Мощность вывод уравнения

Приведем упрощенный вывод уравнения (VI. 13). В соответствии с уравнением (VI.3) мощность, рассеиваемая единичным объемом жидкости, не содержащей дисперсную фазу, равна [c.125]

По формулам (4.34) и (4.37) выводят уравнение идеальной статической характеристики регулятора мощности [c.283]

Для вывода уравнения, определяющего элементарную мощность, рассеиваемую в результате вязкого трения на участке канала длиной 2, вновь рассмотрим плоскую модель (рис. У.17), представляющую собой развертку корпуса и червяка на плоскость [c.238]

Ввиду того, что при выводе уравнения (XXI—19) не учитывались все факторы, влияющие на процесс дробления, и допускались упрощения, данное уравнение дает возможность определить лишь ориентировочно потребную мощность. [c.395]

Таким образом, вывод уравнения мощности РПА и анализ входящих в него членов показывают, что наиболее вероятный диапазон изменения опытных коэффициентов и показателей степеней лежит в следующих пределах [c.107]

Чтобы пояснить происходящий в лопаточных колесах процесс передачи мощности двигателя воздуху, т. е. процесс образования давления, ниже мы рассматриваем вывод уравнения для определения давления, развиваемого центробежным вентилятором. Аналогичный результат можно получить и для осевых вентиляторов. [c.97]

Важнейшей точкой обобщенных диаграмм движения, кроме максимальных радиусов удаления, является точка, соответствующая положению фронта волны объемного заряда данного полупериода в момент угасания короны (точка 2 на рис. 3-11). Обобщенное значение величины радиуса удаления фронта волны от провода в момент угасания короны необходимо для анализа экспериментальных характеристик потерь мощности на корону и для вывода уравнения этой практически важной характеристики короны. [c.105]

Вывод уравнения для расчета мощности. В качестве предпосылки принято, что в областях вынужденного и свободного вихрей скорость движения жидкости существенно различается. На основании теоретических положений, следующих из этих представлений, и дальнейшей математической обработки Нагата и его сотрудники [109] пришли к заключению, что зависимость /Сл =/(Кец) в переходной зоне и при турбулентном режиме течения потока можно описать уравнением [c.138]

Вывод производится аналогично выводу уравнения для определения мощности, потребляемой мешалкой при перемешивании. [c.149]

При помощи констант уравнения (6) и зная значения [Og] и [U l можно вычислить, что приближение, допущенное при выводе уравнения (23), возможно только, если 1,1 -10 эв/см -час. Это объясняет значительное отклонение экспериментального выхода (G = 18) от вычисленного по формуле (6) для мощности дозы 0,18(G = 22,8, см. табл. 2). Зная, однако, значения кц и k k jk , можно прямо вычислить [c.131]

Ранее было показано, что скорость пЛавки пропорциональна мощности таким образом, глубина лунки также пропорциональна мощности. Из уравнения (78) следует, что при скорости плавки, равной нулю, глубина лунки не равна нулю, что вполне соответствует данным практики. Уравнение (78) позволяет оценить объем жидкого металла в лунке и на этом основании сделать выводы о необходимом времени выведения лунки, [c.60]

Вывод уравнения Стефана-Больцмана основан на равновесном процессе, в котором нет временного аргумента В расчетах под 17 следует понимать мощность стационарного лучистого потока [c.259]

Величина критерия мощности Л дг, как это следует из вывода основного уравнения, зависит от физических свойств жидкости (главным образом, от вязкости и плотности), скорости вращения мешалки и размеров аппарата. Зависимость Л д/ от определяющих факторов можно представить в следующем виде [c.345]

