Плотность жидких металлов теплового потока

Условия однозначности рассматриваемой задачи включают в себя форму и размеры возмущающего тела (нагретого или охлажденного относительно начальной температуры жидкой среды), распределение температуры или плотности теплового потока на поверхности этого тела, физические свойства жидкости (Я, а, V, р, р) и ускорение силы тяжести g. Изменением физических свойств (кроме плотности) жидких металлов в зависимости от температуры можно пренебречь. [c.209]

В экспериментальной установке для определения теплоотдачи жидких металлов по трубке диаметром d=l2 мм и длиной / = = 1 м течет висмут. Трубка обогревается электрическим нагревателем плотность теплового потока на стенке постоянна по длине трубки и равна 9с = 6-10 Бт/м1 [c.102]

Жидкие металлы имеют высокую теплопроводность и относительно низкую удельную теплоемкость. Вследствие малой теплоемкости изменения температуры (подогревы) оказываются значительными (150—200° С). Неравномерности в распределении скоростей по поперечному сечению парогенератора приводят к разверткам температуры в пучках трубок, а следовательно, температурных напоров, плотностей тепловых потоков и паросодержаний. Высокая теплопровод- [c.184]

Рис. 11.7. Распределение температур и ПЛОТНОСТИ теплового потока в испарителе прямоточного ПГ, обогреваемого жидким металлом

Типичное распределение температур и плотностей тепловых потоков в испарителе прямоточного ПГ, обогреваемого жидким металлом, показано на рис. 11.7. [c.188]

Для обогреваемых жидким металлом спиральных труб для определения критической плотности теплового потока применима следующая формула [5] [c.149]

В качестве примера практического использования полученных результатов рассмотрим расчет системы охлаждения ядерного реактора. Изменение плотности теплового потока на стенке q"d по длине канала х задано. Обычно q"o максимальна в середине канала и минимальна на входе и выходе. Когда в качестве теплоносителя используется жидкий металл, при расчете температуры стенки канала могут быть допущены существенные ошибки, если не использовать теоретического уравнения для температуры стенки (8-48), учитывающего изменение плотности теплового потока по длине канала. С другой стороны, если теплоносителем является газ или вода под давлением, то аксиальное изменение плотности теплового потока на стенке влияет на теплоотдачу очень слабо, и для расчета местной разности температур стенки и жидкости можно пользоваться числом Нуссельта для постоянной плотности теплового потока на стенке. (Естественно, что разность температур должна определяться по местной плотности теплового потока, даже если последняя изменяется по длине трубы.) [c.234]

Для жидких металлов актуальными вопросами являются 1) теплообмен в трубах при малых значениях чисел Ре в ламинарной и переходной областях 2) теплообмен при изменяющейся по длине трубы плотности теплового потока 3) теплообмен при наличии в потоке внутренних источников тепла 4) теплообмен при поперечном обтекании пучков труб. [c.13]

В разделе даны новые сведения по расчету теплообмена при пузырьковом и переходном режимах кипения в большом объеме и при вынужденном движении жидкости в каналах. Включена новая информация о методах расчета критической плотности теплового потока при кипении в условиях низких давлений, а также о расчете теплообмена при течении жидких металлов в магнитном поле. Существенно переработан материал по гидродинамической аналогии теплообмена (аналогия Рейнольдса), в которую включено новое расчетное соотношение, существенно расширяющее диапазон чисел Прандтля, в котором эта аналогия может с успехом применяться. [c.8]

К. В. Васильевым предложено уравнение для расчетной оценки скорости плазменной резки, основанное на учете составляющих энергетического баланса и на допущении, что жидкий металл, находящийся при температуре плавления, сдувается потоком плазмы с кромок разрезаемого металла. В таком случае скорость резки V металла толщиной 5 и плотностью у при образовании полости реза шириной /г, при тепловом воздействии дуги напряжением и и силе тока / определяется выражением [c.120]

