Режим тепловой — Расчет

Режим тепловой — Расчет 52, 53 [c.205]

Расчет тепловой схемы теплоэлектроцентрали означает расчет режима тепловой нагрузки серийной теплофикационной турбины, для которой известны все параметры расчетного режима. Режим тепловой нагрузки задается следующими параметрами [c.159]

При передаче тепла излучением (в случае радиационного режима работы печи) нагреватели участвуют в лучистом теплообмене с внутренней поверхностью футеровки и нагреваемым металлом. При этом температура поверхности футеровки при достаточно хорошей тепловой изоляции печи близка к температуре нагревательных элементов. Это позволяет в первом приближении принять за теплоотдающую поверхность печи внутреннюю поверхность ее футеровки. Режим тепловой работы печи относится в этом случае к косвенному радиационному. Отсутствие газовой среды, участвующей в лучистом теплообмене, существенно упрощает расчет лучистого теплообмена в электрических печах. Для определения приведенного коэффициента излучения в электрических печах сопротивления (с преимущественно радиационным режимом) можно воспользоваться выведенной ранее ( 3 гл. П1) зависимостью [c.248]

Радиационный теплообменник является одним из наиболее массивных и габаритных агрегатов подсистемы терморегулирования, динамические процессы в котором оказывают существенное влияние на всю работу СОТР и тепловой режим объекта. Поэтому расчету и анализу динамических характеристик РТО следует уделять самое серьезное внимание. Учитывая, что наиболее характерным типов РТО является система оребренных трубок, рассмотрим в качестве расчетного, варианта участок [c.154]

Цель теплового расчета заключается в определении основных габаритных размеров и температурного состояния выбранной конструктивной схемы теплообменного аппарата, исходя из заданных условий. Обычно задаются тепловой поток, расходы теплоносителей, их температуры, допустимые гидравлические потери, допустимые габаритные размеры или масса и др. в зависимости от конкретного назначения теплообменного аппарата. Как правило, окончательная конструктивная схема теплообменного аппарата выбирается в результате теплового и гидравлического расчетов различных ее вариантов и их сравнительного анализа с учетом требований, предъявляемых к объекту в целом. При этом расчет теплообменного аппарата производится на номинальный режим, а затем расчетом проверяется его работа на других режимах, включая в ответственных случаях и нестационарные режимы работы. [c.339]

Для создания математических моделей тепловых процессов в физических объектах или исследуемых образцах необходимо определение температурного поля в объекте при различных видах теплового воздействия на его поверхность. При этом вид и режим теплового воздействия, форму нагревателя, условия передачи тенла и проведения эксперимента выбирают таким, чтобы с помощью несложных математических расчетов и зависимостей адекватно описать физику процесса и решить вопросы технической теплофизики. [c.6]

При назначении посадок следует учитывать температурный режим работы соединения. Первоначальная (холодная) посадка может сильно измениться при нагреве, особенно если охватывающая и охватываемая детали выполнены из материалов с различным коэффициентом линейного расширения. В таких случаях обязателен тепловой расчет соединения. [c.494]

В процессе проектирования деталей машин встречаются два вида расчетов, а именно проектный расчет, при котором обычно определяются основные размеры деталей или узла проверочный расчет, когда для известной конструкции определяется, например, значение напряжений в опасных сечениях, тепловой режим, долговечность и другие параметры. [c.7]

Другим важным параметром гидросистемы лебедок для скважинных работ является температурный режим ее работы, который определяется тепловым расчетом. [c.127]

При = о мощность двигателя целиком превращается в тепло. На режимах противовращения в тепло превращается мощность, подводимая от двигателя, и мощность, подводимая к турбине от рабочей машины. Поэтому, если вышеуказанные режимы являются длительными, то систему охлаждения необходимо рассчитывать на самый напряженный режим в тепловом отношении. Если система работает на этих режимах кратковременно, а основная доля приходится на режим к. п. д. не менее т) 75-н80%, то расчет ведется из условий наименьшего допускаемого к. п. д. (см. 3). [c.214]

Знание значения критической поверхностной плотности теплового потока при кипении жидкости имеет большое практическое значение при расчетах теплообменников с кипящей жидкостью (кипятильники, паровые котлы). В таких теплообменниках всегда должен быть обеспечен пузырьковый режим кипения, т. е. q< q - [c.361]

