Распределение температур теплоносителей и стенки

Рис. 3.1. Распределение температуры теплоносителя вблизи неподвижной стенки

Теплоотдача к теплоносителю при ламинарном режиме течения. Теплоотдача от поверхности к теплоносителю при ламинарном режиме течения осуществляется обычной теплопроводностью. Следовательно, тепловой поток зависит от градиента температуры в радиальном направлении вблизи нагретой стенки. Этот температурный градиент зависит не только от распределения скорости и теплопроводности теплоносителя, но также и от степени его нагрева при прохождении через канал вплоть до рассматриваемой точки. Для таких основных конфигураций, как круглые и прямоугольные каналы, получены аналитические выражения, которые, однако, обычно нельзя решить в явном виде относительно коэффициента теплоотдачи. Их можно решить численно на вычислительных машинах. Полученные коэффициенты теплоотдачи зависят от принятого распределения температур стенки. Типичными являются случаи постоянной температуры стенки, постоянной разности температур между стенкой и основным потоком теплоносителя (равномерный тепловой поток) или линейного изменения температуры стенки в направлении потока. [c.54]

РАСПРЕДЕЛЕНИЕ ТЕМПЕРАТУР ТЕПЛОНОСИТЕЛЕЙ И СТЕНКИ Температуры теплоносителей [c.532]

Температура стенки трубки теплообменного аппарата изменяется по длине трубки вместе с изменением температуры теплоносителей, а во многих случаях и по окружности. Если трубка подвергается одностороннему воздействию лучистой энергии, например трубки экранов паровых котлов, трубки пиролизных печей и др., то тепловой поток, падающий на трубку, распределяется неравномерно (рис. 5-6). Соответственно неравномерным буд т И распределение температур по окружности трубы, [c.219]

I — — разность м0-жду температурами теплоносителя и стенки трубы. г Распределение разности 51 [c.573]

Таким образом, рассмотренные уравнения характеризуют распределение температур в теплоносителях вдоль поверхности теплообменного аппарата о учетом конкретных закономерностей действия источников и стоков тепла на поверхности и в объеме стенки, разделяющей потоки. [c.114]

Аналогично находится распределение температуры второго теплоносителя. Температура наружных поверхностей стенки Гс определяется из условия равенства количеств теплоты, передаваемых от горячего теплоносителя стенке и через всю систему термических сопротивлений [c.202]

Полный расчет регенеративного теплообменного аппарата, как правило, сложнее, чем расчет рекуперативного TOA, поскольку, во-первых, необходимо определение величин коэффициентов теплоотдачи от обоих теплоносителей при непрерывном изменении температуры стенки теплоаккумулирующей массы и массы теплоносителей во-вторых, необходимо решать задачу нестационарной теплопроводности кладки с переменным критерием Bi = aR K, в котором коэффициенты теплоотдачи а зависят от температуры поверхности стенки. В свою очередь, температура поверхности может быть определена из решения задачи теплопроводности. Кроме того, начальным распределением температуры внутри теплоаккумулирующей массы для каждого цикла служит неравномерный профиль температуры, соответствующий окончанию предыдущего цикла. Поэтому общая формулировка задачи расчета регенеративного TOA оказывается весьма сложной и в литературе описываются, как правило,, некоторые упрощенные методы [108]. [c.227]

Диаметр охлаждающих каналов определяет прочность и жесткость формы, а также влияет на режим течения теплоносителя. Расстояние между каналом и стенкой формы влияет на распределение температуры по поверхности формы. [c.54]

Температура материала в центре порции и на ее поверхности по-разному зависит от времени выдержки материала при заданной температуре (рис. 53,6). В центре порции происходит более интенсивный разогрев материала, сопровождающийся его частичным отверждением. На поверхности порции температура материала равна температуре стенки цилиндра. Распределение температур по сечению порции материала зависит от способа обогрева. При электрообогреве (тепло не отводится теплоносителем) температурный профиль по сечению порции более равномерный, чем при жидкостном обогреве. [c.73]