Ул и Возник [19] получили уравнение для коэффициентов теплоотдачи в сосудах без перегородок с внешним обогревом и с перемешиванием якорными мешалками. Они изучали влияние расстояния якорной мешалки от стенки сосуда на величину потребляемой мощности (см. рис. 1У-11) и на значение общего коэффициента теплопередачи. Ул и Возник исследовали расстояния от 0,0025 до 0,025 м в сосудах диаметром 0,6 и 0,26 м и пришли к выводу, что при увеличении расстояния между мешалкой и стенкой потребляемая мощность и общий коэффициент теплопередачи уменьшаются. [c.127]

Сравнивая последнее уравнение с (11.56), можно сделать вывод, что расход циркуляционного орошения обычно больше, чем расход холодного острого орошения. Однако это не значит, что на работу насоса, перекачивающего циркуляционное орошение, затрачивается обязательно большая энергия, чем на перекачку холодного орошения, так как мощность насоса зависит не только от количества перекачиваемой жидкости (подачи насоса), но и от полного напора Я, преодолеваемого насосом, а напор зависит от ряда факторов (см. главу пятую). [c.331]

Завершим вывод линейной математической модели автоматизированного гидропривода совместным алгебраическим решением четырех уравнений, описывающих регулятор мощности (4.73), связь регулятора с насосом (4.74) и объемный гидропривод с замкнутой циркуляцией (4.79). Исключив переменные величины Ахд (3), Аху (5) и Дрн (5), путем алгебраических преобразований приведем общее уравнение рассматриваемого автоматизированного гидропривода к стандартной форме [c.303]

Пяти приведенных выше общих уравнений (8.69), (8.72), (8.77), (8.79) и (8.80), описывающих данную систему, достаточно для характеристики динамики уровня в зависимости от питания и отбора пара. Лишь при выводе формул для передаточной функции между тепловой мощностью, подводимой от внешнего источника, и уровнем потребуется дополнительно ввести общее уравнение, характеризующее связь между относительным изменением тепловой мощности, подводимой извне к теплообменным стенкам, и тепловой мощностью, подводимой от теплообменных стенок к пароводяной смеси. Входными величинами являются фмь Фм2. фд (или фй), а неизвестными — выходные величины фр, ф . фй> фмл и фй. В большинстве случаев можно пренебречь коэффициентом саморегулирования Ср и не учитывать влияние фе. [c.316]

ВЫВОД КРИТЕРИАЛЬНОГО УРАВНЕНИЯ ДЛЯ ВЫЧИСЛЕНИЯ МОЩНОСТИ, РАСХОДУЕМОЙ НА ПЕРЕМЕШИВАНИЕ [c.165]

Приведенный выше способ расчета мощности, расходуемой на перемешивание, дает слишком большую погрешность в случае дилатантных жидкостей. Отсюда следует вывод, что для этих Ж1щ-костей уравнение (1У-85) не может быть использовано. [c.215]

Вывод критериального уравнения для вычисления мощности [c.382]

Выводы из уравнений, полученные прп анализе уравнения для капитальных затрат на ступень и на ее основные узлы, подтверждаются при сравнении с представленным в работе [3.209] распределением полных капитальных затрат по каждому из узлов стз пени для двух проектируемы. в США больших заводов разделительной мощностью 8,75 и 17,5-10 кг ЕРР/год. Показатель при и для полных капитальных затрат / по формуле (3.209) получается равным 0,66. Показатели при мощности на валу компрессора ступени вычисленные по данным двух заводов для основных узлов ступени (столбец 9 табл. 3.7), отлично согласуются с значениями /г,-, рассчитанными по данным о ступенях малого и большого размеров на меньшем из заводов, за исключением показателей для электродвигателей компрессора (что может быть обусловлено различиями в их конструкции). Значения по- [c.154]

