Поток Теплоотдача при течении в трубах

Теплоотдача при постоянной плотности теплового потока на стенке, рассчитанная по этому уравнению, приблизительно на 4% выше, чем теплоотдача при постоянной температуре пластины. Напомним, что при ламинарном пограничном слое эта разница составляла 36%. Теплообмен при внешнем турбулентном пограничном слое, как и при течении в трубах, значительно менее чувствителен, к изменению температуры стенки, чем при ламинарном, особенно при высоких числах Прандтля. Напротив, при низких числах Прандтля влияние изменения температуры стенки на турбулентный пограничный слой достаточно велико. [c.294]

При течении в трубе естественно турбулизированного потока в коротком (.менее 5 диаметров) участке закономерности теплоотдачи совпадают с наблюдаемыми при обтекании пластины. [c.380]

Как следует из изложенного, между процессом движения жидкости и процессом конвективного теплообмена существует тесная физическая связь — поле температуры в жидкости связано с полем скорости с одной стороны, а с другой определяет интенсивность теплоотдачи, отражаемую коэффициентом теплоотдачи а и являющуюся основным фактором, от которого зависит поверхность теплообмена и, следовательно, размеры тепло-об менных устройств. Из расчетных формул для теплоотдачи при течении жидкости вдоль плоской поверхности и при течении в трубе видно, что чем больше скорость потока, тем теплоотдача выше. Однако здесь есть и отрицательный эффект с увеличением скорости растет градиент скорости в поперечном направлении и связанная с этим сила вязкости трения. Возрастает, следовательно, и сила давления, которая должна преодолеть силу трения. Поэтому параллельно с расчетом теплоотдачи всегда ведут расчет падения давления в трубе — это необходимо для правильного проектирования теплообменных устройств. [c.278]

В работе Б. С. Петухова и В. В. Кириллова описаны результаты экспериментального исследования теплоотдачи при течении сверхзвукового потока в трубе. Опыты проводились при М = 0,5 — 4 (коэффициент скорости к = 0,55 — 2,14) [c.388]

Теплоотдача. Выясним, можно ли применять гидродинамическую теорию теплообмена (см. гл. 24) для исследования теплоотдачи при турбулентном течении в трубе. Исследования показали, что в потоках с высокой турбулентностью различия профилей ско- [c.296]

Коэффициент теплоотдачи а к газожидкостному потоку может в несколько раз превышать коэффициент теплоотдачи при течении однородной капельной жидкости. На рис. 27.11 представлены кривые изменения локального числа Нуссельта при восходящем течении в трубе воды с пузырями воздуха в зависимости от рас- [c.327]

Рис. 1.20. Теплоотдача при турбулентном течении в трубе в условиях постоянной плотности теплового потока на стенке

В турбулентном потоке скорость резко изменяется в пределах вязкого подслоя (см. 52) и профиль скорости является более заполненным по сравнению с параболой Пуазейля для турбулентного течения в трубе средняя скорость Шо = 0,8шт, а для параболы Пуазейля Wo— = 0,5wm (см. также рнс. 14.9 и 15.2). На этом факте основано применение формул, используемых для коэффициента трения и теплоотдачи, для труб некруглого поперечного сечения, при этом вводят эквивалентный диаметр, определяемый формулой [c.388]

Процесс теплоотдачи при течении жидкости в трубах является более сложным по сравнению с процессом теплоотдачи при смывании поверхности неограниченным потоком. Жидкость, текущая вдали от пластины, не испытывает влияния процессов, происходящих у стенки. Поперечное сечение трубы имеет конечные размеры. В результате, начиная с некоторого расстояния от входа, жидкость по всему поперечному сечению трубы испытывает тормозящее действие сил вязкости, происходит изменение температуры жидкости как по сечению, так и по длине канала. Все это сказывается на теплоотдаче. [c.200]

В работе [74] В. М. Боришанским было предложено для расчета коэффициента теплоотдачи при течении парожидкостного потока в прямых трубах и кольцевых каналах соотношение, справедливое для широкого класса веществ, в том числе и органических. [c.67]

Анализ экспериментальных данных по интенсивности теплоотдачи при течении насыщенного парожидкостного потока в змеевиках свидетельствует, что она подчиняется тем же закономерностям, что и при течении в прямых трубах. Так, в работах [23, 40, 56, 69] было показано, что при низких значениях величины х (для воды порядка 0,3) коэффициент теплоотдачи не зависит от [c.67]

