CC BY
35
Експериментально дослиджена ттен-сивтсть тепло- i масоовiддачi в контактному апаратi газокрапельного типу з вид-центровою форсункою в умовах утилiзацii теплоти видхидних газiв енергетичних агре-гатiв. Дослидження проведенш в дiапазонi надлишкового тиску води перед форсункою (0,2 0,6) МПа i об'емною долею водяноi пари парогазовоi сумiшi на входi в апарат вiд 0,08 до 0,35. Встановлено особливостi процеыв переносу в газокрапельнш системi та отримано узагальнюючi залежностi для процеыв тепло- i масовiддачi
Ключовi слова: контактний утилiзатор, видцентрова форсунка, коефщент теплоо-бмту, коефщент масообмту, об'емна доля водяноiпари
Экспериментально определена интенсивность тепло- и массоотдачи в контактном аппарате газокапельного типа с центробежной форсункой в условиях утилизации теплоты отходящих газов энергетических агрегатов. Исследование проведены в диапазоне избыточного давления воды перед форсункой (0,2 0,6) МПа и объемной доли водяного пара парогазовой смеси на входе в аппарат от 0,08 до 0,35. Установлены особенности процессов переноса в газокапельной системе и получены обобщающие зависимости для коэффициентов тепло- и массоотдачи
Ключевые слова: контактный утилизатор, центробежная форсунка, коэффициент теплообмена, коэффициент массооб-
мена, объемная доля водяного пара
-□ □-
УДК 536.423.4
|DOI: 10.15587/1729-4061.2015.554841
ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОЕ ИССЛЕДОВАНИЕ КОЭФФИЦИЕНТОВ ТЕПЛО- И МАСОООБМЕНА ПРИ УТИЛИЗАЦИИ ТЕПЛОТЫ ПАРОГАЗОВОГО ПОТОКА В ФАКЕЛЕ КАПЕЛЬ МЕХАНИЧЕСКОЙ
ФОРСУНКИ
М. К. Безродный
Доктор технических наук, профессор, заместитель заведующего кафедры* E-mail: [email protected] А. Ю. Рачинский Аспирант* E-mail: [email protected] Н. Н. Голияд Старший преподаватель* E-mail: [email protected] П. А. Барабаш Кандидат технических наук, доцент* E-mail: [email protected] *Кафедра теоретической и промышленной теплотехники Национальный технический университет Украины "Киевский политехнический институт" пр. Победы, 37, г. Киев, Украина, 03056
1. Введение
Среди многих проблем в решении задач эффективного использования вторичных энергетических ресурсов одно из важных мест занимает проблема использования теплоты низкотемпературных отходящих газов как энергетических, так и технологических агрегатов и устройств. Общепризнано, что одним из эффективных направлений решения этой проблемы является применение утилизационных аппаратов контактного типа. При этом наибольшее практическое применение нашли многочисленные конструкции пленочных контактных аппаратов с различными насадками. Наряду с этим в литературе показано, что несомненными преимуществами могут обладать утилизационные контактные аппараты газокапельного типа [1]. В качестве генератора капель чаще всего используют центробежные форсунки, характеризуемые высокой эффективностью глубокого распыления жидкости. К числу несомненных преимуществ данного типа форсунок можно отнести простейшую, в сравнении с другими подобными
устройствами, конструктивную схему, а также наличие достаточно обширного литературного материала по исследованию характеристик таких распылителей [2, 3].
Поэтому актуальными являются исследования, направленные на решение задачи экспериментального исследования тепло- и массообменных характеристик в системе «парогазовая смесь - капли жидкости» в ограниченном пространстве от параметров данной двухфазной системы для выбранного типа распылителя жидкости.
2. Анализ литературных данных и постановка проблемы
Контактные аппараты капельного типа обеспечивают глубокое охлаждение отходящих газов, повышая к.п.д. топливосжигающих устройств за счет конденсации водяных паров, находящихся в их составе. Полученная в контактных аппаратах нагретая вода может быть использована в качестве нижнего источника теплоты в теплонасосных системах теплоснабжения [4].
©
Газокапельные тепломассообменные системы с испарением жидкости и конденсацией пара на поверхности капель имеют широкий спектр практического применения в различных технологических установках. Так, например, для испарительного охлаждения в оборотных системах водоснабжения широко используются капельные градирни [5]. Смесеобразование топлива и окислителя осуществляется при помощи топочных форсунок [6]. Существует также целый класс распылительных сушилок [7], в которых сушке подвергаются капли различных растворов. Капельные системы используются также в форсуночных кондиционерах [8], в увлажнителях воздуха при его сжатии в компрессорах ГТУ [9], при нанесение различных покрытий в нанотехнологиях [10].
Для газокапельной двухфазной системы в зависимости от практического применения должны быть выбраны свои параметрические условия, которые будут обеспечивать наиболее эффективное протекание основного технологического процесса.
