Вывоз мусора: musor.com.ru
Главная | Контакты: Факс: 8 (495) 911-69-65 |

Коэффициенту теплообмена



В 1947 г. Р. Н. Муллокандов [32] опубликовал данные по-коэффициенту сопротивления слоя для изотермического и неизотермического течения газа через шаровую насадку для диапазона Re = 2- 10=4-3- 103 в виде

При учете неизотермичности потока через средние плотность-и вязкость в рабочем участке коэффициенты сопротивления совпадают, так как добавочное сопротивление за счет ускорения потока в рабочем участке из-за нагрева газа было весьма мало. Данные по коэффициенту сопротивления получены только для одного значения объемной пористости га = 0,4 [32].

Результаты всех исследований, проведенных в МО ЦКТИ, по определению коэффициентов сопротивления слоя ?ш и струи Ястр различных укладок моделей шаровых твэлов в круглых трубах и модели активной зоны в изотермических и неизотермических условиях приведены в табл. 3.4 и на рис. 3.3. Из рисунка следует, что почти во всех опытах удалось достичь автомодельного режима течения, при котором изменение сопротивления А/7 зависит практически только от изменения квадрата скорости и плотности, а ?ш не зависит от числа Re. Отчетливо видно существенное влияние объемной пористости т шаровой укладки на коэффициент сопротивления слоя ?ш. Так, при изменении объемной пористости от 0,66 до 0,265 коэффициент сопротивления увеличивается примерно в 30 раз. Разброс опытных данных по коэффициенту сопротивления для определенной шаровой укладки не превышает ±10%; среднего значения, что указывает на достаточную степень точности измерения перепада давления и массового расхода. В п. 3.1 была теоретически определена зависимость (3.9) коэффициента сопротивления струи Астр от объемной пористости т и константы турбулентности астр.

где коэффициент гидравлической развертки рг определяется выражением рг= (ртРШтр)/(рсРдаср) = GTp/GTcpp, а коэффициент цг представляет собой отношение полного коэффициента гидравлического сопротивления разверенной трубы к полному коэффициенту сопротивления пучка (элемента), т. е. г)г = ??р/2пуч. Этот коэффициент на-зывается коэффициентом гидравлической неравномерности. •;

Потери на преодоление местных сопротивлений состоят из потерь на входе в отводящие трубы из коллектора, потерь в поворотах и на выходе потока в барабан. Потери на входе зависят от отношения hfd и для наших условий определяются коэффициентом ?вх=0,75 [26]. Коэффициент местных сопротивлений в гибах для пароводяного потока зависит от расположения и длины участка трубы за поворотом [26]. За первым поворотом в рассматриваемом контуре следует горизонтальный участок с l/d >10. Здесь пов = 4^'пов =4-0,2 = 0,8. За третьим поворотом следует опускной участок, а угол поворота здесь больше 90° и ?щ>в = =-2Б'црВ = 2.0,2 = 0,4.

На основе разработанной Б. С. Петуховым и В. Н. Поповым методики расчета и обобщения данных по теплообмену и коэффициенту сопротивления при турбулентном течении газа с переменными физическими свойствами и при равновесной диссоциации [3.6—3.8] В. Н. Поповым и Б. Е. Хариным [3.9] выполнен теоретический расчет местных значений чисел Нуссельта и коэффициента сопротивления при турбулентном течении четырех-окиси азота при равновесном протекании первой и второй и замороженной второй стадий реакций диссоциации.

Обобщение расчетных данных по теплообмену при равновесной диссоциации проведено по формуле (3.1). Лишь при некоторой корректировке величины к\ (найдено, что xi = l,2 Re*-0'09) формула описывает расчетные данные с точностью ±5%. Для описания расчетных данных по коэффициенту сопротивления (с точностью ±6%) использовалось также уравнение из [3.7] с корректировкой и2:

б) приведенную длину тракта 1//с?э от раздающей и собирающей камеры до места разрыва, равную суммарному коэффициенту сопротивления линии от соответствующей камеры до места разрыва, отнесенному к скорости пара в трубах 032X4.