Примечания. 1. В первой графе в скобках указаны прежние марки термобиметалла. 2. Под коэффициентом чувствительности понимается условная разность коэффициентов теплового расширения компонентов термобиметалла. Коэффициент чувствительности является основной величиной при расчете термобиметаллической пластинки на изгиб. 3. Значения коэффициента чувствительности термобиметалла действительны в пределах температурных интервалов постоянства коэффициента чувствительности, указанных в таблице. 4. Под режимом работы. нагрева с нагрузкой понимается режим работы пластинки (прямоугольной), один конец которой закреплен, а другой удерживается при помощи шарнира. [c.634]

I. Основные положения теплового расчета. Тепловой расчет теплообменного аппарата может быть конструкторским, целью которого является определение площади поверхности теплообмена, и поверочным, при котором устанавливается режим работы аппарата и определяются конечные температуры теплоносителей. В обоих случаях основными расчетными уравнениями являются [c.246]

Как бы совершенна ни была подготовка питательной воды и как бы точно ни контролировался и поддерживался водный режим котла, в процессе эксплуатации па поверхностях нагрева образуются отложения. Допускаемая толщина отложений ограничивается допускаемым повышением температуры труб. Следует отметить, что это весьма существенное и неизбежное в эксплуатации повышение температуры стенки не учитывается ни в нормах расчета на прочность [Л. 50], ни в нормах теплового расчета котельного агрегата (Л. 133]. Для периодического удаления отложений производят кислотные промывки, аналогичные предпусковым. Необходимо, чтобы продолжительность рабочей кампании между кислотными промывками была не менее 4 тыс. ч. [c.342]

Указанные изменения в проточной части турбоагрегата, а также новые вводимые ступени, должны быть рассчитаны и сконструированы по тем же методам, которые применяются для конструирования ступеней основного расчетного режима. Для вновь вводимых ступеней расчетным будет тот режим, при котором они вводятся в работу и несут полную нагрузку. В таких случаях будет несколько расчетных режимов, каждый из которых следует рассчитать по своим исходным позициям, даваемым расчетами цикла (тепловой схемы). При этом агрегат примет сложную форму частично работающих, частично выключенных ступеней, но все ступени должны быть сконструированы и размещены в корпусах турбин агрегата. [c.27]

Тепловой режим выбирается на основе проведенных теплотехнических и аэродинамических испытаний всей печной устанав ки. Тепловой баланс выявляет участки с повышенными тепловыми потерями, а расчет газового баланса, экспериментальное установление мест больших присосов наружного воздуха в печь или выбивания горячих газов из печи позволяют найти недостатки в уплотнении печной кладки или ее гарнитуры. [c.197]

В книге существенное место (первая часть) уделяется численным методам решения уравнения теплопроводности, в том числе и нелинейного, при переменных граничных условиях. Одновременно с методом численного интегрирования излагается решение некоторых несимметричных тепловых задач аналитическим методом. Наибольшей простотой при достаточно хорошей точности отличаются табличные методы, которые позволяют конструктору уже на этапе проектирования определить тепловой режим машины. Поэтому первая часть книги, посвященная методам расчета нестационарных тепловых процессов, заканчивается изложением основ табличного метода расчета. Особенностью таблиц является асимметричность теплового воздействия. [c.4]

На ТЭЦ, как уже отмечалось, может быть задан режим тепловой нагрузки, отличный от приведенного расчетного режима, и тогда потребуется расчет тепловой схемы для заданного режима. При расчете следует пользоваться положениями методики, изложенной в гл. 7, с учетом особенностей теплофикационной турбоустаиовки. Рассмотрим детально такой расчет на примере. [c.183]

Расчеты проводились для воздуха (х=1,4) при значениях 8=1 1,86 (1/1,86) 2,28 (1/2,28) 2,64 (1/2,64) 2,95 (1/2,95), что соответствует при температуре торможения холодного воздуха (эжектирующего или эжектируемого), равной 288° абс, температуре горячего газа (соответствеиио эжектируемого или эжектирующего , равной 288, ШОО, 150J, 2000 и 2500 яНа каждом графике построены сетки ро=/[р о, Я 9 )] Ро = =/(Ро, а) р о—/(ро,кЬ) Жирные кривые на фиг. 6—9 соответствуют переходу с критического режима иа режим теплового запирания области, расположенные выше этих кривых, соответствуют критическому режиму, а ниже-- тепловому запиранию . При 8—1 (фиг. 5) режим теплового запирания не имеет места (этот график заимствован из работы [2]). [c.289]