Существуют различные пути интенсификации распылительных сушилок для сушки полимеров увеличение поверхности тепло- и массообмена за счет уменьшения размера капель, образующихся в процессе распыления оптимизация распределения температур по зонам камеры и увеличение относительной скорости движения частиц продукта в потоке теплоносителя при соответствующем увеличении длины пути частиц от распылителя к стенкам камеры предварительное концентрирование суспензий и растворов полимеров. [c.148]

Аналогично находится распределение температуры второго теплоносителя. Температура наружных поверхностей теплопередающей твердой стенки 7 . может быть легко определена из условия равенства количеств теплоты, передаваемых от горячего теплоносителя стенке и через всю систему термических сопротивлений 1( 1 — Tw ) = К [t — /2)- Уравнение решается относительно искомой температуры в то время как все другие температуры (/i и I2) известны в виде функций текущей поверхности теплообмена f согласно равенствам (8.10) и (8.6). Аналогично находится в любом сечении ТОА. [c.232]

Опять получилось среднее логарифмическое. При постоянной температуре теплоносителя В отсутствует теплообмен через стенку внутренней трубки и, следовательно, исчезает его влияние на распределение температур. [c.528]

В некоторых производствах находят применение регенеративные ТА, которые имеют только одно рабочее пространство, куда горячий (греющий) и холодный (нагреваемый) теплоносители поступают поочередно. Такой ТА содержит некоторую массу (кирпичную или металлическую, как в холодильной технике) большой общей теплоемкости, которая воспринимает теплоту от греющего теплоносителя и затем отдает ее нагреваемому теплоносителю. Преимуществами регенеративных ТА являются сокращение их общего рабочего объема, что существенно при теплообмене больших газовых объемов, и относительная простота конструкции. Однако поочередность выхода теплоносителей обусловливает и основной недостаток аппаратов регенеративного типа — непрерывное изменение температур теплоносителей на выходе из аппарата в пределах каждого цикла нагревание—охлаждение. Расчет регенеративных ТА значительно отличается от расчетов рекуперативных аппаратов непрерывного действия (см. ниже), поскольку здесь необходимо определять величины коэффициентов теплоотдачи от обоих теплоносителей к теплообменной поверхности при непрерывном изменении ее температуры, а также необходимо решать задачу нестационарной теплопроводности насадки с переменным критерием Био (см. 4.1.4), в котором коэффихщенты теплоотдачи зависят от переменной температуры поверхности стенки. Кроме того, начальным распределением температуры внутри теплоаккумулирующей массы насадки для каждого цикла работы ТА здесь служит неравномерный профиль температуры, соответствующий [c.338]

При ламинарном движении теплоносителя, равномерном распределении скорости и температуры на начальном участке трубы у поверхности стенки образуются (рис. И-12,а) пограничные слои толщиной 8 (гидродинамический) и 8 (тепловой). Толщина этих слоев по мере удаления от входа увеличивается, и на некотором расстоянии, называемом длиной участка гидродинамической (4) и тепловой (/ ) стабилизации, они смыкаются. При этом коэффициент теплоотдачи изменяется (рис. 11-12,6) от максимального значения на входе до практически неизменного после смыкания пограничных слоев. Явление резкого увеличения скорости переноса субстанции (в данном случае - теплоты) при входе потока в аппарат получило название входной эффект . Очевидно, что для создания условий повышенных значений коэффициентов теплоотдачи целесообразно формировать теплообменники с длиной труб, незначительно превышающей / . [c.293]

