Методика расчета массообмена

Методика расчета массообмена [c.380]

Аналогично в процессах с насыщенным газом при d = с1 к и d2 = d2M для раскрытия неопределенности А = 0/0 следует вычислить Ad как предел при стремлении процессов с ненасыщенным газом к процессам с насыщенным. Определение температур и концентраций в процессах тепло- и массообмена для Аг или Ad при конкретных исходных данных производят по излагаемой или любой другой методике расчета. [c.91]

Можно было бы в рамках теории относительной интенсивности тепло- и массообмена применить другую методику для расчета процессов в аппаратах с орошаемой насадкой, основанную не на определении Km, а на определении Nu. Действительно, согласно уравнению интенсивности тепломассообмена, если известна поверхность контакта то, казалось бы, нет необходимости определять комплекс, включающий произведение аРт, а достаточно вычислить значение сг, которое определится через Nu —/(Re, Рг). Однако слой стекающей л идкости уменьшает поверхность контакта, причем существенно при большой плотности и коэффициенте орошения каналы могут быть сплошь заполнены жидкостью, что соответствует представлению о поверхности контакта, равной нулю. Одновременно и диаметр канала мол ет изменяться от максимального до нуля. Следовательно, методику, основанную на определении Nu, применять в данном случае нецелесообразно, так как это потребует введения поправок, дающих возможность от поверхности и диаметра канала сухой насадки перейти к их значениям в орошаемой насадке. А это усложнит методику расчета. Если в поверхностных теплообменниках методика, основанная на определении Nu, оправданна, так как в них четко задана поверхность контакта и диаметр канала, то в контактных аппаратах эту методику применять нецелесообразно даже в том случае, если поверхность контакта образована твердым материалом, по указанным выше причинам. Поэтому будем пользоваться методом, основанным на определении Km. [c.100]

В двухфазном инжекторе происходят сложные процессы обмена количеством движения, тепло- и массообмена и фазовых переходов. Физические особенности этих процессов изучены еще недостаточно. Вместе с тем проведенные опытные исследования позволяют рассмотреть наиболее существенные свойства потоков газа и жидкости в инжекторе и их взаимодействие. В рамках одномерной схемы удается построить приближенную методику расчета аппарата. [c.267]

Таким образом, если процесс горения определяется массообменом, интенсивность его зависит от коэффициента массообмена р, концентрации кислорода с и удельной поверхности реагирования s, а не только от интенсивности смешения, как это имеется в виду в ряде методик расчета факела [5, 6]. [c.253]

Следует подчеркнуть, что данная методика расчета применима лишь к равновесной кристаллизации при бесконечно большой скорости переноса вещества к поверхности раздела фаз. Поскольку скорость реального процесса кристаллизации конечна, то в этом случае коэффициент разделения связывает составы неравновесных фаз и таким образом становится функцией кинетических параметров массообмена. [c.300]

Методика расчета гидродинамики и массообмена в пленку жидкости при наличии касательного напряжения на поверхности раздела такая же, как и в 7.3. [c.139]

Разработанная методика расчета двухфазного массообмена для высокоинтенсивных режимов применена к расчету высокоскоростного пленочного массообмена в режиме восходящего прямотока [251, 252]. [c.214]

Ha рис. 6.3 приведены результаты расчета С/,о по рассмотренной методике [6.35] для условий конденсации в трубе с гладкой проницаемой стенкой. Как видно из графиков, влияние поперечного потока на коэффициент сопротивления трения для гладкой трубы весьма значительно. Увеличение б от О до 0,025 приводит к росту С/о, примерно в 1,5 раза. Это подтверждает неправомочность использования для расчетов коэффициента трения в условиях массообмена (конденсация, испарение) зависимостей, полученных для условий без массообмена (отсоса-вдува). [c.155]

При наличии поверхностного массообмена и турбулентном течении в трубе безразмерные координаты v+ и у+ не позволяют получить универсальный профиль скоростей. Графики и+=/(у+) — расходящиеся кривые, зависящие от параметра 6. Для расчета поправки на изменение толщины ламинарного подслоя в зависимости от Re и 0 на основании аппроксимации расчетных данных по методике [6.35] Т. М. Батищевой составлено уравнение [c.157]

