Коэффициенты плоской пластины

Рис. 10-11. Коэффициент лобового сопротивления плоской пластины.

Оби ее корреляционное соотношение для средних коэффициентов теп.юотдачи при продольном обтекании плоской пластины. В большинстве практических случаев встречаются пластины с тупой передней кромкой и высокой степенью турбулентности набегающего потока. Вследствие этого на всей длине пластины существует только турбулентный пограничный слой и не наблюдаются резкие нзменения чисел Нуссельта от значений, задаваемых (2), до значений, определяемых зависимостью (8). В [7] получена графическая корреляция экспериментальных данных по теплообмену при течении воздуха на плоской пластине при 101<Нег<10 . Как показано в [8], приведеиное ниже соотношение не только хорошо описывает данные [7], но и удовлетворительно согласуется с измеренными значениями коэффициентов теплоотдачи в широком диапазоне чисел Прандтля [c.242]

Сравнение с экспериментальными данными. Сравнение зпачений чисел Nu, рассчитанных с помощью (9), с экспериментальными результатами, полученными в [1, 12—18] по коэффициентам тепло- и массообмена при обтекании воздухом и жидкостью плоских пластин, показано на рис. 1. Поскольку существует аналогия между процессами тепло-и массообмена, числа Шервуда ЗЬ/, полученные в экспериментах по массообмену, также можно использовать для проверки уравнения (9). [c.244]

Активные методы. Механический метод интенсификации теплообмена путем удаления прогретых слоев жидкости с поверхности может увеличить теплоотдачу при вынужденной конвекции. К сожалению, необходимые для этого способа приспособления не особенно совместимы с большинством теплообменников. Недавно выпущена работа [47], в которой описана интенсификация теплообмена при течении воздуха с помощью такого метода для ламинарного режима течения вдоль плоской пластины получено десятикратное увеличение коэффициентов теплоотдачи. [c.326]

Для плоских пластин, параллельных набегающему потоку, и тел обтекаемой формы часто используется коэффициент поверхностного трения или коэффициент поверхностного сопротивления, так как в случаях таких конфигураций потери на образование вихрей обусловлены только поверхностным трением. Этот коэффициент фигурирует аналогично коэффициенту сопротивления в формуле (3.16), но он относится к полной смоченной площади поверхности. [c.52]

Рассмотрим один полуэмпирический подход к определению параметров в переходной области. Область перехода заменим одной тачкой, а в качестве условия сращивания решений для ламинарного и турбулентного режимов течения используем непрерывность изменения толщины потери импульса. Это условие является наиболее оправданным с физической точки зрения, так как изменение толщины потери импульса характеризует воздействие вязких сил и тесно связано с величиной сопротивления. В качестве примера рассмотрим обтекание плоской теплоизолированной пластины потоком несжимаемой жидкости. Интегрируя уравнение импульсов (62) от О до I, получим соотношение между коэффициентом сопротивления пластины длиной I и значени- [c.312]

Рис. 6.15. Коэффициент сопротивления плоской пластины в переходной области

Чтобы сделать этот вывод, необходимо принять во внимание тот факт, что уравнение энергии для пограничного слоя является линейным относительно температуры. Поэтому правило должно быть применимо совершенно одинаково для всех жидкостей с постоянными свойствами. Это справедливо также для турбулентного потока, и как результат все зависимости для теплообмена, найденные для низкоскоростного потока, можно сразу же иопользо вать при теплообмене в условиях большой скорости [Л. 142]. Единственно, что требуется дополнительно, — это знание коэффициента восстановления для частного слоя, откуда можно определить температуру восстановления. Для ламинарного потока пограничного слоя на плоской пластине коэффициент восстановления дается уравнением (10-7). Для турбулентного потока теоретически было выведено и варьировано для чисел Прандтля, близких к 1, следующее соотношение [c.325]

В отличие от ламинарного течения, для которого связь между коэффициентом сопротивления (или перепадом давления) и расходом жидкости определяется теоретически из решения уравнений Навье — Стокса, при турбулентном режиме такая связь может быть найдена только в том случае, если профиль скорости известен из эксперимента. Как уже указывалось в 4, профиль скорости в пограничном слое на плоской пластине прн Яд = 10 —10 (Ра =2- 10 —10 ) хорошо описывается степенной формулой с показателем 1/7, которая в выбранной системе координат имеет вид [c.351]

Здесь, в отличие от коэффициента трения пластины С/, коэффициент сопротивления трения профиля обозначается xf. Иногда еще вводят понятие о сопротивлении формы. Под коэффициентом сопротивления формы понимают разность между коэффициентом профильного сопротивления и коэффициентом трения плоской пластины, имеющей ту же поверхность, что и данное крыло ) [c.17]