Соотношение (10) не содержит источников или стоков субстанции внутри рассматриваемого объема. Если источники или стоки имеются, то в правую часть уравнения (10) должны быть добавлены соответствующие слагаемые, содержащие объемную мощность источника с положительным знаком и (или) объемную мощность стока с отрицательным знаком. Размерность и соответствует принятому количеству субстанции, выделяемому (или поглощаемому) в единицу времени в единице объема среды. Тогда при выводе дифференциального уравнения (10) из закона сохранения (1) для элементарного объема <1и в правую часть должны быть добавлены слагаемые и с соответствующими знаками, что после сокращения величины элементарного объема < 0 приводит к более общему дифференциальному уравнению закона сохранения (распространения) субстанции для движущейся среды с источниками (стоками) [c.22]

Т. е. ОТ формы Кривой. Уравнение (17) приводит к практически важному выводу о том, что активная мощность пропорциональна емкости диэлектрических барьеров и частоте тока. [c.89]

При выводе [461, 464] уравнения (Г-1) предполагается, что линия поглощения имеет лоренцеву форму, выполняется закон Кюри и пет насыщения мощностью СВЧ-поля. Все величины выражены в системе СГС. [c.488]

По полученным полюсным уравнениям построены законы распределения ошибки /с (х) схемы и /р (х) регулятора мощности (рис. 173). Приходим к выводу, что закон распределения ошибки энергетической установки и САР является смесью двух нормальных законов распределения fo (> ) и /р (л ) со смешанными центрами рассеивания. [c.233]

Однако следует отметить, что при таком методе расчета габариты ванны для карбидных печей получаются несколько завышенными, что показала практика их эксплуатации. На одном из отечественных карбидных заводов был произведен следующий весьма интересный производственный эксперимент с целью интенсификации решено было на карбидной печи мощностью 40 МВ-А установить трансформатор мощностью 60 МВ-А. Печь 40 МВ-А имела максимальный ток в электроде 88,8 кА, а у печи с мощностью 60 МВ-А он должен быть 119,0 кА. Однако при работе на печи, габариты ванны которой были рассчитаны на 40 МВ-А, максимальный ток, как правило, не превышал ПО кА. Многолетняя эксплуатация двух таких карбидных печей позволила снимать мощность на каждой из них 55 МВ-А, вместо 40 МВ-А. Мощность, потребляемая из сети, составила 42 МВт вместо 33 МВт, что дало значительный экономический эффект, связанный с резким повышением производительности. Отсюда можно сделать вывод, что габариты ванны, рассчитанные по вышеизложенной методике, были завышены. Следовательно, плотность тока в тигле 1 А/см занижена. Если учесть, что на той же печи ток в тигле был увеличен с 88,8 кА до ПО кА, то плотность тока в тигле может быть увеличена в 1,25 раза (110/88,8). В этом случае уравнение (VI. 28) должно быть записано в следующем виде [c.162]

Вывод уравнений для определения распорного усилия при прохождении резиновой смеси между валками каландра аналогичен подобному выводу для вальцев. Приведенные в гл. 5 данные расчета скоростей движения и давления резиновой смеси в области деформации для вальцев могут быть применены для поверочного расчета процесса каландрования и расчетов каландров, хотя каландрование отличается от вальцевания главным образом тем, что резиновая смесь в первом случае через зазор проходит только один раз. Методика расчета мощности привода каландра в основном аналогична методике расчета мощности привода вальцев (гл. 5). [c.160]

В [9] использовался графический способ сопоставления поверхностей. На графиках одна из координат aF/М или aF N равносильна координатам Ом [8] и Q/(NAt), при единичном температурном напоре она переходит в энергетический коэффициент. Вторая координата — затрата мощности на циркуляцию потока. При сравнении выбирались пучки, равные по объему К и по живому сечению для прохода газа /г. Следует заметить, что условие /r=idem является лишним. Действительно, величина N пропорциональна отношению VG/fr, а при использовании уравнения неразрывности оказывается пропорциональной V. Отсюда следует, что при построении диаграмм сравнения достаточно одного дополнительного условия V=idem. При такой постановке задачи вообще неясно, по какой же из величин сравниваются поверхности. Вместе с тем при заданном объеме пучка масса его находится автоматически, так как масса равна объему, умноженному на отношение массового и объемного коэффициентов. Отсюда следует вывод, что при сравнении поверхностей по массовым характеристикам вообще не следует выбирать условие K=idem. [c.12]