Не менее сложным остается вопрос о правильной оценке т е м-пературы дисперсного потока в качестве расчетной для лучистого теплообмена. В [Л. 130] для псевдоожиженного слоя предлагается выбирать температуру ядра, предполагая небольшим поперечный (по каналу) градиент температур частиц. В Л. 66] применяется среднеарифметическое значение входной и выходной температур, а в [Л. 201] приближенно решается обратная задача — расчет температуры нагрева дисперсного потока при конвективно-лучистом теплообмене. В этом случае на основе теплового баланса при предположении, что газ лучепрозрачен, режим стационарен, расчетная поверхность излучения Рст. [c.271]

Тепловой режим волновой передачи рассчитывается по известным зависимостям для других передач (см., например, тепловой расчет червячного редуктора, гл. 2). Допускаемая температура масла для редукторов общего назззачения [/] = 70... 80 С. Коэффициент теплоогдачи принимают для закрытых небольших помещений при отсутствии вентиляции Кугк8...12, для помещений с интенсивной вентиляцией KJK [c.176]

Условный расчет подшипников скольжения. Как указывалось выше, большинство подшипников скольжения работает в условиях несовершенного смазывания. При этом подшипники рассчитывают условно по среднему давлению на трущихся поверхностях р и удельной работе сил трения pv, где V — окружная скорость поверхности цапфы. Расчет по среднему давлению р гарантирует невыдавливаемость смазочного материала, а расчет по рь — нормальный тепловой режим и отсутствие заедания. [c.523]

Расчет подшипников скольжения, работающих в условиях полужидкостной и граничной смазки условно ведут по допускаемому среднему давлению [р] на трущихся поверхностях (этот расчет гарантирует невьщавливаемость смазочного материала) и по допускаемому произведению [pv ] среднего давления на скорость скольжения v, т. е. окружную скорость цапфы (этот расчет гарантирует нормальный тепловой режим и отсутствие заедания). Среднее давление в подшипнике предполагается равномерно распределенным по диаметральному сечению цапфы (рис. 13.7) и равным [c.225]

Если расчет q выполняется по формуле (14.2), то в некоторых случаях место установки термопары не играет такой большой роли, как при использовании формулы (14.1). При измерении конвективных тепловых потоков такой случай имеет место, когда температура среды Г/ является линейной функцией времени, а при измерении радиационного теплового потока — когда его величина неизменна во времени. В обоих случаях, начиная с некоторого момента времени т=Тв, наступает регулярный режим второго рода, характеризуемый постоянством градиента температуры во времени для всех точек тела (при т>Тн dTfdT= onst), причем чем меньше размеры твердого тела, тем меньше Тн и тем скорее наступает этот режим. [c.273]

Появление сверхзвуковых летательных аппаратов, ракетных двигателей и т. п. усилило интерес к процессам теплопроводности при нестационарном режиме. В ряде случаев расчет тепловой защиты головной части ракеты или стенок камеры сгорания и сопла двигателя целесообразно )зести с учетом нестацйбнарности режима. Дело в том, что летательные аппараты и их двигатели в ряде случаев работают в течение очень короткого времени и поэтому тепловые процессы в элементах их конструкции не успевают выйти на стационарный режим. [c.60]

Возникает вопрос, насколько затрудняет проведение расчетов ограничение, накладываемое на шаг Ат в явной схеме. Разумеется при численном решении одного однородного уравнения абсурдно пытаться вести интегрирование с шагом Дт, вдвое превышающим постоянную времени тела. Однако при решении системы уравнений теплового баланса, описывающей нестационарный тепловой режим системы тел с сильно отличающимися постоянными времени, такая ситуация может возникнуть. Если время переходного процесса всей системы определяется телами с большой тепловой инерцией, то может появиться необходимость проводить расчет с шагом Дт, который превышает постоянные времени тел с малой тепловой инерцией. Действительно, если выбрать шаг из условия Дт < 2/mmax. /п ,ах — максимальный из темпов охлаждения отдельных тел, то может потребоваться чрезвычайно большое число шагов для расчета дсего нестационарного процесса. [c.31]

