Локальный теплопередачи

Локальный коэффициент теплопередачи [c.198]

Общий локальный коэффициент теплопередачи можно вычислить по уравнению [c.202]

По уравнению (6.20) вычисляют локальные величины коэффициента теплопередачи Ki [c.202]

Для стадии хлорирования парафина необходима подстройка коэффициента теплопередачи К, значение которого изменяется во времени. Также периодически вычисляют оптимальный режим на каждой стадии с помощью подпрограммы поиска экстремума функции п переменных (метод Розенброка). Причем интервал времени между расчетами локальных оптимумов уточняется в процессе отработки алгоритма в промышленных условиях. [c.398]

Е. Некоторые замечания относительно решения уравнений. Нелинейность уравнений уже упоминалась в связи с зависимостью/ (йщ,). Могут появиться и другие нелинейности, даже в том случае, если теплообмен рассматривается отдельно от массообмена. Например, коэффициент теплопередачи и в уравнении (9) может зависеть от локального уровня температур. Это происходит, например, в случае, когда вязкость жидкости снижается с ростом температуры. Кроме того, с изменением температуры могут сильно меняться удельные теплоемкости, особенно когда один из теплоносителей находится вблизи термодинамической критической точки. [c.28]

С. 7—а-метод. Мгновенное или локальное значение коэффициента теплопередачи и выражается через мгновенные или локальные значения индивидуальных коэффициентов теплоотдачи таким же образом, как и в рассмотренном выше и—а-методе. [c.78]

Приближенный расчет теплоотдачи. Метод заключается в расчете эффективного коэффициента теплоотдачи ЕО стороны конденсации, который можно затем комбинировать с другими коэффициентами и сопротивлениями длл получения общего локального коэффициента теплопередачи и-. [c.352]

В уравнении (21) А представляет собой эффективную поверхность теплообмена на единицу длины (периметр) для любой вторичной поверхности и — общий коэффициент теплопередачи и — соответственно локальная температура греющего потока и равновесная (образования пузырей) температура испаряющегося потока. [c.420]

Если локальные значения энтальпий и к известны, то известны также и температуры T и Tg н испарившаяся массовая доля х ,. Эти сведения вместе с расходами обеспечивают достаточную информацию для расчета общего коэффициента теплопередачи и. Таким образом, уравнение (21) можно интегрировать, начав с известных условий на входе (2=0). [c.420]

Основное преимущество использования а для количественного описания интенсивности теплоотдачи заключается в том, что с помощью значений а для двух различных обменивающихся теплотой потоков можно связать локальную интенсивность теплопередачи с локальной разностью температур между потоками. Для наиболее общего случая теплопередачи между двумя теплоносителями, разделенными цилиндрической стенкой с загрязненными с обеих сторон поверхностями коэффициент теплопередачи и выражается через коэффициенты теплоотдачи теплоносителей и другие параметры системы следующим образом [c.4]

B. Основное расчетное уравнение. Локальная интенсивность теплопередачи связана с локальной разностью температур между двумя потоками соотношением [c.4]

Интеграл в принципе можно определить, используя уравнения теплового баланса и теплопередачи. В общем случае для теплообмена при фазовых превращениях необходимо также использовать уравнения гидродинамики и баланса массы, хотя это и не всегда делается на практике. Наконец, при многокомпонентных фазовых превращениях необходимы уравнения локального фазового равновесия. [c.4]

При выявлении локальной кинетики на модели трубчатого реактора необходимо располагать экспериментальным значением коэффициента теплопередачи, который рекомендуется находить [c.188]

В последние годы при проектировании установок НТА стали отказываться от промежуточного охлаждения насыщенного абсорбента по схеме абсорбер—холодильник—абсорбер , так как при такой организации процесса достигаются низкие коэффициенты теплопередачи, и поэтому для съема тепла абсорбции требуются большие поверхности теплообмена (это связано с низкой скоростью движения абсорбента и отсутствием возможности регулировать ее из-за ограниченного напора жидкости в системе). Кроме того, съем тепла прн наличии такой схемы осуществляется локально, в одной или двух точках, хотя интенсивное выделение тепла при абсорбции нежелательных легких углеводородов осуществляется одновременно на нескольких верхних тарелках абсорбера. [c.212]

