Интенсивностью теплообмена

Построение эпюр поперечных сил и изгибающих моментов существенно упрощается при использовании дифференциальных зависимостей между интенсивностью распределенной нагрузки q, поперечной силой Qy и изгибающим моментом Мх.

ТК, Дифференциальные зависимости между интенсивностью распределенной нагрузки, поперечной силой и изгибающим моментом................................ 192

между интенсивностью распределенной нагрузки,

Между изгибающим моментом, поперечной силой и интенсивностью распределенной нагрузки существуют дифференциальные зависимости, основанные на теореме Журавского, названной по имени замечательного русского инженера-мостостроителя Д. И. Журавского (1821 — 1891). Эта теорема формулируется так: поперечная сила равна первой производной от из-гибаюирго момента по абсциссе сечения балки.

ром примере -~ = q, при х =— Мх~ Мтт, а —^- = 0. Таким образом, между изгибающим моментом, поперечной силой и интенсивностью распределенной нагрузки существуют соотношения

2. Дифференциальное уравнение относительно угла закручивания. Выведем дифференциальное уравнение, связывающее Фг с интенсивностью распределенной моментной крутильной нагрузки тг. Для этого воспользуемся уравнениями (11.12) и (1.9)в, которые запишем так:

Предельное соотноше ние между интенсивностью распределенной нагрузки р и силой р

Предельное соотношение между интенсивностью распределенной нагрузки р и силой Р дается диаграммой предельных нагрузок, состоящей из двух прямых АВ и ВС. Координаты трех точек Л, В и С этой диаграммы в зависимости от

Предельное соотношение между интенсивностью распределенной нагрузки р и интенсивностью моментов М М1

Предельное соотношение между интенсивностью распределенной нагрузки р и силой Р дается диаграммой предельных нагрузок, состоящей из двух прямых АВ и ВС. Координаты трех точек Л. В и С этой диаграммы в зависимости от отношения — приведены на чертеже

Предельное соотношение между интенсивностью распределенной нагрузки р и интенсивностью моментов М

Физическая модель исследуемого процесса изображена на рис. 5.16. Поток насыщенного пара с удельным массовым расходом G поступает в плоский канал шириной 26, заполненный проницаемой матрицей высокой теплопроводности X. Снаружи канал охлаждается потоком хладагента с температурой t ж и интенсивностью теплообмена а^ .

Распределение коэффициента теплоотдачи по высоте трубы оказывается качественно одинаковым как при электрическом, так и 'при конденсационном обогреве. Однако при электрообогреве вследствие большой тепловой нагрузки в зоне подогрева жидкость быстрее нагревается и закипает. Поэтому в этом случае область однофазного потока меньше, чем при конденсационном обогреве. Верхняя часть трубы, наоборот, при конденсационном обогреве отличается большей интенсивностью теплообмена, чем при электрическом, за счет больших тепловых потоков. В области подогрева температурные напоры между нагреваемой жидкостью и поверхностью трубы падают. В области кипения жидкости при конденсационном обогреве температурный напор увеличивается по высоте трубы. Это происходит за счет увеличения теплового потока со стороны конденсирующегося пара вследствие повышения интенсивности теплообмена конденсирующегося пара и кипящей воды. Наоборот, при электрическом обогреве вследствие повышения интенсивности теплоотдачи в области кипения жидкости температурный напор между стенкой трубы и кипящей жидкостью уменьшается. В результате указанного характера изменения местного коэффициента теплоотдачи по высоте трубы средняя теплоотдача при электрическом и паровом обогреве может приниматься практически одинаковой.

