Распределению температур

ускорение гг звена /. Требуется определить ускорения Wa и Wb шарниров А и В и угловые ускорения е2 и е звеньев 2 и 3. Распределение ускорений в механизме, подобно распределению скоростей, должно определиться единственным образом, имея в виду, что механизм с одной степенью свободы.

Размещение трубных пучков в кипящем слое может приводить к неравномерному распределению скоростей газа и частиц и концентраций последних, что особенно важно с точки зрения износа труб. Как правило, между пучком горизонтальных труб и газораспределительной решеткой оставляют зазор высотой 400 мм, прежде всего для того чтобы струи из отверстий в колпачках не достигали труб. В противном случае газодисперсная струя очень быстро разрежет трубу. Наблюдения показывают, что под насадкой (во всяком случае достаточно плотной) образуется полость с повышенной порозностью.

Как уже говорилось выше, имеется много формул для р,т/ц, и е. Различие между выражениями для fj,T/(j, связано в основном с переходной областью, где расчет по двухслойной схеме Прандтля отклоняется от экспериментальных данных. В остальной части эти распределения не могут существенно отличаться друг от друга, так как должны приводить к одному и тому же распределению скоростей. Исключение составляет центральная область, в которой распределение лт/ц уже практически не влияет на профиль скорости, так как градиент скорости близок к нулю.

в решетке, обтекаемой при большом числе М по распределению скоростей в несжимаемом потоке, или при другом значении числа М. Порядок расчета остается тот же, только скорости на стенках канала в каждом контрольном сечении следует определять не по формулам (416) и (417), а методом пересчета, восполь-

4. Результаты опытов по распределению скоростей

Интегрирование уравнения (2-2) при граничных условиях К = = jR0> w = 0; R = 0, dwIdR = 0 приводит к распределению скоростей (1-50).

С помощью параметра Я/ге можно оценить эффективность тех или иных каналов и попытаться найти лучшие. Для решения этой задачи можно идти двумя путями: методом прямой задачи — построением потока в канале заданной формы и оценкой его эффективности, или методом обратной задачи — построением профиля канала по желаемому распределению скоростей вдоль стенки.

Краткое содержание. Рассматриваются системы дифференциальных уравнений, описывающих движение жидкостей с различными уравнениями состояния. Окончательные уравнения представляют собой обычные параметрические дифференциальные уравнения с краевыми условиями. Обсуждается вопрос о существовании решения по распределению скоростей и температур, которое доказывается методом Иглиша.

которое Карман получил для длины пути смешения /. Действительно, Кз встречается в качестве «масштабного множителя» в гипотезе подобия Кармана. Теперь нетрудно, как это ранее казалось, подойти к распределению скоростей основного потока как функции расстояния от стенки, •если положить, что в полностью турбулизированной области благодаря «хаотическому перемешиванию» каждая зона пограничного слоя одинаково влияет на образование возмущенного движения, т. е. в полностью турбулизированной области пограничного слоя К% и Кз не зависят от у :и являются постоянными величинами. Интегрирование уравнения (9Ь) в пределах 1: — /5 дает при /С3?= — 1

Необходимые данные по распределению скоростей вблизи стенки взяты из работ Никурадзе [3] для движения несжимаемой жидкости.

Наибольшая интенсивность испарения капель будет иметь место в непосредственной близости от стенки. В первом приближении можно принять, что испарение капель происходит в тонком слое, прилегающем к стенке,. и распределение концентрации капель по сечению пограничного слоя определяется турбулентной диффузией и подобно распределению скоростей и энтальпий смеси. В соответствии с принятой моделью на интенсивность конвективного теплообмена между поверхностью трубы и влажным паром будут оказывать существенное влияние переменность плотности смеси по сечению пограничного слоя и сток тепла в области интенсивного испарения капель. Влияние этих двух факторов можно учесть, используя асимптотическую теорию пограничного слоя [4.65].

В простейших инженерных схемах расчета воспроизвести сложную пространственную форму выделения теплоты при электрошлаковой сварке не представляется возможным. Хорошо отвечает фактическому распределению температур и форме проплавления следующая расчетная схема источника теплоты (рис. 7.21,6): в сплошной пластине без сварочного зазора / движутся три (равномерных по толщине металла) источника теплоты в виде линий AC, BD, расстояние между которыми равно f , ' и А\В\. Мощность источника на линии А\В\ соответствует

Конструкция пирокона подобна конструкции стандартного видикона. Основные отличия — использование окна, прозрачного для ИК-излучения, и пироэлектрического материала мишени. Тепловое излучение объекта фокусируется объективом на мишень. В результате поглощения излучения на поверхности мишени формируется потенциальный рельеф мишени, соответствующий распределению температур. Сигнал, возникающий при считывании сфокусированным электронным пучком распределения потенциала (заряда), пропорционален распределению интенсивности падающего на мишень излучения. Эти заряды и создают за счет емкостной связи выходной сигнал на пластине, представляющей собой слой металла, нанесенный на противоположную по отношению к лучу сторону мишени.