С другой стороны, ключевым моментом создания методики расчета для контактных аппаратов указанного типа является наличие зависимостей для процессов переноса, реализующихся в них. Авторы многих работ, например [11-15], решают подобную задачу путем математического моделирования происходящих там процессов. В состав этих математических моделей кроме соответствующим образом сформулированных уравнений энергии, диффузии, движения для компонентов системы, а также зависимостей для определения размеров капель, входят формулы для коэффициентов переноса применительно к одиночным каплям. Достоверность полученных на основе этих моделей результатов расчетов проверяется тестированием по известным экспериментальным данным, наличие которых крайне ограничено и не относится к поставленной задаче.
Оставляя за пределами этой работы вопрос о положительных и отрицательных аспектах численного исследования аналогичных систем и задач, авторами было принято решение об экспериментальном исследовании задачи об интенсивности процессов переноса в рассматриваемой системе и аппарате. Тем более, что как оказалось, замыкающие зависимости для коэффициентов переноса применительно к одиночной капле, широко применяемые различными авторами для моделирования аналогичных систем и задач, заметно отличаются от опытных данных для ансамбля капель в виде конуса распыливания. В литературе отсутствуют характеристики для системы «влажный газ - жид-кокапельный конус распыливания», что определяет актуальность и новизну данного исследования.
3. Цель и задачи исследования
Целью работы является экспериментальное исследование интенсивности процессов переноса в системе «влажный воздух - жидкокапельный конус распы-ливания» применительно к контактному капельному утилизатору теплоты отходящих газов.
Для достижения поставленной цели были поставлены следующие задачи:
- получить экспериментальные зависимости коэффициентов переноса от парогазовой смеси к системе
капель в виде конуса распыливания в функции режимных параметров работы аппарата и отнесенных к межфазной поверхности раздела фаз;
- сравнить интенсивность теплоотдачи от парогазовой смеси к системе капель в виде конуса распылива-ния с литературными данными для случая движения одиночной капли в рассматриваемой системе;
- сравнить интенсивность массоотдачи от парогазовой смеси к системе капель в виде конуса распылива-ния с литературными данными для случая движения одиночной капли в рассматриваемой системе;
- получить обобщающие зависимости для средних коэффициентов тепло- и массоотдачи, пригодные для создания методики расчета подобных контактных аппаратов капельного типа.
4. Экспериментальная установка и методика проведения опытов
Исследования проводились на экспериментальной установке схема, которой приведена на рис. 1. Основными узлами установки являются: узлы подачи воздуха, пара и воды, экспериментальная контактная камера, система измерений.
Газопаровая смесь с определенным паросодержанием моделировалась воздухопаровой смесью, которая готовилась с помощью потока воздуха, создаваемого вентилятором, и потока водяного пара, получаемого в специальном парогенераторе и подводимого к камере смешения через распределительное устройство 1. Для обеспечения равномерного распределения параметров пароводяного потока по сечению канала камеры смешения 2 были установлены две перегородки 3, перфорированные отверстиями. Воздух в рабочий канал подавался вентилятором 4, а расход воздуха регулировался с помощью регулятора частоты 5 и измерялся с использованием трубки Пито-Прандт-ля 6. Для подогрева воздуха использовался электронагреватель 7. Регулирование и контроль мощности, которая подводилась к электронагревателю, осуществлялись с помощью регулятора напряжения типа РНО-250-10 и ваттметра типа Д-50162 соответственно.
Водяной пар подавался в камеру смешения из парогенератора 8. С целью предотвращения уноса капельной влаги из парогенератора в его паровом объёме устанавливался сепаратор, а на паровой магистрали - пароперегреватель 9. Расход водяного пара определялся по тепловой мощности нагревателей котла за вычетом тепловых потерь, определенных экспериментально.
В качестве распылителя была выбрана стандартная центробежная форсунка № 26 [3], которая имеет надежную и простую конструктивную схему. Указанный в литературе расход жидкости через такую форсунку (от 28,6 до 52,8 кг/ч) имеет место при использовании ее в области высоких давлений (от 6,5 до 24,5 МПа). При использовании подобной форсунки в данной работе с целью уменьшения затрат энергии на распыление было признано целесообразным снижение давления воды перед форсункой от 0,6 МПа и ниже. Гидравлические характеристики такой форсунки в указанном диапазоне избыточных давлений предварительно были исследованы в работах [16-18].
Вода в контактную камеру 10 подводилась из водопроводной сети через регулирующий вентиль, водяной
фильтр 11, ротаметр 12 и поступала на форсунку 13, с помощью которой распылялась на капли, образующие факел распыла 14 в виде конуса, контактирующего с охлаждаемой паровоздушной смесью. Нагретая вода стекала в камеру сбора горячей воды 15 в нижней части установки.