При недостаточной смазке и малой угловой скорости вала подшипники скольжения работают при граничной смазке и без смазки (участок /о — I, см. рис. 15.1). В этих режимах расчет подшипников выполняют условно по двум показателям среднему давлению р между цапфой и вкладьппем и произведению pv. Расчег по р гарантирует невыдав]н1ванпе смазки и представляет соЬой расчет на износостойкость. Расчет по pv гарантирует нормальный тепловой режим, т. е. отсутствие заедания, и представляет собой расчет на теплостойкость. Для ограничения износа и нагрева необходимо выполнить условия [c.304]

Расчет по среднему давлению рт гарантирует невыдавли-ваемость смазки, з расчет портС — нормальный тепловой режим и отсутствие заедания. [c.315]

Если учесть сезонную неравномерность поступления солнечного тепла на землю, температура в среднем по району КАТЭКа может повыситься летом на 0,3 °С и зимой на 4 °С при одновременной работе 4—5 станций южного промузла. Расчеты показали, что удельные значения тепловой нагрузки на исследуемую территорию для зон активного воздействия находятся в диапазоне 20—30 Вт/м , т. е. на порядок выше величин, способных повлиять на изменение общего режима циркуляции атмосферы на ограниченной территории, сопоставимой по площади с масштабами синоптических возмущений [147]. Отсюда следует, что тепловые сбросы КАТКЭКа могут не только заметно повлиять на общий режим циркуляции атмосферы, но и изменить тепловой режим района. Для сравнения можно указать, что для Рурского района, восточных районов США и Японии антропогенные тепловые нагрузки составляют 5—6 Вт/м , в Будапеште 30—40 Вт/м , а в Манхеттене средние тепловые нагрузки достигли 150 Вт/м2 [147]. [c.272]

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]

Анализ полей деформаций и напряжений в цилиндрическом корпусе при тепловой нагрузке в период выхода на режим Ai (для нулевого полуцикла) показывает, что максимальные интенсивности упругопластических деформаций и напряжений возникают в переходной зоне (рис. 4.55). Причем действительные значения деформаций (штриховые линии) в опасном сечении достигают 0,45 % и почти в 2 раза превышают значения деформаций, полученные при упругом расчете (сплошные линии). Существенно, что характер распределения и уровень упругопластических деформаций на внутренней и внешней поверхностях примерно одинаковы. Об этом свидетельствуют также форма и размеры зон упругопластических деформаций в характерные момеигы времени нагружения на этапе нагрева. [c.224]

В конденсаторах с воздушным охлаждением, а также в аппаратах высокого давления конденсация пара обычно проиавбдится внутри вертикальных труб. Причем для практики наибольший интерес представляет область пара(метров, характеризующаяся сравнительно низкими тепловыми нагрузками, при которых режим течения конденсата сохраняется ламинарным и лишь в отдельных случаях на сравнительно небольших по длине участках переходит в турбулентный. Режим течения пара в основном турбулентный. К сожалению, процесс конденсации в данной области теоретически и экспериментально изучен недостаточно. Практически отсутствуют достаточно строгие методы расчета местных значений коэффициентов теплообмена и гидравлического сопротивления при конденсации в вертикальной трубе, что не позволяет разработать методику детального расчета конденсаторов с воздушным охлаждением. Последние отличаются резким изменением тепловой нагрузки по рядам труб и их длине. Так как трубы объединены верхними и нижними коллекторами, различие в тепловых нагрузках приводит к различным скоростям и гидравлическим сопротивлениям труб, перетоку пара по нижнему коллектору с возникновением подъемного движения в нижней части первых (по ходу охлаждающего воздуха) рядов труб и другим отклонениям, которые чрезвычайно усложняют расчет процесса конденсации в аппарате. [c.144]