В условиях дисперсно-кольцевой структуры потока, т. е. с момента начала срыва капель с поверхности пленки, определяемого формулами (1.72) и (1.73), расчет коэффициента теплоотдачи следует вести, подставляя в формулу (8.5) действительную среднюю скорость жидкости в пленке, которая может быть во много раз меньше скорости w' . Однако, как уже отмечалось, в обогреваемых трубах из-за набухания пристенного двухфазного слоя весьма трудно точно измерить толщину пленки, а следовательно, и среднюю скорость течения в ней жидкости. В связи с этим был предложен метод, дающий возможность, минуя непосредственные измерения, найти эффективное значение скорости жидкости в пленке ауэф, которым определяются интенсивностьчтеплообмена и гидродинамическое сопротивление при дисперсно-кольцевой структуре [180]. Метод основан на гидродинамической теории теплообмена. Предполагается, что в двухфазном потоке при определенных сочетаниях режимных параметров (так же как и в однофазном) устанавливается соответствие между интенсивностью теплообмена и гидродинамическим сопротивлением. .

Изменение температуры внутренней поверхности трубы по длине находится в полном соответствии с интенсивностью теплообмена (рис. 13-12 и 13-14). В области подогрева жидкости 1, когда внутри

Анализ термомеханической нагружениости показывает, что уровень циклических упругопластических деформаций в микрообъемах детали, при неизотермическом нагружении определяется рядом факторов (формой и геометрией детали, интенсивностью теплообмена между нагретой средой и деталью, максимальной температурой среды и коэффициентом теплопередачи, неравномерностью распределения температур, а также температурным коэффициентом линейного расширения и пределом текучести), по-разному зависящих от внешних условий нагружения и нагрева.

Важно подчеркнуть, что режим термомеханического нагружения в опасных точках детали при термоциклическом нагружении определяется конструктивными особенностями детали (геометрией локальной зоны), интенсивностью теплообмена между рабочей средой и деталью, а также неравномерностью распределения температур на характерных этапах рабочего цикла и т. д.

Высокая теплопроводность и сравнительная низкая удельная теплоемкость на единицу массы приводят к тому, что в условиях активных зон реакторов, охлаждаемых жидкими металлами, температура твэлов определяется главным образом подогревом жидкого металла, а не интенсивностью теплообмена. Отношение подогрева (S/) к температурному напору Д^га (стенка—жидкость) для реакторов типа БН-600. составляет: о^/Д/а = 41 Nu/rfr Re Pr ~ 20. Поэтому температурное поле твэла и теплоносителя очень чувствительно к геометрии кассеты и всех ее элементов.

Обычно процесс кипения характеризуется высокой интенсивностью теплообмена. Однако многочисленные исследования кипения воды и других жидкостей в трубах показали, что при определенных условиях происходит резкое уменьшение теплоотдачи (вплоть до конвективных коэффициентов теплоотдачи паровой фазы).

На пленку конденсата внутри трубы воздействует поток пара, поэтому конденсат движется сверху вниз с некоторым сносом по направлению движения пара. На участках, где скорость пара мала, в нижней части сечения трубы образуется ручей жидкости, уровень которого увеличивается в направлении движения и определяется как гидравлическими условиями, так и интенсивностью теплообмена. Последняя резко изменяется по длине трубы, поскольку по ходу пара уменьшается его расход и повышается уровень жидкости.

Парогенератор АЭС с реактором «Драгон» (Англия). Для атомной установки с реактором «Драгон», отличающейся весьма высокой (по сравнению с остальными станциями с газовым охлаждением) интенсивностью теплообмена, выбраны поверхности нагрева из винтовых змеевиков, имеющие высокую компактность и тепло-напряженность.

Как известно, контактные (смесительные) теплообменники широко применяются в промышленности и энергетике (скрубберы, абсорбционные и ректификационные колонны, градирни, брызгальные бассейны и т. д.). Их широкое распространение объясняется простотой конструкции, малым расходом металла и особенно дефицитных труб, относительно большой интенсивностью теплообмена. Поэтому установка контактных теплообменников на уходящих газах для нагрева воды (т. е. контактных водяных экономайзеров) может оказаться весьма эффективным способом улучшения использования газа и к. п. д. котельных установок.