Показанная на рис. 2 горелка пульсирующего типа повышенной производительности состоит из двух основных частей собственно камеры горения 6 и резонансной трубы 2. Для определения локальных значений коэффициента теплопередачи от газов к стенке контур водяного охлаждения камеры горения разделен на три секции крышку 3, корпус 20 и дно 9. Камера горения ошипована по всей внутренней поверхности шипами диаметром 10 и длиной 15 мм. На концах шипов сделаны наплавки высотой 3— [c.267]

Вудс [70], проводивший опыты с бензолом при низких А(, нанес результаты на график в виде зависимости локальных значений коэффициента теплопередачи к от весового паросодержания и установил, что в начальной стадии кипения коэффициент теплопередачи не зависит от расхода жидкости (фиг. 8). Однако с увеличением количества образующегося пара величина к становится функцией весового расхода на всем участке и достигает своего максимального значения. Величина макс. И соответствующее значение паросодержания зависят, по-видимому, от скорости жидкости. [c.45]

Фиг. 8. Зависимость локальных значений коэффициента теплопередачи от весового паросодержания (данные Мак-Адамса и др.).

В опытах, проводившихся с водой, расход жидкости изменялся от 158 до 503 кг час, а весовое паросодержание— от 20 до 100%. Серия опытов проводилась с различной длиной обогреваемого участка. При увеличении длины греющей секции перепад давления возрастал, а температурный напор на этом участке уменьшался и средний коэффициент теплопередачи в области кипения, хотя и незначительно, но изменялся. Зависимость локальных значений коэффициента теплопередачи от паросодержания приводится на фиг. 10. На графике приведены кривые, отвечающие давлениям 0,70 1,68 и 5 ати и соответственно температурным напорам 9,4, 15 и 50° С. [c.47]

Перенос тепла в области перехода. Наиболее важным для практики результатом процесса перехода является повышение интенсивности теплопереноса по сравнению со стационарным ламинарным течением. На рис. 11.4.6 в качестве примера показано, как возрастают локальные характеристики теплопередачи при изменении режима течения от ламинарного до полностью турбулентного. Эти данные заимствованы из работы [127], где они получены при исследовании течения воды около вертикальной поверхности, нагреваемой тепловым потоком постоянной плотности. Увеличение локального коэффициента теплопередачи сопровождается соответствующим уменьшением локальной температуры поверхности по сравнению с ее значением при ламинарном режиме Течения. Данные рис. 11.4.6 соответствуют пяти значениям теплового потока видно, что с его увеличением область перехода смещается вперед, а отклонение чисел Нуссельта Ына- от значений для ламинарного пограничного слоя возрастает. Зависимости, характерные для полностью развитого турбулентного течения, устанавливаются далеко вниз по потоку. Результаты измерений хорошо согласуются с корреляционными зависимостями [153]. [c.46]

Результаты исследования перехода [74] с экспериментальными данными по интенсивности теплопередачи в воде [153] позволили обнаружить существование дополнительных стадий релаксации течения после завершения процесса перехода, описанного в разд. 11.4 и 11.5. В конце области перехода коэффициенты перемежаемости температуры и скорости становятся равными единице во всем пограничном слое, кроме его внешней области, где происходит захват окружающей жидкости. Однако экспериментальные данные [153] показывают, что локальный коэффициент теплопередачи продолжает быстро возрастать и после разрушения ламинарного течения, затем это увеличение кх прекращается, после чего наблюдается уменьшение интенсивности теплопередачи подобно тому, как это происходит в ламинарном пограничном слое. [c.58]

В работе [153] были измерены локальные коэффициенты теплопередачи от пластины к воде в области перехода при постоянной плотности теплового потока. Отклонение экспериментальных значений от рассчитанных для ламинарного течения сначала резко возрастает, а затем, ниже по потоку, уменьшается. Для условий, приведенных в табл. 11.6.2 для точки 2, коэффициенты теплопередачи кх начинают уменьшаться по закону развитого турбулентного течения. [c.70]

