Wärmeübergang bei turbulenter freier Konvektion an senkrechten Zylindern

Zusammenfassung Für den Wärmeübergang an senkrechten Zylindern bei turbulenter freier Konvektion werden die Impulsgleichung und die Energiegleichung der Grenzschicht gelöst. Dabei werden für die Geschwindigkeits- und Temperaturverteilung Ansätze von Eckert und Jackson gewählt, die das 1/7-Potenzgesetz bei turbulenter Strömung berücksichtigen. Ihre Ansätze werden mit dem ParameterH/D in der gleichen Weise erweitert, die sich beim laminaren Wärmeübergang bewährt hat, damit sie auch die Abhängigkeit von der radialen Koordinate beschreiben können. Die Parameter dieser Ansätze werden in Beziehung zu den Parametern bei Wärmeübergang an der senkrechten Wand gleicher Höhe bei gleichen Randbedingungen gesetzt. Mit der Lösung wird die mittlere Nußeitzahl als Funktion der Grashofzahl, der Prandtlzahl und des Parameters Höhe/Durchmesser berechnet.

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Heat transfer for free turbulent convection on vertical cylinders

Solutions of the momentum and energy boundary-layer equations for heat transfer on vertical cylinders are presented. The velocity and temperature distribution as developed by Eckert and Jackson have been applied. The parameters of the distributions on the cylinder are related to those of an equivalent wall having corresponding height and similar boundary conditions. With such assumptions the boundary-layer equations can be solved. The Nusselt number as determined is a function ofNu on equivalent wall and the ratioH/D.

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Formelzeichen a Temperaturleitfähigkeit - a ₁,a ₂,a ₃ Koeffizienten - b ₁,b ₂,b ₃ Koeffizienten - D Zylinderdurchmesser - g Erdbeschleunigung - Gr Grashofzahl - H Höhe der Wand oder des Zylinders - Nu Nußeltzahl - Pr Prandtlzahl - q Wärmestromdichte - r Radius des Zylinders - T Temperatur - T₀ Temperaturdifferenz - w Strömungsgeschwindigkeit - w ₁ charakteristische Geschwindigkeit - w _1w charakteristische Geschwindigkeit der entsprechenden Wand bei gleichen Randbedingungen - Koordinate in senkrechter Richtung - y Koordinate in Radialrichtung - Wärmeübergangskoeffizient - Volumenausdehnungskoeffizient - Dicke der Grenzschicht am Zylinder - _w Dicke der Grenzschicht an der entsprechenden Wand beigleichen Randbedingungen - Wärmeleitfähigkeit - Zähigkeit - Schubspannung Indizes m mittlerer - P für die senkrechte Wand - R für den senkrechten Zylinder - w an der Oberfläche - o außerhalb der Grenzschicht     

Natürliche Konvektion innerhalb eines horizontalen Zylinders bei kleinen Grashof Zahlen

Zusammenfassung Die freie Konvektion innerhalb eines horizontalen Rohres, dessen Wandtemperatur linear mit der Zeit gesteigert wird, wird berechnet. Ausgangspunkt sind die Erhaltungsgleichungen für Masse, Impuls und Energie. Das Temperatur- und Strömungsfeld, das sich nach Abklingen des Anlaufvorganges einstellt, wird aus einer Reihenentwicklung nach Potenzen der Grashof Zahl gewonnen. Die ersten sechs Glieder der Reihe geben beiPr=1 eine gute Näherung für Grashof Zahlen bis 1500. Die Konvektion verbessert den Wärmeübergang verglichen mit der reinen Wärmeleitung. BeiGr=1500 undPr=1 beträgt die Verbesserung 2,7%. — Die angegebene Lösung kann auch angewendet werden auf die freie Konvektion eines Fluids mit gleichmäßig im Raum verteilten Wärmesenken in einem Rohr mit konstanter Wandtemperatur. Bei Umkehrung des Vorzeichens gilt die Lösung auch für gleichmäßig im Raum verteilte Wärmequellen.

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Natural convection inside a horizontal tube for small Grashof numbers

The two dimensional free convection inside a horizontal tube is investigated for a wall temperature which is increasing linearly with time. From the equations of change for mass, momentum and energy, the temperature and velocity fields are found by a power series of the Grashof number. The first six terms of the series, in the case ofPr=1, give a good approximation forGr 1500. — The convection increases the heat transfer from the wall to the fluid compared with pure conduction. ForGr=1500 andPr=1 the increase is 2.7%. — The given solution can also be used for free convection heat transfer between a fluid with internal heat sinks and a tube with constant wall temperature. A solution for internal heat generation is obtained by slightly modifying the equations.

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Bezeichnungen Gr Grashof Zahl, s. Gl. (19) - Pr Prandtl Zahl, s. Gl. (20) - R r/r _max dimensionslose radiale Koordinate - T K Temperatur - T _w K Wandtemperatur - T _wo K Wandtemperatur zur Zeitt=0 - T K Charakteristische Temperaturdifferenz, s. Gl. (7) - W W/m³ Stärke der Wärmesenke - a m²/s Temperaturleitzahl - g m/s² Erdbeschleunigung - p bar Differenz zwischen thermodynamischem und hydrostatischem Druck, s. Gl. (4) - r m radiale Koordinate - r _max m Innenradius des Rohres - t s Zeit - u m/s Geschwindigkeit inr-Richtung - v m/s Geschwindigkeit in-Richtung - w m/s Geschwindigkeit inz-Richtung - y m vertikale Koordinate - z m axiale Koordinate - K^–1 – 1/T Ausdehnungskoeffizient - Dimensionslose Temperatur - ₀, ₁, ₂ Reihenentwicklung für das Temperaturfeld - _m Dimensionslose mittlere Temperaturdifferenz zwischen Wand und Fluid - W/mK Wärmeleitfähigkeit des Fluids - m²/s Kinematische Viskosität - kg/m³ Dichte des Fluids - K/s Zeitlicher Temperaturanstieg - Winkelkoordinate - Stromfunktion - ₁, ₂, ₃ Reihenentwicklung für die Stromfunktion     

Wärmeübergang bei freier Konvektion und Filmsieden im kritischen Gebiet von Wasser und Kohlendioxid

Zusammenfassung Es werden Messungen des Wärmeübergangs bei freier Konvektion und Filmsieden an einem elektrisch beheizten Platindraht (d=0, 1 mm) in Wasser in der Nähe des kritischen Punktes angegeben und zur Überprüfung eines theoretischen Grenzschichtmodells herangezogen.Für den Wärmeübergang bei freier Konvektion wird ein vereinfachtes Berechnungsverfahren abgeleitet, das mit zahlreichen Versuchen in Wasser und Kohlendioxid überprüft wird. Bei Filmsieden wird auf die Grenzen einer Darstellung von Versuchsergebnissen in Nusselt-Reyleigh-Diagrammen hingewiesen und eine vereinfachte Berechnungsmethode der Grundkurve des Wärmeübergangs angegeben.

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Free convection and film boiling heat transfer in the critical region of water and carbon dioxide

Measurements of free convection and boiling from an electrically heated platinum wire (d=0,1 mm) in water near its critical state are given and taken for checking a theoretical boundary layer modell.For heat transfer at free convection, a simplified calculation method is derived which is tested by several measurements in water and carbon dioxide. For film boiling, the limits of a representation of experimental results in Nusselt-Rayleigh-diagrams are pointed out. A simplified method of calculating the basic curve of film boiling heat transfer is given.

