Расчет лучистых тепловых потоков

Строгий расчет тепловых режимов аппаратов, работающих в условиях высоких температур, невозможен без учета лучистого теплового потока. Расчет лучистого теплового потока сводится к определению спектральных показателей поглощения, которые могут быть рассчитаны с помощью методов квантовой механики. Однако точные данные о волновых функциях молекул в настоящее время отсутствуют, а приближенные методы расчета приводят к значениям сил осцилляторов молекул, расходящимся с измеренными экспери- [c.308]

Отсюда в общем случае излучение ПС на стенку камеры будет складываться из излучения всей струй. Причем излучение каждой струи по пути частично поглощается в более холодных, струях, прежде чем оно достигнет стенки. На начальном участке КС излучение, кроме того, будет сильно поглощаться каплями и парами. Все это серьезно усложняет точный расчет лучистых тепловых потоков в камере и сопле ЖРД. [c.46]

Расчет лучистого теплового потока в ЖРД. В соответствии с вышесказанным расчет лучистых тепловых потоков в ЖРД, [c.46]

В соответствии с рассмотренными выше особенностями расчет лучистых тепловых потоков в камере Ж5Д, как правило, сводится к определению с достаточной точностью лучистого потока участ- [c.4]

Расчет лучистых тепловых потоков [c.10]

При расчете лучистого теплового потока угловой коэффициент излучения принят равным 1, так как толщина воздушной прослойки несоизмеримо мала по сравнению с размерами остеклений, а боковые поверхности холодной и тепловой камер имеют малую степень черноты. Поэтому [c.105]

При расчете лучистого теплового потока по формуле (4) выбраны температуры для поверхности /01=ть 02 = =тсх, для поверхностей 2 и 5 01==тз, 02=Т2 и для поверхности 4 01=Т4, 02=Тст- средние значения тепловых потоков и термических сопротивлений по высоте поверхностей остеклений приведены в табл. 31, характер изменения локальных значений совершенно аналогичен. [c.116]

В большинстве ранних теоретических исследований излучающего ударного слоя для расчета лучистого теплового потока использовалась модель оптически прозрачного газа. Предположение о прозрачности газа справедливо в том случае, если [c.410]

Полученные уравнения (16.69). .. (16.71) потребуются прн разработке инженерной методики расчета лучистого теплового потока от ударного слоя газа с реальным спектром излучения. [c.411]

На этом же рисунке нанесены результаты расчета лучистого теплового потока к поверхности летательного аппарата с учетом вклада как континуального излучения, так и спектральных линий атомов. Используя метод наименьших квадратов, было получено следуюш ее уравнение для радиационного теплового потока [c.413]

Первая методика расчета лучистого теплового потока с максимальным учетом особенностей процессов, протекающих в камерах ЖРД, была разработана советским ученым Л.Ф. Фроловым в 1955 г. Ученому удалось провести серию уникальных опытов по измерению лучистого потока газов, обобщить полученные результаты и предложить соответствующую графоаналитическую и теоретическую информацию, позволяющую производить соответствующие расчеты. Отличительной особенностью этой методики было то, что она учитывала особенности излучения газов при температурах и давлениях, характерных для продуктов сгорания ЖРД. Ученый, в частности, показал, что излучение водяного пара с увеличением плотности растет, ко лишь до некоторого предела (до значения удельного веса, примерно [c.92]

Основная доля тепла в таких устройствах передается лучистым теплообменом от объема излучающих газов и ограждающих поверхностей. Лучистый тепловой поток от объема газов зависит от его параметров. При этом, как показали непосредственные расчеты и опыты [11, величина и характер теплового потока определяются распределением локальных значений основных параметров газового потока по объему, т. е. температурой и лучистыми характеристиками, которые, в свою очередь, зависят от концентрации и свойств излучающих компонентов. Тепловые потоки могут сильно отличаться при одних и тех же усредненных характеристиках, но при различном их распределении по объему излучающих газов. Обычно параметры пламени не постоянны по объему, а сильно изменяются в силу происходящих в нем процессов. Часто для получения максимального эффекта необходимо создавать специально заданное их распределение [11. [c.205]

Локальная температура потока находилась методом экстраполяции к нулевому диаметру, концентрация — газовым анализом. Радиометр-зонд и модель холодного черного тела вводились в пламя в исследуемое сечение через боковые отверстия с двух противоположных сТорон затем радиометр при помощи специального прицельного створного устройства визировался в центр площадки черного тела. Лучистый тепловой поток измеряли для 15 различных толщин слоя (/ = 5 500 мм). Было проведено две серии измерений — соответственно для плоской и цилиндрической моделей при равных остальных условиях. Расчеты производились по уравнениям (16) и (17) таким образом сначала принимали = = 500 мм, а h = 450 -i- 5 мм затем L — 450 мм, а h = [c.212]