В работе [139] проведено детальное экспериментальное исследование как структуры течения, так и характеристик теплопередачи при постоянном тепловом потоке от поверхности. Локальные измерения в потоке воды около поверхности с 0 до 30° были выполнены термопарой и клиновидным пленочным термоанемометром. При угле отклонения 0 10° оба типа возмущения усиливаются одинаково. Если 0 не превышает 10°, то развитие возмущений происходит почти так же, как и в вертикальном течении. При 0 > 10° преобладают возмущения в виде продольных вихрей. Периодичность этих вихрей в боковом направлении зависит от угла 0 и не зависит от величины теплового потока. [c.125]

Скорость теплопередачи д" в верхней и нижней зонах полости различна вследствие различного влияния конвекции. Это хорошо видно из результатов, полученных для воздуха [76]. Нижний угол нагретой поверхности и верхний угол холодной поверхности будем называть исходными углами, а два других угла — отправными. Установлено, что локальные скорости теп- [c.264]

В упомянутых выше работах учитывалось влияние как коэффициента формы полости, так и угла ее наклона. Влияние угла наклона полости на характер теплопередачи иллюстрирует рис. 14.3.16. Очевидно, что при данном На с увеличением угла 6, где 6 = 180° — I — 90° + В, теплопередача возрастает до тех пор, пока она не достигнет максимума при 0 = 90°, т. е. в случае вертикальной полости. При этом между значениями 0 — 90 и 180° возникает локальный минимум. Это и есть критическое значение угла наклона . При малых А, в частности А 1/12, этот минимум достигается асимптотически по А при 0 110°. Указанные тенденции качественно согласуются с результатами, полученными в работах [107, 118]. [c.279]

Рис. 1. Модель потоков Рейнольдс. для опислпия локальной теплопередачи иа поверхности раздела воды и воздуха

Получено уравнение для локальной теплопередач в диссоциирующем сжимаемом турбулентном пограни цом слое, которое хорошо согласуется с измерения и1 [c.274]

Фирма Vul an Manufa turing o. выпустила конструкцию испарителя с падающей пленкой, обеспечивающую стекание тонкого турбули-зированного слоя жидкости по всей поверхности аппарата без применения перемешивающих устройств, требующих высокой точности при из-гстовлении и монтаже. Для улучшения теплопередачи и устранения возможности стекания жидкости локальными потоками (что приводит к местным перегревам) в новом аппарате жидкостная пленка по мере стекании вниз через небольшие интервалы повторно распределяется по стенке с помощью центробежного устройства [143]. [c.125]

Основными переменными, изменением которых может быть оптимизирован промышленный реактор, являются температура реакции, способ производства и тин реактора, время реакции илп время пребывания, число кубовых реакторов (для каскада). Важной переменной является и концентрация реагента (см. стр. 75). Можно указать, что скорости нревращения и, следовательно, ироизводитель-ность реактора будут тем больше, чем выше концентрации реагентов. Это, однако, приведет к тому, что в реакциях с больпптм тепловым эффектом локальные тепловые перегревы будут увеличиваться, что, в свою очередь, увеличивает затраты на теплопередачу для ноддер- [c.200]

Может, однако, случиться так, что харакгсристики теплообменника не удается рассчитать точно, так как локальный коэффициент теплопередачи и вообще нельзя определить, Причина этого заключается в том, что любой локальный коэффициент теплоотдачи зависит от тепловы.х граничных условий, особенно в ламинарном течении. Стандартным граничным условием при расчете локального коэффициента теплоотдачи является постоянная температура стеики. В реальных случаях температура стенки может претерпевать значительные изменения в зависимости от коэффициента теплопроводности материала стенки и от значений коэффициентов теплоотдачи и а. по обеим сторонам от нее. Поэтому среда /, среда 2 и стенка образуют термически взаимосвязанную систему, в которой локальный тепловой поток должен рассчитываться в кам<дон теч- [c.79]