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Bezeichnungen A Auftriebsglied - B_i Konstanten - C_m Konstante - C_p spezifische Wärme bei konstantem Druck - d Zylinderdurchmesser - g Erdbeschleunigung - G() Funktion der affinen Verzerrung - G intergraler Mittelwert von G() - h Plattenhöhe - H spezifische Enthalpie - H_fd spezifische Verdampfungswärme - L charakteristische Länge - n Koordinate normal zur Wand - Nu Nußelt-Zahl - P Druck - Pr Prandtl-Zahl - q Wärmestromdichte - Ra Rayleigr-Zahl - S beliebiger Stoffwert - t Celsius-Temperatur - T absolute Temperatur - Wärmeübergangskoeffizient - isobarer Ausdehnungskoeffizient - T Temperaturdifferent T — T_u - Quotient aus Temperaturdifferenzen - Wärmeleitfähigkeit - kinematische Zähigkeit - dimensionslose Koordinate in Wandrichtung - Dichte - dimensionslose Grundgröße des Wärmeübergangs Indizes b Wert bei Bezugszustand - f Zustand der gesättigten Flüssigkeit - korr korrigierter Wert für kleine Durchmesser - L Bezug auf die charakteristische Länge - mod modifizierte Kenngröße - Pl. vertikale Platte - psk Wert im pseudokritischen Zustand - s Sättigungszustand - u Umgebungszustand - w Wert an der Wand - Zyl. horizontaler Zylinder - o Wert aus den Theorien mit unveränderlichen Stoffwerten - Grenzschichtlösung (Gr beim horiz. Zyl.) Auszug aus der von der Fakultät Maschinenwesen und Elektrotechnik der Technischen Universität München zur Erlangung des akademischen Grades eines Doktor-Ingenieurs genehmigten Dissertation über Wärmeübergang bei freier Konvektion und Filmsieden — Allgemeines theoretisches Berechnungsverfahren und experimentelle Überprüfung im kritischen Gebiet des Diplom-Ingenieurs Michael Reimann. Berichterstatter: Prof. Dr.-Ing. U. Grigull und Prof. Dr. rer. nat. E. Winter. Die Dissertation wurde am 15. Juli 1974 bei der Technischen Universität München eingereicht und durch die Fakultät für Maschinenwesen und Elektrotechnik am 6 November 1974 angenommen. Tag der Promotion 8. November 1974.Institut A für Thermodynamik Technische Universität München     

Stofftransport im zwei-dimensionalen Diffusor oder Konfusor

Zusammenfassung Es wird der Stofftransport für ideale und viskose Flüssigkeit in einem Diffusor-oder Konfusorkanal mit gleicher und ungleicher Wandkonzentration behandelt. Dabei wird eine Näherungslösung für die konvergierende oder divergierende viskose Strömung im Kanal verwandt und ein analy-tisches Verfahren benutzt, das auf einer unendlichen Reihe der Eigenfunktionen des Stofftransportes bei idealer Flüssigkeit beruht. Die Eigenwertgleichung ergibt eine Determinante von unendlicher Ordnung.

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Mass transport in a two-dimensional diffuser or confusor

For ideal and viscous liquid the mass transport has been treated in a diffusoror confusor channel with equal and different wall concentration. An approximation is employed for the viscous flow velocity, while an analytical method in form of an infinite series of the eigenfunctions of the ideal flow mass transport problem is used. A determinant of infinite order is obtained for the determination of the eigenvalues.

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Formelzeichen a Radius am Einlaß - c Konzentration - c _w Wandkonzentration,c ₁ undc ₂ bei Wandkonzentrationen ungleicher Größe - c _i Anfangskonzentration am Einlaßr=a - D Diffusionskonstante - k ^* homogener chemischer Reaktionskoeffizient - p Druck - (r, ) polares Koordinatensystem - ¯u Radialgeschwindigkeit der Flüssigkeit - v ₀ Stromvolumen/Zeiteinheit - Öffnungswinkel der beiden Wände - _n ² , _n ² Eigenwerte - Flüssigkeitsdichte - dynamische Viskosität der Flüssigkeit - =/ kinematische Zähigkeit     

Konvektiver Wärmeübergang und Druckverlust bei querangeströmten Flossenrohrbündeln

Zusammenfassung Die Arbeit enthält Forschungsergebnisse der Intensität des Wärmeüberganges und des Druckverlustes an Flossenrohrbündeln in fluchtender Anordnung.Es sind Rippenrohranordnungen geprüft worden, deren Rippenflächen längs der Strömungsrichtung des sie umströmenden Mediums lagen, sowie auch solche die im Winkel dazu geneigt waren. Auf Grund der Versuchsergebnisse ist die Anwendbarkeit der geprüften Bündel mit Hinsicht auf ihre Eignung als Wärmeaustauschflächen geschätzt worden.

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Convection heat transfer and pressure drop in cross flow over finned tubes

This paper reports the results of an experimental study on the heat transfer and pressure drop in finned tube banks. The measurements were carried out for the tubes with fins arranged parallel and a certain angle to the flow direction. The performance of such a heat exchanger with that of the conventional one i.e. plain tube heat exchanger, is compared.

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Formelzeichen C, m, n konstante Werte - Nu= ₁/d Nusseltzahl - Pr=/a Prandtlzahl - Re=w d/v Reynoldszahl - Sc=v/D _a Schmidtzahl - Sh= _A d/ _A Sherwoodzahl - a Temperaturleitzahl - D _A Kinematische Diffusionszahl - E Leistungsziffer des Wärmeaustauschers - G Masse des Bündels - L Rohrlänge - N Förderleistung der Medien im Bündel - _p Druckverlust - w Geschwindigkeit imA-A Querschnitt des Bündels - z Anzahl der Rohrreihen längs der Strömungsrichtung - ₁ Wärmeübergangszahl am äußeren Rohrdurchmesser - _A Stoffübergangszahl - _A Dynamische Diffusionszahl - Wirkungsgrad der Flosse - Wärmeleitzahl des Gases - Dichte - Widerstandszahl Indizes g für glatte Rohre - m betrifft Massenaustausch - f für Flossenrohre - q betrifft Wärmeaustausch - r Rauchgase - w Wasser     

Messung und Berechnung des örtlichen und mittleren Stoffübergangs an stumpf angeströmten Kreisscheiben bei unterschiedlicher Turbulenz

Zusammenfassung In einer vergleichenden Literaturübersicht zu Umströmung, Druck- bzw. Geschwindigkeitsverteilung sowie Wärme- und Stoffübergang werden bislang vorliegende Angaben zu stumpf angeströmten Kreisscheiben und -Zylindern zusammengefaßt. Wenige und zudem divergierende Ergebnisse zum Wärme- und Stoffübergang machen grundlegende experimentelle und theoretische Untersuchungen notwendig, wie sie in [l, 2] für die Eichung von Stoffübergangsmeßmethoden benötigt werden.Unter Einbeziehung des quer angeströmten Kreiszylinders wird gezeigt, daß genaue Angaben zum Wärme- und Stoffübergang bei zwei- wie dreidimensionalen Staupunktströmungen bislang nur über die Messung möglich sind. Über gemessene Geschwindigkeitsverteilungen berechnete Stoffübergangskoeffizienten werden von der Messung nicht bestätigt. Sie liegen gegenüber dem Experiment zu niedrig.Die Messungen wurden bei Turbulenzintensiten 0,8%Tu6%, Reynolds-Zahlen 2·10³5 und Scheibendurchmessern 9,3mmd73,7mm durchgeführt. Der Einfluß der Turbulenz auf den Stoffübergang im Staupunkt von Kreisscheiben kann nur näherungsweise über den Smith-Kuethe-Parameter Tu · Re/100 erfaßt werden. Differenzen zwischen Theorie nach Smith und Kuethe für Tu· Re<5 und Messung lassen sich über die Stabilitätstheorie erklären. Für eine genauere Erfassung des Stoffübergangs muß den unterschiedlichen Transportvorgängen über Turbulenzballen oder Längswirbeln sowie der Struktur der Turbulenz Rechnung getragen werden.

