Методы определения температур поверхности теплообмена

В связи с тем, что при интенсивном перемешивании кипящего слоя свойства его по объему становятся более или менее однородными, можно перенос тепла в пределах слоя характеризовать величиной виртуального коэффициента теплопроводности подобно тому, как это делалось в отношении барботируемой жидкости (см. гл. Vni). Необходимо подчеркнуть, что эта величина характеризует и лучистый теплообмен между частицами кипящего слоя (на что обращалось внимание выше), поскольку экспериментально ее находят путем определения точными методами градиента температур вдали от поверхности слоя. Может быть проведена аналогия между виртуальным коэффициентом теплопроводности и коэффициентом молекулярной теплопроводности [322]. [c.483]

Описанный выше подход о восстановлении поля температуры по данным Коши для уравнения Лапласа (или Фурье), заданным на части границы области, в принципе решает задачу. Но дело в том, что получить данные о распределении температуры на доступной для измерений части поверхности сравнительно просто, а вот определение на этом же участке поверхности градиента температурь по направлению нормали к поверхности во многих случаях встречается с весьма большими трудностями. Градиент температуры известен (равен нулю), когда теплообмен между элементом и окру-жащей средой отсутствует. В противном случае градиент температуры подлежит определению. Вычислить его из условий теплообмена с внешней средой не удается, так как значение относительного коэффициента теплообмена в большинстве случаев неизвестно. При этом применяют метод рассверловки ступенчатых отверстий с установкой на уступах термопар. Тогда определение температуры на некоторой глубине под поверхностью и вычисление по этим данным градиента температуры вносит трудно поддающуюся оценке погрешность из-за изменения граничных условий в местах рассверловки. Кроме того, при большом количестве точек измерений рассверловка - крайне нежелательная операция, а в некоторых случаях и недопустимая. Таким образом, использование информации о температуре и ее нормальной производной для определения поля температуры в области элемента представляется нецелесообразным. [c.83]

Так, применительно к процессу разделения технологического газа в производстве аммиака показано [238], что габариты абсорбера, поверхность теплообменной аппаратуры уменьшаются, если повысить температуру жидкости. Как видно из рис. 7.1, существенный эффект для процесса, проводимого в адиабатических условиях, достигается при повышении температуры уже на 10—15 °С (в зависимости от конечной степени использования хемосорбента) по сравнению с обычно используемой в практике проектирования (метод высокотемпературной абсорбции). Данные, приведенные на рис. 7.1, получены на основе метода локальной оптимизации при определенных ограничениях (постоянная производительность по газу в жидкости, концентрация хемосорбента, давление и др.) зависимость степени извлечения СОг от температуры получена численным методом на основе моделирующего алгоритма по программе ABS (см. разд. 6.5). [c.196]

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]

Поскольку каталитические реакции обычно связаны с выделением или поглощением теплоты и оптимальный режим требует определенного изменения соотношения между температурой и составом реакционной смеси, катализатор располагается либо отдельными слоями, между которыми размещается теплообменная аппаратура, смесительные и распределительные устройства, либо. 3 трубках, число которых достигает десятков тысяч штук, либо другим каким-нибудь способом. Все это приводит к весьма сложным малонадежным и дорогим конструкциям. Так, на долю катализатора в современном реакторе для производства 1000 т/сут серной кислоты приходится всего 5—8% от объема аппарата реактор содержит пять слоев катализатора, имеет теплообменную аппаратуру из высококачественных сталей с поверхностью 20—35 тыс. м , а масса металла равна 1300 т. Таким образом, развитие традиционных методов реализации каталитических процессов и соответст- [c.258]

Сущность метода состоит в следующем. К образцу, на всех поверхностях которого поддерживаются адиабатные условия (исключающие теплообмен с окружающей средой), периодически или непрерывно подводится точно определенное количество тепла и регистрируется вызванное этим изменение температуры. Расчетная формула метода [c.58]

Расчет тепловой изоляции.. Для определения величины тепловых потерь или снижения температуры теплоносителя в теплообменном аппарате, а также для определения температуры поверхности изоляционного слоя и его оптимальной толщины существуют различные методы расчета, основанные на законах передачи тепла через многослойную стенку. При проектировании тепловой изоляции необходимо учитывать экономические факторы (стоимость одной мегакалории тепла, стоимость изоляционной конструкции, эксплуатационные расходы), имеющие важное значение при выборе изоляционного материала и толщины слоя изоляции [Л. 60]. [c.192]