Методика определения водорода [19] дает возможность подобрать для данного парогенератора водный режиме минимальной концентрацией водорода в питательной воде и паре. Большая роль в развитии пароводяной коррозии принадлежит высокому уровню локальных тепловых нагрузок. Было бы принципиальной ошибкой считать, что путем улучшения водно-химического режима котлов при высоком уровне теплового напряжения можно ликвидировать пароводяную коррозию. При нарушениях топочного режима, шлаковании, вялой циркуляции воды в барабанных котлах, пульсирующего потока в прямоточных котлах (особенно при высоких тепловых нагрузках) средствами химической обработки воды практически невозможно предупредить разрушения металла в результате пароводяной коррозии. При недостаточной скорости воды в парогенерирующих трубах, обусловленной рядом теплотехнических факторов и конструктивными особенностями котлов (малый угол наклона, горизонтальное расположение труб), ядерный режим кипения может переходить б менее благоприятный — пленочный . Последний вызывает перегрев металла и, как правило, пароводяную коррозию. Развитию ее сильно способствуют вносимые в котел с питательной водой оксиды железа и меди, которые, образуя отложения на поверхностях нагрева, ухудшают теплопередачу. Стимулирующее действие меди на развитие пароводяной коррозии заключается также в том, что она вместе с оксидами железа и другими загрязнениями, поступающими в котел, образует губчатые отложения с низкой теплопроводностью, которые сильно способствуют перегреву металла. Прямое следствие парегрева стали и протекания пароводяной коррозии — появление в паре котла молекулярного водорода. Вполне понятно, что по его содержанию можно оценивать лишь среднюю скорость пароводяной коррозии, локализацию же разрушений таким методом выявить трудно. [c.181]

Температура воды,подсчитанная по показаниям этих термопар, отличалась от температуры насыщения, определенной по давлению в трубе, не более чем на 3° С. Питательная вода до поступления в парогенератор подогревалась до температуры насыщения в жидкометаллическом подогревателе. Средний для всей трубы коэффициент теплоотдачи к воде устанавливался из полного коэффициента теплопередачи по значениям коэффициента теплоотдачи к жидкому металлу, сопротивления стенки трубы и сопротивления оксидной пленки, определенного из специальных опытов. Определенные таким образом коэффициенты теплоотдачи изменялись от 1,82- 10 до 9,38- 10 ккал/м - час С. Авторы работы установили локальные коэффициенты теплоотдачи для выходного сечения по предложенному Муммом [77] уравнению (10) и сравнили их со средними значениями коэффициента теплоотдачи, подсчитанными по описанному выще методу. Совпадение расчетных данных с экспериментальными получилось неудовлетворительным. Среднеквадратичное отклонение экспериментальных данных от принятой зависимости составляло 41%, а разброс точек находился в пределах от -Ь 152 до — 64%. В опытах па--росодержания непосредственно не измерялись и поэтому количество пара на выходе подсчитывалось из теплового баланса, что приводило к большим ошибкам. При подсчете паросодержания смеси на выходе из экспериментального участка по тепловому балансу конденсатора разброс данных в среднем достигал 22%. Так как паросодержание и коэффициент теплоотдачи определялись довольно приближенно, никаких выводов из данной работы сделать нельзя. [c.56]

Рис. 11.4.6. Локальные характеристики теплопередачи при ламинарном, переходном и турбулентном режимах течения. (С разрешения авторов работы [127]. 1978, Pergamon Journals Ltd.)

Здесь индекс О определяет величины, вычисленные при температуре /о, К — коэффициент совместности, рассчитанный Для всего объема жидкости, h—коэффициент теплопередачи, вычисленный по среднеарифметической разности местных локальных температур, и Qz = th p/kL — число Гретца, где т — массовый расход жидкости. Указанное соотношение оказалось применимым при Gz > 20 и п >0,10. Данные экспериментов [6, 19, 21] согласовывались с формулой (16.4.6) с точностью до 25 %. [c.447]