В этом случае результаты расчетов можно обрабатывать по двум различным методикам. Во-первых, можно ввести новый коэффициент вдува, определяющий наклон линейного участка зависимости коэффициента массообмена от расхода Gg [c.111]

По разработанной методике был выполнен расчет на ЭВМ тепло- и массообмена в насадке из пластин мипласта (табл. 1-1) в двух вариантах с учетом и без учета туманообразования. Расчет показал, что отличие вариантов по переданной теплоте не превышает 8 % и ограничивается начальным участком канала. Исходные данные и алгоритм расчета (без учета туманообразования) приведены в приложении 6. [c.122]

Дальнейшее совершенствование подобных моделей возможно на пути разработки методики самосогласованного расчета температуры, состава и коэффициентов турбулентного тепло-и массообмена для сдвиговых течений многокомпонентной смеси в области гомопаузы планетной атмосферы. [c.259]

Известно несколько методик расчета и эмпирических корреляций параметров профиля продольной скорости и коэффициента сопротивления при течении с массообме-ном [3.2, 6.32—6.37 и др.] [c.153]

Область научных интересов и работ - измерение микрорасходов газов и жидкостей, измерение расходов в сложных условиях, тепловые расходомеры и микрорасходомеры, поверочные расходомерные установки методы и приборы прямого измерения в реакторах гидродинамических характеристик многофазных потоков, ответственных за интенсивность процессов перемешивания, тепло- и массообмена, методики расчета промышленных реакторов с учетом неравномерности распределения условий в рабочем объеме. [c.467]

Для расчета потерь давления при конденсации в трубе используются различные методики, основанные на разных моделях процесса. Так как расчетные уравнения i[6.22, 6.23 и др.] составляются на основе корреляции опытных данных, то они справедливы для условий опыта и не могут распространяться на другие условия и тем более на теплоносители с иными физическими свойствами без дополнительной экспериментальной проверки. Сравнение опытных данных по перепаду давления при конденсации Б трубе N264 с расчетными по известным рекомендациям, так же как и по теплообмену, не дало положительных результатов. Аналитическое рассмотрение данной задачи [6.25, 6.46, 6.50, 6.51] обычш) или не завершается конкретными рекомендациями дА расчета, или при их составлении принимаются допущения, требующие введения эмпирических поправок. Применение для расчетов формул, полученных при адиабатном гомогенном или раздельном течении без учета рсо-бенностей гидродинамики течений с конденсацией, как указывалось выше, допустимо лишь в отдельных случаях, когда влияние массообмена незначительное. [c.168]

В результате анализа особенностей процессов в контактной камере экономайзеров (а в равной мере и котлов) нельзя не прийти к выводу о том, что следовало бы разработать упрощенную методику теплового расчета этих аппаратов, не связанную с необходимостью определять коэффициенты тепло-или массообмена, движущей силы процесса, коэффициента использования объема и поверхности насадки (коэффициента эффективности насадки). В этой связи несомненный интерес для расчета контактных эконо лайзеров представляет метод, предложенный Г. А. Пресичем [75], согласно которому определение объема или поверхности насадки заменяется раздельным определением высоты насадочного слоя и площади поперечного сечения контактной камеры. Высоту слоя насадки предлагается принимать путем расчета так называемого эффективного геометрического фактора (относительной высоты) насадки, представляющего собой отношение высоты слоя к эквивалентному диаметру насадки /г/Л. [c.172]

Содержание книги охватывает весьма широкий круг вопросов тепло- и массообмеиа в однофазных средах. Основное внимание уделено изложению аналитических методов решения соответствующих задач. Последовательно изложены решения задач гидродинамики и теплообмена при ламинарном и турбулентном течении в трубах и прн внешнем обтекании тел. Приводится решение ряда важных задач, связанных с развитием современной техники. Дана методика практических расчетов сложных задач массообмена. [c.2]