МИ колебаниями от главных циркуляционных насосов, гидродинамическими усилиями от изменения скоростей и направлений потоков теплоносителя в первом контуре, тепловыми пульсациями от недостаточного перемешивания потоков теплоносителя, вибрациями и колебаниями от сейсмических нагрузок. Сложный спектр высокоскоростных и вибрационных механических и тепловых нагрузок имеет место при различных аварийных режимах, связанных с возможным разрывом главных трубопроводов первого контура и динамическим смещением опор корпуса реактора при мощных землетрясениях и разрывах. Характер и анализ перечисленных выше статических и циклических нагрузок и связанных с ними напряжений приведены в нормах расчета на прочность [1, 2]. Перечисленные выше нагрузки создают в корпусах и других элементах первого контура водо-водяных реакторов соответствующие номинальные напряжения. Учитывая сложность конструктивных форм этих элементов, неравномерное распределение температур по толщине стенок каждого элемента и между отдельными элементами, а также различие в физико-механических свойствах (коэффициенты линейного расширения, теплопроводность), суммарные местные напряжения могут значительно (в 2-3 раза и более) превосходить номинальные. По данным [1, 2, 6, 23, 29-37], коэффициенты концентрации напряжений о от механических нагрузок (равные отношению местных напряжений в различных зонах корпуса реактора к номинальным напряжениям в гладкой Щ1линдрическ0й или сферической части) составляют величины порядка 1,5—5. Для некоторых из зон корпуса эти коэффициенты приведены в табл. 1.3. [c.19]

Если вязкость теплоносителя существенно меняется с изменением температуры от значения на стенке до значения в центре потока, то распределение скорости меняется, как показано на рис. 3.15. На практике это может привести к увеличению коэффициента теплоотдачи на 40%, если горячая поверхность охлаждается жидкостью или если холодная поверхность обогревается газом. [c.55]

НИЯ газа в коллектор перед теплообменной матрицей. В данном случае наиболее подходящим является радиальный диффузор, изображенный на рис. 6.12, а. Другой способ связан с использованием экранов, обеспечивающих равномерное распределение потока на входе в трубный пучок. Однако при этом значительно возрастает расход энергии на прокачку теплоносителя. Кроме того, требуются материалы, выдерживающие температуру 730° С. Еще одним эффективным способом следует считать применение прямоточных пароперегревателей, а не противоточных, поскольку в прямоточных системах стенки первых нескольких трубных пучков, омываемые горячим газом, хорошо охлаждаются и температура металла на участках перегрева не превышает 595° С. [c.135]

Индукционный обогрев более эффективен, чем другие способы обогрева. Это видно из сравнения схем распределения температурных градиентов в аппаратах с индукционным обогревом [58, 66], электрообогревом и обогревом с помощью промежуточных теплоносителей (рис. 26). Температура продукта меньше температуры стенки на величину t. Температура продукта определяется количеством подведенного тепла и коэффициентом теплоотдачи от стенки. Коэффициент теплоотдачи зависит от свойств нагреваемого продукта и степени его перемешивания. [c.30]

В результате выполненного исследования по распределению температурного поля в вихревой камере с равномерным распределением сопел по ее длине установлен недостаточный приток газа-теплоносителя в зону подачи угля и неравномерное распределение угольного потока в газе, что приводило к сомкнутому винтообразному движению угольного потока по периферийной стенке камеры и к периодическому синхронному понижению и повышению температуры в камере. Указанные особенности движения угольного потока в камере при недостаточном притоке газа подтвердились на холодной прозрачной модели. [c.68]

Сравнение решений (4.6) и (4.14) для различных предельных видов скоростного профиля показывает, что прямоугольный профиль скорости приводит к более интенсивному теплообмену со стенкой, что объясняется большими градиентами температуры у поверхности за счет интенсивного притока свежего теплоносителя в пристенные зоны (при параболическом распределении скорости это выражено значительно слабее). [c.55]

При перемешивании плазменного теплоносителя со спутным потоком холодных реагентов (рис. 2.13) плазма вводится в цилиндрическую камеру смешения диаметром D через отверстие диаметром d, В этом случае распределение теплоносителя в реакторе можно считать установившимся, когда внешние границы потока пересекутся со стенками цилиндрической камеры смешения при условии, что L больше длины начального участка струи I. Показано, что в широком диапазоне значений числа Рейнольдса, скорости и температуры турбулентных струй тангенс половины угла раскрытия струи равен [c.111]