Завершая краткий обзор методов определения коэффициентов теплоотдачи межу текучими теплоносителями и теплообменными поверхностями, следует отметить два обстоятельств а, Во-первых, существуют еще много видов конвективной теплоотдачи, расчетные соотношения для которых имеют структуру, аналогичную приведенным выше (теплообмен в змеевиках, теплоотдача от оребренных поверхностей, от наружных поверхностей пучков труб при сложном обтекании, от поверхностей пластинчатых теплообменных аппаратов, теплообмен поверхностей с потоками неньютоновских жидкостей, теплообмен при непосредственном соприкосновении несмешивающихся теплоносителей и т. п.) и приводятся в литературе по теплообмену. Во-вторых, определение коэффициентов теплоотдачи для соответствующих конкретных условий хоть и представляет собой одну из наиболее сложных и разнообразных задач анализа процессов теплообмена, но не является единственным этапом расчета. После вычисления значений а для конкретных видов взаимодействия теплоносителя с теплообенной поверхностью, как правило, проводится дальнейший расчет, имеющий целью определение величины необходимой поверхности теплообмена для передачи заданного количества теплоты (проектный вариант расчета). При известной величине теплообменной поверхности определяются конечные температуры теплоносителей (поверочный вариант расчета). Расходы обменивающихся теплотой теплоносителей и их теплофизические свойства обычно бывают предварительно известны. [c.264]

Имеющиеся методы расчета теплового баланса факела пламени позволяют рассчитать лучистый теплообмен в зоне пожара на основе различных моделей. Однако, имея в виду конечную цель — определение результирующего излучения, - целесообразно использовать для решения метод сальдо. Этот метод позволяет относительно просто описать теплообмен как перенос теплоты между излучающей поверхностью факела и тепловоспринимающей поверхностью пены в однородной изотермической среде продуктов сгорания. При этом, учитьюая собственное излучение продуктов сгорания, температуру поверхности факела необходимо исчислять с учетом тепло-потерь на нагрев газообразных продуктов (при условии, что расчет ведется по уравнениям полного сгорания). [c.51]

Рассмотрим сначала случай, когда температура поверхности — заданная функция X. При таком типе граничных условий для потока жидкости совершенно безразлично наличие излучения, так как она не поглощает и теплообмен излучением не меняет температуры поверхности пластины Т х). Таким образом, в условиях заданной температуры поверхности стенки взаимодействия между двумя видами теплообмена не происходит. Локальные значения конвективных коэффициентов теплоотдачи (или конвективного числа Нуссельта) могут быть определены, как и теплоотдача, излучением [30, 31]. Положение совершенно меняется для задачи, в которой задан тепловой поток через единицу поверхности пластины как функция х. При этом также существуют стандартные методы для определения конвективного числа Нуссельта в соответствии с заданным qw x). Однако в присутствии излучения распределение теплового потока вдоль поверхности пластины, омываемой потоком жидкости, может заметно отличаться от заданного. Это происходит потому, что часть теплового потока уходит с поверхности пластины в виде излучения. Количество же этой энергии будет меняться в зависимости от координаты х. Таким обра- [c.29]

При определении а необходимо учитывать возмонсные потери тепла, что очень часто представляет серьезную проблему. Прямое измерение температуры стенки также вызывает ряд трудностей. При заделке термопар в пазы на теплообменной поверхности возникает неизбежное в большей или меньшей степени искажение температурного поля. При таком методе трудно избежать также местного искажения геометрической формы поверхности, что особенно существенно должно сказаться при измерении теплоотдачи к пленке толщиной порядка десятых долей миллиметра. [c.155]

Решение уравнений теплопроводности при теплообмене в среде с переменной температурой позволило создать ряд методов. Во-первых, это методы при теплообмене в среде с линейно изменяющейся температурой. Основным элементом в данных методах является задатчик линейно изменяющегося потенциала. Принцип регулирования линейного закона температуры среды (или поверхности образца) не отличается от принципов поддержания постоянной температуры рассматриваемого объекта. В квазистационарном (регулярном) режиме при линейном нагреве с заданной точностью существует простая взаимосвязь между скоростью нагревания и величиной теплового потока, что и является основой для расчета ТФХ. Как и для случая теплообмена тел в среде постоянной температуры, в данных условиях теплообмена существуют сравнительные методы комплексного определения ТФХ. Во-вторых, это методы температурных волн, где температура является гармонической функцией времени. При таких условиях нагрева но истечении большого промежутка времени в теле устанавливается регулярный тепловой режим, характеризующийся тем, что изменение температур в каждой точке тела будет происходить по закону простого гармонического колебания с определенной амплитудой и фазой. Детальное описание экспериментальных схем, реализующих метод температурных волн, приведено в [221]. Данные лштоды позволяют исследовать температурные зависимости ТФХ. [c.202]

Трехпоточный теплообменник (A= onst, onst). Определение среднеинтегральной разности температур для трехпоточных теплообменников является значительно более сложной задачей по сравнению с двухпоточными теплообменными аппаратами. Искомые значения среднеинтегральных температурных напоров между каждой парой потоков зависят от соотнощений расходов, поверхностей, коэффициентов теплоотдачи и, что самое важное, от типа теплообменного аппарата. Другими словами, при прочих равных условиях применительно к каждой конструкции теплообменника метод расчета ДГ должен быть индивидуальным. [c.57]

Справочник химика 21

Химия и химическая технология