Теплообменник распределение температур по длине

Рис. УП-5. Распределение температуры теплоносителей по длине теплообменника а—при прямотоке б-при противотоке (к примеру УП. 2).

Рис. 15. Схема распределения температур по длине теплообменника.

Упрощенный метод. При определении динамической характеристики объекта с распределенными параметрами необходимо выполнить трудоемкие расчеты. С точки зрения инженерной практики представляет интерес только вопрос о том, при каких условиях может быть достигнута требуемая точность, если выбрать схему с сосредоточенными параметрами и использовать при расчете линейную модель. Мозли, изучавший динамику теплообменника, состоящего из концентрических труб, показал, что отношение выходной температуры некоторой жидкости к входной температуре другой жидкости может быть аппроксимировано выражением, соответствующим динамической характеристике статического звена первого порядка. Эта аппроксимация пригодна в интервале частот, для которого истинный сдвиг фаз составляет до 180°. При более высоких частотах аппроксимация быстро ухудшается. Следует отметить, что для частного-исследования теплообменника отношение длины к объему составляло 71 м1м Так как для многих промышленных теплообменников справедливо аналогичное отношение, то метод приближения при помощи схемы с сосредоточенными параметрами имеет важное значение. [c.236]

Рис. 3.10. Влияние структуры потока нз характер распределения температуры по длине теплообменника

Типичные распределения температуры. Средняя эффективная разность температур двух потоков теплоносителя в теплообменнике зависит от его геометрии и конфигурации канала для теплоносителя. Основные соотношения можно получить с помощью кривых, приведенных на рис. 4.1 для нескольких идеализированных случаев, что позволяет до некоторой степени уяснить сущность основной проблемы. Заметим, что в каждом примере распределение температуры в теплообменнике представляется в виде функции расстояния от входа для холодного теплоносителя. Во всех случаях предполагается, что площадь поверхности теплообмена на единицу длины постоянна для всего теплообменника и что коэффициенты теплоотдачи не зависят от осевого положения, т. е. местной температуры теплоносителя. [c.72]

Г. Поверочный расчет теплообменников осуществляется следующим образом при малом изменении разности температур вдоль поверхности теплообмена (при Д/б/А м<2) в приближении линейного распределения температур по длине и при известных величинах F, W2, ис- [c.91]

Пример VII. 2. Найти закон распределения температуры по длине теплообменника, состоящего из 37 труб диаметром 38/33 мм и длиной I = А м. В теплообменник поступает 01 = 2000/сг/ч раствора при температуре 20° С. Нагревание производят горячей жидкостью, расход которой 02 = 3000 кг/ч, начальная температура 90° С коэффициент теплопередачи к = 450 вт1 (м -град) удельная теплоемкость холодного раствора С = 5500 дж/(кг-град), а греющей жидкости С2 = 3800 дж кг-град). Изменение температуры определить как при прямотоке, так и при противотоке. [c.198]

При изменении температуры одного из теплоносителей (возмущению по Т или Г2) закономерности нового распределения температур по длине теплообменника устанавливаются с учетом схемы движения потоков, что отражено в табл. 3.2 (возмущение по Т1). [c.126]

Распределение температур при прямотоке по длине теплообменника получаем, определив значения / и при различных значениях длины I [c.199]

В заключение отметим, что рассмотренный метод ограничен условием постоянства температуры стенки трубок теплообменника. В действительности температура Т , изменяется по длине трубок. Для ее определения необходимо решать внешнюю тепловую задачу, т. е. определять распределение температуры [c.430]

В отличие от обычных теплообменников в реакционных аппаратах целесообразен прямоток между реагирующими веществами и хладагентом (или теплоносителем). Как известно, при прямотоке в теплообменнике наибольший тепловой поток наблюдается в его начале, где имеется максимальная разность температур, и наименьший — в конце, что находится в соответствии с падающим тепловым режимом по длине реактора. В контактных аппаратах иногда применяют двойные теплообменные трубки, обеспечивающие равномерное распределение температуры в аппарате. В установках большой мощности [c.270]