В качестве примера на рис. 3.1 приведены результаты расчета удельного теплового потока в условиях сложного теплообмена на строительной конструкции высотой 0,4 м, размером в плане 1X1 м , температурой излучающей среды Г = 600 К и температурой поверхности Г >=500 К. Приведенная степень черноты системы е=0,9, коэффициент взаимной облученности г()2-1 = 1. С увеличением значения безразмерной оптической характеристики газовой среды Ви увеличивается доля конвективной составляющей и уменьщается доля лучистой составляющей в суммарном значении удельного теплового потока при общем уменьшении его значения. В диапазоне изменения 1<Ви<10 преобладающее влияние на процесс сложного теплообмена оказывает лучистый перенос тепла. Причем для практически интересных с точки зрения пожара значений Ви=1—2 доля конвективной составляющей в сложном теплообмене составляет 6—15 %. При значениях Ви>20 влияние лучистого теплообмена практически не сказывается. [c.71]

Для практически важных значений критерия Ви=1—2 суммарный удельный тепловой поток с увеличением Ви уменьшается с 24 до 19 кВт-м-2 и доля конвективной составляющей в суммарном удельном тепловом потоке увеличивается от 16,5 до 24 %. Равное значение лучистой и конвективной составляющей достигается при значении Ви = 9, что несколько больше, чем для условий ламинарного пограничного слоя. Влияние лучистой составляющей на суммарный тепловой поток перестает быть существенным при Ви>60, что значительно больше соответствующих значений Ви для условий ламинарного пограничного слоя (Ви = 20). Это объясняется влиянием турбулентного коэффициента теплопроводности на диффузионный процесс переноса лучистой тепловой энергии. Турбулентный коэффициент переноса интенсифицирует процесс передачи тепла как за счет конвекции, так и за счет радиации. Однако зависимость радиационной составляющей от температурного напора ДГ более сильная, чем составляющей конвективной. Значение суммарного удельного потока для условий примера, определенное по зависимости, традиционно применяемой для задач огнестойкости, более чем в 2 раза превышает найденные в соотношении с настоящей теорией. Причем если величина конвективной составляющей практически одинакова (д. =4,2 кВт-м" ) и по настоящей теории при изменении Ви от 1 до 2 изменяется от 4 до 4.4 кВт-м- , то значения радиационной составляющей существенно отличаются лучистая составляющая, найденная в соответствии с традиционным методо.м, 9пв=45 кВт-м" и по настоящей теории дан=24—19 кВт-м- при изменении Ви от 1 до 2. Такое различие объясняется тем, что в традиционном методе расчета используется модель оптически прозрачной среды между двумя бесконечными плоскопараллельными поверхностями. Для задач определения фактического предела огнестойкости в связи со спецификой проведения экспериментов такая модель допустима. В условиях реальных пожаров она вносит существенную ошибку в анализ теплового воздействия очага пожара на строительные конструкции. Сравнение результатов расчета удельных тепловых потоков на вертикальных конструкциях при пожарах, полученных с помощью разработанной в настоящем разделе теории с экспериментальными данными, приведено в разд. 3.3 настоящей главы. [c.81]

На рис. 4.13—4.15 представлены результаты численного эксперимента по определению плотности падающего лучистого теплового потока на вертикальные конструкции в соответствии с изложенной моделью и сравнение этих результатов с экспериментальными данными й результатами расчета по традиционному методу. Экспериментальные данные, приведенные на рис. 4.13—4.15, охватывают область локальных пожаров при горении керосина с определяющим размером очага пожара 0=0,9 1,2 2,4 3 м и локальные пожары, моделируемые на фрагментах зданий, описание которых приведено в гл. 3, разд. 3.3.1, при горении керосина с характерным размером очага 1 и 2 м и при горении древесины с характерным размером 1,1 и 2,57 м. В работе П. И. Романенко и др. приведен метод расчета лучистого теплообмена между очагом пожара и тепловоспринимающей конструкцией, основанный на известных законах лучистого теплообмена между двумя твердыми серыми телами произвольной формы и ориентаций в пространстве, находящимися в оптически прозрачной газовой среде. Средние по поверхности коэффициенты облученности определяются с помощью принципа суперпозиций и соотношений взаимности для угловых коэффициентов. Как следует из рис. 4.13—4.15, разработанная модель лучистого теплообмена хорошо согласуется с экспериментальными данными во всем приведенном диапазоне экспериментальных исследований. Результаты, полученные по методу, приведенному в учебнике П. И. Романенко и др., дают практически подобные результаты для очагов пожара [c.179]

Время пребывания вещества в канале по расчетам составляет 1,7—3,0-10 сек, коэффициент теплоотдачи на стенку в среднем составляет 0,013 кал см сек -град), эта величина включает в себя как конвективный, так и лучистый тепловой поток и близка к значениям, полученным другими авторами для аналогичных условий. [c.183]

