авторефераты диссертаций БЕСПЛАТНАЯ БИБЛИОТЕКА РОССИИ

КОНФЕРЕНЦИИ, КНИГИ, ПОСОБИЯ, НАУЧНЫЕ ИЗДАНИЯ

<< ГЛАВНАЯ
АГРОИНЖЕНЕРИЯ
АСТРОНОМИЯ
БЕЗОПАСНОСТЬ
БИОЛОГИЯ
ЗЕМЛЯ
ИНФОРМАТИКА
ИСКУССТВОВЕДЕНИЕ
ИСТОРИЯ
КУЛЬТУРОЛОГИЯ
МАШИНОСТРОЕНИЕ
МЕДИЦИНА
МЕТАЛЛУРГИЯ
МЕХАНИКА
ПЕДАГОГИКА
ПОЛИТИКА
ПРИБОРОСТРОЕНИЕ
ПРОДОВОЛЬСТВИЕ
ПСИХОЛОГИЯ
РАДИОТЕХНИКА
СЕЛЬСКОЕ ХОЗЯЙСТВО
СОЦИОЛОГИЯ
СТРОИТЕЛЬСТВО
ТЕХНИЧЕСКИЕ НАУКИ
ТРАНСПОРТ
ФАРМАЦЕВТИКА
ФИЗИКА
ФИЗИОЛОГИЯ
ФИЛОЛОГИЯ
ФИЛОСОФИЯ
ХИМИЯ
ЭКОНОМИКА
ЭЛЕКТРОТЕХНИКА
ЭНЕРГЕТИКА
ЮРИСПРУДЕНЦИЯ
ЯЗЫКОЗНАНИЕ
РАЗНОЕ
КОНТАКТЫ


Pages:   || 2 | 3 | 4 | 5 |   ...   | 9 |
-- [ Страница 1 ] --

ФЕДЕРАЛЬНОЕ АГЕНТСТВО ПО ОБРАЗОВАНИЮ

Государственное образовательное учреждение высшего профессионального образования

«НАЦИОНАЛЬНЫЙ ИССЛЕДОВАТЕЛЬСКИЙ

ТОМСКИЙ

ПОЛИТЕХНИЧЕСКИЙ УНИВЕРСИТЕТ»

ТЕПЛОЭНЕРГЕТИЧЕСКИЙ ФАКУЛЬТЕТ

ТЕПЛОФИЗИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ

ЭНЕРГЕТИЧЕСКИХ ТЕХНОЛОГИЙ

Сборник научных трудов

Всероссийской научно-практической конференции

с международным участием

24 – 26 июня 2010 г.

Томск 2010 УДК 621.1(063) ББК 31.3л0 Т34 Т34 Теплофизические основы энергетических технологий: сборник научных трудов Всероссийской научно-практической конференции / под ред. Г.В. Кузнецова, А.С. Заворина, К.В. Бувакова;

Национальный исследовательский Томский политехнический университет. – Томск:

Изд-во Томского политехнического университета, 2010. – 352 с.

ISBN 978-5-98298-662- Сборник содержит теоретические и практические работы, отражает аспекты консолидации возможностей и усилий научно-инженерного сообщества на иннова ционном направлении в решении теплофизических проблем технологий энергетиче ского производства. Особое внимание уделено вопросам энергосбережения и эф фективности технологий сжигания органического топлива, надежности и безопас ности технологических систем теплоэнергетики. Рассмотрены вопросы технологии мониторинга взаимодействия объектов теплоэнергетики с окружающей средой, тех нологии переработки и утилизации техногенных отходов, а также энергосберегаю щие технологии транспортировки, распределения и потребления тепловой энергии.

Предназначен для научных работников, аспирантов и специалистов, рабо тающих в области энергетики, а также для студентов вузов теплоэнергетического профиля.

УДК 621.1(063) ББК 31.3л Редакционная коллегия Г.В. Кузнецов, доктор физико-математических наук, профессор ТПУ;

А.С. Заворин, доктор технических наук, профессор ТПУ;

В.В. Литвак, доктор технических наук, профессор ТПУ;

В.С. Логинов, доктор физико-математических наук, профессор ТПУ;

П.Г. Яковенко, доктор технических наук, профессор ТПУ;

К.В. Буваков, кандидат технических наук, доцент ТПУ.