Рнс. 12. Коэффициент эффективности катализаторов в реакциях нулевого (/), первого (2, 4) и второго (5) порядков, протекающих на сферической грануле (1—3) и на плоской пластине (4). [c.88]

В этом выражении коэффициент т прямо пропорционален давлению газа р и концентрации сажи с, т. е. т = крс. Это утверждение вытекает из того, что интенсивность поглощения лучистой энергии прямо пропорциональна числу сажевых частичек в рассматриваемом объеме. Последнее же пропорционально концентрации сажи в камере сгорания. В свою очередь длина луча между двумя бесконечно протяженными плоскими пластинами (к чему, как отмечалось, можно свести расчетную схему лучистого теплообмена в цилиндре ДВС) I = 1,8 ,, где я, — расстояние между поршнем и крышкой цилиндра. [c.76]

Требуется рассчитать кривую распределения скоростей напряжения трения у стенки и коэффициент трения для установившегося ламинарного потока через канал, образованный двумя параллельными плоскими пластинами. Введите гидравлический диаметр в выражение для коэффициента трения [заметим, что постоянная в этом выражении отличается от постоянной в уравнении (6-49)]. [c.211]

Вычислите коэффициенты локального теплообмена для турбулентного пограничного слоя вдоль плоской пластины, предполагая, что разность температур между потоком и поверхностью увелич вается линейно с расстоянием от переднего края. [c.287]

Для потока с постоянными свойствами в ламинарном пограничном слое вдоль плоской пластины коэффициент теплообмена может быть выра.жер следующим соотношением [см. уравнение (7-14)1 [c.314]

Локальный коэффициент трения для турбулентного потока на плоской пластине находится из решения Блазиуса [c.337]

Рис. 10-19. Коэффициенты теплового восста-20° новления для плоской пластины, шара и поперечного кольцевого цилиндра в свободном молекулярном потоке [Л. 368].

В критерий Био может входить любой из коэффициентов массоотдачи Рр, рр, Р . При этом производная равновесной зависимости (рп) [или (рп) (х)] должна соответствовать выбранному коэффициенту массоотдачи. В качестве линейного размера / в случае частиц в форме плоской пластины используют половину толщины пластины, а в случае цилиндра или щара-их радиус. [c.242]

В действительных условиях коэффициент прилипания / < 1, поэтому быстрота откачки будет меньше расчетной по формуле (198) уменьшение приблизительно пропорционально уменьшению величины / по сравнению с единицей. Точных данных по коэффициенту / нет, при температуре = 20° К для азота / = 0,4- - -0,9. При определении размера поверхности насоса необходимо также учитывать коэффициент захвата А, характеризующий вероятность попадания молекулы во входное отверстие насоса. Для двух параллельных плоских пластин Л = /, для насосов со сложными геометрическими поверхностями значения А зависят от конструктивных форм. На рис. 132 представлены схемы трех вариантов геометрической формы криогенных насосов с экранированием холодной поверхности Т = 20° К. [c.257]

Коэффициент восстановления температуры г является мерой эффективности процесса нагревания пограничного слоя и в значительной степени зависит от числа Прандтля в соответствии с тем или иным сформировавшимся режимом течения. Для плоской пластины (давление вдоль поверхности постоянно) коэффициент восстановления температуры может быть определен из следующего выражения [c.75]

Сравнение точных значений диффузионных потоков, вычисленных по уравнению Стефана — Максвелла (2.85), с приближенными их значениями по уравнению (2.104) в широком диапазоне изменения бинарных коэффициентов диффузии показывает, -что высокая точность расчета при помощи линеаризованного уравнения диффузии (2.102) достигается в том случае, когда практические коэффициенты диффузии или элементы матрицы [О] определяются на основе среднеарифметических концентраций компонентов по длине пути диффузии [28]. Аналогичный вывод получен при сравнении результатов расчета нестационарной диффузии по уравнению (2.103) для потока, текущего на плоской пластине, пои точ- ном решении данного уравнения, или в условиях его линеаризации [29]. [c.62]

Уравнения (111.23)—(111.25) пригодны также для описания систем, состоящих из непористых гранул катализатора, свободно насыпанных плоским слоем при течении реагента через слой снизу вверх. Эффективный коэффициент диффузии определяется для слоя частиц. Для плоской пластины при двустороннем контакте с реагентом размер Ь принимается равным половине толщины. [c.135]

Рис. IV-2. Завпсимость коэффициента эффективности от модуля Ф , [272] (кинетика типа I плоская пластина, различные значения

В гл. III отмечалось, что независимо от способа выражения коэффициента эффективности математический анализ существенно упрощается, если исходить из того, что катализатор имеет форму плоской пластины. Это положение остается верным несмотря на то, что форма гранул реальных катализаторов в большинстве случаев ближе к сферической, чем к плоской пластине. [c.186]

Рис. 1У-6. Коэффициенты эффективности для сферической гранулы и плоской пластины при различных значениях Л -рд [172].