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Measuring and computation of local and average mass transfer to disks in cross flow at different turbulence intensities

The results of different publications concerning the flow, pressure and velocity distributions as well as the heat and mass transfer of disks and cylinders in cross flow are compared by a literature review. A few diverging results for heat and mass transfer require new experimental and theoretical approaches. The calibration of recently developed techniques for the determination of mass transfer rates as published in [1, 2] make these investigations expecially necessary. Including the cylinder in cross flow the authors show, that up to now exact data of heat and mass transfer for two- or three-dimensional flow at a forward stagnation region can be obtained by direct measuring only.Mass transfer coefficients computed from measured velocity distributions are not confirmed by the experimental results. Compared to the experimental data they are too low. The measurements were accomplished for turbulence intensities 0.8%Tu6%, Reynolds-numbers 2· 10³5 and disk diameters 9.3 mm d 73.7 mm.The influence of the turbulence on the stagnation point mass transfer of disks can be obtained only approximately by the Smith-Kuethe-parameter Tu·Re/100. Differences between theoretical results of Smith and Kuethe and experimental ones for Tu·Re/100<5 may be explained by the stability theory. For a more accurate determination of the mass transfer the different transport mechanisms of the scale of turbulence or the tree-dimensional flow pattern like Taylor-Görtler-vortices as well as the structure of the turbulence itself have to be regarded.

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Bezeichnungen a Temperaturleitkoeffizient - C_p Beiwert für den statischen Druck - C₂, C₃ Gradient der bezogenen Geschwindigkeit U⁺ am Staupunkt bei ebener, räumlicher Strömung - D_A Diffusionskoeffizient von Ammoniak in Luft - d Durchmesser - Fr=Sh/Re Frössling-Zahl für den Stoffübergang - Fr=Nu/Re Frössling-Zahl für den Wärmeübergang - Le=a/D_A Lewis-Zahl - L Bezugslänge - M Maschenweite von Turbulenzgittern - Nu=·d/ Nußbelt-Zahl - n Exponent der Prandtl-bzw. Schmidt-Zahl - Pr=/a Prandtl-Zahl - p Druck, Partialdruck - p_x statischer Druck an der Stelle x am Rand der Grenzschicht - Re=U · d/ Reynolds-Zahl - r Radius - r(x) radiale Distanz von der Rotationsachse eines Körpers zu einem Oberflächenelement - Sc=/D_A Schmidt-Zahl - Sh= _A ·d/D_A Sherwood-Zahl - T absolute Temperatur - Tu Turbulenzintensität (Turbulenzgrad) in% - U Strömungsgeschwindigkeit in x-Richtung am Rand der Grenzschicht - U Hauptströmungsgeschwindigkeit im freien Kanalquerschnitt - U⁺=U/U bezogene Geschwindigkeit in x-Richtung am Rand der Grenzschicht - u Strömungsgeschwindigkeit in x-Richtung, tangential zur Oberfläche - mittlere turbulente Geschwindig-keitsschwankung in x-Richtung - v Strömungsgeschwindigkeit in y-Richtung, normal zur Oberfläche - x Koordinate in Strömungsrichtung, tangential zur Oberfläche - x_G Entfernung vom Turbulenzgitter in Strömungsrichtung - x⁺ bezogene Länge x/r - y Koordinate normal zur Oberfläche - Wärmeübergangskoeffizient - _A Stoffübergangskoeffizient (Ammoniak) - dimensionsloses Temperaturgefälle an der Wand - Keilvariable - Wärmeleitkoeffizient - Wirbelweilenlänge (mm) - kinematische Zähigkeit - transformierte bezogene Länge - _A Partialdichte von Ammoniak Indices B mit Korrektur aufgrund der Verengung - m mittel - S bezogen auf die Kreisscheibe - Z bezogen auf den Kreiszylinder Herrn Prof. Dr.-Ing. habil. Josef Ipfelkofer zum 70. Geburtstag am 7. April 1977 gewidmet.     

A note on the free convection boundary layer on a horizontal circular cylinder with constant heat flux

The equations governing the free convection boundary-layer flow on a horizontal circular cylinder on which there is a prescribed surface heat flux are solved using a finite-difference scheme. This numerical solution is then used to compare the accuracy of two proposed series expansions, a Blasius expansion and a Görtler-type expansion. It is shown that the former method is better at estimating temperature profiles while the latter is better at estimating velocity profiles.

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Bemerkung über die freie Konvektionsgrenzschicht an einem horizontalen Kreiszylinder mit gleichförmigem Wärmestrom

Zusammenfassung Die Grenzschichtgleichungen für die freie Konvektion an einem horizontalen Kreiszylinder mit gleichförmigem Wärmestrom durch die Oberfläche wird mit Hilfe eines finiten Differenzverfahrens gelöst. Die numerisch ermittelten Ergebnisse werden nachher für den Vergleich der Genauigkeit von zwei Reihendarstellungen der Lösung der Grenzschichtsgleichungen benützt. Diese Reihen sind vom Blasiusbzw. Görtier-Typ. Es wird bemerkt, daß die Reihendarstellung von Blasius die Temperaturprofile besser beschreibt, während die Reihenentwicklung der Görtlerschen Art für die Geschwindigkeitsprofile eine gute Übereinstimmung mit der exakten Lösung zeigt.

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Nomenclature a radius of the cylinder - g acceleration of gravity - P _r Prandtl number - Q prescribed (constant) heat flux - T temperature of the fluid - t ₀ temperature of the ambient fluid - u velocity in thex-direction - v velocity in they-direction - x co-ordinate measuring distance round the cylinder - y co-ordinate measuring distance normal to the cylinder - G _r Grashof number=g Q a ⁴/v² - coefficient of thermal expansion - x thermal conductivity - v kinematic viscosity - _w skin friction     

Modellvorstellung zur turbulenten Filmkondensation strömenden Dampfes

Zusammenfassung Der Wärmeübergang bei turbulenter Film kondensation strömenden Dampfes an einer waagerechten ebenen Platte wurde mit Hilfe der Analogie zwischen Impuls-und Wärmeaustausch untersucht. Zur Beschreibung des Impulsaustausches im Film wurde ein Vierbereichmodell vorgestellt. Nach diesem Modell wird die wellige Phasengrenze als starre rauhe Wand angesehen. Die Abhängigkeit einer Schubspannungs-Nusseltzahl von der Film-Reynoldszahl und Prandtlzahl wurde berechnet und dargestellt.

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A model for turbulent film condensation of flowing vapour

The heat transfer in turbulent film condensation of flowing vapour on a horizontal flat plate was investigated by means of the analogy between momentum and heat transfer. To describe the momentum transfer in the film a four-region model was presented. With this model the wavy interfacial surface is treated as a stiff rough wall. A shear Nusselt number has been calculated and represented as a function of film Reynolds number and Prandtl number.