Быстрое скольжение электродного пятна на диске приводит к тому, что тепловые задачи для инструмента и заготовки отличаются характером источников теплового потока. В первом приближении для ЭЗ источник можно считать неподвижным, поэтому постановка тепловой задачи и ее решение, в общем, такие же, как для ЭЭО. Для получения более точных результатов следует учесть скольжение пятна и на заготовке, обычно намного меньшее, чем на диске. Благодаря большой длительности разряда и низкому давлению в канале плотность тока и удельный тепловой поток на ЭЗ меньше, чем примерно в тех же условиях ЭЭО. При грубых режимах ЭКО максимальный радиус канала довольно велик (несколько миллиметров), образующаяся на ЭЗ лунка имеет поэтому соответственно большие размеры (иногда вытянута в направлении вращения диска). Основная доля вещества из лунки выбрасывается в виде капель расплава, причем жидкий металл удаляется непрерывно по мере плавления материала заготовки. Глубину проплавления можно определить, решая одномерную тепловую задачу, когда тепловой поток поступает на обнажающуюся нерасплавленную поверхность ЭЗ (см. 1.3). Если не учитывать перегрева и кинетической энергии капель и принять, что при ЭКО на переменном токе длительность разряда Ти примерно равна половине периода напряжения ти 0,57 = 0,5//, то согласно формуле (36) получим глубину лунки [c.204]

К. В. Васильев [30] предложил уравнение для расчетной оценки плазменно-дуговой резки, основанное на учете составляющих энергетического баланса и допущении о сдувании потоком плазмы с кромок металла в жидком состоянии при температуре плавления. Скорость резки и металла толщиной б и плотностью у с образованием полости реза шириной Ь в результате теплового воздействия дуги напряжением 11 и при силе тока / определяется выражением [c.103]

Расчетная формула для определения критичеекой плотности теплового потока в змеевиковых трубах, обогреваемых жидким металлом, имеет вид [c.85]

Для практических расчетов теплообмена удобнее использовать простые алгебраические уравнения. Такие уравнения уже издавна применяются для обобщения опытных данных о теплообмене при турбулентном течении. Приведенные ниже уравнения удовлетворительно соответствуют результатам расчетного анализа, показанным на рис. 9-8 и 9-9. Для iPr 1 даются отдельные уравнения для чисел Нуосельта при постоянной плотности теплового потока на стенке и при постоянной температуре стенки. Для высоких чисел Прандтля приводится только одно уравнение, так как различие чисел Нуссельта при обоих граничных условиях незначительно. Рг<0,1 (жидкие металлы) [c.211]

Характер влияния на теплообмен изменения по длине трубы температуры стенки или плотности теплового потока на стенке при турбулентном течении такой же, как при ламинарном. При увеличении плотности теплового потока д"й или температуры стенки 4 вниз по течению коэффициент теплоотдачи а повышается и, наоборот, при уменьшении q"o или U в направлении течения ах также уменьшается. В определенных случаях местный коэффициент теплоотдачи может стать равным нулю или даже отрицательным. Влияние на теплообмен аксиального распределения температуры стенки (или плотности теплового потока на стенке) сильно зависит от числа Прандтля. При очень низких числах Прандтля (жидкие металлы) это влияние может быть весьма существенным, даже большим, чем при ламинарном течении. При числах Прандтля, близких к 1 и более высоких, оно пренебрежимо мало. Область чисел Прантд-ля, в которой аксиальные изменения U или д"о сильно влияют на теплообмен, хорошо видна на рис. 9-9, где показана зависимость отношения Nuh/Nuj от числа Re (параметр — число Рг). При Рг = 0,7 это влияние очень мало. [c.234]

Жидкие металлы существенно отличаются по физическим свойствам от неметаллических жидкостей. Oihh имеют высокие температуры кипения при низких давлениях являются термически устойчивыми характеризуются высокой теплопроводностью, плотностью, а следовательно, и большой интенсивностью теплоотдачи. В отличие от неметаллических жидкостей в жидких металлах процессы молекулярной теплопроводности приобретают важную роль не только в пристеночной области, но и в турбулентном ядре потока. В предельном случае, когда X— оо, а числа Рг— 0, молекулярная теплопроводность становится основным способом переноса тепла, так как интенсивность конвективного теплообмена оказывается ничтожно малой. Температурное поле по поперечному сечению турбулентного -потока в жидких металлах имеет профиль, характерный для течения неметаллических жидкостей при ламинарном режиме в трубах (см. рис. 3-1). Поскольку в жидких металлах Рг -<1, то они характеризуются большой толщиной теплового пограничного слоя, см. уравнение (3-4)] и малой длиной начального участка тепловой стабилизации по сравнению с длиной начального участка гидродинамической стабилизации [см. уравнение (3-6)]. Малая длина участка тепловой стабилизации означает, что в жидких металлах наблюдаются значительные аксиальные температурные градиенты, которые могут иметь порядок величин, одинаковый с радиальными температурными градиентами, что в неметаллических жидкостях не имело места. Поэтому появляется необходимость учета переноса тепла за счет продольной молекулярной теплопроводности в жидких металлах при проведении как теоретических, так и экспериментальных исследований. [c.212]