Внутренний источник тепла возникает в потоке жидкости, несущей радиоактивную взвесь, в потоке радиоактивного раствора, при прохождении электрического тока через электролит или жидкий металл и т. п. Рассмотрим влияние этого фактора на коэффициент теплоотдачи при течении жидкости в круглой трубе, достаточно длинной для того, чтобы можно было пренебречь влиянием входного участка. [c.213]

Процесс теплоотдачи при течении жидкости в трубах является более сложным по сравнению с процессом теплоотдачи при омывании поверхности неограниченным потоком. [c.189]

Таким образом, применение искусственной шероховатости в межтрубном пространстве пучков нри продольном омывании, так же как и для потока внутри труб, обеспечивает существенное повышение теплообмена. Влияние геометрических и режимных параметров в этих случаях аналогично (некоторые отличия имеются для тесных пучков). Исследованный метод установления наружных спиралей в общем нетехнологичен. Более приемлемым является применение труб с накаткой. Б. Г. Быстровым и В. К. Мигаем были разработаны и исследованы трубы типа конфузор—диффузор. При изготовлении пучков из таких труб интенсификация теплообмена происходит как внутри труб, так и снаружи. На рис. 1.36 представлены опытные данные для теплообмена и гидравлического сопротивления при течении внутри труб. Для условия продольного внешнего омывания в пучке коэффициент теплоотдачи для трубы / / =0.11 следует уменьшить на 15 %, а коэффициент гидравлического сопротивления практически не изменяется. Применение таких труб позволяет сократить расход металла на 50 %. [c.48]

В связи с особенностями течения жидкости в трубе изменяется и само понятие коэффициента теплоотдачи. Для пластины коэффициент а рассчитывался как отношение плотности теплового потока q к разности температур внешнего невозмущенного потока и поверхности (или наоборот при В трубе по- [c.81]

Коэффициент теплоотдачи а определяют три группы факторов. Во-первых, геометрические факторы, связанные с конфигурацией системы конвективного теплообмена течение жидкости вдоль плоской поверхности, поток в трубе (или в продольных межтрубных каналах), поперечное обтекание труб и трубных пучков и т. д. Во-вторых, гидродинамические факторы, обусловленные прежде всего наличием двух режимов течения — ламинарного (при малых значениях числа Не) и турбулентного (при больших значениях числа Ке). Механизм теплообмена в двух этих случаях существенно различен. Кроме того, в пределах каждого режима течения имеется связь коэффициента теплоотдачи а со скоростью потока, качественно одинаковая для обоих режимов — при возрастании скорости потока коэффициент а увеличивается. Однако количественные характеристики для ламинарного и турбулентного режимов различны. [c.315]

В теплогенераторах, работающих на высокотемпературных теплоносителях, циркуляция теплоносителя принудительная, а температура нагрева ниже температуры насыщения при данном давлении. Теплоносители в процессе эксплуатации подвергаются термическому разложению, которое происходит на границе теплоносителя с греющей стенкой, т. е. в пограничном слое. По этой причине у термостойких ВОТ (ДФС, ДТМ и КТ-2) на греющей стенке образуется кокс, у термически малостойких (масла АМТ-200 и ИС-40А) образуются пузырьки газообразных продуктов разложения, которые с увеличением плотности теплового потока сливаются между собой, образуя сплошную пленку. Образование на поверхности нагрева кокса или газовой пленки резко ухудшает теплообмен между ВОТ и поверхностью нагрева. Во избежание этого для всех ВОТ при турбулентном течении их в трубах максимальная температура стенки не может превышать более чем на 20 °С предельную температуру применения данного теплоносителя, так как при температуре на 30...40°С выше наступает период интенсивного разложения теплоносителя с образованием на греющей поверхности слоя кокса либо газовой пленки. В современных теплогенераторах ВОТ, радиационная поверхность нагрева которых выполнена в виде змеевика с плотной навивкой, теплопередача осуществляется через поверхность, обращенную внутрь, к вертикальной оси змеевика. Во всех гидродинамических режимах течения ВОТ наименьшие значения коэффициента теплоотдачи наблюдаются на поверхности, обращенной внутрь змеевика, а следовательно, эта область является наиболее теплонапряженной. В связи с этим предельную плотность теплового потока для теплогенератора ВОТ змеевикового типа подсчитываю по формуле [c.292]