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Formelzeichen a Temperaturleitkoeffizient - k Mischungswegkonstante - k _s äquivalente Sandkornrauhigkeit - Nu _x lokale Schubspannungs-Nusseltzahl,Nu _x=x_xv/uw - Pr Prandtlzahl,Pr=v/a - Pr _t turbulente Prandtlzahl,Pr _t =_m/_q - q Wärmestromdichte _q - R Wärmeübergangswiderstand - R_f Wärmeübergangswiderstand des Films - Re _F Reynoldszahl der Filmströmung - T Temperatur - U, V Geschwindigkeitskomponenten des Dampfes in waagerechter und senkrechter Richtung - u, Geschwindigkeitskomponenten des Kondensats in waagerechter und senkrechter Richtung - V Querschwankungsgeschwindigkeit des Kondensats und des Dampfes - u _/gtD Schubspannungsgeschwindigkeit an der Phasengrenze für die Dampfgrenzschicht, uD =(/)^1/2 - u _F Schubspannungsgeschwindigkeit an der Phasengrenze für den Kondensatfilm,u _F =(/)^1/2 - u _w Schubspannungsgeschwindigkeit an der Wand der Kühlplatte,u _w =(w/)^1/2 - y Wandabstand - x Wärmeübergangskoeffizient - gemittelte Kondensatfilmdicke - _s Dicke der zähen Schicht der Filmströmung an der welligen Phasengrenze - ₄ Dicke der zähen Schicht der Filmströmung an der gemittelten glatten Phasengrenze - Wärmeleitzahl - dynamische Viskosität - v kinematische Viskosität - Dichte - Oberflächenspannung - _w Wandschubspannung - Schubspannung an der Phasengrenzfläche - _m turbulente Impulsaustauschgröße - _q turbulente Wärmeaustauschgröße Indizes d Wert des Dampfes - w Wert an der Wand - x lokaler Wert inx - Wert an der Phasengrenze Stoffgrößen ohne Index gelten für das Kondensat     

Der Temperaturverlauf in zwei-und dreigängigen Wärmeaustauschern

Zusammenfassung Der Temperatur verlauf der Fluide in Wärmeaustauschern mit mehreren Durchgängen zeigt unter bestimmten Bedingungen Besonderheiten in Form von Überschneidungen und Extrema. Dieses ist bei der Wahl des Heizflächenmaterials zu beachten.Die Lösungen der Differentialgleichungen sowie die Kriterien für das Auftreten der Extrema und Schnittpunkte werden für die Fälle von zwei und drei Durchgängen entwickelt.

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The fluid temperatures in two-and three-pass heat-exchangers

The temperature curve for the fluids in multi-pass heat exhangers shows, under certain conditions, particular points in form of crossings and extrema. This has to be considered when choosing the material of the heating surface.The solutions of the differential equations and the criteria for the occurance of crossings and extrema are given for the cases of two and three passes.

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Formelzeichen A gesamte Heizfläche des Wärmeaustauschers [m²] - A, B, C Integrationskonstanten - C _k zusammengefaßte konstante Ausdrücke in den Temperaturfunktionen - L Länge des Wärmeaustauschers [m] - N konstanter Nenner des jeweiligen Lösungssystems - W strömende Wärmekapazität [W/K] - a, b Kurzbezeichnungen für konstante Exponentialausdrücke (Sonderfallr=1) - a _kr kritische Größe - b _{k, i} zusammengefaßte konstante Ausdrücke - c _{i, j} konstante Ausdrücke (Sonderfallr=1) - f, g, h bezogene Temperaturen der wärmeaufnehmenden Seite (s. Bild 1) - k Wärmedurchgangskoeffizient [W/m² K] - n Anzahl der Durchgänge - P _i ,q _i konstante Ausdrücke in den Temperaturfunktionen (Falln=2) - q _i Konstante in algebraischer Gleichung zur Ermittlung der Schnittpunkte im Sonderfallr=1 - r Verhältnis der strömenden Wärmekapazitäten - t _i Temperaturfunktioneny, f, g, h (x) - u wärmeübertragender Umfang der Heizfläche eines Durchgangs [m] - x laufende Koordinate, gezählt in Richtung des wärmeabgebenden Stroms - y bezogene Temperatur des wärmeabgebenden Stroms - y,y',y' Ableitungen der Temperaturfunktiony (x) - z Substitution der Exponentialfunktion Griechische Symbole _i , _i Konstante im Exponenten der Temperaturfunktion - , Integrationskonstante (Fallr=1) - Temperatur [⁰C, K] - längenbezogene Konstante im Exponenten [1/m] - Lösungskonstante - längenbezogene Konstante im Argument der Hyperbelfunktionen [1/m] - _k Lösungsfunktion - _{k, i} Lösungsfunktion Indizes 0 Integrationskonstante - l Eintritt in den Wärmeaustauscher - a Austrittseite des mehrfach geführten Stroms - i Unterscheidung der Durchgänge (i=1 ...n+1) - j Unterscheidung der Lösungskoeffizienten (Fallr=1) - k Unterscheidung der Art der Stromführung (k=1, 2) - s Schnittpunkt - w Wendepunkt - Hochstrich bezeichnet die wärmeaufnehmende Seite     

Theoretische Untersuchung der laminaren Zweistoff-grenzschichtströmung längs eines verdunstenden Flüssigkeitsfilms bei nichtadiabater Verdunstung

Zusammenfassung Zur Klärung der physikalischen Vorgänge im Verdampferteil einer Filmverdampfungsbrennkammer wird in Erweiterung der adiabaten Verdunstung der Fall der einseitig benetzten ebenen Platte behandelt, die sowohl im Gleichals auch im Gegenstrom von der heißen Außenluft umströmt wird. Die für beide Strömungsfälle maßgebenden Grenzschichtgleichungen werden simultan unter Berücksichtigung temperatur- und konzentrationsabhängiger Stoffwerte mit einem impliziten Differenzenverfahren gelöst. Dabei ergeben sich für den Gleichstrom ähnliche Lösungen des gekoppelten Gleichungssystems, die mit den ähnlichen, für die adiabate Verdunstung geltenden Lösungen verglichen werden. Die Berechnung der durch den Stoffübergang beeinflußten Grenzschicht parameter zeigt, daß das Modell der Gegenstromanordnung, bei der sich nichtähnliche Profile entlang der Filmoberfl äche einstellen, für einen möglichen Einsatz in einer Filmverdampfungsbrennkammer am besten geeignet ist.

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Theoretical investigation on the binary laminar boundary-layer flow along a vaporizing liquid layer at non-adiabatic evaporation

For clarification the physical process in the evaporating part of a film-evaporation combustion-chamber in addition to the adiabatic evaporation the case of a one-sided wet plate in co- and counter-current hot air flow is presented. The boundary-layer equations for both streams are solved simultaneously with an implicit finite-difference method taking into account variable fluid properties. Thereby the similar solutions obtained for the co-current flow are compared with the corresponding similar solutions for the case of the adiabatic evaporation. Contrary to the co-current flow the counter-current flow yields non-similar solutions and the computation of the boundary-layer parameters influenced by the evaporation mass-flow shows, that the model of counter-current flow is best suitable for application in a film-evaporation combustion-chamber.