Пользуясь найденной формулой, можно по известному начальному распределению температур последовательно найти значения температур во всех расчетных точках в моменты времени т+Дг,, т+2Ат, т-f ЗАт и т. д. вплоть до интересующего нас момента.

Пользуясь найденной формулой, можно по известному начальному распределению температур последовательно найти значения температур во всех расчетных точках в моменты времени t + At, т + 2Ат, т + ЗАт и т. д. вплоть до интересующего нас момента.

Комплексный анализ НДС за пределами упругости проведен для оболочечных корпусов с фланцами типов / — ///, для которых характерны явно выраженные неравномерность поля напряжений в переходной от фланца к о^юлочке зоне и концентрация напряжений в точках А а Б (рис. 2.47). Исследования проводили при варьировании геометрических параметров г и h в широком диапазоне и при значениях показателя упрочнения т = 0,12 ... 0,5, характерных для конструкционных материалов. При анализе моделировали режимы термоциклического нагружения AI, Аг и А3 (см. гл. 3) для цилиндрических корпусов типов / и III и Blt Вг и В3 — для сферического корпуса типа II. Температурную нагрузку в каждом режиме определяли по распределению температур вдоль меридиана; уровень напряжения в точках А и Б оценивали параметром ау = ау/ат = 1,2 ... 3,8.

Напряженное состояние в патрубке реактора, соответствующее распределению температур на рис. 5.2, приведено на рис. 5.9 и 5.10. На первом из них представлены графики изменения упругих напряжений и их интенсивности вдоль внешнего контура конструкций, на втором — распределения этих напряжений соответственно вдоль направлений ti и Г2 по толщине в опасных сечениях патрубковой зоны.

На рис. 3 дано сравнение двух полей, полученных на АВМ АП-600 (численный метод, неявная схема метода сеток) для многослойной оболочки (рис. 1) и эквивалентной монолитной оболочки (приближенное аналитическое решение по [7] при А,э, рассчитанному по (15)). Как видно, по мере приближения к стационарному распределению температур (прямая линия) ошибки уменьшаются. На рис. 3 кривые изменения температуры показаны плавными кривыми, хотя они должны иметь такой вид, как на рис. 4.

Поскольку в опытах течение парогазовой смеси в трубе было ламинарным, были произведены расчеты полей температур и парциальных давлений цезия по сечению потока при различных значениях продольной координаты х. Сопоставление кривой насыщения ps=f (Т), построенной по распределению температур в сечении потока, и зависимости p=f (г/га) в том же сечении позволяет определить границу расположения зоны тумана в пристенном слое потока (r0, r — радиус и текущий радиус трубки). Пристенный туман занимает значительную часть сечения рабочей

нии ртути в трубе [35]. Расчет температуры внутренней поверхности: / — по распределению температур в жидкости; 2 — по температуре наружной поверхности трубы.

на рис. 5.71. Здесь Nu и Nu\—числа Нуссельта, рассчитанные по распределению температур в сечении потока и по непосредственному измерению температуры стенок трубы соответственно.

Распределение Стьюдента может быть использовано для первого приближения в решении вопроса о тарировке газоходов. Известно, что огромные сечения коробов современных мощных парогенераторов превращают их тарировку в сложное и очень дорогое мероприятие. Поэтому весьма важно уметь оценить точность результата в зависимости от числа принятых для измерения позиций. Для тарировки разобьем 'исследуемое сечение на п равновеликих площадей и измерим величину интересующей нас в данном случае температуры в центре тяжести каждого сечения. Применив к распределению температур теорему Ляпунова, в первом приближении можно было бы полагать, что это распределение нормально. Так как число наблюдений мало, воспользуемся распределением Стьюдента. Допустим, что при тарировке газохода по шести точкам получены температуры 882, 866, 873, 882, 868 и 813° С. Среднее арифметическое этой выборки ж = 864 и выборочный стандарт sx=25,3°C.