Как показывают расчеты, если в камере сгорания лучистый поток соизмерим по величине с конвективным тепловым потоком, то уже в критическом сечении он составляет примерно 8—12% от этого потока, а в закритической части сопла — меньшую долю. Эта особенность в распределении лучистых тепловых потоков по камере сгорания и соплу позволяет в большинстве случаев ограничиваться приближенными определениями в сопле, основное внимание обращают на вычисление лучистых тепловых потоков в самой КС. [c.46]

Отметим, что значительная часть излучения СО2 поглощается водяным паром. Так как в ПС содержание водяного пара Несколько больше содержания углекислоты, то, как показывают расчеты, значение излучения СО2 в общем лучистом тепловом Потоке невелико и составляет примерно 10%. [c.47]

При такой схеме лучистый тепловой поток будет складываться из трех потоков I) от ядра потока. Это наиболее мощное излучение, которое, проходя через промежуточный и пристеночный слои, частично ими поглощается 2) от промежуточного слоя, имеющего переменные параметры. Это излучение, проходя сквозь пристеночный слой, также частично им поглощается 3) от пристеночного слоя. Расчет излучения такого газового объема выполнить нетрудно, ао на практике вполне достаточная точность получается при расчете излучения продуктов сгорания с осредненными по камере составу и температуре продуктов сгорания. [c.9]

Учитывая приближенность расчетов излучения рекомендуется после вычисления максимального лучистого теплового потока в конце камеры сгорания его распределение по длине камеры и сопла определять на основе эмпирических данных [З] [c.10]

По результатам расчетов строится график распределения лучистого теплового потока вдоль камеры сгорания и сопла. [c.10]

Известными параметрами рассматриваемой системы уравнений (4.1) — (4.8) являются геометрические размеры защищаемого объема, температуры наружной обшивки воздуха в кабине, расход и температура воздуха на входе в канал, теплотехнические коэффициенты. Для проведения расчетов необходимо знать значения средних коэффициентов теплоотдачи на стенках кабины и воздушного канала, которые определяются из решения задачи теплообмена в канале или экспериментально. Учет лучистого теплообмена достигается введением лучистых составляющих тепловых потоков в граничные. условия расходных дифференциальных уравнений, что в конечном итоге обусловливает необходимость применения метода последовательных приближений для определения величины лучистого теплового потока в канале. [c.71]

Пример расчета переходных характеристик РТО показа на (рис. 7.6. Ан(ализ динамических характеристик РТО показывает, что при постоянном расходе изменения температуры на входе или лучистого теплового потока слабо влияют на переходную характеристику. Основное влияние оказывает изменение расхода, что приводит к значительной нелинейности характеристик радиатора. [c.156]

Проведенные расчеты показали, что при Ох 0,01 кг/с лучистый тепловой поток и температура на входе практически не оказывают влияния на изменение величины а. Величина параметра а определяется в основном расходом теплоносителя. В диапазоне малых расходов величина а зависит как от расхода, так и от температуры на [c.156]

Тепловой поток, воспринимаемый элементарной площадкой поверхности аппарата, можно определить по формуле (2.47). Для оценки распределения поглощенного теплового потока радиационным теплообменником,- расположенным, к примеру, на цилиндрической оболочке корабля, можно воспользоваться специальной программой численного расчета лучистых составляющих. Проведенный анализ распределения удельных лучистых тепловых потоков, воспринимаемых участками цилиндрической поверхности, обращенной к Солнцу и к Земле 22, показал, что в подсолнечной точке орбиты [c.192]

В общем случае излучение продуктов сгорания на стенку камеры будет складосыватьоя из излучения всех струй. Причем излучение каждой струи по пути к стенке будет частично поглощаться более холодными струями. На начальном участке излучение будет поглощаться каплями и парами. Все это усложняет точный расчет лучистых тепловых потоков в камере сгорания и сопле ИЯ. [c.4]

Расчет лучистых тепловых потоков проводим по методике, изложенной в работе [1]. Из термодинамического расчета нам известны парциальные давления рнр = 22,4 кГ/см (2,2 МН/м ) рсог = 7,7 кГ/см (0,75 МН/м ). [c.10]

Перенесите расчет лучистых тепловых потоков на электронный лист al Ql и проведите сравнение с результатами расчета, приведенными в табл. 4.4 [1]. [c.19]