На рис. 8.3 представлена зависимость коэффициента теплоотдачи от скорости циркуляции Wq при турбулентном течении воды без кипения (прямая 1) и в условиях кипения при различных значениях плотности теплового потока (кривые 2 к 3) [166]. При кипении 3 трубах также можно выделить три области режимных параметров, различающихся между собой по механизму переноса теплоты. При малых скоростях значение коэффициента теплоотдачи определяется процессом парообразования. При больших скоростях и том же значении q коэффициент теплоотдачи не зависит от плотности теплового потока. Между этими крайними областями режимных параметров располагается зона, в которой проявляются оба механизма переноса теплоты. [c.227]

При охлаждении жидкости ее температура у стенки ниже, а вязкость выше, чем в ядре потока. Поэтому по сравнению с изотермическим течением (/) в этих условиях скорость движения жидкости у стенки ниже, а в ядре потока выше (2). При нагревании жидкости, наоборот, скорость течения жидкости у стенки выше, а в ядре потока ниже (5). На практике обычно скорость и температура на входе в трубу имеют профили, близкие к равномерным. Для этих условий расчет среднего коэффициента теплоотдачи при ламинарном режиме течения жидкости в трубах при Z/d>10 и Неж>10 может проводиться по формуле [c.80]

Перейдем к рассмотрению теплоотдачи при турбулентном движении жидкости в трубе. Развитый турбулентный режим течения в трубе осуществляется при Re lOOOO. В диапазоне 2300Re1 O в трубе наблюдается переходный режим течения — неустойчивый режим, характеризующийся сменой ламинарного и турбулентного потока. Такое состояние характеризуется так называемым коэффициентом перемежаемости, O io l, представляющим собой относительное время существования турбулентного потока величина 1—со приходится на долю ламинарного потока. Надежные рекомендации по расчету теплоотдачи при переходном режиме пока не разработаны. Поэтому возможны лишь оценки по минимальному и максимальному коэффициентам теплоотдачи для ламинарного и турбулентного режимов соответственно с учетом коэффициента перемежаемости. [c.386]

В заданных конкретных условиях для каждой жидкости существует предельное значение критерия Kw, выше которого влияние механизма турбулентного обмена в однофазной среде становится пренебрежимо малым. Однако в общем случае эта граница не может быть точно определена только с помощью критерия Kw [182]. Дело в том, что при кипении жидкости с заданными физическими свойствами количество теплоты, вынесенное из пристенной области за счет процесса парообразования, пропорционально ql rp"), а интенсивность турбулентного обмена в однофазной среде определяется значением числа Рейнольдса Re = twi/v, а не одной только скоростью W [182]. Например, при фиксированных значениях плотности теплового потока я скорости циркуляции интенсивность переноса теплоты при турбулентном течении однофазной среды с увеличением диаметра трубы уменьшается. Следовательно, этот механизм переноса перестает влиять на теплоотдачу к кипящей жидкости в трубе большего диаметра при меньшем значении q и, следовательно, Кш- При механизмов переноса теплоты с увеличением вязкости жидкости также смещается в сторону меньших значений критерия К -При кипении в трубах коэффициент теплоотдачи зависит также от иаросодержания потока. Эта зависимость обусловлена возрастанием истинной скорости жидкой фазы w и изменением структуры потока по мере накопления в нем пара при неизменном массовом расходе парожидкостной смеси. [c.228]

Наиболее сложные законы тепло- и массообмена наблюдаются при дисперсно-кольцевой структуре двухфазного потока. В этом случае коэффициент теплоотдачи определяется действительной скоростью жидкости, текущей в пленке, и характером волнообразования на ее поверхности. Следовательно, знание параметров пленки является необходимым условием для создания обоснованных методов расчета интенсивности теплообмена в условиях дисперснокольцевого режима течения парожидкостной смеси. Эти знания являются также ключом к пониманию физического механизма возникновения кризисов теплообмена при кипении в трубах и позволяют получить рациональные формулы для расчета плотностей критических тепловых потоков или граничных паросодержаний, превышение которых ведет к резкому ухудшению теплоотдачи. [c.231]