Рис. 1. Схема экспериментальной установки: 1 — распределительное устройство, 2 — камера смешения, 3 — перегородки, 4 — вентилятор, 5 — регулятор частоты, 6 — датчик расхода, 7 — нагреватель воздуха, 8 — парогенератор, 9 — пароперегреватель, 10 — контактная камера, 11 — водяной фильтр, 12 — ротаметр, 13 — форсунка, 14 — факел распыла, 15 — сборник води, 16 — термопары, 17 — «мокрые» термопары,18 — зонд
Элементы экспериментальной установки, контактирующие с нагретой средой, теплоизолировались. Температура воды в соответствующих точках измерялась с помощью хромель-копелевых термопар. Предварительно термопары были протарированы с помощью термостата и лабораторных термометров ТЛ-4.
Измерение температур сред в различных точках по сечению и высоте рабочего канала производилось с помощью специального зонда, выполненного из тонкостенной фторопластовой трубки диаметром 16 мм, внутри которой размещались электроды термопар. Через отверстия в корпусе контактной камеры зонд устанавливался на заданной высоте и перемещался в направлении радиуса канала. Один конец трубки зонда имел открытый торец, а другой подсоединялся к вытяжному каналу вентилятора для отсоса и измерения параметров парогазовой смеси.
Параметры парогазовой смеси на входе и выходе из контактной камеры определялись с помощью «сухих» 16 и «мокрых» 17 термопар. Показания термопар измерялись прибором типа «Овен» и выводились с помощью адаптера АС-2 на компьютер для регистрации. Результаты измерения температур, приведенные в этой работе,
характеризуются доверительным интервалом, равным не более ±2,5 %, с достоверной вероятностью 0,9.
Исследование коэффициентов тепло- и массоотдачи проводились в условиях охлаждения паровоздушной смеси каплями воды при фиксированных значениях давления воды перед форсункой и расхода воздуха при изменении расхода пара, что обеспечивало заданное значение объемной доли водяных паров в парогазовой смеси на входе в рабочий канал. Избыточное давление воды перед форсункой изменялось в диапазоне Р=0,2-0,6 МПа, а ее температура находилась на уровне 15-22 °С. Начальная температура паровоздушной смеси задавалась на уровне 105 °С, расход сухого воздуха изменялась от 19,5 до 45,9 м3/ч, а объемная доля водяного пара (отношение объемного расхода пара к объемному расходу смеси) на входе в установку изменялась от 0,08 до 0,35.
Систематическая погрешность измерений, определяется классом точности приборов и составляла: при измерении температуры от 0,1 до 1,67 %; для манометра при измерении избыточного давления воды перед форсункой 0,4 %; для ротаметра при измерении расхода воды 0,6 %; для манометра при измерении расхода воздуха с помощью трубки Пито-Прандтля 1 %; для ваттметров 0,5 %.
Схема организации движения теплоносителей в контактной камере опытного аппарата представлена на рис. 2.
Рис. 2. Схема организации движения теплоносителей в контактной камере опытного аппарата
В опытах величина текущего радиуса контактной камеры г при измерении температур изменялась от 0 до Я (Я=150 мм). Значение текущей высоты конуса распыливания Ь изменялось в диапазоне (0-Н) мм. Высота конуса распыла от среза сопла до стенок камеры Н менялась в зависимости от давления воды перед соплом (при 0,6 МПа Н=167 мм, при 0,4 МПа - 175,6 мм, при 0,2 МПа - 295 мм).
5. Результаты экспериментальных исследований процессов тепло- и массообмена
Ранее в работах [16, 17] авторами были исследованы гидравлические характеристики опытной форсунки в
принямом диапазоне изменения давлениями воды перед ней. Для этих условий в работе [18], на основе решения уравнения движения для сферической капли применительно к среднему объемно-поверхностному ее диаметру dз2, были определены необходимые для расчета коэффициентов переноса величины: длина пробега капли L, скорость ее движения W и межфазная поверхность Е
Расчетные зависимости величины межфазной поверхности конуса распыливания и скорости движения капель в функции от длины их пробега для трех значений давления воды перед форсункой по результатам наших работ [16-18] представлены на рис. 3.
Рис. 3. Зависимость величины: а — межфазной поверхности конуса распыливания F, б — скорости движения капель W от длины их пробега L при разных давлениях воды перед форсункой (1 — Р=0,6 МПа;
2 - Р=0,4 МПа; 3 - Р=0,2 МПа)
Видно, что графики F=f(L) для всех значений Р воды перед форсункой имеют вид квадратичной параболы, которые со значения L=30 мм начинают заметно расслаиваться. Наибольшее значение величина F принимает при давлении воды перед форсункой, равном 0,6 МПа, наименьшее - при 0,2 МПа. Как известно [7], величина межфазной поверхности в системе «сплошная газовая фаза - капли жидкости» прямо пропорциональна объемному расходу жидкости через форсунку V, времени пребывания капель в активной зоне реализации процессов переноса т и обратно пропорциональна величине среднего их диаметра d32,
т. е. F = ——. Оказалось, что это соотношение для F
с ростом величины L при 0,6 МПа заметно превышает соответствующие значения при других Р.
