это означает, что рассматриваемые явления протекают в геометрически подобных системах, имеют подобное распределеняе скорости и температуры во входных сечениях геометрических системах, подобное распределение полей физических параметров в потоке жидкости. Кроме того, одноименные, определяющие критерии подобия для явления-модель и явления-образец должны быть численно одинаковыми. Перечисленные условия подобия являются необходимыми и достаточными. Практически точно удается осуществить не все перечисленные требования при моделировании явлений. Геометрическое подобие модели и образца и подобное распределение скоростей во входном сечении может быть выполнено относительно просто. Подобное распределение температуры в жидкости при входе в модель выполняется также достаточно легко, если задается постоянное распределение температуры м скорости при входе в модель. Наоборот, осуществление подобного распределения температуры в жидкости у поверхности нагрева в модели и образце является весьма трудной задачей, хотя и возможно путем применения различных способов обогрева поверхности. Для расчета средств обогрева поверхности нагрева необходимо выбрать перепад между температурами поверхности нагрева и омывающей ее жидкостью в модели. При развитом турбулентном движении указанный температурный перепад непосредственно в критерий подобия не входит. Поэтому опыты можно производить и при таком значении температурного напора, которое обеспечивает необходимую точность его измерения. [c.311]

На фиг. 8 представлены кривые, являющиеся графическим изображением основных расчетных уравнений ряда методов, которые практически могут быть использованы для расчета теплообмена в топочных камерах паровых котлов. Все приведенные на графике кривые построены в нредноложепии, что температура поверхностей нагрева равна нулю. Кривая 1 соответствует уравнению (II) предлагаемого метода расчета, при этом принималось Л = 1,0, с = 10,4. Кривая 2 является графическим изображением основного расчетного уравнения метода [1], имеющего вид [c.95]

Для стабилизированного однофазного потока заменяют локальную скорость и температуру в ядре потока средней скоростью и средней (объемной) температурой. Так как для газов характерно число Прандтля, близкое единице, то коэффициенты мошекулярного переноса тепла и количества движения равны. Если также равны коэффициенты турбулентного переноса тепла и количества движения, то соотношение qls для турбулентного ядра и ламинарного слоя выражается одним уравнением. Так как толщина пограничного слоя мала, то отношение qjs принимается равным отношению этих величин у самой поверхности нагрева. При этом = [c.184]

В недогретой жидкости критическая плотность теплового потока будет больше значения д р, вычисленного по формуле (12.68). Чтобы определить величину д р в случае недогретой жидкости, рассмотрим, что произойдет, когда паровой пузырек оторвался от поверхности нагрева, а на его место в объем, занимаемый ранее паровым пузырьком, поступила сверху холодная, т. е. недогретая жидкость. Эта жидкость за время т между отрывами двух следующих один за другим пузырьков должна прогреться до температуры Г (.р, на что потребуется дополнительная теплота д. Так как весь процесс происходит в предкризисном состоянии, то время т может быть вычислено из уравнения теплового баланса для парового пузырька [c.476]

Значения температур на входе и выходе из нагревательного прибора нормируются. Так, для водяного отопления в жилых и общественных зданиях Гвх = 368 К, Твых = 343 К. Так как теплоноситель по пути следования теряет часть теплоты и поступает в нагревательный прибор с более низкой температурой, то в зависимости от этажности здания, расположения прибора и типа отопительной системы расчетная поверхность нагрева увеличивается, для чего используются справочные данные (таблицы). Диаметры трубопроводов, обеспечивающие расход теплоносителя в зависимости от располагаемого или действующего давления, определяются на основе гидравлического расчета с введением в уравнения эмпирических коэффициентов, учитывающих ряд факторов. [c.374]

Таким образом, имея два уравнения теплообмена в агрегате и теплового баланса, можно решать задачи расчетного и конструктивного направления — находить температуры рабочего тела или газов и определять размеры поверхностей нагрева для передачи нужного количества теплоты. В современных котельных агрегатах количество теплоты, переданное излучением, составляет больше половины общего количества теплоты, воспринятого от продуктов сгорания топлива. Для котельных агрегатов малой и средней производительности связь между лучевос-принимающей поверхностью нагрева, производительностью, расходом топлива, температурой уходящих газов и к, п. д. установки показана на рис. 2-8 для случаев сжигания торфа, АРШ и мазута [Л. 15]. [c.76]