При одном и том же значении Фь коэффициент эффективности всегда выше в случае плоской пластины по сравнению со сферической гранулой. Максимальные расхождения значений г для двух сравниваемых случаев в зависимости от Кр ., 5 приведены ниже (они относятся к диапазону Фь от ОД до 2,0) [c.188]

В Примере IV.3 найдены Фь = 0,111 и КрА, = —0,965. Из рис. 14-2, относящегося к плоской пластине, следует, что Лпл = = 0,5. Реальная же форма гранулы может быть ближе к сферической. Из рис. 1У-6 следует, что вышеприведенное значение т)пл лишь незначительно (не более чем на 15%) превышает коэффициент эффективности т)сф, вычисленный для сферической гранулы. [c.188]

Влияние распределения те.ипературы. стенка. До сих пор рассматривалась только плоская пластина с постоянной температурой поверхности. Вообще говоря, температура поверхности Т , л ) может быть произвольной функцией X. В том случае, когда Та,(л ) есть степенная функция х, существует автомодельное реншние [74]. В частности, при тепловой поток на поверхиости оказывается постоянным. Поэтому для коэффициента трения можно в этом случае получить формулу, аналогичную (179), [c.115]

Эффекты более высокого порядка. Теория пограничного слоя Прандтля позволяет получить асимптотическое решение, справедливое в пределе Ке .- -оо. Практически формула (177) и аналогичные ей применимы для значений КСд >10 . Для получения решения в области меньших чисел Рсйнольдса необходимо использовать теорию пограничного слоя более высокого порядка 86]. При обтекании плоской пластины наиболее существенные поправки теории Прандтля относятся к области течения вблизи передней кромки. В теории Прандтля бесконечная и конечная плоские пластины никак не различаются. Теория же высшего порядка позволяет получить следующее выражение для коэффициента трения пластины конечной длины [88] [c.115]

Пограничный слой на плоской пластине является автомодельным и в том случае, когда число Прандтля и показатель степени м отличны от единицы. Однако уравнения движения и энергии оказываются взаимосвязанными и совместное решение возможно лишь численными методами. Результаты расчетов Брай-нерда и Эммонса, Крокко, Копа и Хартри ) показывают, что и в общем случае равновесная температура определяется соотно-шеннем (52). Коэффициент трения на пластине хорошо описывается приближенной формулой Янга [c.298]

Следующее выражение для наклонных цилиндров (с изолированными поверхностями торцов) для режимов тонких пограничных слоев (l0 основе соотношения (56) для горизонтальных цилиндров и соот-нощения (21) для вертикальных плоских пластин, которые ис1юльзовались как аснмп готические, причем ft os О заменяет f> в (56) и (21) и коэффициент 0,559 заменяет 0,497 в (21), [c.290]

Точные решения исключительно сложны, ио оказалось возможным дать ряд приближенных решений, сравнительно легко приложимых для практических задач. Например, если требуется сконструировать трубную решетку для восприятия больпюй разности давлений, такую решетку обычно вваривают в кожух теплообменника. Хотя при этом запас прочности решетки возрастает, по эффект защемления невелик, так как толищна решетки значительно больше толщины стенки кожуха. В этом случае напряжение в трубной решетке можно аппроксимировать равенством (7.2) для свободно опертой плоской пластины, видоизменив его для учета концентрации напряжений вблизи отверстий и уменьшения поперечного сечения пластины, вызванного удалением материала из отверстий. При использовании равенства (7.2) представляется очевидным, что напряжение в трубной решетке не просто прямо пропорционально разности давлений и квадрату отношения ее радиуса к толщине, но является также функцией отношения шага отверстий к их диаметру. Коэффициент концентрации напряжений для небольших, далеко отстоящих друг от друга отверстий равен приблизительно трем, однако он снижается с увеличением отношения диаметра отверстий к шагу. Изменение этого коэффициента в большой степени снижает выигрыш от уменьшения эффективной площади сечения, когда отношение диаметра отверстий к шагу возрастает приблизительно до 0,5. Дальнейшее увеличение диаметра отверстий вызывает быстрое возрастание напряжений. Удобный способ определения максимальных напряжений основан на использовании графика рис. П6.2, который был построен в соответствии с нормами ASME для паровых котлов по единой кривой можно определить влияние коэффициента концентрации напряжений и потерю металла в отверстиях. [c.144]