Трубчатый реактор. Рассмотрим проточный трубчатый реактор с теплообменником системы труба в трубе . Распределение температуры в реакционной зоне по длине реактора схематически представлено на рис. 1У-47. [c.354]

Затем по приведенным моделям рассчитьшалось распределение температуры хладоагента по длине теплообменника. Результаты представлены на рис. 5.6. [c.199]

Простейший вид распределения температуры изображен на рис. 4.1, а. Он реализуется в теплообменнике с идеальным противотоком теплоносителей, в котором прирост температуры холодного теплоносителя равен потерям температуры горячего таким образом, разность температур двух теплоносителей постоянна по всей длине канала. В остальных примерах рассматриваются более сложные случаи, так как с изменением разности температур изменяется тепловой поток. Вследствие этого изменяется и наклон кривых температуры теплоносителей в зависимости от расстояния до входа. Этот эффект особенно заметно проявляется во втором идеализированном случае, когда температура поверхности теплообмена постоянна независимо от расстояния до входа теплоносителя, что обычно является типичным условием работы конденсаторов. Температура холодного теплоносителя сначала быстро растет вблизи входа, затем рост постепенно замедляется с уменьшением разности температур между теплоносителями, сопровождающимся уменьшением плотности теплового потока. Подобный эффект можно наблюдать в типичном случае распределения температур для котельной установки (см. рис. 4.1, в). В прямоточных и проти-воточных теплообменниках (см. рис. 4.1, г и д) меняется не только разность [c.72]

На фиг. 16 показана типичная диаграмма распределения температур по поперечному сечению трехпоточного теплообменника. В этих условиях теплообмен с потоком 3 будет менее интенсивным, чем с потоком 2, и поэтому изменение температуры На единицу длины в потоке 3 будет меньше, чем в потоке 2. [c.213]

Задача определения среднего по поверхности температурного напора в многопоточных теплообменниках значительно усложняется. Здесь распределение температур по длине аппарата зависит от числа потоков и соотношения их водяных эквивалентов, от соотношения коэффициентов теплоотдачи и температур потоков на концах теплообменника, а также от геометрических размеров и соотношения поверхностей, через которые происходит [c.289]

Фиг. 1.12. Три случая распределения температур по длине противоточного теплообменника.

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]

Чтобы проиллюстрировать большое значение равномерного распределения, рассмотрим распределение потоков между двумя блоками для случая противотока. Отношение массовых расходов г и разность предельных значений температуры А Г считаем известными. Допустим, что удельная теплоемкость Ср обоих потоков и коэффициент теплопередачи к не зависят от температуры газа. Тогда изменение температурного напора по длине теплообменника при г Ф 1 будет учитываться средним логарифмическим температурным напором ЬТ . Количество тепла, переданного на единицу массового расхода потока У, равно Поверхность теплообмена X к X = p Ty. [c.238]

Традиционные методы расчета многоходовых по трубному пространству теплообменных аппаратов связаны с введением коэффициентов противоточности и поправочных коэффициентов на используемые в расчетах средние температуры. Однако такой подход не может быть применен для целого ряда теплообменных аппаратов, в том числе и для поверхностных теплообменников-конденсаторов парогазовых смесей. Это связано с тем, что разработанная математическая модель (3.2.20), учитывающая сложные термодиффузионные процессы, проходящие в аппарате, требует при своей реализации более точных расчетных методов. Корректность выполнения проектных и поверочных расчетов теплообменников-конденсаторов зависит от эффективности и точности вычисления параметров состояния теплоносителей, имеющих значительную распределенность по длине аппарата и по тракту хладагента. [c.105]

Для распределения потерь холода по длине теплообменника каждым потоком в зависимости от изменения температуры может быть принят закон трапеции (рис. 22). [c.293]