Значительную неопределенность в расчет тепловой защиты сегментального аппарата вносит неточность определения теплового эффекта радиационного вдува, а также энтальпии разрушения /н, а в расчет защиты конического аппарата — положение точки перехода от ламинарного режима течения в пограничном слое к турбулентному. Последнее также связано с оценкой эффекта вдува, поскольку в турбулентном пограничном слое коэффициент вдува ут почти втрое меньше, чем в ламинарном 7л, а соотношение тепловых потоков к непроницаемой поверхности обратное от втрое выше од. В результате тепловой поток, подведенный к разрушающейся поверхности, оказывается в 7 раз выше при турбулентном режиме. При расчетах в работе [Л. 10-6] предполагалось, что критическое число Рейнольдса, рассчитанное по локальным параметрам набегающего потока, составляет Некр= 2,5-10 , однако за счет влияния различных факторов оно может снизиться до 0,1-10 . Первому из этих значений в период максимального нагрева соответствовал ламинарный режим течения на большей части конического аппарата, тогда как второму — турбулентный почти на всей поверхности, за исключением носового затупления. [c.307]

Как ни парадоксально, но одной из причин несовершенства теплового расчета являются прекрасные огневые свойства и относительная неприхотливость природного газа и мазута к организации топочного процесса и способность их сгорать в широком интервале температур. Подобное поведение в корне отличается от поведения твердых топлив, пыль которых или сгорает в ядре факела или, если этого не произошло, выносится несгоревшей из топки, вследствие чего положение и размеры ядра факела для твердых топлив оказываются достаточно стабильными независимо от полноты сгорания. При сжигании газа и мазута процесс горения может протекать во всем объеме топки, в связи с чем температурный режим в ней варьируется в весьма широких пределах. Так, вполне вероятное догорание в верхней части топки всего 3% топлива вызывает повышение температуры газов примерно на 50° С и рост тепловосприя-тия конвективного пароперегревателя на 10—12%. [c.87]

При проектировании па(рогенератора делается расчет температуры стенок наиболее уязвимых участков труб [Л. 7]. Выбор этих участков в известной степени определяется опытностью конструктора. Эффективность такого расчета зависит как от умения правильно предвидеть все местные факторы теплопередачи, так и от того, насколько фактический тепловой режим парогенератора сойдется с его расчетным определением. Практика показывает, что в общем тепловом расчете особенно большие ошибки получаются для тем пературы на выходе из топки. Не поддаются расчету неоднородности газового поля и связанные с ним перекосы температуры и тепловых потоков радиации. Не рассчитываются шлакование и золовой занос. В итоге суммарного воздействия всех этих факторов отклонения температурных режимов отдельных труб от расчетных могут достичь аварийных пределов. [c.192]

Оценка прочности стенки вулканизационного котла при нестационарных тепловых воздействиях во fмногом определяется правильностью выбора соответственных температурных полей. Сложность тепловых процессов при воздействии холодной воды на стенку вулканизационного котла требует правильного выбора граничных условий теплообмена. На характер граничных условий влияет конструкция охлаждающих устройств и их размещение внутри котла. При этом направление струй воды, падающих на стенку, может быть как по нормали к ней, так и под некоторым углом. Рассмотрим случай, когда струи воды направлены по нормали к стейке отла. Известно, что в некоторых случаях сложного теплообмена возможно применение граничного условия третьего рода [1]. Для проверки возможности применения этого граничного условия при расчете температур в стенке вулканизационного котла в упомянутом случае, а также для определения ожидаемых величин коэффициента деплоотдани была сконструирована специальная установка (рис. 1). Моделировали температурный режим работы котла, который заключается в том, что на внутреннюю поверхность стенки, предварительно нагретой по всей толщине до температур 140—160° С, [c.58]

В книге предложены способы обобгцения опытных данных по нестационарному тепломассообмену в пучках витых труб при различных типах нестационарности резком и плавном изменении тепловой нагрузки при запуске и остановке аппарата и переходе с однрго режцма работы на другой режим, а также при изменении расхода теплоносителя. При этом использовались теории подобия и размерностей, на основании которых предложены критерии подобия и способы учета особенностей нестационарного процесса тепломассообмена в пучках витых труо. Определены критериальные зависимости для расчета эффективных коэффициентов диффузии и коэффициентов теплоотдачи и гидравлического сопротивления для стационарных и нестационарных условий работы, которые рекомендуется использовать при теплогидравлических расчетах теплообменных аппаратов. Рассмотрены методы расчета теплообменных аппаратов с витыми трубами с учетом межканального перемешивания, что позволяет наряду с усредненными определять и локальные параметры в рамках гомогенизированной постановки задачи. В книге анализируются и обобщаются теоретические и экспериментальные работы, выполненные как авторами, так и другими исследователями. [c.5]