На рис. 4 представлены типичные результаты прямого измерения распределения по сечению контактной камеры температур сред (температуры воды и температуры «сухого» термометра газовой смеси). Эти температуры при различных значениях объемной доли е пара в парогазовой смеси измерялись при фиксированных значениях Ь и изменении при этом г от 0 до Я.
Качественно картина распределения температур сред по сечению камеры практически мало чем отличается при изменении объемного содержания пара в газовой смеси в пределах е=0,1-0,3. Отличие заключается лишь в том, что при переходе на более высокое значение величины е (увеличении влагосодержания воздуха на входе в контактную камеру) происходило, в результате реализации процессов переноса в камере, повышение уровня температур сред в камере. Так при последовательном повышении е с величины 0,1 до 0,2 и затем до 0,3 уровни температур, соответственно, изменялись на оси камеры (при г=0)от 40-45 до 50-57 и до 58-66 °С. Одновременно у стенки камеры (при г=Я=150 мм) соответствующее повышение уровня температур составляло от 42-68 до 53-79 и затем до 62-83°С.
На графиках распределения температур видно также наличие пяти последовательно расположенных минимумов значений температур, образующих графически своеобразные впадины при пяти фиксированных значениях Ь от 11 до 190 мм и значениях г от 0 до 150 мм (изменяющихся с шагом 5 мм при каждом из этих фиксированных значений Ь). По этим узловым точкам камеры смешения и перемещался датчик температуры при зондировании ее распределения. Заметно также, что эти минимумы значений температур растут с ростом Ь, а сами впадины с ростом Ь и г становятся шире. Зная характеристики опытной форсунки, исследованные авторами ранее в работе [16], и сопоставив их с полученным распределением температур сред в камере, авторы пришли к выводу, что распределение температур в указанных экстремальных узлах есть не что иное, как распределение температуры капель воды в различных сечениях конуса распыливания. А минимальная температура в этих узлах практически равна температуре капель на оси образующей конуса распыла. Имея ввиду, что плотность орошения на оси образующей конуса распыла в 2,2 раза выше среднеарифметической плотности орошения, приходящейся на весь угол раскрытия факела [16], в дальнейшем было принято, что температура капель на оси образующей факела равна средней температуре нагрева воды при соответствующих координатах [Ь!;г!]. Эта температура и была принята в дальнейших расчетах коэффициентов переноса в качестве средней температуры нагрева воды.
Распределение средних температур «сухого» тер, ср
мометра ^ для паровоздушной смеси и капель воды Ц™" по высоте камеры смешения, характеризующее изменение конвективного потока теплоты, при давлении воды перед форсункой Р=0,6 МПа, V=19,5 м3/час и при различных объемных долях пара е в смеси (а - е=0,1; б - е=0,3) представлено на рис. 5.
Средняя температура «сухого» термометра для парогазовой смеси на определенной высоте камеры,
ср
^ , рассчитывалась как среднеинтегральная величина по сечению камеры.
а
в
Рис. 4. Распределение температур сред по сечению камеры для Р=0,6 МПа и V=19,5 м3/час при различных объемных долях пара в газовой смеси: а - £=0,1; б — £ =0,2; в — £ =0,3 и величинах Ьк 1 — Ь|=11 мм; 2 - 40 мм; 3 - 90 мм; 4 - 110 мм; 5 - 190 мм; 6 - температура воды перед форсункой (Ь|=0)
Видно, что качественно картина распределения этих температур по высоте камеры с изменением величины £ в диапазоне от 0,1 до 0,3 не изменяется. При
всех значениях £ в указанном диапазоне его изменения снижение средней температуры газовой смеси практически прекращается на высоте Н=70 мм (что свидетельствует о весьма интенсивных процессах переноса, происходящих в рассматриваемой системе именно при Н<70 мм). Начиная с этой высоты, температура смеси с ростом величины Н практически остается неизменной. С ростом значения £ повышается только уровень средней температуры смеси при Н>70 мм. Так, при Н=190 мм и £=0,1 (рис. 5, а) =45 °С, а при £=0,3 (рис. 5, б) ^СР = 64 °С. Температура капель при Н=190 мм для всех значений £ асимптотически приближается к своему пределу, равному температуре «мокрого» термометра для парогазовой смеси.
80 100 а
1 10
100 90 80 70 60 50 40 30 20 10
А о- 1
и" Н, ММ
20 40 60 80 100 120 140 160 180 200
Рис. 5. Распределение средних температур «сухого» термометра для парогазовой смеси и капель воды по высоте камеры смешения при давлении воды перед форсункой Р=0,6 МПа, V=19,5 м3/час и при различных объемных долях пара £ в смеси: а - £ = 0,1; б - £=0,3
При проведении зондирования контактной камеры измерялись также температуры «мокрого» термометра для паровоздушной смеси, позволяющие определять значения влагосодержания в конкретных точках камеры.
