Расчет температуры по величине

В четвертой главе даны сведения об устройстве и изготовлении термопар, обсуждены термоэлектрические свойства различных проводников и полупроводников и принципы выбора термоэлектродов. Дано описание характеристик наиболее употребительных термопар, разобраны способы измерения т.э.д.с. и методы расчета температуры по величине т.э.д.с. В конце главы обсуждены различные варианты использования термопар в калориметрии. [c.5]

Расчет температуры по величине т. э. д. с. термопары проводят различно в зависимости от необходимой точности результатов. [c.160]

Это обстоятельство облегчает экстраполяцию значений г по температуре и делает метод расчета теплопроводности по величине электропроводности весьма удобным для практического использования. [c.27]

В целом погрешность измерений по расчетам составила по величине критической тепловой нагрузки (Зч-5)%, по величине недо-грева до температуры насыщения (2-ьЗ) ° С. [c.61]

При определении < ст значения средней для элемента температуры газов и среды, а также коэффициентов теплопередачи принимаются такими же, как в основном расчете температуры стенки величины коэффициентов неравномерности т т (по табл. IV-4 и IV-6) и т)ш.наке (по п. 7) повышаются на величину At]. [c.85]

Иначе обстоит дело в работах (измерение истинной теплоемкости в широком интервале температур и др.), где в каждом калориметрическом опыте необходимо знать действительное значение изменения температуры в градусах. В этих случаях калориметрические термометры должны быть обязательно проградуированы в Международной температурной шкале, а при использовании их для измерения температуры ниже кислородной точки — также и в этой области. Градуировка таких калориметрических термометров проводится описанным выше способом (см. гл. 3, 3). Расчет температуры по сопротивлению термометра при измерениях истинной теплоемкости, а также в других работах, когда в размерность измеряемой величины входит температура, необходимо проводить в каждом опыте. [c.135]

С использованием пучка света. Была сделана попытка определить температуру на расстоянии от 10 до 67 км, используя для этой цели прожектор. Предполагалось, что выше 10 км величина принятого сигнала зависит главным образом от рэлеевского рассеяния и что для расчета температуры по изменению концентрации молекулярных компонент можно использовать закон идеального газа в сочетании с гидростатическим соотношением. В работе [333] для определения температуры также измеряли изменения концентрации молекулярных компонент атмосферы. Но использовали для этого упругое рассеяние излучения мощного лазера. Расчет температуры проводили по формуле [c.375]

Следует еще раз подчеркнуть, что вопросы прогнозирования долговечности резинотехнических изделий пока еще во многих отношениях остаются открытыми, вследствие чего подавляющее большинство расчетов резиновых деталей предусматривает не определение скорости процесса их разрушения, а нахождение тех условий, при которых эти процессы протекают с малой интенсивностью. Из этих соображений ограничивают величины наибольших растягивающих напряжений и наибольшей температуры. По величинам напряжений и температуры также судят и о рациональности конструкций при их сравнительной оценке. Однако независимо [c.74]

В расчетах конструировании высокотемпературных установок с псевдоожиженными слоями необходимо учитывать особенности их гидродинамики, связанные с температурным уровнем. Хотя, согласно [19], скорость начала псевдоожижения высокотемпературного слоя можно подсчитать по тем же формулам, что и для низкотемпературного, но анализ влияния температуры на величину Uq, а также на массовую скорость минимального псевдоожижения, безусловно, представляет интерес. [c.39]

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]

Предельное состояние. При нагреве пластины линейным источником теплоты распределение температуры по ее толщине согласно уравнению (6.26) равномерно. Следует, однако, иметь в виду, что в действительности из-за наличия теплоотдачи с поверхности пластины всегда наблюдается некоторая неравномерность распределения температуры по ее толщине. Эта неравномерность будет тем значительнее, чем больше величина Aba/v . Кроме того, при расчете температуры с учетом теплоотдачи коэффициент теплоотдачи а принимался не зависящим от темпера- [c.171]

При большой скорости течения разреженного газа тепловой поток к стенке или от стенки определяется, как и для плотной среды, по формуле (10.20). Для расчета теплового потока в этих условиях необходимо оценивать коэффициент восстановления температуры г, величина которого зависит от степени разреженности газового потока. [c.403]