Исследования в области теплообмена в потоке химически реагирующих газовых смесей проводились в ИВТ АН СССР [3.36—3.38]. Б. С. Петухов и В. Н. Попов [3.36, 3.37] использовали разработанный ими метод расчета теплообмена и сопротивления трения вдали от входа в трубу при переменных физических свойствах жидкости в случае течения равновесно диссоциирующих сред. В [3.36] приведен расчет теплообмена и сопротивления трения при турбулентном течении в трубе равновесно диссоциирующего водорода. На основе расчетных данных по теплоотдаче получено критериальное уравнение, обобщающее эти данные с точностью 5% [c.95]

Обобщение экспериментальных данных. Анализ работ [3.38—3.47], посвященных экспериментальному исследованию теплоотдачи при течении турбулентных химически реагирующих потоков в трубе, показывает, что в настоящее время существует большое количество критериальных зависимостей для расчета чиела Нуссельта, полученных путем простого анализа, влияющих на теплоотдачу, безразмерных комплексов (3.94) или построенных с привлечением теории пленочной модели. Однако все предложенные критериальные зависимости обобщают экспериментальные данные только в своей области парамет- [c.105]

Теплоотдачу при течении ртути в горизонтальных и вертикальных обогреваемых ( = onst) трубах из Ст. 20 диаметром 40 мм и длиной 3 м изучали В. М. Боришан-ский, Л. И. Гельман, Т. В. Заблоцкая, Н. И. Иващенко и И. 3. Копи [91]. Измеряли распределение температур по сечению потока на расстоянии (28- 35) / от начала обогреваемого участка и 65 d от начала трубы. Для этого же сечения рассчитывали теплоотдачу как по температуре стенки, так и по профилю температур. Опытные данные по теплоотдаче в виде зависимости Nu = f(Pe), полученные путем обработки температурных полей, (рис. 5.40), располагаются выше данных, рассчитанных по непосредственному измерению температуры стенки (рис. 5.41). Это обусловлено дополнительным контактным термическим сопротивлением на стенках труб. Расслоение опытных данных для вертикальных и [c.110]

П. Л. Кириллов, В. И. Субботин, М.. А. Суворов, М. Ф. Троянов [88] изучали теплоотдачу к гидродинамически стабилизированному потоку эвтектического сплава натрия с калием при течении в медных и никелевых трубах = 22ч-40 дгдг,- = 28ч-40Были определены средние по длине коэффициенты теплоотдачи по измерению те.мператур стенки трубы и средних температур жидкости на входе и выходе из трубы. В опытах [c.139]

Теплоотдачу при течении по змеевикам рассчитывают путем введения в формулы для прямых труб поправочного коэффициента Сг,, который превышает единицу и тем более, чем меньше радиус витка R по сравнению с внутренним диаметром трубы d. Интенсификация теплоотдачи объясняется тем, что в изогнутых трубах возникают вторичные течения, накладывающиеся на основное движение вдоль оси трубы. Ядро потока, движущееся наиболее быстро вниз по течению, отбрасывается из-за центробежного эффекта наружу и заставляет медленные слои вблизи внешней стороны закругления перемещаться вдоль стенок к его внутренней стороне, т. е. в сторону центра кривизны. Таким образом, в поперечном сечении трубы возникает парный вихрь, и течение перестает быть осесимметричным. Дополнительный эффект перемешивания даже при развитом турбулентном режиме обусловливает заметное увеличение коэффициента теплоотдачи (и гидродинамического сопротивления), но, разумеется, еще более резко этот эффект проявляется при малых числах Рейнольдса. Необходимо иметь в виду, что критическое значение Re, определяющее переход к развитому турбулентному режиму, в змеевиках выше, чем в прямых трубах. Так, согласно [2, 3], где содержатся подробности по вопросу о змеевиках, для R/d = 3 и 12 ReKp соответственно равны 11500 и 7000. [c.127]