Исследовалась также интенсификация теплоотдачи за счет излучения. Известно, что лучистый тепловой поток с поверхности сравним с конвективным. Если в газ добавить достаточное количество присадок, поглощающих излучение, то может быть достигнута значительная интенсификация теплообмена. Интересно отметить, что увеличение теплоотдачи за счет этого эффекта не приводит к соответствующему увеличению коэффициента трения, что обычно наблюдается в газах в соответствип с аналогией Рейнольдса. Разумеется, причиной этого является тот факт, что аналогия Рейнольдса относится только к конвективному теплообмену. Ясно, что эффективность этого метода очень сильно зависит от температуры теплоотдающей поверхности. Расчет показал, что если бы все излучаемое тепло поглощалось потоком газа в типичном ядерном реакторе высокого давления, работающем при температуре 1600°, то коэффициент теплоотдачи увеличился бы на 15%. [c.428]

Зависимость лучистого теплового потока от температуры стенки, т. е. л=/( ). устанавливают по выражению (15.10), принимая при этом епр = сопз1 (независимым от температуры Гц.) значение Епр определяют по заданному значению лучистого потока < л = 0,64-10 вт/м при 7 =1200°К и Г/ = 2150°К (епрСо = 3,31) результаты расчета сведены в табл. 15.1 (7, 8 и 9-я колонки). Далее вычисляется коэффициент теплообмена со по выражению (15.8) (10-я и 11-я колонки). [c.157]

В главе 5 приведены расчетные соотношения для определения коэффициента взаимной облученности для системы факел —строительная конструкция, выведенные на основе метода суперпозиций [8]. Эти соотношения позволяют рассчитать среднее значение эффективного лучистого теплового потока в указанной системе, считая, что факел является плоской поверхностью с соответствующими оптическими характеристиками и характерными размерами. Использование этого метода расчета дает хорошие результаты при определении интегральных характеристик развития пожара. Однако для анализа теплового воздействия локального очага пожара на различные объекты, находящиеся в помещении, использование средних значений плотностей лучистых тепловых потоков может привести к недоучету опасности этого воздействия. В связи с конечными размерами элементов системы и существенной неоднородностью очага пожара (факела), его объемной структурой падающий лучистый тепловой поток на поверхности различной ориентации будет распределен неравномерно по координате с наличием максимулма. Характер воздействия локального очага пожара на различные объекты будет [c.173]

Выражения (4-15) — (4-23) позволяют определить все проводимости определяющие температуру корпуса аппарата. Расчет /к по формулам (4-3) (4-17), (4-19) и (4-22) выполняется методом последовательных приближений описанным в 2-5. Оценка температуры Для рассматриваемого случая производится по формулам (4-3), (4-18), (4-20) и (4-23). Заметим в заключе ние, что в приведенном расчете не учтены лучистые тепловые потоки от бо ковых поверхностей корпуса, обращенных к приборам 7 и 2, к стенкам от сека. Основанием для этого служит ограничение, наложенное на соотноше ние размеров боковых граней корпуса и толщин зазоров между корпусом и приборами. Если это соотношение таково, что 6 1,2 < и 5 1,2 С то на основании рис. П1-15 коэффициенты облученности стенок отсека ука ванными боковыми поверхностями корпуса малы и соответствующие лучи стые тепловые потоки могут не учитываться. [c.109]

Как показывают расчеты, в камере сгорания лучистый тепловой поток соизмерим с конвектмным тепловым потоком в критическом сечении он составляет примерно 8-12 от конвективного потока в этом сечении, а в закритической части сопла доля лучистого теплового потока еще меньше. [c.3]

Отметим, что значительная часть излучения СО2 поглощается водяным паром, а так как в продуктах сгорания содервание несколько больше, чем СО2 то, как показывают расчеты, излучение СО2 в общем лучистом тепловом потоке невелико и составляет примерно 10%. [c.6]

Значения лучистых тепловых потоков из 21-й строки табл. 4.4 помещаем в 22-ю строку рабочего листа InitData. В ячейку В21 листа al Main помещаем формулу =InitData B22, которую далее копируем в оставшиеся ячейки 21-й строки. Расчет лучистых тепловых будет рассмотрен ниже. [c.8]

Далее при выбранных значениях параметра Лв строим в координатах / общ> семейства кривых зависимости фиктивного и действительного лучистых тепловых потоков от / общ. Пересечения кривых с одинаковыми параметрами Ев дадут совокупность истинных значений потребного термического сопротивления и лучистого теплового, потока в канале. Затем можно построить график Roвщ=f Rв) - Учитывая итерационный характер решения, расчеты удобнее вести с использованием ЭВМ-Выполненные на базе изложенной методики расчеты подсистемы теплозащиты с воздухонепроницаемой теплоизоляцией позволяют установить следующее. [c.76]

Разработан новый интегральный метод расчета переноса излучения — метод парциальных характеристик. Оп позволяет про-вестп пнтегрирование ио дли)те волны и углам в выражении для лучистого теплового потока п его дивергенции заранее, до решения системы уравнений радиационно-конвективного теплообмена. [c.403]

Энциклопедия по машиностроению XXL

Оборудование, материаловедение, механика и ...