Работа с моделью. Поиск оптимальных значений величин осуществляется в режиме диалога с ЭВМ. С клавиатуры дисплея вводятся данные для расчета очередного варианта, т. е. очередное значение длины ребра I. ЭВМ вычисляет и выводит на экран дисплея значение целевой функции (безразмерного теплового потока), а также дополнительную информацию график изменения температуры по длине ребра, коэффициент эффективности Е, параметр [c.227]

Из рис. 3.4 видно, что возникает разболтка и получается разностное решение с возрастающими по величине от слоя к слою значениями fu/[, не имеющее ничего общего с точным решением, представляющим функцию, которая принимает только положительные значения и убывает в точке с номером k. Разболтка началась из-за того, что температура и упала в отрицательную область и стала меньше, чем температуры соседних точек, что противоречит физическому смыслу. Нетрудно убедиться, что при расчете на границе устойчивости с шагом Дт = 0,5 получим = 0,5, и == О, ] 0,5, т. е. все температуры положительны и не превышают температур соответствующих им соседних точек на предыдущем временном слое. Дальнейший расчет с шагом Ат = 0,5 привел бы к получению колеблющегося решения и/ с убывающей нормой и> . [c.82]

Определение коэффициента теплопередачи k для теплообменных аппаратов является важным и ответственным моментом расчета. При осреднении величины k по поверхности теплообмена требуется тщательный учет изменения температур теплоносителей и- геометрической конфигурации поверхности теплообмена. [c.427]

Уравнения (67)—(71) определяют протекания износа кольца во времени. Если же учесть и износ стенки цилиндра, то в уравнение (71) следует подставить U = Ui + U2. Решение задачи в общем виде осложняется переменностью рабочих усилий, скоростей и температур по длине образующей цилиндра тепловыми деформациями блока цилиндров и другими факторами. Поэтому наиболее достоверный путь получения данных об износе цилиндропоршневой группы в настоящее время экспериментальный. Однако расчет износа и при некоторых допущениях и идеализации позволит выявить основные факторы, определяющие величину и неравномерность износа. [c.312]

При вертикальном расположении трубы в пространстве течение пара в пленке носит обычно турбулентный характер. Расчет проводим по (4-14). Здесь определяющая температура та же самая. Подставляя величины в (4-14), имеем [c.128]

О термодинамической вероятности протекания рассмотренных процессов можно судить по величинам изобарных потенциалов соответствующих реакций, рассчитанных по методике, развитой в работе [3]. Согласно расчетам [3], в интервале температур 1000—1350° С (близких к реальной температуре в зоне контакта) взаимодействие по схеме 1) теоретически возможно в основном с термодинамически активными металлами, такими как Т1 и 2г. Взаимодействие керамических покрытий с термодинамически малоактивными металлами, к которым относится большинство конструкционных материалов, энергетически выгодно вести по схеме 2) (см. таблицу). [c.93]

Величина эквивалентного времени была определена из графика зависимости квадрата полной толщины реакционного слоя от времени отжига. Пересечение графика с временной осью дает величину эквивалентного времени. Затем это время прибавляется к времени отжига и строится зависимость полной толщины слоя от скорректированного времени в соответствии с уравнением (2). Эквивалентное время может быть также вычислено по известным параметрам процесса диффузионной сварки. Однако в том случае, когда применяется прямой нагрев электротоком в течение нескольких секунд, существует некоторая неопределенность в значении температуры. Тем не менее с помощью такого расчета можно проверить величину эквивалентного времени, определенную графически. В большинстве случаев эти величины хорошо согласуются между собой. [c.107]

Другим важным методическим моментом является правильный выбор значений длительной пластичности. При этом в связи с выраженной зависимостью величины предельного повреждения по уравнению (6) от изменения во времени располагаемой пластичности материала необходимо использовать соответствующие корректно полученные данные о пластичности. Представляется, что оптимальным является привлечение результатов экспериментов, выполненных на материале одной плавки с сохранением основных методических подходов (тип испытания, образец, способ нагрева, методика измерения нагрузок и температур, точность аппаратуры) [16]. Для характеристики роли изменения располагаемой пластичности в формировании величин предельного повреждения на рис. 10 приведены данные расчета повреждений по уравнению (6) без учета зависимости = f (t). Там же приведены данные, полученные по формуле (5) при подсчете накопленного длительного статического повреждения в обычной временной форме [c.49]