На рис. 6 представлено распределение среднего вла-госодержания в поперечном сечении камеры по ее высоте, характеризующее поток массы водяного пара при конденсации его из паровоздушной смеси на каплях воды, при давлении воды перед форсункой Р=0,6 МПа, V=19,5 м3/час и при различных объемных долях пара £ в смеси (а - £=0,1; б - £=0,3). Среднее влагосодержание в ь том сечении камеры определялось аналогично определению средней температуры «сухого» термометра смеси, о котором упоминалось выше.
Рис. 6. Распределение среднего влагосодержания в поперечном сечении камеры по ее высоте при давлении воды перед форсункой Р=0,6 МПа, V=19,5 м3/час и при различных объемных долях пара е в смеси: а — е=0,1; б — е=0,3
Видно, что графики распределения среднего вла-госодержания по высоте контактной камеры имеют четко выраженный убывающий степенной характер с различными, в зависимости от значения величины е, уровнями значений влагосодержания смеси d.
При обработке экспериментальных данных конвективная составляющая 0КОНВ общего теплового потока Q определялась как разность двух величин:
°конв = 0 0
конд '
0 - ^.возд^1 - г,
(1)
где 0КОНД - конденсационная составляющая общего теплового потока; Gc.ВoЗд - массовый расход сухого воздуха на входе в установку; d1,d2 - соответственно среднее влагосодержание на входе и выходе рассматриваемого участка; г - скрытая теплота парообразования.
Величина 0 определялась из теплового баланса для воды. Величина г - по среднему парциальному давлению РП водяных паров в смеси газа на рассматриваемом участке длины пробега капель (РП =-—-).
0,622 + dСp
Средний коэффициент конвективной теплоотдачи аК, отнесенный к среднелогарифметическому температурному напору ДТ, на опытных участках (которые последовательно соответствовали длине пробега и межфазной поверхности капель для Ь 11, 40, 90
110 мм) определялся по зависимости ак =
0к FДT
^ принималась по рис. 3, а). Указанные значения аКв функции величин L и W (рис. 3) приведены на рис. 7.
Видно, что с ростом величин L и W значения аК соответственно уменьшаются и возрастают. Эти обсто-
ятельства логично объясняются, в свою очередь, характером изменений величин F и W в зависимости от изменения L (рис. 3). Заметно также довольно существенное расслоение значений аК=^Ь) при различных режимных параметрах, которое снижается при рассмотрении зависимости aК=f(W) (соответственно от ±33 % до ±22 %).
При обобщении опытных данных по конвективной теплоотдаче использовались следующие зависимости:
а d Р - Р
Ки = ^к^2; XСМ=Хп(1-ег)+А,,£г; ег = Рс-Рп;
Яе =
см X
Wd
с
32. „ =Ёо. м =(1-егК + 1,61егМг, V ; Усм = РС; Мс = 1 + 0,61ег ;
= Р 273 -0,37^^ 1; Рг = ^М;
760) а™.
Рс Ри Т I 760
[=а п(1 ег)+ гег; рп =
Вd
0,622 + d
Здесь Ки - число Нуссельта; ХСМ, Хп, Хг - соответственно коэффициент теплопроводности паровоздушной смеси, водяного пара и неконденсирующегося газа; ег - объемная доля неконденсирующегося газа; РС,РП - соответственно общее давление газовой смеси, парциальное давление пара; Яе - число Рейнольд-са; VCM - коэффициент кинематической вязкости смеси газов; цс, цп, цг - соответственно динамический коэффициент вязкости смеси, пара, неконденсирующихся газов; рС,р0 - соответственно плотность смеси и воздуха при н.у.; В - барометрическое давление смеси; Т - средняя температура смеси на рассматриваемом участке; Рг - число Прандтля; аСМ,аП,аг - соответственно коэффициент температуропроводности смеси, пара и газа.
Целесообразно отметить, что проведенные авторами опыты по интенсивности процессов переноса характеризуются очень узким диапазоном изменения чисел Рг (отклонение от среднего значения ±8 %) и Ргс (практически постоянное, отклонение ±0,8 %). Поэтому степень чисел Рг и Ргс, предложенная авторами ниже в обобщающих зависимостях, принималась по довольно многочисленным литературным соотношениям [2], в которых изучалось влияние этого параметра на процессы переноса к одиночной капле.
На рис. 8 представлено обобщение экспериментальных данных авторов по теплоотдаче от паровоздушной смеси к каплям жидкости, создающим собственно конус распыливания после форсунки контактного утилизатора.
Видно, что обобщающий график 1 удовлетворительно аппроксимирует (с достоверностью 0,92; максимальное отклонение ±20 %) опытные точки, полученные при всех исследуемых режимных параметрах работы аппарата.
Здесь же для сравнения приведены графики 2 и 3, характеризующие интенсивность теплоотдачи к отдельно движущейся капле воды и построенные применительно к режимным параметрам наших опытов. график 2 построен по зависимости Брукнера - Мат-тика [19], которая из большого числа корреляций для коэффициента теплоотдачи к отдельной капле [2], дает самое большое его значение.