При ламинарном движении теплоносителя, равномерном распределении скорости и температуры на начальном участке трубы у поверхности стенки образуются (рис. 2, а) пограничные слои толщиной 3 ., (гидродинамический) и [c.13]

Если теплоноситель служит и катализатором, то с увеличением размера гранул уменьшается степень использования внутренней поверхности катализатора. Так, для каталитического крекинга при диаметре частиц катализатора 3 мм и температуре 500° С степень использования его внутренней поверхности равна 78% повышение этой степени использования до 90% и более потребовало бы уменьшения диаметра частиц до 1,9 мм. Однако, применяя стационарный слой, нельзя использовать гранулы очень малого диаметра, так как при этом резко возрастает сопротивление слоя (рис. 15). Если процесс протекает со значительным тепловым эффектом, соблюдение технологического режима затрудняется недостаточно интенсивной теплопередачей от частиц стационарного слоя к стенке реактора (или элемента реактора, например, трубки), а также плохой теплопроводностью всей массы теплоносителя. Недостаток описываемой системы заключается также в необходимости использования лег-коиспаряющегося сырья, так как наличие жидкой фазы приведет к неравномерному распределению сы )ья, к агломерации частиц теплоносителя в результате их слипания и закоксовывания. Примерами реакционных устройств со стационарным слоем теплоносителя [c.74]

Анализ выражений для термических сопротивлений цилиндрической и сферической стенок показывает, что первое и последнее слагаемые, связанные с внутренним и наружным сопротивлениями переносу теплоты от первого теплоносителя к внутренней стенке и от наружной стенки ко второму теплоносителю, зависят не только от величин коэффициентов теплоотдачи, но и от радиусов, т. е. от величин тепловоспринимающей и теплоотводящей поверхностей. Следовательно, при малых значениях коэффициента теплоотдачи (например, со стороны наружного теплоносителя для цилиндрической многослойной стенки) величину соответствующего термического сопротивления можно уменьшить увеличением поверхности наружного теплосъема. Это достигается оребрением наружной поверхности. Решения задач о распределении температуры внутри ребер прямоугольной, дисковой и иной формы дают расчетные соотношения, которые приводятся в [1 ]. [c.230]

Проведенное изучение распределения температур в швельшахте показало, что основное количество теплоносителя из топки поступает через два верхних ряда дюз. Термопары на этих уровнях у стенки топки показывали температзфу 800°, близкун. к температуре газа в топке. На уровне двух нижних рядов дюз, на том же расстоянии от топки, температуры значительно ниже и близки к температуре поверхности кусков полукокса, т. е. 600° С. У стенок швельшахты, в наибо.лее удаленных от тонки местах, температура падает до 160—310". [c.40]

До недавнего времени на сушилках Усольского ПО Химпром и Волгоградского ПО "Химпром газораспределительные устройства работали вообще без подпорных решеток, и распределение сушильного агента обеспечивалось единственно за счет тангенциального подвода в цилиндрический оголовок сушильной камеры. При наличии мощного закрученного потока теплоносителя в приосевой зоне сушилки происходит снижение давления с градиентом от периферии к оси сушилки и вверх по вертикали, т.е. имеет место типичный циклонный эффект, характеризующийся постоянным стоком газа в направлении газорас-пределителя. Восходящие потоки выносят высушиваемые капельки патекса и частицы ПВХ непосредственно в газораспределитель, которые отлагаются на стенках и разлагаются в зоне высоких температур при длительном воздействии входящего сушильного агента. Это Приводит к снижению качества продукта вследствие попадания в него пригаров и к необходимости частых остановок и чисток сушилки (по регламенту через 7-10 сут). [c.135]