Чем больше масла протекает через подшипник в одну минуту, тем больше оно уносит тепла. Поэтому от конструктора и требуют правильного расположения участков подвода масла, тщательного расчета величины зазора между вкладышем и валом и выполнения многих других условий. Кстати заметим, что в практике общего машиностроения начала XX века считалось, что надежная работа трущихся деталей обеспечивается при температурах не выше 60° Ц. В современных машинах эта норма значительно повышена. Например, в двигателях с подшипниками из свинцовистой бронзы, оловянистого или свинцовистого баббита средняя допускаемая температура по нормам не должна превышать 115°. [c.126]

Для гидравлических расчетов используются следующие величины, характеризующие поток в каналах геометрические характеристики канала (площадь сечения, гидравлический диаметр или другой определяющий размер, абсолютная эквивалентная шероховатость и т. д.) скорость плотность среды. Средняя плотность среды определяется по средней температуре среды в канале на данном участке. Все теплоносители, используемые в атомной энергетике, включая жидкие металлы, являются ньютоновскими жидкостями и, таким образом, подчиняются общим закономерностям. [c.17]

На рис. 4.14 показано сравнение расчетного профиля температур с экспериментальным для одного из режимов. Расчеты проводились по программам, блок-схемы которых представлены на рис. 4.1 и 4.8, причем величина граничного паросодержания для расчета зоны ухудшенного теплообмена принималась равной 0,6 в соответствии с экспериментальными данными работы [4.13]. Согласование расчетных данных с экспериментальными оказалось весьма удовлетворительным. [c.170]

В этих опытах использован графитовый стержень, по размерам идентичный опытному образцу с алюминием и имеющий по высоте сверления (Ф=1 мм й = 10 мм), имитирующие абсолютно черное тело. Путем измерения всех лучистых потоков, входящих в формулу (14), определялся коэффициент Фь2 для каждого смотрового отверстия. Однако в наших расчетах температур образца и нагревателя мы использовали осредненные величины коэффициента Ф1,2,ср. которые и представлены на фиг. 3. [c.89]

В целом погрешность измерений по расчетам составила по величине критической тепловой нагрузки (3—5)%, по величине недо-грева даутерма до температуры насыщения не более 2° С и по величине скорости — не более 3%. [c.69]

Расчет температуры по сопротивлению платинового термометра еще более упрощается, если пользоваться таблицами (см. приложения, табл. 1 и 2), в которых приведены данные, необходимые для вычисления температур в интервалах О—630,5°С и —182,97 —0°С. Эти таблицы основаны соответственно на уравнениях (50) и (52) и построены следующим образом. Каждая из таблиц состоит из двух частей — стандартной таблицы и таблицы поправок. Стандартные таблицы в обоих случаях дают для термометров, константы которых условно приняты за стандартные при построении таблиц, температуру t по Международной шкале в зависимости от платиновой температуры 0pt. При построении табл. 1 за стандартный принят термометр с б=1,5СЮ0, а при построении табл. 2 — термометр с 6=1,4900 и р=0,1100. Таким образом, в случае если константы термометра, с помощью которого измерялась температура, совпадают со стандартными, расчет температуры сводится к вычислению 0pt и к нахождению температуры t по стандартным таблицам. В обеих таблицах значения температуры приведены через малые интервалы, что допускает линейную интерполяцию между помещенными в таблицах значениями. Вторая часть табл. 1 и 2 позволяет легко вычислить поправки, которые необходимо ввести к температуре, вычисленной по стандартной таблице, если константы термометра, б или р, отклоняются от стандартных на определенную величину. Таким образом, в более общем случае, когда константы термометра не совпадают со стандартными, температуру по табл. 1 или 2 находят с использованием как стандартной таблицы, так и таблицы по- [c.119]

Чтобы воспользоваться выражением (4.46), нужно знать функцию еэ(7 ст/ Тел, бел). Для ее расчета вернемся к результатам, полученным в подпараграфе 4.4.4. Применительно к условиям теплообмена неизотермиче-ского псевдоожиженного слоя с погруженной поверхностью плоский слой дисперсной среды соответствует неизотермичной зоне между-поверхностью теплообмена и ядром слоя. В эквивалентной этому слою модели стопы (см. рис. 4.7, а) О и N+1 ограничивающие поверхности представляют собой стенку теплообменника и ядро слоя с температурами Т ст и Тел- При фиксированной толщине неизотермичной зоны (число Л ), заданных степени черноты частиц и средней порозности слоя характеристики элементарного слоя стопы по-прежнему определяются формулами и уравнениями, приведенными в подпараграфе 4.4.2. Решение системы уравнений (4.38) позволяет найти возможное стационарное распределение температуры и величину лучистого потока по формуле (4.41). С помощью этого соотношения можно получить в явном виде функцию Еэ Тст, 7 сл, бел). Действительно, потоку, испускаемому псевдоожиженным слоем, соот- [c.176]