Числа Re и Kb, как и для уравнения интенсивности тепломассообмена, могут быть отнесены к начальным параметрам сред. Определение расчетной скорости потока в сложных гидродинамических условиях может быть затруднено или становится невозможным, поэтому целесообразно скорость газа также относить к начальным параметрам газа и к сечению каналов на входе газа в реактивное пространство. Для аппаратов, в которых основным является сопротивление газожидкостного слоя, можно ожидать, что постоянный коэффициент А в уравнении (2-47) будет близок к коэффициенту сопротивления частиц жидкости движению газа.

ления пульсационного касательного напряжения на стенке канала Arw (или силы трения) в колеблющемся потоке введем понятие коэффициента потерь, аналогичного по смыслу коэффициенту сопротивления трению при стационарном режиме.

На рис. 113 приведены результаты обработки экспериментальных данных по относительному коэффициенту сопротивления трения.

Оптимальная с точки зрения теплообмена ситуация складывается при скорости фильтрации газа, соответствующей максимальному коэффициенту теплообмена. Как правило, ее наступление характеризуется отношением реальной скорости к скорости начала псевдоожижения, или числом псевдоожижения. С ростом диаметра частиц экстремум функции а = /(м/ыо), или число псевдоожижения, при котором теплообмен достигает максимума, уменьшается. Для слоев крупных частиц оптимальная величина и/и0 находится в пределах 1,3—2,0. В данном

Расчет производился методом последовательных приближений по шагам, величина которых увеличивалась от 0,5 до 55 мм на длине 285,5 мм и далее оставалась постоянной. Точность приближения по толщине пленки и температурному напору 1%. Максимальная погрешность в экспериментальном определении расхода четырехокиси азота составляет ±6,4%, по коэффициенту теплообмена со стороны охлаждающей воды—±23%. Это может привести к расхождению расчетной и действительной длины участка конденсации в ±9%. При расчетах принималось допущение о постоянстве АГК на длине шага. Для сравнения произведен также расчет с использованием формулы Нуссельта с поправкой на волнообразование е„= =0,835 Re"-".

Это соотношение справедливо только при диффузионном взаимодействии. В нем отражено то обстоятельство, что коэффициент массообмена примерно равен коэффициенту теплообмена: р«(а/ср)ш, а концентрация кислорода на поверхности сОю =0. Тогда диффузионный поток кислорода в направлении к химически активной поверхности равен:

Тем самым появились предпосылки для разработки инженерного метода расчета оплавления стеклообразных материалов. Скорость оплавления определяется по температуре поверхности Tw в квазистационарном приближении. В то же время сама Tw рассчитывается с помощью нестационарного уравнения переноса тепла в конденсированной фазе. Многократная проверка подтвердила высокую эффективность данного метода расчета и позволила обобщить его на случай нестационарного разрушения других классов теплозащитных материалов, в том числе и композиционных, т. е. при расчетах неустановившегося режима разрушения можно использовать формулы для скорости квазистационарного разрушения Gs (Tw), определяя последнюю по температуре поверхности Tw и внешним параметрам обтекания реального покрытия в рассматриваемый момент времени [коэффициенту теплообмена (а/ср)о, давлению ре, сдвигающим напряжениям потока (т№, dpe/dx) и т.д.].

При Gw>Gw} начинается двукратная диссоциация молекул стекла, при этом отношение />3ю/Рзю2 превышает 104. В этом случае уравнение (9-29) существенно упрощается: при всех реальных значениях отношения давления ре к коэффициенту теплообмена на непроницаемой поверхности (а/ср)о вторым слагаемым в знаменателе можно пренебречь. Тогда зависимость скорости уноса массы от температуры поверхности становится явной:

При испытаниях в дозвуковой струе, когда d
Скорость уноса массы — основная характеристика процесса разрушения теплозащитных покрытий в высокотемператур ном газовом потоке, равная произведению плотности материала покрытия на скорость линейного перемещения его внешней поверхности. Отношение скорости уноса массы к коэффициенту теплообмена на непроницаемой поверхности, называемая безразмерной скоростью уноса массы (разрушения), является удобным параметром представления результатов для химически активных теплозащитных материалов (см. гл. 5, 7, 9).