При расчете теплообменников пользуются теми же формулами, что и в случае неизменных температур, обменивающихся теплом сред вдоль поверхности нагрева. Однако при этом приходится в каждом отдельном случае особо вычислять средний температурный напор At (среднюю разность температур). Для расчета теплообменника, помимо уравнения теплопередачи, используют еще и уравнение теплового баланса, которое для случая, когда не меняется агрегатное состояние теплоноси- [c.200]

Большой объем лабораторных и промышленных коррозионных испытаний материалов поверхностей нагрева парогенераторов осуществленных рядом научно-исследовательских институтов, на ладочных организаций, заводских лабораторий и электростанций явился основой для получения расчетных данных глубины кор розии сталей за длительные периоды эксплуатации [1, 2]. Ча стично они отражены в табл. 13.2, в которой приведены значения глубины коррозии различных сталей за 10 ч при различных температурах. В табл. 13.3 приведены коэффициенты уравнения жаростойкости [c.231]

Пользование тепловыми характеристиками тормозов позволяет создать весьма простой метод теплового расчета тормозов. При расчете тормоза по нагреву следует исходить из того обстоятельства, что температура поверхности трения не должна превы-щать допускаемую для данного фрикционного материала (см. гл. 10). Эта допускаемая температура определяется свойствами фрикционного материала. Значительное превыщение допускаемой температуры приводит к уменьщению надежности тормозного устройства. Наиболее рациональное использование тормоза в тепловом отношении будет в случае, когда температура поверхности трения тормоза при наиболее интенсивной работе будет близка к допускаемой температуре для данного фрикционного материала. Если же действительная температура окажется значительно ниже допускаемой, то это будет свидетельствовать о неполном использовании тормоза в тепловом отношении. Работа при температурах более высоких, чем допускаемые вообще, не должна иметь места. Подсчитав по приведенному выше уравнению действительную среднюю мощность торможения и пользуясь тепловой характеристикой тормоза, можно определить значение установившейся температуры и постоянной времени нагрева. [c.643]

Для определения тепловосприятия фестона или первого котельного пучка могут использоваться уравнения (8-2) и (8-1). В этих парообразующих поверхностях нагрева температура пароводяной снеси постоянна п принимается равной температуре пасыщения, соответствующей давлению в барабане котла средний температурный напор определяется по формулам (8-52) или (8-53). Живое сечение для прохода газов определяется в зависимости от конструкции пучка и конфигурации газохода. [c.138]

Из уравнения (8-65) видно, что для новышения температуры стенки трубы воздухоподогревателя необходимо увеличивать температуру воздуха и газов, поверхность нагрева с газовой стороны и коэффициент теплоотдачи а . Следовательно, при заданной температуре уходящих газов уменьшение коррозии хвостовых поверхностей пагрева может быть достигнуто подогревом воздуха перед поступлением его в воздухоподогреватель, применением чугунных ребристых воздухоподогревателей для котлов малой мощности, а также регенеративных воздухоподогревателей (котлы средней производительности), в которых температура пабивки всегда выше температуры холодного воздуха, а толщина набивки холодной части воздухоподогревателя вдвое больше, чем в горячей части, нришшаемой 0,6 мм. [c.151]

Среднелогарифмическая формула получена при интегрировании дифференциальных уравнений теплообмена через элементарную поверхность нагрева при условии неизменности по длине теплообменника коэффициента теплопередачи и линейной зависимости разности температур от температуры любого теплоносителя [Л. 22]. Это положение, с известным приближением справедливое для поверхностных теплообменников, не выполняется в случае охлаждения водой влажных дымовых газов в контактном экономайзере, где, кроме охлаждения газов, происходит конденсация водяных паров из парогазовой смеси, а иногда и испарение части воды и увеличение влагосодержанпя газов. [c.158]