Настоящая глава посвящена рассмотрению вопросов, связанных с обтеканием тел потоками с твердыми частицами. Данная проблема возникла в связи с изучением движения различных летательных аппаратов в запыленной атмосфере, а также движения двухфазных теплоносителей в трактах энергетических установок. Присутствие твердых частиц может приводить к значительному (порой многократному) увеличению тепловых потоков, а также к эрозионному износу обтекаемой поверхности. Эти явления обусловлены совместным действием целого ряда причин, среди которых — изменение структуры течения набегающего на тело потока, а также характеристик пограничного слоя, развивающегося на обтекаемом теле, соударения частиц с поверхностью, изменение шероховатости поверхности и многое другое. Интенсивность процессов, сопутствуюшдх обтеканию тел гетерогенными потоками, зависит от инерционности и концентрации частиц. Следует отметить, что инерционность частиц напрямую определяется геометрией и параметрами течения и может изменяться для одних и тех же частиц в очень широких пределах. Наличие различных характерных времен (длин) несущего потока (вблизи критической точки обтекаемого тела, вдоль его поверхности, собственно турбулентных масштабов и т. д.) сильно осложняют изучение таких потоков и обобщение данных. Что касается концентрации частиц, то ее значение может многократно превышать исходное значение в невозмущенном потоке из-за резкого торможения потока при приближении к телу, взаимодействия частиц со стенкой, а также межчастичных столкновений. При движении частиц вдоль поверхности тела в пограничном слое, где имеются значительные градиенты скорости и температуры (в случае неизотермического течения), их распределение зачастую носит сложный характер, а концентрация также превышает свое значение в набегающем на тело потоке. [c.129]

Все опубликованные в литературе экспериментальные материалы, относящиеся к измерению критических тепловых потоков в каналах с неравномерным тепловыделением, получены на трубах с непосредственным пропусканием по ним электрического тока. Нужный закон распределения д достигался соответствующим изменением толщины стенки. Такая методика эксперимента накладывает определенную о собенность на получаемые результаты. Некоторые исследователи [Л. 112, 141, 142], например, обратили внимание на то, что в случае, когда распределение удельного теплового потока характеризуется снижением д к выходному концу трубы (и, следовательно, утолщением стенки в том же направлении), зона кризиса самопроизвольно расширяется в направлении против потока теплоносителя. Это явление несомненно обусловлено спецификой методики эксперимента и его нетрудно объяснить, если вспомнить особенности кризиса теплообмена первого рода при околокритических давлениях. Рассматривая это явление (см. 5-6), мы тогда отмечали, что при / >200 кгс/см , когда <7кр не очень значительны, а коэффициенты теплоотдачи при пленочном кипении не очень малы, допустимо поддерживать длительное время на экспериментальном участке удельный тепловой поток д = дщ,. При этом вследствие теплопроводности материала трубы место возникновения кризиса теплообмена в течение нескольких секунд перемещается на значительное расстояние в направлении против потока рабочей среды. В рассматриваемом нами случае неравномерного тепловыделения, когда толщина стенки в концевых участках трубы довольно значительна (10 мм и более), процесс возрастания температуры стенки в момент возникновения кризиса у выходного конца экспериментальной трубы задерживается во времени. При этом пленочный режим кипения успевает распространиться на некоторое расстояние от конца экспериментальной трубы. Этому явлению способствует тот факт, что удельный тепловой поток возрастает от конца к середине трубы. [c.139]

Распределение температурного напора. Ввиду симметричности каналов обоих потоков и близких значений расходов теплоносителей интенсивность теплообмена по обе стороны тластины не должна разниться существенным образом. Поэтому, положим разности температур между теплоносителями и стенкой одинаковыми, равными половине общего температурного напора между теплоносителями (пренебрегая при этом термическим сопротивлением стенки). [c.129]

Справочник химика 21

Химия и химическая технология