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Bezeichnungen A_j, B_j Abkürzungen in der allg. Differenzen - C_j gleichung (36) - c Massenkonzentration, bezogen auf Gemischmasse - c_f Dimensionsloser örtlicher Reibungsbeiwert - c_p Spezifische Wärmekapazität - D₁₂ Diffusionskoeffizient - h Enthalpie des Gasgemisches - K₁, K₂ Abkürzungen in der Gl. (5) - K₅, K₆ Abkürzungen in der Gl.(22) - L Plattenlänge - M Molmasse - m₁ Massenstromdichte, verdunstende Masse je Flächen- und Zeiteinheit - m^* Dimensionslose Massenstromdichte, Verdunstungsparameter nach Gl.(32) - m^** Örtliche dimensionslose Massenstromdichte nach Gl. (33) - P_Gr Stellvertretende Größe für die Grenzschicht parameter c_f, St_T und St_m nach Gl. (34) - p Statischer Druck (=Summe der Partialdrücke) - p_1w Sättigungsdruck an der Filmoberfläche - q Wärmestromdichte - r Verdampfungsenthalpie - r _1w ^* Dimensionslose Verdampfungsenthalpie nachGl.(25) - u Geschwindigkeit in x-Richtung - v Geschwindigkeit in y-Richtung - x Längskoordinate - ¯x Längskoordinate für den Gegenstrom s. Bild 14 - x_A Wärmeisolierte Anlaufstrecke s. Bild 14 - x^* Dimensionslose Längskoordinate für das Dreipunkt-Differenzenverfahren x^*=x/_s - y Querkoordinate - y^* Normierte Querkoordinate für das Drei punkt-Differenzenverfahren y^*=y/_s - ₁ Dimensionslose Verdrängungsdicke nach Gl.(27) - ₂ Dimensionslose Impulsverlustdicke nach Gl.(28) - _c Konzentrationsgrenzschichtdicke (y-Wert für =0.99) - _s Strömungsgrenzschichtdicke (y-Wert für u/u=0.99) - _T Temperaturgrenzschichtdicke (y-Wert für = 0.99) - _T Dimensionsloser Wandabstand nach Gl.(37) - Normierte absolute Temperatur (= (T – T_w)/(T _{– T w}) - Wärmeleitfähigkeit - Dynamische Zähigkeit - Kinematische Zähigkeit - Dichte - Schubspannung - Allgemeine abhängige Variable (s. Tabelle 1) Normierte Massenkonzentration (=(c₁–c_1w/(c₁–c_1w)) - Nu Nußelt-Zahl (= L(T/yT/y)_w/(T–T_w)) - Pr Prandtl-Zahl (=c_p/) - Re_x Reynolds-Zahl (=ux/) - Re_L Reynolds-Zahl (=uL/) - Re_s Reynolds-Zahl (= u_s/) - Sc Schmidt-Zahl (=/D₁₂) - St_m Stanton-Zahl des Stoffübergangs nach Gl.(31) - St_T Stanton-Zahl des Wärmeübergangs nach Gl.(30) Indizes 0 Bezogen auf Strömung ohne Stoffübergang - 1 Gas 1 (Benzoldampf) - 2 Gas 2 (Luft) - Ungestörter Anströmzustand der Luft - ad Charakteristische Werte des adiabaten Strömungsfalles - Geg Charakteristische Werte des Gegenstroms - Gl Charakteristische Werte des Gleichstroms - j Diskreter Punkt in y-Richtung - k Diskreter Punkt in x-Richtung - w Werte an der Plattenoberfläche - + Werte an der benetzten Plattenoberseite - – Werte an der trockenen Plattenunterseite Auszug aus der von der Fakultät für Maschinenbau und Elektrotechnik der Technischen Universität Braunschweig zur Erlangung des akademischen Grades eines Doktor-Ingenieurs genehmigten Dissertation über Theoretische Untersuchung der laminaren Zweistoffgrenzschichtströmung längs einer benetzten, ebenen Platte bei nichtadiabater Verdunstung des Diplom-Ingenieurs Klaus Pientka. Berichterstatter: Prof. Dr. phil. Dr.-Ing. E.h. H. Schlichting und Prof. Dr.-Ing. D. Hummel. - Die Dissertation wurde am 14 Juni 1976 bei der Technischen Universität eingereicht. Die mündliche Prüfung fand am 23. November 1976 statt.     

Transient heat conduction with uniform heat generation in a slab subjected to convection and radiation cooling

A finite difference scheme with fourth order Runge-Kutta method is employed to determine the unsteady state temperature distribution in a plane slab with uniform heat generation. The plane slab is insulated on one face and subjected to convective and radiative cooling at the other face. The plane slab has a uniform initial temperature and the ambient environment as well as the fluid temperatures are assumed to be constant. Heat conduction is considered to be one dimensional. Results are presented in dimensionless charts over a wide range of parameters.

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Instationäre Wärmeleitung mit gleichförmiger Wärmeerzeugung in einer Platte bei Kühlung durch Konvektion und Abstrahlung

Zusammenfassung Zur Ermittlung der instationären Temperaturverteilung in einer Platte mit gleichförmiger Wärmeerzeugung wird ein Differenzverfahren vierter Ordnung nach Runge-Kutta angewendet. Die ebene Platte ist einseitig isoliert und wird auf der anderen Seite durch Konvektion und Abstrahlung gekühlt. Zu Beginn befindet sich die Platte gleichförmig auf einer bestimmten Anfangstemperatur, die Temperaturen der umgebenden Objekte sowie des Fluids sind ebenfalls konstant. Der Wärmeleitungsvorgang sei eindimensional. Die Ergebnisse sind in dimensionsloser Form für einen weiten Parameterbereich in Diagrammform dargestellt.

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Nomenclature Bi Biot number - c specific heat - h heat transfer coefficient - k thermal conductivity - L half thickness of plate - Nr Radiation number - T absolute temperature - t time - F _o dimensionless time - T _e environment temperature - T _f fluid temperature - T _i initial plate temperature - u internal energy generation number - u internal energy generation - x space coordinate - x* dimensionless space coordinate Greek symbols thermal diffusivity - emissivity - dimensionless temperature - density - Stephan-Boltzman constant     

Influence of step discontinuity in porous plate temperature in free convection with transpiration

A simple finite difference scheme is used to solve the second order, simultaneous, non-linear partial differential equations with a nonhomogeneous boundary condition, to study the influence of a step discontinuity in the surface temperature on heat transfer from a vertical porous plate in free convection with uniform transpiration. The numerical procedure is described in detail and results are presented forPr =0.72 in the blowing parameter range, - 1.5 < ©₁ < 1.5, for non-dimensional temperature range of 0.25 to 2.0.When the downstream section is cooler than the upstream section, an equilibrium point is defined, which moves towards the discontinuity on suction and away from it on blowing. The readjustment of the boundary layer is slow, causing the recovery length to be considerable.

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Einfluß einer stufenweisen Temperaturänderung in einer porösen Platte mit freier Konvektion und Verdunstung

Zusammenfassung Es wurde ein einfaches Finite-Differenzen-Verfahren verwendet, um ein System gekoppelter, nicht-linearer, partieller Differentialgleichungen 2. Ordnung mit nicht-homogenen Randbedingungen zu lösen und den Einfluß einer stufenförmigen Diskontinuität in der Oberflächentemperatur einer vertikalen, porösen Platte auf den Wärmeübergang bei freier Konvektion mit gleichmäßiger Verdunstung zu studieren. Das numerische Verfahren wird im Detail beschrieben und Ergebnisse werden fürPr=0,72, sowie für einen Anblasparameter zwischen –1,5 und +1,5 und für eine dimensionslose Temperatur von 0,25 bis 2, 0 mitgeteilt.Wenn der stromabwärts gelegene Abschnitt kälter ist als der Bereich stromaufwärts, kann ein Gleichgewichtspunkt definiert werden, der sich bei Saugzug in Richtung der Diskontinuität bewegt und von ihr weg beim Anblasen. Das Wiederausbilden der Grenzschicht erfolgt langsam und verursacht eine erhebliche Einstell-Länge.

     

Numerical study of liquid film cooling along an inclined plate

A numerical method of analyzing liquid film cooling along an inclined plate is presented. A marching procedure is employed for solution of the equations of mass, momentum, energy and concentration in the flow. Results for heat and mass transfer characteristics are presented for air-water system. The effects of the inclined angle , free-stream temperatureT , free-stream velocityu , and inlet film thickness on the heat and mass transfer along the gasliquid interface are examined in detail. Results show that an increase in free-stream temperature and velocity causes an increase in interfacial temperature while an increase in inclined angle and inlet film thickness causes a reduction in interfacial temperature. Additionally, the predicted results with the transport in the liquid film treated are contrasted with those with the transport in the liquid film untreated, showing that the assumption of an extremely thin film is inappropriate for a larger .