Системы обогрева поверхностей функционируют обычно при температурах воды от 35 С до 45 С. В качестве источника тепла используется, например, тепло из возвратных систем отопления, тепло отводимое из различных производственных процессов, тепловых насосов и пр Через теплообменники тепло передается в подсоединенные к ним замкнутые системы обогрева поверхностей (рис. 2 53) Температурные датчики, установленные непосредственно под обогреваемой поверхностью, поддерживают ее температуру на заданном уровне. При этом должен соблюдаться основной принцип, чтобы все змеевики от одной и той же распределительной трубы в системе имели одинаковую длину, что обеспечивает равномерное распределение тепла без использования дроссельных вентилей. В случае больших поверхностей обогрева, где имеется несколько распределительных труб, устойчивость систем обеспечивается путем поддержания величины падения давления в змеевиках, распределительных и магистральных трубах. Система обогрева поверхностей может быть рассчитана на мощность от нескольких м до 500 м. Требуемая мощность зависит не только от климатической зоны расположения объекта, но и от назначения системы обогрева. [c.75]

Термическая сушка осадков производится па сушильных установках, состоянщх из сушильного аппарата (сушилки) и вспомогательного оборудования (теплообменника, транспортных линий, циклопов, скрубберов, бункеров и т. д.). Наибольшее распространение получили барабанные сушилки диаметром 1—3.5 м, длиной 4—27 м. В сушильный бапабан подаются топочные тазы с температурой 500—ЗОО С и обезвоженный осадок. Осадок двигается вдоль барабана за счет его установки с угло.м наклона 3—4°. Для равномерного распределения осадка внутри сушильного барабана [c.222]

Распределение теплопритоков по длине аппарата с достаточной точностью можно определять с помощью так называемого правила трапеции, в соответствии с которым теплопритоки из окружающей среды в рассматриваемом сечении теплообменника пропорциональны разности температур потока в этом сечении и окружающей среды (рис. 2.55). В связи с тем, что площадь трапеции, как это очевидно, равна значению 9уд, исходя из чисто геометрических соображений, нетрудно вычислить значения Ст и Сх, которые соответствуют плотности теплопритоков dq jdT, [c.109]

Пример Х-2. Моделирование жидко-жидкостного противоточного теплообменника . В гл. IX была построена модель жидкожидкостного теплообменника типа труба в трубе при стационарном течении процесса. При решении уравнений модели находили распределение температуры по длине теплообменника при изменении его геометрических и технологических параметров. [c.224]

Предположим, что входные величины Гвдо наро меняются произвольно во времени, а расходы жидкости, поступающей в теплообменник, изменяются во времени так, как показано на рис. Х-14. Решая уравнения модели при указанных изменениях входных параметров, можно получить распределение температур по длине теплообменника в наружной и внутренней трубах и определить, достигается ли требуемая степень охлаждения (нагревания) или нет. [c.227]

Рассмотрим теперь другой случай, когда перегородки в секции, изображенной на рис. 11.13, убраны и трубы имеют небольшую длину, так что газ, проходящий через ряд труб, можно считать хорошо перемешанным. Такая модель существенно отличается от модели, изложенной выше, и отличается также от модели теплообменника 1—2. В модели теплообменника 1—2 однородное по поперечному сечению раапре-деление температуры изменяется по длине трубы. В рассматриваемо1м случае распределение температуры газа в поперечном сечении изменяется от ряда к ряду труб и легко (видеть, что температурный напор в значительной степени зависит от того, происходит ли перемешивание одного, обоих пото ков или отсутствует с01всем. [c.407]

Такое расположение может быть совершенно неудовлетворительным, если один из обратных (нагреваемых) теплоносителей значительно холоднее другого. На рйс. 12.11 показано распределение температур теплоносителей по длине такого теплообменника, в котором W значительно больше, чем wв, а t l существенно меньше, чем tвl. Заметим, что теплоноситель А нагревает теплоноситель С до такой степени, что Тл2 становится меньше, чем tвl В таком теплообменнике на части поверхности тепло в действительности пе- - редается от обратного теплоносителя ко шта Ь теплоносителю А и часть от [c.436]