и
10000 8000
6000 4000 2000 0 ■
* п * иц Вт/( м2К) = 1 .......
- «3
ж х4
У ♦ 0 + -5
А £ + -6
_ 2 □ -7
а * л * пК • II « ■ -Э А -10
■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ •-11 --12 1-, мм
10000 8000
6000 4000 2000 О ■
О 20 40 60 80 100 120 140 160 180
а
а, Вт/{ м2К) о-1 1
О-2
- *-3
*
■=■ 1 + -5
-
■ ^ Л
1 □ -7
№
- *
♦ " 1 " ¿1. В ■ -9
« д-10
•-11
--12
■ 1 VI, м/с
О 5 10 15
30 35
40
Рис. 7. Средние коэффициенты конвективной теплоотдачи от парогазовой смеси к факелу капель: а - в зависимости от длины пути пробега капель, б - от скорости движения капель на выходе с соответствующего участка: 1, 2, 3 - Р=0,6 МПа, V=19,5 м3/час (1 -£=0,1; 2 - 0,2; 3 - 0,3); 4, 5, 6 - Р=0,6 МПа; £ =0,15 (4 - V=20,08 м3/ час; 5 - 26,9; 6 - 45,9); 7, 8, 9 - Р=0,4 МПа; V=19,7 м3/ час (7 - £=0,08; 8 - 0,18; 9 - 0,25); 10, 11, 12 - Р=0,2 МПа;
V=19,5 м3/ час (10 - £=0,12; 11 - 0,22; 12 - 0,35)
Рис. 8. Обобщение наших экспериментальных данных (график 1) по теплоотдаче: график 2 - расчет по [19]; график 3 - расчет по [20]. Обозначения маркеров точек - рис. 7
график 3 построен по соотношению Рэнца - Маршалла [20], которое, пожалуй, чаще других используется в работах по исследованию коэффициентов передачи в аналогичных системах, например [12, 21], при создании математических моделей.
Видно также, что интенсивность теплоотдачи от парогазовой смеси к совокупности капель в виде конуса распыливания заметно превышает ее значения в случае движения единичной капли. Этот факт, по мнению авторов, объясняется дополнительным, по сравнению с одиночной каплей, турбулизирующим воздействием на пограничный слой вокруг отдельной капли, движущейся в ансамбле примыкающих к ней капель.
Таким образом, обобщающее уравнение для среднего коэффициента теплоотдачи от парогазовой смеси к ансамблю капель воды (конусу распыливания) имеет вид:
Ш = 1,97Яе0,53 Рг0,
(2)
При обработке экспериментальных данных средний коэффициент массоотдачи в на соответствующем участке определялся по формулам:
р=рР _А_ т , рр=- ^ G СВОЗД
Мн,,
(Рпо Рп.в )'F
где вР - средний коэффициент массоотдачи, отнесенный к разности парциальных давлений; Я - универсальная газовая постоянная; Т - средняя абсолютная температура смеси; цн О - молекулярный вес водяного пара; РПО,РПВ - соответственно парциальные давления водяного пара в паровоздушной смеси вдали от межфазной поверхности и на поверхности капли (принимались равными среднеарифметическому значению на рассматриваемом участке; так же поступали и с величинами рС,ег).
В отличие от коэффициентов теплоотдачи, величина которых, как следует из (2), прямо пропорциональна скорости движения капель и обратно пропорциональна их диаметру, на интенсивность процесса массоотдачи также оказывает заметное влияние величина объемного содержания пара в паровоздушной смеси. Это обстоятельство наглядно иллюстрируют графики, представленные на рис. 9.
Видно, что опытные точки, из представленной выборки данных для Р = ^е), удовлетворительно аппроксимируются степенными зависимостями с граничными величинами показателей степени при е, изменяющимися в пределах от 0,4 до 0,9.
На рис. 10 представлены значения среднего коэффициента массоотдачи в в функции величин L и W для соответствующих опытных участков. Здесь же для сравнения представлен построенный применительно к режимным параметрам опытов график 1, характеризующий интенсивность массоотдачи к отдельно движущейся капле воды. Этот график построен по зависимости подобной зависимости Рэнца - Маршалла [20] для случая теплоотдачи к отдельной капле и также широко используемой в литературе при создании математических моделей при численном исследовании похожих систем и задач.
Видно, что как и при исследовании интенсивности теплоотдачи зависимости в = ^) и в = f(W) характеризуются большим (до ±40 %) разбросом (по ординате системы координат) опытных данных при различных
режимных параметрах. Заметно также, что интенсивность массоотдачи к отдельно движущейся капле воды (график 1) выше, чем к ансамблю капель в конусе рас-пыливания. Физически этот факт можно объяснить своеобразным распределением всей массы водяного пара в смеси по совокупности капель, приводящем в конечном итоге к снижению доли пара, получаемого конкретной каплей в совокупности и, следовательно, к снижению градиента концентрации пара в ее пограничном слое. А последнее обстоятельство приводит, согласно закону Фика, к снижению интенсивности массоотдачи.