Таким образом, максимум избыточной температуры проиорционплен мощности источника и снижается с увеличением скорости Уо и коэффициента теплопроводности и с уменьшением коэффициента теплопередачи. Из уравнений ( .5-10) и (9.5-9) можно сделать вывод о том, что из-за конвекции температура твердого материала снижается быстрее в направлении к источнику (в положительном направлении оси л и о < 0) и медленнее в направлении движения. [c.278]

Баланс энергии в кольцевых гидроструйных насосах выполнен А. М. Скорубко [631. На рис. 1.19 приведены полученные им графики баланса мощности для двух кольцевых насосов, имеющих разные отношения т = Зр/Зс (3,76 и 7,25). Из графиков следует, что с увеличением отношения т КПД струйного насоса уменьшается. Анализ баланса мощности показал, что по мере увеличения коэффициента подсоса в струйном насосе с т = 3,76, который имел длину камеры смешения, равную трем ее диаметрам, потери мощности в диффузоре, где продолжается процесс смешения, растут. В струйном насосе с т = 7,25, который имел более длинную камеру смешения, процесс смешения в основном заканчивается в ней, поэтому в таком насосе преобладают потери в камере смешения. Это подтверждает вывод о существенности взаимного влияния камеры смешения и диффузора (см. п. 1.2) и обоснованность введения в уравнение характеристик (1.30) коэффициента 1рэ, отражающего потери энергии в камере смешения и диффузоре. [c.49]

Ниже приведены расчетные характеристики плазменного реактора мощностью 150 кВт. Определены длина аппарата L при заданном диаметре продолжительность пребывания продукта в реакторе т, потери тепла через стенки Рс температура частиц Тс и парогазовой фазы Тд. Интегрирование системы уравнений проводилось по длине реактора X до образования оксидов урана. Степень превращения нитрата урапила в оксиды урана (<у9ох) принята равной 0,99. По результатам анализа основных параметров процесса можно сделать вывод о том, что наибольшая часть времени пребывания частицы в реакторе [c.174]

Поэтому приводимые ниже упрощенные уравнения, отража щие взаимосвязь всех перечисленных выше величин, могут бьг использованы лишь для приближенной оценки возможных знач иий производительности и потребляемой машиной мощности. П] выводе этих уравнений не учитывались затраты работы в зоне (расходуемой в основном на передвижение материала на Kopd ком участке) ввиду их относительной незначительности по сравй нию с затратами в зонах II и III. [c.224]

При лоследовательном соединении ТЭ могут возникнуть токи утечки, если батарея имеет общий коллектор, соединяющий отдельные ТЭ. Наличие токов утечки приводит к снижению выходного напряжения и соответственно мощности и к. л. д. батареи. Выводы и рассмотрение уравнений для токов утечек выходят за пределы настоящей книги. Отметим лишь, что токи утечки можно снизить уменьшением числа последовательно соединенных ТЭ, проводимости электролита в каналах, по которому электролит вводится в ТЭ, расстояния между электродами, снижением поляризации ТЭ, увеличением габаритной поверхности электродов, а также применением оптимальной схемы коммутирования ТЭ. Особенно эффективной мерой снижения токов утечки является использование длинных капилляров малого диаметра для ввода электролита в ТЭ. Применение калиброванных капилляров для ввода электролита в ТЭ обеспечивает также равномерное распределение электролита по [c.59]