Точка Е на фиг. 14 является границей между кольцевым режимом и течением в виде тумана. При переходе этой границы происходит еще одно изменение процесса теплообмена. Для этого режима течения уравнение (16) неприменимо. При течении в виде тумана толщина пленки жидкости уменьшается настолько значительно, что слой перегретой жидкости может подвергаться непосредственному воздействию основного потока пара. В этих условиях тепло передается путем непосредственного обмена жидкими каплями между паровым ядром потока и перегретой лшдкостью в слое, омывающем внутреннюю поверхность стенки трубы. Температура капли, срывающейся с поверхности перегретого слоя, уменьшается за счет испарения, а после выпадения ее в пленку жидкости возникает дополнительный поток тепла. Если эта гипотеза справедлива, то количество тепла, переданное от степкп к потоку, будет пропорционально интенсивности обмена каплями жидкости. В этом случае тепловой поток должен определяться только гидродинамическими характеристиками течения смеси. Другими словами, статистическое поведение капель, средняя длина пути смешения, амплитуда пульсаций и т. д. могут определять поведение системы и являться основой решения задачи. При этом коэффициент теплоотдачи определяется числом Рейнольдса, выраженным через соответствующим образом подобранные параметры. Могут возникнуть условия, при которых система неспособна обеспечить подвод новых порций жидкости к слою жидкости, покрывающему обогреваемую стенку трубы, и в каком-либо месте на стенке образуется сухое пятно. Это приводит к быстрому повышению температуры стенки, что часто наблюдалось при проведении экспериментов. [c.269]

Приведем соотношения для определения коэффициентов теплоотдачи и гидравлического сопротивления потока перегретого цара ОРТ при течении в кольцевом канале, продольном обтекании пучков труб со спиральными однозаходными или круглыми ребрами прямоугольного (или трапецеидального) сечения, собранных по равносторонней треугольной решетке. Рассмотрим также поперечное обтекание коридорных пучков труб с теми же типами ребер [89]. [c.115]

При анализе основных дифференциальных уравнений задачи получают безразмерные переменные, с помош,ью которых обобш,ают опытные данные. Например, теплоотдача при полностью развитом турбулентном течении в трубе при постоянной плотности теплового потока на стенке определяется по уравнению [c.224]

Для расчета местной теплоотдачи при вязкостном режиме течения жидкости в трубах при постоянной плотности теплового потока па сте1Н е (9с = onst) можно использовать формулу [15] [c.73]

Определить местный коэффициент теплоотдачи и местное г иачеиие плотности теплового потока при течении воды сверхкрити-ческого давления по трубе, рассмотренной в задаче 5-67, если местная температура стенки в рассматриваемом сечении / i = 420 , а все остальные условия остаются, как в задаче 5-67. Сравнить результаты расчета, с ответом к адаче 5-67. [c.109]

Теплообмен в поступательно-вращательном потоке жидкости. Определим сначала коэффициент теплоотдачи при ламинарном поступательно-пращательном течении жидкости по трубе. Для производной дТ1дг в слое жидкости (который считается тонким) будет справедливо следующее соотношение, вытекающее, в частности, из соображений размерности [c.664]

Гл. 7 и 8 в наибольшей степени имеют прикладной характер. В гл. 7 вводятся основные количественные характеристики, обычно используемые при одномерном описании двухфазных потоков в каналах расходные и истинные паросодержания, истинные и приведенные скорости фаз, скорость смеси, коэффициент скольжения, плотность смеси. При рассмотрении методов прогнозирования режимов течения (структуры) двухфазной смеси акцент делается на методы, основанные на определенных физических моделях. Расчет трения и истинного объемного паросодержания дается раздельно для потоков квазигомогенной структуры и кольцевых течений. В гл. 8 описаны двухфазные потоки в трубах в условиях теплообмена. Приводится современная методика расчета теплоотдачи при пузырьковом кипении жидкостей в условиях свободного и вынужденного движения. Сложная проблема кризиса кипения в каналах излагается прежде всего как качественная характеристика закономерностей возникновения пленочного кипения при различных значениях [c.8]

Рассмотрим процесс поперечного обтекания одиночной цилиндрической трубы потоком жидкости (рис. 17.7). Плавное обтекание цилиндра возможно только при малых скоростях потока — при Re < 5. При всех значениях Re > 5 наблюдается отрыв потока от стенки трубы и образование в кормовой части двух симметричных вихрей, которые с увеличением скорости потока вытягиваются по течению, удаляясь от трубы. Ламинарный пограничный слой, образующийся на лобовой части по обе стороны от точки О, ирн 5 < Re < 2-10 отрывается от поверхности трубы в точке а, характеризующейся углом ф 82° (рис. 17.7, а). Увеличение толщины пограничного слоя от минимального в точке О до максимального в точке отрыва а приводит к увеличению термического сопротивления и уменьшению коэффициента теплоотдачи а. Коэффициент а имеет максн.мальное значение в точке О, минимальное — в точке отрыва а. В кор.мовой части значения а вновь увеличиваются за счет разрушения пограничного слоя и образования вихрей, турбулизирующих поток. При значительных числах Рейнольдса (Re > 2-10 ) ламинарный пограничный слой переходит в турбулентный (точка Ь на рис. 17.7, б) и место отрыва от трубь перемещается по потоку (точка а). Это приводит к улучшению обтекания цилиндра (ср 120") и уменьшению вихревой зоны. [c.191]