Расчет выполняется по алгоритму, блок-схема которого представлена на рис. 6.5. Изменяя величины / Гсио Т при расчете добиваются требуемых величин следующих технологических параметров массового расхода охлажденного газа Е,, температуры [c.263]

Рассмотрим, какими условиями связаны между собой величины, которые должны быть заданы для расчета. Температуры торможения эжектирующего и эжектируемого газов обычно известны полные давления известны пли легко определяются по параметрам газов перед соплами эжектора и коэффициентам сохранения полного давления в соплах. Что касается значений приведенной скорости газов и Хг, то они до расчета камеры смеше-йяя и дкффузора, вообще говоря, неизвестны и могут быть раз- [c.515]

В табл. 2 приведены значения ошибок при использовании предпосылок Ср =Ср(Т) с =Ср Т) pD)t = <р Т) pv = ЦТ) термодинамической классификации уравнений состояния газов в различных диапазонах давлений по трем изотермам во всем рассматриваемом интервале температур и давлений. В каждом конкретном случае погрешность зависит от вида соответствующей функции, но не может быть меньше приведенной в табл. 2. Для приближенных расчетов в каждом из рассматриваемых интервалов целесообразно использовать предпосылки с = с (7) и pDi, = ((i T). Для приближенных расчетов можно рекомендовать ряд предпосылок по величине СрОи. [c.79]

Микроструктурная оценка 8, d и N в опытах дает значения е = 1 4%, несравненно более низкие, чем общая пластическая деформация до разрущения. Таким образом, вклад деформации двойникованием в общий уровень пластичности поликристалла оказывается небольшим, несмотря на то, что, кроме концентрации напряжений в местах нагромождения дислокации на различных препятствиях (например, в местах пересечения полос скольжения), благоприятствующих процессу двойникования, в поликристалле создается дополнительная концентрация напряжений, облегчающая двойникование тем больше, чем больше величина зерна. Снижение температуры и повышение скорости деформации приводят к уменьшению эстафетного скольжения, затрудняя релаксацию напряжений и, следовательно, способствуя развитию двойникования. Как показывают расчеты и эксперимент, вклад двойникования при деформации монокристалла существенно ниже, чем предсказываемый по формулам (85) и (149). Подобно тому, как уменьшение величины зерна приводит к снижению концентрации напряжений и, как следствие этого, не достигаются значительные по величине напряжения старта двойникового источника Од= д.у/6 ( д,у=1,4-10-2 мДж/см2 — энергия дефекта упаковки для железа и ад—2000 МПа), можно утверждать, что в результате раздробления исходного зерна поликристалла на фрагменты , ограниченные каркасом из двойниковых пластин, возникает (В. И. Трефилов с сотр.) своеобразный эффект само- [c.245]

Л. В. Кравчуком проведены расчеты термонапряженных состояний клинообразных образцов с различными углами раствора и радиусами закругления, а также величинами хорды клина. Эти данные обобщены в виде номограмм, которые позволяют без больших затрат труда выбирать размеры и форму клина, а также тепловой режим их испытаний. При этом можно получить в образце те же теп-лонапряжения, что и в реальной лопатке. На рис. 70 показана схема одной из таких номограмм. По известным распределениям температур и термических напряжений на кромке натурной лопатки, протермометрированной при некотором характерном режиме теплового нагружения, находим скорости изменения температуры кромки. Далее, задавшись определенным радиусом закругления клинообразного образца и соблюдая равенство скоростей изменения температур кромок клина и лопатки, можно определить рациональный угол его раствора. По величине максимальных термических напряжений на кромке находим значение хорды, которое должно соответствовать ранее найденным значениям угла раствора и радиуса закругления клина. На рис. 70 штриховыми прямыми линиями показан пример моделирования термонапряженного состояния одной из испытаннь х лопаток. Моделью служит клин с радиусом закругления 1,3 мм, углом раствора 17° и хордой 20 мм. [c.204]