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Numerische Untersuchung der Flüssigfilm-Kühlung entalang einer geeigneten Platte

Zusammenfassung Es wird eine numerische Methode zur Untersuchung der Flüssigfilm-Kühlung entlang einer geneigten Platte vorgestellt. Die Lösung der Bilanzgleichung für Masse, Impuls, Energie und Konzentration in der Strömung erfolgt mit Hilfe eines expliziten Verfahrens. Ergebnisse für das Wärme- und Stoffaustauschverhalten werden bezüglich des Systems Luft — Wasser mitgeteilt. Im einzelnen befaßt sich die Untersuchung mit der Ermittlung des Einflusses von Neigungswinkel , FreistrometemperaturT , Freistromgeschwindigkeitu und Eintrittsfilmdicke auf den Wärme- und Stoffübergang entlang der Gas-Flüssigkeitsgrenzfläche. Die Ergebnisse zeigen eine Abnahme der Grenzflächentemperatur bei ansteigender Freistromtemperatur und -geschwindigkeit und eine Erhöhung, wenn Neigungswinkel und Eintrittsfilmdicke zunehmen. Zusätzlich folgt aus den Berechnungen, daß bei größeren Filmdicken die Annahme eines extrem dünnen Films unter Vernachlässigun g der vollständigen Transportmechanismen im Flüssigkeitsfilm zu falschen Ergebnissen führt.

     

Filmströmungen bei sich überlagernden Einflüssen

Zusammenfassung Es wird eine einheitliche Untersuchungsmet-hode für Filmströmungen beschrieben. Damit können sehr gut die Bereiche mit Überlagerung von verschiedenen Einflüssen, z. B. laminarer und turbulenter Transport, Schwerkraft und Reibungskraft an der Filmoberfläche, Phasenübergang (Filmkondensation oder Verdampfung) und Änderung der Filmtemperatur (Kühlung oder Erwärmung), untersucht werden. Die Ergebnisse sind in Diagrammen dargestellt und werden mit Versuchswerten verglichen. Für die Berechnung des Kräfteverhältnisses, der Filmdicke und des Wärmeübergangskoeffizienten werden für die Praxis geeignete Beziehungen vorgeschlagen.

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Film flow with superposition of various effects

An uniform method of analysis for film flow will be given. By this the regions with superposition of various effects can be investigated very well, for instance laminar and turbulent transport, gravity and frictional force on the film surface, phase transition (film condensation or evaporation) and variation of film temperature (cooling or heating). The results are given in diagrams and compared with experimental data. Practicably suitable equations will be proposed for determining of ratio of force, film thickness and heat transfer coefficient.

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Formelzeichen B benetzte Breite - c _P spez. Wärmekapazität - D Rohrdurchmesser - g Erdbeschleunigung - h _V Verdampfungsenthalpie - l Länge - Bezugsgröße (siehe Gl. (12)) - m/A Massenstromdichte - Pr Prandtl-Zahl - q Wärmestromdichte - q _p ⁺ Parameter für Wärmestromdichteverteilung - Re _F Reynolds-Zahl für Film - T, t Temperatur - u Geschwindigkeit - u Schubspannungsgeschwindigkeit - x Dampfanteil - y Wandabstand - Wärmeübergangskoeffizient - Rohr- bzw. Plattenneigung - Filmdicke - dynamische Zähigkeit - Wärmeleitkoeffizient - kinematische Zähigkeit - Dichte - Schubspannung - _p ⁺ Schubspannungsparameter bei Abwärtsströmung - _w ⁺ Schubspannungsparameter bei Aufwärtsströmung - dimensionsloser Wandabstand Indizes BS Blasensieden - F Film - f flüssig - g gas- bzw. dampfförmig - L Längsrichtung - l laminar - m mittlere - P Phasengrenze - S Siedezustand - t turbulent - ü Übergang - W Wand - x örtlich     

Untersuchungsergebnisse über die kapillare Leitfähigkeit von Baustoffen

Zusammenfassung Krischer hat die kapillare Flüssigkeitsbewegung als Potentialströmung beschrieben, deren Ursache ein Feuchtegefälle ist und führte als Stoffeigenschaft die Flüssigkeitsleitzahl als Funktion des Feuchtegehaltes ein. Trennt man durch einen modifizierten Ansatz Kapillar- und Reibungskräfte, so erhält man Kapillarfunktionen, die für den Fall der stationären Strömung bei horizontaler Flüssigkeitsbewegung oder bei lotrechter Flüssigkeitsbewegung unter Vernachlässigung der Schwerkraft in der Krischerschen Flüssigkeitsleitzahl (Kapillarleitkoeffizient) zusammengefaßt werden können.Diese Kapillarfunktionen für Wasser wurden von Quarzsand, Ziegel, Kalksandstein, Gasbeton und Bimsbeton ermittelt und der Kapillarleitkoeffizient als Funktion des Feuchtegehaltes für den Befeuchtungsvorgang angegeben. Zur experimentellen Bestimmung des Feuchtegehaltes war das Durchstrahlungsverfahren mit Gammastrahlen gewählt worden, um den volumenbezogenen Feuchtegehalt während eines quasistationären Vorganges der kapillaren Flüssigkeitsbewegung in Abhängigkeit von Zeit und Ort ohne Störung des Vorganges ermitteln zu können.

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Results of investigations on the capillary motion of moisture in building materials

Krischer described the capillary motion of moisture as a water transfer proportional to the gradient of water content by volume, and defined a coefficient of capillary conductivity as a function of moisture content. Equations of general validity, however, can be developed by separation in terms for capillary and gravity forces and capillary resistance. These capillary functions can be transferred in the coefficient for processes with horizontal motion and for those cases where gravity does not have any impact on the motion in small capillary pore spaces.The capillary functions and the coefficients of capillary conductivity for quasi-steady processes of humidification were determined of quartz sand, brick, sandlime brick, cellular concrete and pumice concrete. The temporally and locally changing moisture content during capillary rising tests was measured non-destructively by means of the attenuation effect of penetrating gamma rays.

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Formelzeichen F Stoffquerschnitt - H() feuchtigkeitsabhängige maximale kapillare Steighöhe - H_max maximale kapillare Steighöhe beim maximalen Feuchtegehalt - I₀ Intensität der auffallenden Gammastrahlung - I Intensität der durchfallenden Gammastrahlung - R() feuchtigkeitsabhängiger kapillarer Reibungskoeffizient - R_max kapillarer Reibungskoeffizient beim maximalen Feuchtegehalt - V Volumstrom - h kapillare Steighöhe - q_S Volumanteil des Feststoffes - q_W Volumanteil des Wassers - q_L Volumanteil der Luft - s Weglänge - t Zeit - x Schichtdicke - y Impulszahl - Neigungswinkel gegen die Lotrechte - statistischer Fehler bei der Impulsmessung - Kapillarleitkoeffizient bzw. Flüssigkeitsleitzahl na ch Krischer - Schwächungskoeffizient für Gammastrahlen - Dichte - / Massenschwächungskoeffizient - volumenbezogener Feuchtegehalt - _max maximaler volumenbezogener Feuchtgehalt - _S Schwächungskoeffizient des Feststoffes - _W Schwächungskoeffizient des Wassers - _L Schwächungskoeffizient der Luft Herrn Professor Dr.-Ing. H. Glaser, Stuttgart, zum 70. Geburtstag gewidmet.Die Untersuchungen erfolgten mit Mitteln der AIF (Arbeitsgemeinschaft industrieller Forschungsvereinigungen e.V., Köln). Der Aufbau der Versuchs-anordnung und die Gammastrahlungsmessungen mit Auswertung wurden von H. Perk durchgeföhrt, der zugleich der för den Strahlenschutz Verantwortliche des Instituts im Sinne des § 20 der I. Strahlenschutzverordnung ist.     