Поэтому при представлении опытных данных в безразмерном виде можно в критерий Фурье вместо реального времени, отсчитываемого с начала запуска, ввести некоторое условное время, учитывающее обнаруженные эффекты. Это условное время можно определить как эффективное время Гдфф. Оно должно учитывать время то, предшествующее началу резкого увеличения мощности тепловой нагрузки, а также максимальную скорость выхода этой мощности на стационарный режим (ЭЛ /Эт) . Выражение для определения величины Тдфф может быть получено на основании опытных данных. Тогда в диапазоне изменения параметров т о = 1,5. ..6 с, (ЭЛ /Эт) = (0,615. ... .. 3,64) кВт/с, Ке = 3,5 10 . .. 8,8 10 можно рекомендовать для расчета эффективного времени, учитывающего время то-предшествующее началу резкого увеличения мощности тепловой нагрузки, и производную (9Л /9т) , следующую фор-мулу [c.160]

Исследование нестационарных температурных полей теплоносителя в пучке с Рг = 57 и определение коэффициента к было выполнено в диапазоне изменения чисел Ке = 5,1 10 . ... .. 1,25 при (ЭТУ/Эг) = (0,115. .. 1,212) кВт/с иго = = о. .. 6,5 с при быстром й медленном выходе тепловой нагрузки на стационарный режим работы. Кроме того, исследовался важный практически вопрос о влиянии перехода теплообменника с одного на другой режим работы с более высоким уровнем тепловЬй нагрузки на коэффициент используемый при расчете нестационарных температурных полей в пучках витых труб. [c.163]

Поскольку в настоящих опытах наблюдался расслоенный режим течения, локальные удельные тепловые потоки и температура стенки изменялись по периметру трубы. В связи с этим вычисление единого коэффициента теплоотдачи не имело большого физического смысла. В связи с этим целью теоретического анализа являлась разработка метора расчета распределения температуры по поверхности трубы. Результаты вычислений могли быть использованы для определения полного осредненного коэффициента теплоотдачи, который может быть определен различными путями. [c.297]

Тепловой режим автокатода из углеродного волокна. Подавляющая часть работ, связанных с тепловыми режимами автока-тодов, посвящена острийным металлическим или пленочным автокатодам [206—209]. Ниже приводится расчет [210 теплового режима автокатода из углеродного волокна на основе ПАН. Расчеты приведены для отдельных микровыступов, определяющих работоспособность автокатода, и включают в себя как факторы нагрева (тепло Джоуля и Ноттингама, ионная бомбардировка), так и факторы охлаждения катода (теплопроводность, тепловое излучение, испарение материала катода). Из анализа эмиттирующей поверхности в растровом электронном микроскопе следует, что характерные размеры микровыступов на торце углеродного волокна таковы радиус закругления вершины 50—100 А, высота 200—400 А, радиус основания 200—500 А. При этом максимальный ток с микровыступа, приводящий к резкой нестабильности, равен 10 мкА, а общий ток с одиночного волокна — 400 мкА. [c.149]

Для расчета температурного режима должны выбираться участки труб, в которых температура среды, гидравлический режим и тепловая нагрузка с учетом неравномерности теиловосириятия вызывают наибольшую температуру стенки. [c.279]

Дальнейшее повышение тепловой экономичности паросиловых установок может быть достигнуто применением двукратного тромежуточного -перегрева. Можно назвать уже более 40 установок с двукратным промежуточным перегревом обш,ей мош,ностью более 18 млн. кет (табл. В-1). Характерно, что многие техникоэкономические расчеты, выполненные зарубежными специалистами, дали однозначные результаты в пользу применения на крупных блоках двукратного промежуточного перегрева. И если в действительности его пока применяют реже, чем вытекает из результатов расчетов, то объяснить это можно, по нашему мнению, нежеланием усложнять проект и реальную установку. [c.7]

Энциклопедия по машиностроению XXL

Оборудование, материаловедение, механика и ...