Как уже мы неоднократно указывали, данная в этой главе теория объясняет лишь главные особенности экспериментальных результатов. В большинстве же случаев можно отметить отсутствие количественного соответствия между теорией и экспери-ментальны.ми результатами. Необходимо подчеркнуть, что это происходит из-за того, что в выводах некоторых формул умышленно пренебрегали многими усложняющими эффектами. Хотя ряд вызываемых чрезвычайно высокими плотностями излучения (>10 Вт/см ) сопутствующих эффектов, таких, как самофокусировка лазерного луча, многофотонное поглощение, искажение формы импульса и т.д., вероятно, не изменили бы экспериментальных результатов для пламени, но для параметров, характеризующих выходную мощность лазера, действительно необходимы более реалистические уравнения. Например, всегда доиу- [c.238]

Леонард [24] первым применил азотный лазер для наблюдения комбинационного рассеяния в обратном направлении азота при 365,9 нм и кислорода при 355,7 нм на расстоянии приблизительно 1 км. Особое значение в то время имела выходная пиковая мощность лазера, составлявшая всего 100 кВт. Леонард указал, что для получения таких же результатов с рубиновым лазером пиковая мощность должна быть выше 21 МВт, так как длина волны сильно зависит от сечения комбинационного рассеяния [уравнение (10)] и квантового выхода фотокатода детектора 1](Я). Однако надо проявлять осторожность при проведении такого сравнения, потому что при более коротких волнах усиливается ослабление излучения (в первую очередь из-за упругого рассеяния). Хотя Будро [160] исследовал эту проблему, его выводы имеют ограниченную практическую пользу, так как он не учел влияние ми-рассеяния на коэффициент ослабления, а при расчетах не рассмотрел улучшенные фотокатоды, чувствительные к красной области спектра, появившиеся в последнее время (см. рнс. 6.6). Те.д не менее высокая частота повторения импульсов азотного лазера дает еще одно важное преимущество — имеются промышленные азотные лазеры, работающие прп частоте 1000 имп./с. [c.399]

Кроме того, следует иметь в виду, что при выводе этих уравнений принималось движение потока пасты в перетирающем контакте— ламинарное, для которого только и может быть приложим закон жидкостного трения Ньютона. Ламинарность потока сохраняется, как это видно из рис. ХП-2, только для его участка в пределах сечений нулевых значений V минимума. Вне этих сечений в верхней зоне перетирающего контакта появляются отрицательные скорости отдельных слоев потока и потому движение пасты перестает быть ламинарным, в нйжней — наступает разрыв потока на два. Следовательно, все выведенные выше уравнения для определения сил трения и мощности, потребляемой валками на перетир пасты, пропускаемый через зазор, остаются справедливыми и сохраняют свое значение только для указанных выше пределов между сечениями нулевых значений и минимума. Для фиксации этого положения необходимо во все уравнения вместо величины п, определяющей величину зазора на входе пасты в перетирающий контакт, поставить то. Тогда выведенные ранее уравнения (Х1У-24), (Х1У-26), (Х1У-27), (Х1У-28), (Х1У-29) и (Х1У-30) примут следующий вид [c.445]

Кривые на рис. 4-20,а относятся к критериальным координатам уравнения (4-40), в котором за базисную величину мощности принята зарядная мощность коронирующего провода при критическом напряжении кораны шСС/о . Как следует из графика, в данном случае погрещно сть пересчета (отклонение кривых от единицы) существенно зависит от радиуса расщепления и высоты подвеса проводов, причем эти зависимости различны для двойки, тройки и четверки. При небольщой высоте подвеса (Я=3 м — сплошные кривые) и малых радиусах расщепления (0=20 см) погрешности пересчета для двойки, тройки и четверки одинаковы и невелики (порядка 10%). Следовательно, при анализе экспериментальных характеристик расщепленных проводов с указанными параметра.ми можно сделать вывод об относительно малой погрешности обобщения характеристик с помощью рассматриваемых критериальных координат. Если же сравнивать характеристики двойки с Ь = 20 см (первая ле- [c.154]

Справочник химика 21

Химия и химическая технология