Wärmeübergang bei ausgebildeter und nicht ausgebildeter laminarer Rohrströmung mit temperaturabhängigen Stoffwerten

Zusammenfassung Der Wärmeübergang bei laminarer Rohrströmung läßt sich für viele Rand- und Anfangsbedingungen sowie temperaturabhängige Stoffwerte durch eine numerische Integration der Differentialgleichungen für das Geschwindigkeits-und Temperaturfeld berechnen. Die Ergebnisse solcher Rechnungen werden für die ausgebildete und für die nicht ausgebildete Strömung inkompressibler Fluide mitgeteilt. Sie lassen sich bei der thermischen Randbedingung einer konstanten Wandtemperatur in einer Gleichung für die mittlere Flüssigkeitstemperatur darstellen. Bei einer konstanten Wärmestromdichte an der Wand ist der Verlauf der Wandtemperatur von Bedeutung; er wird für die beiden Einlaufbedingungen der Rohrströmung angegeben.

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The heat transfer of laminar flow in circular tubes can be calculated for many boundary and initial conditions and temperature dependent properties of the fluid by a numerical integration of the differential equations of the velocity and temperature field. The results of those calculations are given for the developed and for the not developed flow of incompressible fluids. Under the boundary condition of a constant wall temperature they can be represented in an equation for the mean bulk temperature. For a constant heat flux at the wall, the course of the wall temperature is significant; it is given for both inlet-conditions of the laminar flow.

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Bezeichnungen a*¹ Stoffwertkoeffizient des Viskositätsgesetzes Gl. (5) - b* Stoffwertkoeffizient des Viskositätsgesetzes Gl. (5) - c _p ^* spez. Wärmekapazität - c _p dimensionslose spez. Wärmekapazität nach Gl. (3) - D* Rohrdurchmesser - * Enthalpiestrom - i* spez. Enthalpie - K Korrekturfaktor für den Einfluß der temperaturabhängigen Stoffwerte auf den Wärmeübergang bei konstanter Wandtemperatur nach Gl. (29) - k* Stoffwertkoeffizient des Viskositätsgesetzes Gl. (5) - m-A002A Massenstrom - N _u mittlere Nusselt-Zahl nach Gl. (17) - P _r Prandtl-Zahl,P _r=c _p ^* */* - Q-A002A Wärmestrom - q-A002A Wärmestromdichte - R* Rohrradius - R _e Reynolds-Zahl,R _e=u**R*/* - r* radiale Koordinate - r dimensionslose radiale Koordinate nach Gl. (1) - T* absolute Temperatur - t* Temperatur - t _q ^* reduzierte Wärmestromdichte nach Gl. (20a) - u* Geschwindigkeit in axialer Richtung - u dimensionslose Geschwindigkeit in axialer Richtung nach Gl. (2) - z* Koordinate in axialer Richtung - z dimensionslose Koordinate in axialer Richtung nach Gl. (1) - 007A-0304; Kennzahl für den Wärmeübergang nach Gl. (21) - * mittlere Wärmeübergangszahl - relative Abweichung der mittleren Flüssigkeitstemperatur bei temperaturabhängigen Stoffwerten von der bei konstanten Stoffwerten - Kennzahl für den Einfluß der Temperaturabhängigkeit der Viskosität auf den Wärmeübergang nach Gl. (26) - * dynamische Viskosität - dimensionslose dynamische Viskosität nach Gl. (3) - dimensionslose Temperatur nach Gl. (4) - dimensionslose mittlere Flüssigkeitstemperatur als Kennzahl für den Wärmeübergang bei konstanter Wandtemperatur nach Gl. (19) - * Wärmeleitfähigkeit - dimensionslose Wärmeleitfähigkeit nach Gl. (3) - * Dichte Indizes D auf den Rohrdurchmesser bezogen - m mittlere ... - W an der Rohrwand - 0 auf den Rohreintrittsquerschnitt oder den Beginn des Wärmeübergangs bezogen Teil der von der Fakultät für Maschinenwesen der Technischen Hochschule Braunschweig genehmigten Dissertation des Verfassers. Vorgetragen auf der internen Arbeitssitzung des Fachausschusses Wärme- und Stoffübertragung der Verfahrenstechnischen Gesellschaft im VDI in Freudenstadt am 17. 4. 1967.     

Laminar natural convection over a slender vertical frustrum of a cone with constant wall heat flux

The problem of laminar natural convection flow over a slender frustrum of a cone with constant wall heat flux is treated in this paper. The governing differential equations are solved by a combination of quasilinearization and finite-difference methods. Numerical solutions are obtained for Prandtl numbers from 0.1 to 100 for a range of values of transverse curvature parameter. It is found that the effect of transverse curvature is of great significance in such flows.

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Laminare natürliche Konvektion über einem dünnen, senkrechten Kegelstumpf mit konstantem Wand wär mestrom

Zusammenfassung In dieser Arbeit wird das Problem der laminaren, natürlichen Konvektionsströmung öber einem dünnen Kegelstumpf mit konstantem Wandwärmestrom behandelt. Die maßgeblichen Differentialgleichungen werden mit Hilfe einer Kombination von Quasilinearisierung und Differenzenverfahren gelöst. Numerische Lösungen werden für die Prandtl ' sehen Zahlen zwischen 0. l und 100 innerhalb eines Bereiches von Querkrüm mungswerten erhalten. Es wird gezeigt, daß der Einfluß der Querkrümmung in solchen Strömungen von großer Bedeutung ist.

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Nomenclature A,B,C constants in the transformation, defined in Eq.(14) - f dependent variable, defined in Eq. (7) - g dependent variable, defined in Eq. (7) - g_e gravitational acceleration - k heat conductivity - k_n -grid - L characteristic length - Nu Nusselt number - Pr Prandtl number - q_w wall heat flux - r radial distance from the axis of the cone - R_TVC transverse curvature ratio, defined in Eq.(28) - Re Reynolds number - T temperature - u,v velocity components in the x- and y-directions, respectively - x,y rectangular coordinates Greek Letters dimensionless temperature, defined in Eq.(4) - bulk modulus - cone angle - dynamic viscosity - stream function - , transformed independent variables, defined in Eq. (7) - transverse curvature parameter     

Messung des Emissionsvermögens austenitischer Stähle für den Schnellen Natriumgekühlten Brutreaktor (SNR)

Zusammenfassung Zur Berechnung des Wärmeübergangs zwischen Reaktortank und Doppeltankw and sowie zur Berechnung der Temperaturverteilung im SNR-Brennelement für den angenommenen Störfall einer Notkühlung des Brennelements bei einem Klemmen in der Wechselmaschine, ist die Kenntnis des Emissionsvermögens der verwendeten austenitischen Stähle erforderlich. — Meßmethode, Versuchsaufbau, Art und Beschaffenheit der Proben, Schutzgasreinheit und Versuchsdurchführung werden beschrieben. — Das Emissionsvermögen der austenitischen Stähle 1.4948 (X 6 CrNI 1811) und 1.4961 (X 8 CrNiNb 1613) für verschiedene Oberflächenbehandlungen wird im Temperaturbereich von 200 °C bis 700 °C angegeben.

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Measurement of the total emissivity of austenitic steels

For the calculation of heat transfer between reactor tank and double tank wall as well as for the calculation of temperature distribution in the SNR fuel element, in case of an assumed necessity of emergency cooling of a fuel element with regard to a clamping in the fuel handling machine, it is necessary to know about the emissivity of the used austenitic steels. Measuring method, test setup, geometry and surface-conditions of the samples, protective gas impurity and method of test are described. — The emissivity of the austenitic steels 1.4948 (X 6 CrNi 1811) and 1.4961 (X 8 CrNiNb 1613) for different surface treatments is given within the temperature range from 200 °C to 700 °C.