В условиях дисперсно-кольцевой структуры потока, т. е. с момента начала срыва капель с поверхности пленки, определяемого формулами (1.72) и (1.73), расчет коэффициента теплоотдачи следует вести, подставляя в формулу (8.5) действительную среднюю скорость жидкости в пленке, которая может быть во много раз меньше скорости w. Однако, как уже отмечалось, в обогреваемых трубах из-за набухания пристенного двухфазного слоя весьма трудно точно измерить толщину пленки, а следовательно, и среднюю скорость течения в ней жидкости. В связи с этим был иредло-жрн метод, дающий возможность, минуя непосредственные измерения, найти эффективное значение скорости жидкости в пленке Wэф, которым определяются интенсивность..теилообмена и гидродинамическое сопротивление при дисперсно-кольцевой структуре [180]. Метод основан на гидродинамической теории теплообмена. Предполагается, что в двухфазном потоке при определенных сочетаниях режимных параметров (так же как и в однофазном) устанавливается соответствие между интенсивностью теплообмена и гидродинамическим сопротивлением. [c.243]

Характер кривой распределения температуры стенки трубы при различных значениях недогрева жидкости на входе Д/нед связан также с процессом формирования профилей скорости и температуры на входном участке трубы, т. е. на участке гпдродпнамиче-ской и тепловой стабилизации лотока. При уменьшении А/нед сечение, в котором устанавливается развитое поверхностное кипение при неизменных значениях q и Шо, оме-щается в направлении входа в трубу. Если при этом развитое поверхностное кипение устанавливается в области стабилизированного течения [величина (//й()н.к больше относительной длины участка стабилизации], то значение н. не зависит от недогрева жидкости, На участке стабилиза-потока развитое поверхностное кипение устанавливается при более высокой (по сравнению со стабилизированным течением) срёднемассовой температуре жидкости. В этом случае чем меньше недогрев на входе в трубу, тем при большей температуре н.к устанавливается развитое поверхностное кипение. Данное явление объясняется тем, что на входном участке трубы локальное значение коэффициента теплоотдачи в однофазном потоке увеличивается по мере приближения к входному сечению. Так как интенсификация конвективного теплообмена в однофазном потоке всегда приводит к снижению относительного влияния механизма переноса теплоты, обусловленного процессом парообразования, то при данных значениях q и Шр влияние последнего механизма переноса проявляется только при более высокой температуре жидкости. В условиях повышенной интенсивности теплообмена в однофазной среде возрастает и длина зоны перехода к развитому поверхностному кипению. [c.265]

В горизонтальных трубах при не очень больших скоростях парового потока взаимодействие сил тяжести и трения пара о пленку приводит к иной картине течения. Под влиянием силы тяжести пленка конденсата стекает по внутренней поверхности трубы вниз. Здесь конденсат накапливается и образует ручей. На это движение накладывается движение конденсата в продольном направлении под воздействием парового потока. В итоге интенсивность теплоотдачи вказывается переменной по окружности трубы в верхней части более высокая, чем в нижней. Из-за затопления нижней части сечения горизонтальной трубы конденсатом средняя интенсивность теплоотдачи при небольших скоростях пара может оказываться даже более низкой, чем при конденсации неподвижного пара снаружи горизонтальной трубы того же диаметра [Л. 48]. [c.144]

Смотреть страницы где упоминается термин Поток Теплоотдача при течении в трубах : [c.64] [c.90] [c.187] [c.208] [c.224] [c.247] [c.247] [c.224] [c.380] [c.363] [c.208]

Справочник машиностроителя Том 2 (1955) -- [ c.0 ]

ПОИСК

Поток в трубе

Теплоотдача

Теплоотдача при течении в трубах

Течение в трубах

Энциклопедия по машиностроению XXL

Оборудование, материаловедение, механика и ...