В Международном научном центре им. Роквелла было исследовано поведение гальванических пар, образующихся при контакте покрытых Ало-дином 600 алюминиевых сплавов 7075, 6061 и 2024 со сплавом Ti — 6А1—4V или нержавеющей сталью 304 [190,],. Получены данные о коррозионном токе и потерях массы в 3,5 %-ном растворе Na I при комнатной температуре. Покрытие из Алодина 600 значительно снижало скорость растворения алюминиевых сплавов. Контакт с нержавеющей сталью усиливал разрушение как незащищенных алюминиевых сплавов, так и материалов с покрытием. Расчет по величине гальванического тока приводил к более низким значениям скоростей растворения металла, чем расчет по потерям массы. Введение соответствующих поправочных коэффициентов позволяет использовать непрерывную запись величины гальванического тока для определения мгновенных значений скорости растворения, по которым в свою очередь путем экстраполяции можно рассчитать скорость коррозии при продолжительной экспозиции. [c.190]

МИ колебаниями от главных циркуляционных насосов, гидродинамическими усилиями от изменения скоростей и направлений потоков теплоносителя в первом контуре, тепловыми пульсациями от недостаточного перемешивания потоков теплоносителя, вибрациями и колебаниями от сейсмических нагрузок. Сложный спектр высокоскоростных и вибрационных механических и тепловых нагрузок имеет место при различных аварийных режимах, связанных с возможным разрывом главных трубопроводов первого контура и динамическим смещением опор корпуса реактора при мощных землетрясениях и разрывах. Характер и анализ перечисленных выше статических и циклических нагрузок и связанных с ними напряжений приведены в нормах расчета на прочность [1,2]. Перечисленные выше нагрузки создают в корпусах и других злементах первого контура водо-водяных реакторов соответствующие номинальные нагфяжения. Учитывая сложность конструктивных форм этих элементов, неравномерное распределение температур по толщине стенок каждого элемента и между отдельными элементами, а также различие в физико-механических свойствах (коэффициенты линейного расширения, теплопроводность), суммарные местные напряжения могут значительно (в 2—3 раза и более) превосходить номинальные. По данным [1, 2, 6, 23, 29—37], коэффициенты концентрации напряжений а от механических нагрузок (равные отношению местных напряжений в различных зонах корпуса реактора к номинальным напряжениям в гладкой цилиндрической или сферической части) составляют величины порядка 1,5—5. Для некоторых из зон корпуса эти коэффициенты приведены в табл. 1.3. [c.19]

В дальнейшем (в конце 60-х годов) в расчеты прочности по критериям сопротивления хрупкому разрушению стали вводиться уравнения линейной мехашки разрушения, связывающие предельные нагрузки, размеры, форму и места расположения возможных дефектов через критические значения коэффициентов интенсивности напряжений К[с- П )и этом запасы по критическим температурам [ДТ] составляют 20—30 С, а по величинам Kj Ик =1,5-2. [c.39]

Система нелинейных обыкновенных дифференциальных уравнений для расчета параметров потока химически реагирующей системы Н204 =ь2Ы02 2Ы0+02 по горячей стороне и дифференциальное уравнение для расчета температуры потока по холодной стороне в настоящей программе решались методом Рунге — Кутта с автоматическим выбором шага. Выбор этого метода решения обусловлен его высокой точностью. Кроме того, метод Рунге — Кутта по сравнению с разностными методами не требует построения так называемого начала таблиц. Еще одним из достоинств метода является возможность в ходе решения менять величину шага счета, не производя при этом дополнительных вычислений. [c.134]

При установке пароохладителя в рассечку пароперегревателя тепло-восприятие каждой части перегревателя [формула (8-3)] определяется раздельно, при этом задаются промежуточным значением температуры пара и определяют промежуточную энтальпию пара Тепловосприятие излучением учитывается при расчете первой по ходу газов части пароперегревателя. Расчетное давление пара на границе между отдельными частями пароперегревателя принимается равным полус5тиме величин давления пара в барабане котла и перед главной задвижкой. Температура пара на выходе из ступени (по ходу пара) согласуется с предельно допустимой температурой стенки труб. [c.144]

Энциклопедия по машиностроению XXL

Оборудование, материаловедение, механика и ...