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Bezeichnungen (T) Gesamtemissionsvermögen - q(T) vom beliebigen Temperaturstrahler pro Flächeneinheit abgestrahlte Wärmemenge - q _s (T) vom schwarzen Strahler pro Flächeneinheit abgestrahlte Wärmemenge - T Temperatur des Strahlers in °C oder °K - / Fehler der-Bestimmung - U _q Thermospannung, die der abgestrahlten Wärmemenge eines beliebigen Temperaturstrahlers entspricht - U _qs Thermospannung, die der abgestrahlten Wärmemenge des schwarzen Strahlers entspricht - U _q Ungenauigkeit bei der Bestimmung der Thermospannung, die der abgestrahlten Wärmemenge eines beliebigen Temperaturstrahlers entspricht - U _qs Ungenauigkeit bei der Bestimmung der Thermospannung, die der abgestrahlten Wärmemenge des schwarzen Strahlers entspricht Diese Arbeit wurde im Rahmen des Entwicklungsprogramms für den Schnellen Natriumgekühlten Brutreaktor (SNR) durchgeführt.Der Verfasser dankt Herrn Dipl.-Phys. E.Ruppert fürdie tatkräftige Förderung der Arbeiten und die anregenden Diskussionen, und Herrn G.Fechler für die sorgfältige Durchführung der Versuche.     

Zur Berechnung des Wärmeübergangs bei einphasiger freier Konvektion in der Nähe des kritischen Zustandes

Zusammenfassung Experimentelle Ergebnisse zum überkritischen Wärmeübergang weisen für den Zustandsbereich nahe dem kritischen Punkt zum Teil große Abweichungen von der für unterkritische Fluide bekannten Abhängigkeit des Wärmeübergangskoeffizienten von der Wärmestromdichte auf. Am Beispiel des Kältemittels RC318 (C₄F₈) wird gezeigt, daß auch diese Ergebnisse mit den bekannten Beziehungen zwischen der Nußelt-, der Grashof- und der Prandtl-Zahl beschrieben werden können, wenn der thermische Ausdehnungskoeffizient und die spezifische Wärme in Gr bzw. Pr durch Differenzenquotienten ersetzt und zwei zusätzliche Parameter zur Beschreibung der Dichteänderung innerhalb der beheizten Fluidzone eingeführt werden. Da ein Teil der in den Kennzahlen benötigten Stoffwerte von RC318 im interessierenden Zustandsbereich nicht bekannt ist, werden die fehlenden Stoffwerte mit Hilfe des allgemeinen Korrespondenzprinzips berechnet.

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Calculation of free convective heat transfer near the critical state

For certain conditions free convective heat transfer from horizontal tubes to fluids near the critical state differs widely from the well-known dependency of heat transfer coefficient from heat flux. It is shown that experiments with refrigerant RC318 (C₄F₈) even for these conditions can be described by one of the often applied relationships between Nusselt and Rayleigh numbers, if the special form of density variation within the heated region of the fluid is taken into account. Most of the thermophysical properties of RC318 being unknown near the critical state, thermodynamic similarity considerations are used to calculate these data.

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Formelzeichen F Korrekturfaktor - R individuelle Gaskonstante - T Temperatur - Z Realfaktor - Gr, Nu, Pr Kennzahlen - a Temperaturleitzahl - c_v, C_p spezifische Wärme - d Rohrdurchmesser - g Erdbeschleunigung - h spezifische Enthalpie - m Molekülmasse - p Druck - q Wärmestromdichte - u innere Energie - v spezifisches Volumen - Wärmeübergangskoeffizient - _k Riedel-Parameter - thermischer Ausdehnungskoeffizient - Realanteil - Differenz zwischen einer Zustandsgröße des Fluids an der Heizwand und außerhalb der beheizten Zone - Asymmetrieparameter - Viskosität, dynamische - Wärmeleitzahl - Viskosität, kinematische - Dichte Indizes-hochgestellt normierte Größe - * auf den Wert am kritischen Punkt normierte Größe - 0 im Zustand des idealen Gases Indizes-tiefgestellt B, + Bezugswert - f Fluid außerhalb der beheizten Zone - k am kritischen Punkt - W an der Wand Herrn Professor Dr.-Ing. H. Glaser, Stuttgart, zum 70. Geburtstag gewidmet.Die Autoren danken Herrn Prof. Dr. K. Bier für die unterstützung der Arbeit und für wertvolle Diskussionsbeiträge.     

Zur Frage der Analogie zwischen Wärme- und Stoffaustausch

Zusammenfassung Bei der Beantwortung der Frage nach der Analogie des Wärme- und Stoffaustausches muß man berücksichtigen, daß beide Vorgänge durch den Massenstrom beeinflußt werden. Als Kriterium für die Analogie wurde daher das Verhältnis a^*/^*: a/ (a^*/^* mit zu a/ ohne Massenstrom-beeinflussung) definiert, wobei für ^* eine in der angelsächsischen Literatur übliche Definition verwendet wurde. Dieses Verhältnis ist sowohl nach der einfachen Filmtheorie (ohne Veränderung der Grenzschicht durch den Massenstrom) als auch nach der Grenzschichttheorie berechenbar. Grundsätzlich kann man nach beiden Theorien nur für a/D=1 von einer strengen Analogie sprechen. Die Abweichungen sind jedoch bei der Verdunstung der meisten Lösungsmittel 0,8 < a/D < 3 und bei den erreichbaren Massenströmen (Gastemperatur <250°C) so klein, daß sie innerhalb der Meßgenauigkeit liegen. Es erscheint daher zulässig, mit den berechneten Abweichungen von der Analogie auch bei hier von abweichenden Größen für a/D und größeren Massenströmen das Verhältnis von Wärme- zu Stoffübergangskoeffizienten bei laminaren Grenzschichten zu bestimmen und für Berechnungen zu benutzen. Bei turbulenten Grenzschichten liegen noch nicht genügend Untersuchungen vor, doch scheint die Abweichung von der Analogie noch kleiner als bei laminaren Grenzschichten zu sein.

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The analogy of heat- and mass transfer

Considering the analogy of heat and mass transfer it has to be taken into account that both processes are influenced by the mass-flow. As a criterion for the analogy a ratio a^*/(3^*: a/ was defined (a^*/^* with, to a/ without a mass-flow influence) with ^* being used according to a definition common in English literature. This ratio may be calculated by both the simple film theory (without alterations in boundary layer caused by the mass-flow) and the boundary layer theory. In principle, in both theories, only for a/D=1 we can speak of strict analogy. Deviations in the evaporation of most solvents with 0.8 < a/D < 3 and with the attainable mass-flow-rates (gas temperature <250° C) are small enough, however, to fall within the accuracy of measurement. It appears permissable therefore, with deviations to the analogy calculated, for deviating quantities of a/D, and higher mass-flow-rates, to determine the ratio of heat- and mass-transfer coefficients for laminar boundary layers and use it for calculations. For turbulent boundary layers not enough data are available, but it seems that, deviations to the analogy are even smaller than in laminar boundary layers.

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Bezeichnungen a Temperaturleitzahl - C_p, c_p molare bzw - spez Wärme c=P/RT - D Diffusionskoeffizient - M relative Molmasse - ¯m Massen ström - ¯N Mengenstrom - P Gesamtdruck - P Partialdruck - q Wärme strom - R allgemeine Gaskonstante - T abs Temperatur - u Geschwindigkeit - x Ordinate in Strömungsrichtung - y=p/P Molanteil - z Ordinate senkrecht zur Strömung - Wärmeübergangskoeffizient - Stoffübergangskoeffizient - Grenzschichtdicke - Wärmeleitkoeffizient - v=y / kinematische Zähigkeit - Dichte - u·x Re_x=u.x/v Reynoldszahl - Pr=v/a Prandtlzahl - Sc=v/D Schmidtzahl - Nu_x=·x/v Nusseltzahl - Sh_x=·x/D Sherwoodzahl Indizes D diffundierender Dampf - G Trägergas - th thermisch - Konz Konzentration - * Größe durch Mengenstrom beeinflußt - , Zustand an der Wand bzw. im Gasstrom - - Mittelwert Prof. Dr.-Ing. U. Grigull zum 60. Geburtstag.