Экспериментальные исследования вышеописанных конденсаторных участков при использовании в качестве рабочих жидкостей фреона-113, этанола, воды и других свидетельствуют о том [124], что для жидкостей с низкими теплофизическими свойствами интенсификация теплообмена в ЦТТ с оребрением значительно выше, чем при использованиии воды. На рис. 41, в представлена зависимость отношения коэффициента теплообмена в ЦТТ с оребрением к коэффициенту теплообмена в гладкостенной цилиндрической ЦТТ от температуры насыщения и скорости вращения при использовании в качестве рабочих жидкостей воды и фреона-113. Необходимо отметить, что для отвода тепла от конденсатора использовалось охлаждение струями воды, которое обеспечивает высокие значения коэффициента теплообмена с внешней стороны ЦТТ. При более низком его значении применение оребрения на внутренней стороне конденсаторного участка малоэффективно для рабочих жидкостей с высокими теплофизическими свойствами (вода, аммиак) и более значительно с низкими (фреоны, органические жидкости и т. д.). Из сказанного следует, что эффективность теплообмена в ЦТТ можно значительно увеличить, выполнив в зоне охлаждения продольные канавки или оребрение. Более простая технология изготовления канавок по сравнению с оребрением делает применение конденсаторов ЦТТ с продольными канавками предпочтительным.

Более прост расчет по объемному коэффициенту теплообмена, когда в основу положена поверхность, приходящаяся на единицу объема. Так, для неслеживающихся материалов.

В случае крупных частиц, когда приходится считаться с наличием температурного градиента внутри частиц (кусков), учесть ухудшение теплообмена можно, как показал Б. И. Китаев [Л. 60], вводя поправочный множитель п к коэффициенту теплообмена (при Bi =^ 10) :

В случае сушки в периоде постоянной скорости, как известно, можно принимать температуру материала равной температуре адиабатического насыщения газа, входящего в слой, ФСл = ^м- Нагрев частиц обычно принимается безградиентным. Лишь в случае крупных и плохо проводящих тепло частиц (Bi>l) ухудшение теплообмена из-за наличия градиента температур внутри частицы стоит учитывать для шарообразных частиц поправочным коэффициентом l/(l+Bi/5) к эффективному коэффициенту теплообмена, считая по-прежнему температуру поверхности частицы равной средней температуре частицы. В этом случае, очевидно, приходится сначала ориентировочно задаваться значением а для оценки величины критерия Био (Bi = ud/>»M). Б. И. Китаев и др. {Л. 60] рекомендуют подобный поправочный коэффициент для расчета прогрева кусков материала в слоях при Bi^lO.

В работах [Л. 742 и 744] автор показал, что это допущение справедливо при симметричном нагреве частиц с интенсивностью, соответствующей среднему коэффициенту теплообмена этой частицы. Однако в реальных условиях псевдоожиженного слоя частица, находящаяся около поверхности нагрева не имеет интенсивного вращения и подвергается сугубо несимметричному нагреву. При этом в окрестностях точки касания частицы с поверхностью нагрева локальные кондуктивные коэффициенты теплообмена частицы достигают огромной величины. Недавно Ботерилл, Редши [и др. подсчитали, что в подобных условиях даже в стеклянном шарике диаметром 0,2 мм может возникнуть заметный градиент температур. Это естественно, так как велики локальные тепловые потоки внутри частиц вблизи от мест с весьма высокими локальными а частиц.




Рекомендуем ознакомиться:
Коэффициента дисбаланса
Коэффициента использования
Коэффициента жесткости
Коэффициента коррекции
Коэффициента надежности
Коэффициента несимметрии
Коэффициента ослабления
Коэффициента подъемной
Коэффициента преломления
Качественно различные
Коэффициента прозрачности
Коэффициента рассеяния
Коэффициента сепарации
Коэффициента совершенства
Коэффициента термического
Меню:
Главная страница Термины
Популярное:
Где используются арматурные каркасы Суперпроект Sukhoi Superjet Что такое экология переработки нефти Особенности гидроабразивной резки твердых материалов Какие существуют горные машины Как появился КамАЗ Трактор Кировец К 700 Машиностроение - лидер промышленности Паровые котлы - рабочие лошадки тяжелой промышленности Редкоземельные металлы Какие стройматериалы производят из отходов промышленности Как осуществляется производство сварной сетки