В системах с двигателем Стирлинга трубы нагревателя помещают в зону конденсации тепловой трубы, и испарившийся натрий конденсируется на этих трубах. Нагреватель должен быть изготовлен из нернсавеющей стали. В испытаниях, проведенных фирмами Филипс [31] и Юнайтед Стирлинг [32] с двигателями мощностью менее 10 кВт, было отмечено заметное увеличение удельной мощности, обусловленное увеличением коэффициента теплоотдачи на наружной стенке тепловой трубы, а по существу, повышением эффективности горелки. Однако существует предел плотности теплового потока, который может быть передан тепловой трубой и при превышении которого, возможно, придется использовать контур с жидким металлом. Тем не менее следует отметить, что тепловые потоки, требуемые для современных двигателей Стирлинга, тепловая труба вполне обеспечивает. Самая большая из используемых для работы с двигателем Стирлинга тепловых труб мощностью 60 кВт скон- [c.400]

Кризис теплоотдачи. Кризис теплоотдачи наступает в испарителе при высоких радиальных тепловых потоках. Аналогичное ограничение или максимум радиального теплового потока может быть достигнут также и в конденсаторе. Эти ограничения рассмотрены в 2-8. Для испарителя уравпемие (2-8-8) дает значение которое должно удовлетворяться в случае гомогенного фитиля. Это соотношение, отвечающее капиллярному ограничению мощности, к к показано в 2-8-4, применимо для калия при тепловых потоках до 315 кВт/м . Возможно оно применимо и при более высоких тепловых потоках для калия и других жидких металлов. В случае воды и других неметаллических жидкостей существенную роль играет образование пара внутри фитиля, происходящее при сравнительно низких тепловых потоках (130 кВт/м для воды). Для этих жидкостей простое соотношение для дети отсутствует и следует пользоваться приведенными в табл. 3-2 опытными данными по максимально достижимой плотности теплового потока. [c.77]

Чтобы получить количественное представление о влиянии сопротивления Капицы на теплопередачу, Снайдер [19] сра(внил предельные значения, получаемые из формулы (15-8) для свинца (металла с большой теплопроводностью) и жидкого гелия II при температуре 1,9 К, когда его эффективная теплопроводность максимальна. В этом случае для получения эквивалентного сопротивления необходимо, чтобы линейная протяженность гелия II составляла 175 км. Хотя такое сравнение не совсем правомерно, поскольку тепловая проводкмость жидкого гелия II зависит от размеров и плотности теплового потока в канале, в котором происходит перенос тепла, тем не менее оно наглядно иллюстрирует, какую важную роль может играть тепловая проводимость Капицы. [c.351]

В диапазоне сварочных токов 250-600 А существенную роль в проплавлении щва играет механическое воздействие дуги. Увеличение сварочного тока от 300 до 600 А при сварке, например, стали Х18Н9Т толщиной 16 мм приводит к линейному возрастанию силового воздействия дуги с 610" до 1510 2 Н. В связи с этим столб дуги углубляется в расплавленный металл, в результате уменьшается прослойка жидкого металла под дугой и улучшаются условия теплопередачи в основной металл. Однако глубина проплавления увеличивается на 50 % (от 6 до 9 мм), щирина возрастает на 70 % (от 10 до 18 мм). Более медленный рост проплавляющего действия дуги связан с тем, что с увеличением сварочного тока одновременно растет диаметр столба дуги и расширяется пятно нагрева. Плотность теплового потока меняется незначительно. [c.100]

Жидкие металлы в котлах часто ведут себя необычно. Кипение жидких металлов в большом объеме при значениях плотностей тепловых потоков, соответствующих началу области пузырькового кипения, нередко приводит к возникновению в установке развитых колебательных процессов. Например, Колвер и Балцизер [16] пишут [c.154]

Плотность потока излучения лазерного луча характеризуется отношением общей выход1ЮЙ мощности к площади пятна нагрева в фокусе. Рост плотности потока до 10 —10 Вт/см и распределение его по пятну нагрева диаметром 0,25—0,5 мм приводит к получению узкого канала в жидкой фазе, через который излучение проникает в глубь объема разрезаемого материала. Присутствие этой фазы в продуктах разрушения является особенностью лазерной обработки металлов. Однако физическая модель процесса глубинного проплавления вещества, учитывающая явления в слое жидкой фазы, примыкающей к поверхности взаимодействия, требует еще уточнения [119]. Она представляется достаточно сложной и должна быть построена с учетом тепловых и гидродинамических явлений. [c.115]

Энциклопедия по машиностроению XXL

Оборудование, материаловедение, механика и ...