Конструкция теплообменного элемента в значительной мере зависит от температур плавления разделяемой смеси и ее компонентов. При очистке веществ с температурой плавления выше комнатной [342] теп-лообмепник чаще всего представляет собой металлическую трубу с неравномерной электрической нагревающей обмоткой. Длина такого теплообменника, число витков обмотки и их распределение по длине теплообменника зависят от требуемого температурного градиента. Обычно длина теплообменника составляет 300—700 мм при длине колонки 1000—2000 мм. [c.254]

Для оценки структуры потока нахреваемой в теплообменнике жидкости экспериментально снималась С-кривая отклика системы (рис. 11-13), по которой были рассчитаны параметры ячеечной и диффузионной модели л=3 и / ь=3,54-10 м /с. Затем по приведенным моделям рассчитывалось распределение температуры хладоагента по длине теплообменника. Результаты представлены на рис. УП-14. Они свидетельствуют о значительном разбросе температур, получаемом для различных моделей. Так, модель идеального вытеснения дает завышенные температуры (02к= 112 С), а модель полного смешения — заниженные (02к=1ОО°С). Более реальный характер изменения температуры по теплообменнику отражается ячеечной и диффузионной моделями (02к=1О7°С). Причем конечные тем1пературы, полученные по данным моделям, практически совпадают тем не менее профили температуры различаются существенно. Различие конечных температур, даваемых моделью идеального вытеснения и диффузионной моделью, составляет 5°С (около 5%), что существенно при расчетах теплообменников. Еще большее различие дают модели вытеснения и полного смешения хладоагента. [c.260]

О. Кожухотрубиая конструкция ТЕМА J (разделяющиеся потоки теплоносителя). Разделение потока теплоносителя в межтрубном пространстве (в кожухе) обычно применяется для обеспечения малых перепадов давления. Поскольку одна половина потока теплоносителя проходит лишь половину возможной длины пути, то перепад давлений в межтрубном пространстве такого теплообменника составит всего лишь примерно 1/8 соответствующего перепада давлений в теплообменнике типа ТЕМА Е. Эскиз распределений потоков в таком теплообменнике показан на рис. 9. Отметим, что вход теплоносителя но схеме показан через один патрубок (обычно применяемая компоновка) и что температуры теплоносителя на выходе из двух половин теплообменника не будут одинаковыми. В расчете аппарата используется средняя после смешения указанных потоков температура. Следовательно, если два аппарата с кожухами типа J установлены последовательно и для их расчета используется уравнение (8), то корпуса аппаратов нужно соединить так, чтобы подача теплоносителя во второй аппарат вновь осуществлялась через один патрубок,— вариант довольно неудобный с точки зрения компоновки трубопроводов. Если же вход во второй аппарат осуществляется по двум патрубкам, подсоединенным к двум выходным патрубкам первого аппарата, то соотношения для ДТ д нельзя использовать непосредственно, так как они могут дать ненадежные результаты. Анализ ДГ для аппаратов с кожухами типа J обобщен в [47]. [c.46]

Значительного успеха в препаративном фракционировании достигли Кеньон и сотр. [36а]. Эти авторы увеличили масштаб фракционировапия по методу Френсиса с сотр. [37[ и Хенри [33], т. е. разделения на фракции образца полиэтилена весом около 450 г. Примененная ими колонка из нержавеющей стали с целитом в качестве носителя имела диаметр 10 см и длину около 6 м. Температуру работающей колонки в области 25—137° регулировали с помощью теплообменника типа Агос1ог . Полимер избирательно наносили па целит путем охлаждения со строго определенной скоростью. Элюирующие жидкости прокачивали через колонку иод давлением до 14 кПсм , для выделения каждой фракции использовали почти 19 л элюирующей смеси. Кривая интегрального распределения по молекулярным весам, построенная по данным фракционирований 450 г полимера, весьма удовлетворительно согласовывалась с данными лабораторного фракционирования образца весом 1,2 г. [c.75]

Справочник химика 21

Химия и химическая технология