Для материала в виде плоских пластин можно принять, что влага перемещается в нем только в одном направлении (например, по оси. г), т. е. свести уравнение к одномерной задаче. С целью дальнейшего упрощения решения можно принять также, что коэффициент влагопроводности не-зависит от влажности материала (D == onst) и пренебречь термовлаго-проводностью для конвективной сушки. Тогда уравнение (XV,59) значительно упростится [c.613]

Конструкция набивки радиаторов для тяжелых транспортных дизелей характеризуется, как правило, водяными (масляными) трубками шириной 17,5 мм и толщиной 2,5 мм, установленными в ша матн01м порядке с зазором между последующими рядами трубок 2,5—3,0 мм и шагом по фронту 8 мм. Поперек трубок на расстоянии 3 мм друг от друга расположены плоские пластины оребрения. При протекании охлаждающего воздуха по таким каналам коэффициент его теплоотдачи увеличивается, так как образуются вихри при последующих обтеканиях трубки, а также вихри, возникающие вследствие периодического расширения и сужения потока воздуха при прохождении каждого ряда трубок. Образование вихрей, продольных и поперечных пульсаций скорости воздуха в этих каналах, увеличение турбулентной проводим ости вд и удельного теплового потока д в пристенном слое, а следовательно, и коэффициента теплоотдачи 26 [c.26]

Куйкен [19] рассмотрел неизотермические вертикальные цилиндры и конусы с закрытым основанием, когда температура поверхности изменяется по закону to — tao = Nx . Решение при различных числах Прандтля получено разложением в степенные ряды. Исследовано также условие постоянной плотности теплового потока на поверхности. Найдено, что температура поверхности цилиндра ниже, чем плоской пластины, что указывает на более высокий коэффициент теплоотдачи. Избыточная [c.187]

Не существует различия между температурным и эн-тальпийным коэффициентами восстановления до тех пор, пока теплоемкость может быть принята постоянной. Коэффициенты восстановления, вычисленные таким образом, находятся также в хорошем согласии с измеренными величинами. Для ламинарного. воздушного потока при средних температурах коэффициент восстановления равен 0,84. В турбулентном потоке пограничного слоя воздуха на плоской пластине была измерена величина 0,88. В переходной области между ламинарным и турбулентным пограничными слоями коэффициент восстановления возрастает от величины 0,84 до пика и затем уменьшается до турбулентной величины 0,88 (рис. 10-2). [c.331]

Рис. 10-23. Коэффициент босстзноб-ления температуры для ламинарного потока пограничного слоя на плоской пластине с выдуванием и и вЬасыванием.

Рис. 10-23. Коэффициент босстзноб-ления температуры для <a href="/info/1525267">ламинарного потока пограничного слоя</a> на <a href="/info/131181">плоской пластине</a> с выдуванием и и вЬасыванием.

Изложенная теория коэффициента перемешивания может быть обобщена на каналы с пористыми стенками другой геометрии. Для толщины пограничного слоя с оттоком через стенки были получены аналогичные формулам (3.125), (3.127) выражения для случая, когда канал высокого давления диффузионного делителя представляет собой щель между параллельными пористыми пластинами или кольцевой зазор между коаксиальными цилиндрическими пористыми фильтрами, а также для случая, когда одна из стенок сплошная. Тогда d в формуле (3.125) приобретает смысл гидравлического диаметра, числа S , Sh(x), Nu(x) и Re(x) относятся к этому гидравлическому диаметру, причем их показатели степени остаются прежними, а численный множитель 0,046 изменяется. В частности, введение гладкой сплошной пластины в середину щели между параллельными пористыми пластинами или гладкой сплошной цилиндрической трубки внутрь цилиндрического пористого фильтра уменьшает толщин) пограничного слоя 6(x) почти вдвое. Однако это улучшение условий перемешивания достигается ценой увеличения потерь на трение вследствие сужения канала. Результаты экспериментов ио теплопередаче с оттоком через стенку [3.164], проведенных для плоской пластины (Веролле и др.) и кольцевого канала (Шове и Дюма), показывают, что толщина пограничного слоя выражается формулой, аналогичной (3.125). [c.102]

Тинклер и Метцнер [335], а также Вейсц и Хикс [376] в своих работах приводят семейства кривых, которые связывают коэффициент эффективности или максимальное увеличение температуры с другими параметрами. Рассмотрены [335] необратимые реакции первого и второго порядков на сферической грануле и реакция первого порядка на полубесконечной плоской пластине. [c.163]

Справочник химика 21

Химия и химическая технология