Когда рассматривается влияние акустической мощности на скорость массообмена прежде всего встает вопрос о пороговой для начала процесса величине, характеризующей звуковое поле, — давлении, интенсивности, объемной плотности энергии и т. п. В этом отношении в известных нам работах имеется некоторая путаница. Дело в том, что ряд авторов [70, 87, 88) рассматривает явление вынужденного выделения газа из жидкости в прямой связи с процессом кавитации, и в соответствии с этим предлагает считать порог кавитации одновременно и порогом дегазации жидкостей. В работе [89] даже приведены кривые зависимости пороговой амплитуды звукового давления Р , нри которой в дистиллированной воде наблюдалось образование маленьких газовых пузырьков. Однако, судя по описанным в той же работе химическим эффектам, сопровождавшим появление пузырьков, как и в работе [87], речь идет о кавитационном пороге. В работе [77] концентрация газа изменялась только при превышении некоторой величины акустической мощности. Однако обусловлено это разрешающей способностью методики измерения газосодержания, так как визуально выделение газовых пузырьков происходило и при значительно меньших, чем IVд, величинах акустической мощности. Поскольку в перенасыщенной жидкости выделение растворенного газа в колеблющиеся пузырьки происходит при любой амплитуде звукового давления, понятие о пороге дегазации здесь неприменимо. Если же речь идет о жидкости в недонасыщенном состоянии, то, как указывалось в гл. 2, для каждого пузырька существует критическая величина звукового давления Ра ,,, зависящего от относительной концентрации Сд/Ср, нри которой растворенный газ поступает в пузырек. Поскольку при данной частоте звука минимальным значением Ра обладают пузырьки резонансного размера, она является одновременно и порогом дегазации. Следует заметить, что с повышением частоты колебаний, как показывают расчеты, значение Ра также увеличивается (см. рис. 20, стр. 280, Со/Ср = 0,8, Д = Лр,з). [c.304]

Расчет для материалов с большим внутренним сопротивлением переносу теплоты и массы. В процессе сушки грубодисперсных материалов с большим внутренним сопротивлением переносу теплоты и массы (малые коэффициенты температуропроводности и диффузии) и с высокой интенсивностью внешнего тепло- и массообмена (большие значения кретерия Био) наиболее рационально рассчитывать сушильные установки, определяя продолжительность сушки по соответствующим соотношениям (см. методы расчета, основанные на кинетике сушки). В этом случае процесс, как правило, протекает в периоде падающей скорости сушки (первый период рассчитывают по методике, описанной выше). [c.256]

Если для гладкой пленки при параболическом распределении отношение скорости на поверхности к среднерасходовой всюду равно 1,5, то расчет локальной поверхностной скорости пленки жидкости в нелинейной постановке, проведенной в [33], указывает на сложный характер ее изменения по длине волны, как это показано на рис. 1,16. Поверхностная скорость в начале длины волны для Re = 20,4 (кривая 1) несколько увеличивается, а затем резко уменьшается. Поэтому методика определения поверхностной скорости завышает действительные ее значения. На этот недостаток методики указано также в работе [43]. В то же время необходимость в определении скорости на волновой поверхности пленки жидкости существует, так как эта величина часто используется при расчете эффективности массообмена. Эффективную скорость на поверхности по нелинейной теории определяли как среднее интегральное значений локальной скорости на длине волны w(l). Как видно из рис. 1.17, величина отношения w(l)/wo> найденная из нелинейной теории, уменьшается с увеличением числа Re. Аналогичный вид зависимости w(l)/wo был получен экспериментально [43]. Данная зависимость может быть представлена многочленами второй степени от числа Re и от отношения Re/Ga соответственно [c.25]

Рабочий процесс сгорания юшива в камерах сгорания ГТД и ГТУ настолько сложен, что не позволяет пока разработать инженерную методику его расчета. Тем не менее исследования последних лет позволили инженерам располагать достаточно обширным материалом,позволяющим выполнять основнне расчеты и правильно выбирать конструктивные параметры камер. Составляющими рабочего процесса являются аэродинамика течения газа в камерах сгорания,характер подачи топлива, стабилизация планени,условия тепло- и массообмена, тепловыделение по длине камеры. Воздух,поступающий к камере, имеет высокую скорость, до 200 м/сек. Снижение скорости происходит в диффузоре камеры,после которого она составляет для стационарных ГТУ 30-60 м/сек и для авиационных ГТД до 120 м/сек. Головная часть жаровой трубы называется фронтовым устройством. [c.88]

Энциклопедия по машиностроению XXL

Оборудование, материаловедение, механика и ...