Рис. 9. Зависимость в = ^е): при различных значениях Р и ^ 1 — Р=0,6 МПа, 2 — 0,4, 3 — 0,2. График 1 — И=11 мм;
график 2 — Ь|=40, 90, 110 мм
Р, м/с о-1
*■ -5
♦ -6
□ -7
« ■ -9
"I * л-10
■ • -11
0 • "К --12
* « ° 1
а I., ММ
20 40 60 80 100 120 140 160 180
Р, м/с о-1
о-2
* -3
1 * -4
-5
♦ -6
о-7
ж ■ -9
■ А * « ¿-10
■ » • -11
9 а ■ ** 1 4 Й Л ° 0 --12
1
| 1 1 1 ■ \Л/, м/с
10
15
20
30
35
40
Рис. 10. Средние коэффициенты массоотдачи от парогазовой смеси к факелу капель в зависимости: а — от длины пути пробега капель, б — от скорости движения капель на выходе с соответствующего участка. График 1— расчет по [20]. Обозначения маркеров точек — рис. 7
а
При обобщении опытных данных по массоотдаче к совокупности капель использовались следующие зависимости:
NUd =
D
-• Pr =
d
2,28
çm ; D = -
D 133,3B
-273)
273
; Nur/prr;j' Г1
33
m A jr^ о -2 V -3 V -4 Е -5 Е -6 <S> - 7 О -S А -9 л -10 «i -1 1 О -12 Res
О
о г" П Í □
© ф 7'S
Обобщающая зависимость имеет вид:
Nud = 0,96Re0,55 PrD033 е0-55.
В этих формулах диффузионное число Нус-
сельта; D - коэффициент диффузии; Рг13 - диффузионное число Прандтля. Скоростью паровоздушной смеси при расчетах пренебрегали (максимальное ее значение при максимальном значении VвОЗд. было меньше 0,25 м/с). Теплофизические параметры воздушной смеси принимались по ее среднеарифметической температуре на рассматриваемом участке.
1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 2 3
Рис. 11. Обобщение экспериментальных данных по массоотдаче. Обозначения маркеров точек — рис. 7
Обобщение экспериментальных данных авторов по массоотдаче от паровоздушной смеси к каплям жидкости, находящихся в конусе распыливания, приведено на рис. 11. По оси ординат графика, изображенного на этом рисунке, отложено соотношение ^^Р^0,33, по оси абсцисс - произведение Яее.
Видно, что обобщающий график удовлетворительно аппроксимирует (с достоверностью 0,92; максимальное отклонение ±20 %) все опытные точки, полученные при проведении настоящего эксперимента.
6. Выводы
В результате проведенных исследований:
1. Получены экспериментальные зависимости коэффициентов переноса, отнесенные к межфазной поверхности раздела фаз, от парогазовой смеси к системе капель в виде конуса распыливании воды центробежной форсункой в функции режимных параметров работы опытного контактного аппарата.
2. Показано, что интенсивность теплоотдачи от парогазовой смеси к совокупности капель в виде конуса рас-пыливания выше, чем для случая движения одиночной капли, что объясняется турбулизирующим воздействием на пограничный слой вокруг отдельной капли соседних, движущихся в ансамбле и примыкающих к ней капель.
3. Показано, что интенсивность массоотдачи от парогазовой смеси к совокупности капель ниже, чем для случая движения одиночной капли, что связано с изменением распределения потока массы водяного пара к каждой из капель, приводящим к снижению градиента концентрации пара в пограничном слое.
4. Получены обобщающие зависимости для средних коэффициентов тепло- и массоотдачи, пригодные для создания методики расчета подобных контактных аппаратов капельного типа. Данные зависимости учитывают условия развития процессов переноса в реальной газокапельной системе утилизатора в отличие от известных в литературе зависимостей для одиночной капли.
Литература
1. Галустов, В. С. Прямоточные распылительные аппараты в теплоэнергетике [Текст] / В. С. Галустов. - М.: Энергоатомиздат, 1989. - 240 с.
2. Пажи, Д. Г. Основы техники распыливания жидкостей [Текст] / Д. Г. Пажи, В. С. Галустов. - М.: Химия, 1984. - 255 с.
3. Хавкин, Ю. И. Центробежные форсунки [Текст] / Ю. И. Хавкин. - Л.: Машиностроение, 1976. - 168 с.
4. Жовмiр, М. М. Утилiзацiя низькотемпературно'1 теплоти продукйв згорання палив за допомогою теплових насоав [Текст] / М. М. Жовмiр // Промышленная теплотехника. - 2008. - T. 30, № 2. - С. 90-98.