Как известно, при расчете поверхностных тенлообмепных аппаратов в качестве средней разности температур обычно принимается средняя логарифмическая разность, заменяемая иногда (при сравпительпо небольшом изменении температуры каждого из теплоносителей) средней арифметической разностью. Среднелогарифмическая формула получена при интегрировании дифференциальных уравнений теплообмена через элементарную поверхность нагрева при условии неизменности по длине теплообменника коэффициента теплопередачи и линейной зависимости разности температур от температуры любого теплоносителя [24]. Это положение, с известным приближением справедливое для поверхностных теплообменников, не выполняется в случае охлаждения водой влажных дымовых газов в контактном экономайзере, где кроме охлаждения газов имеет место конденсация водяных паров из парогазовой смеси, а иногда и испарение части воды и увеличение влагосодержапия газов. Температура парогазовой смеси здесь не изменяется линейно в зависимости от температуры подогреваемой воды, поскольку вода в значительной степени подогревается за счет скрытой теплоты парообразования. А поэтому и разность температур не изменяется линейно в зависимости от температуры воды. Особенно это сказывается при низкой температуре газов и высоком их начальном влагосодер-жании. [c.186]

Показателем ухудшения работы теплообменников по причине загрязнения поверхности нагрева является повышение температуры греющего и понижение температуры нагреваемого веществ при выходе их из теплообменника при том же их часовом расходе. Если загрязнения привели к заметному сужению проходных сечений, то показателем этого служит увеличение гидравлических сопротивлений. Поэтому для контроля работы теплообменников желательно устанавливать достаточно точные термометры и дифференциальные манометры на патрубках подвода и отвода обоих веществ. Эксплуатационный персонал должен иметь инструкцию о выключении теплообменников на очистку, когда загрязнения сделают неэкономичной дальнейшую их работу. Влияние загрязнений на снижение общего коэффициента теплопередачи по сравнению с коэффициентом теплопередачи при чистой inoBepxiHO TH йч легко лроследить при анализе уравнения [c.310]

Исследования, проведенные в ЦНИИКА на ЭВМ, показали, что расчет температур дымовых газов начиная с хвостовых поверхностей нагрева приводит к значительному числу итераций. Например, неточность предварительного задания температуры уходящих газов в ГС может привести к расхождению расчетных температур газа на выходе из топки до ЮО С и выше. В разработанном ЦНИИКА алгоритме искомые температуры газов уточняются методом Зейделя. Искомые температуры рабочей среды после просчета всех уравнений формируются в отдельный столбец (вектор) и являются исходным приближением для последующей итерации, при совпадении с необходимой точностью вектора этих температур при двух итерациях решение системы заканчивается. По полученному решению уточняются расходы теплоносителей и коэффициенты системы, и решение системы вновь повторяется. [c.48]

Из уравнения (159) видно, что разность результирующих потоков у поверхности нагрева и у ограждающей поверхности будет тем больше, чем больше коэффициент отражения (рк) ограждающей поверхности. Чем больше рк, тем меньше расход тепла с охлаждающей водой, поэтому для рефлекторных печей состояние отражающей поверхности имеет решающее значение. Относительно низкая температура отражающей поверхности нужна для сохранения высокого коэффициента отражения (рис. 144). Хотя в принципе возможны и пламенные рефлекторные печи, если окажется возможным тем или иным способом (например, с помощью магнитного поля) не допускать непосредственного контакта пламени с отражающей поверхностью, но практически пока нашли применение только рефлекторные электрические печи сопротивления (см. рис. 143). Пользуясь тем, что в безокисли-тельной среде уменьшение коэффициента отражения Рк Для некоторых сплавов происходит медленно, рефлекторные печи можно делать с малым внешним охлаждением при условии, если ограждающая поверхность будет состоять из поставленных друг за другом отражающих экранов (см. рис. 143, б). Так, существуют вакуумные печи [159] для термообработки, экраны которых выполнены из стали, легированной молибденом и танталом. Вполне пог ятно, что чем больше вакуум, тем лучше работают указанные печи, если только не происходит испарения легирующих элементов в вакууме. [c.258]

Энциклопедия по машиностроению XXL

Оборудование, материаловедение, механика и ...