5. Бринь, А. А. Тепловой расчет эжекционной градирни и способ повышения ее эффективности [Текст] / А. А. Бринь, А. И. Петручик // Инженерно-физический журнал. - 2011. - Т. 84, № 2. - С. 270-273.
6. Дятлов, И. Н. Распыливание топлива в камерах сгорания газотурбинных двигателей [Текст] / И. Н. Дятлов // Труды КАИ им. А. Н. Туполева. - 1980. - Вып. 4. - С. 4-15.
7. Лыков, М. В. Распылительные сушилки [Текст] / М. В. Лыков, Б. И. Леончик. - М.: Машиностроение, 1966. - 331 с.
8. Тарабанов, М. Г. Тепло- и массоперенос в камерах орошения кондиционеров с форсунками распыления [Текст]: учеб. пособие / М. Г. Тарабанов, Ю. В. Видин, Г. П. Бойков. - Красноярск: Кр.ПИ, 1974. - 211 с.
9. Дикий, Н. А., Повышение эффективности ГПТУ «Водолей» охлаждением воздушного потока в компрессоре [Текст] / Н. А. Дикий, А. С. Соломаха, В. Г. Петренко // Науюж вют НТУУ «КП1». - 2011. - № 5. - С. 31-34.
10. Fisenko, S. P. Heat and mass transfer and condensation interference in a laminar flow diffusion chamber [Text] / S. P. Fisenko, A. A. Brin // International Journal of Heat and Mass Transfer. - 2006. - Vol. 49, Issue 5-6. - Р. 1004-1014. doi: 10.1016/j. ijheatmasstransfer.2005.09.007
11. Терехов, В. И. Численное исследование гидродинамики, тепло- и массообмена двухфазного газопарокапельного потока в трубе [Текст] / В. И. Терехов, М. А. Пахомов // Прикладная механика и техническая физика. - 2003. - Т. 44, № 1. -С. 108-122.
12. Пахомов, М. А. Численное исследование гидродинамики и тепломассообмена в пристенных и струйных газокапельных потоках [Текст] : автореф. дис. ... д-ра физ.-мат. наук / М. А. Пахомов. - Новосибирск, 2009. - 39 с.
13. Мустафин, Р. Р. Математическое моделирование процессов тепломассообмена двухфазных потоков в двигателях летательных аппаратов [Текст] : автореф. дис. ... канд. техн. наук / Р. Р. Мустафин. - Уфа, 2010. - 15 с.
14. Тумашова, А. В. Моделирование процессов тепло- и массообмена в форсуночных оросительных камерах [Текст] : автореф. дис. ... канд. техн. наук / А. В. Тумашова. - Томск, 2011. - 19 с.
15. Pakhomov, М. A. Second moment closure modeling of flow, turbulence and heat transfer in droplet-laden mist flow in a vertical pipe with sudden expansion [Text] / М. A. Pakhomov, V. I. Terekhov // International Journal of Heat and Mass Transfer. - 2013. -Vol. 66. - P. 210-222. doi: 10.1016/j.ijheatmasstransfer.2013.07.013
16. Безродный, М. К. Некоторые характеристики распыла центробежных форсунок контактных утилизаторов отходящих газов капельного типа [Текст] / М. К. Безродный, Н. Н. Голияд, П. А. Барабаш, А. Ю. Рачинский, А. Б. Голубев // Промышленная теплотехника. - 2013. - Т. 35, № 6. - С. 31-38.
17. Безродный, М. К. Влияние входных параметров воды на тонкость распыла центробежных форсунок [Текст] / М. К. Безродный, Н. Н. Голияд, П. А. Барабаш, А. Б. Голубев, А. Ю. Рачинский // Енергетика: економша, технологи, еколопя. - 2013. -№ 2. - С. 23-30.
18. Безродний, М. К. До визначення поверхш тепломасообмшу в контактних теплоутилiзаторах крапельного типу [Текст] / М. К. Безродний, М. Н. Голшд, А. Ю. Рачинський // Восточно-Европейский журнал передовых технологий. - 2014. -Т. 1, № 8 (67). - С. 21-26. doi: 10.15587/1729-4061.2014.20646
19. Bruckner, A. P. High Effectiveness Liquid Droplet-gas Heat Exchanger for Space Power Applications [Text] / A. P. Bruckner,
A. T. Mattick // Acta Astronautica. - 1984. - Vol. 11, Issue 7-8. - P. 519-526. doi: 10.1016/0094-5765(84)90091-2
20. Ranz, W. Evaporation from Drops. Part II [Text] / W. Ranz, W. Marschall // Chemical Engineering Progress. - 1952. -Vol. 48, Issue 4. - P. 173-180.
21. Терехов, В. И. Экспериментальное и численное исследования нестационарного испарения капель жидкости [Текст] /
B. И. Терехов, В. В. Терехов, Н. Е. Шишкин, К. Ч. Би // Инженерно-физический журнал. - 2010. - Т. 83, № 5. - С. 829-836.