Конференция организована и проведена при финансовой поддержке Российского фонда фундаментальных исследований № 10-08-06035-г © ГОУ ВПО «Национальный исследовательский ISBN 978-5-98298-662- Томский политехнический университет», УДК 536. НОВЫЙ МЕХАНИЗМ НАНОКЛАСТЕРНОГО ГОРЕНИЯ НЕКОНДИЦИОННЫХ УГЛЕВОДОРОДНЫХ ТОПЛИВ Саломатов В.В., 1,2Алексеенко С.В., 2Пащенко С.Э.



Институт теплофизики СО РАН, г. Новосибирск, Новосибирский государственный университет, г. Новосибирск.

E-mail: vvs@itp.nsc.ru Имеющиеся масштабные и многотоннажные некондиционные топ лива и горючие техногенные отходы не находят широкого применения даже в дефицитных по топливу регионах страны, несмотря на их «бро совые» цены. К таким практически «бесплатным» топливам относятся:

отработанные картерные масла и смазочные жидкости, пеки и загряз ненные мазуты, неутилизированные продукты нефтепереработки и вод ные шламы углеобогатительных фабрик, другие горючие составы. Се годня эти некондиционные топлива в большинстве своем, особенно на просторах Сибири, варварски закапываются в землю или сливаются в непромышленные водоемы. Особенно большой по объему и пока невос требованной является отстойная часть мазутоналивных железнодорож ных цистерн и железных бочек из-под горюче-смазочных материалов, которыми забиты тупики железнодорожных станций и «завален» весь Север России. Использование же их для получения дешевой тепловой энергии в суровых климатических условиях дает громадный социально экономический эффект. Параллельно также решается проблема безот ходности промышленного производства. Главной причиной их недоста точно широкого применения, как дополнительного топливного ресурса, является отсутствие в России и мире тиражированных горелочных уст ройств, которые энергоэффективно и экологически безопасно сжигали бы указанный ряд «тяжелых» топлив. Актуальность здесь состоит в не обходимости создания компактных энергосберегающих автономных ге нераторов тепла, удовлетворяющих современным экологическим требо ваниям.

1. Принцип работы демонстрационной горелки и ее характеристики В основу предлагаемого автономного горелочного устройства по ложен оригинальный способ сжигания углеродсодержащих жидких то плив, отличительным признаком которого, согласно патенту ИТ СОРАН [1], является раздельная подача в камеру горения двух по токов: топливо + воздух;

перегретый водяной пар. Первая версия горе лочного устройства-демонстратора «в железе» мощностью порядка 5 кВт при сжигании солярового масла была реализована инж. Вигрия новым М.С. Далее была сформулирована программа по исследованию физико-химических основ такого сжигания. Постулировался следую щий принцип зажигания и выгорания некондиционного горючего соста ва. Первичный факел создается при горении «плохого» углеводородсо держащего топлива в условиях частичного или полного перекрытия по дачи воздуха (окислителя). В итоге на начальной стадии в камере горе ния образуется аэрозольный сажистый факел с заданными параметрами частиц. Далее за счет импульса перегретого водяного пара формируется вторичный факел, где на кластерах сажистых наночастиц идет катали тическое разложение молекул водяного пара. Это приводит к созданию необходимых условий эффективного сжигания «тяжелых» топлив и поддержанию их устойчивого горения.

Горелочное устройство работает следующим образом.





Пусковой режим. За счет инициирующего топлива (сухой спирт) или с помощью электронагревателя (ТЭН мощностью 650 Вт) осущест вляется разогрев металлических деталей, параллельно идет нагрев воды, ее испарение и генерация пара давлением около 2 ата. После этого мед ленно открывается кран подачи самотеком солярового топлива из бака, которое зажигается в поддоне горелки в форме первичного факела. Этот факел далее пронизывает струя перегретого водяного пара, истекающая из сопла, и формирующая вторичный факел. Затем идет установление устойчивого рабочего режима горения. Для чего снизу горелки частич но или полностью перекрывается подача воздуха, соляровый факел проходит стадию интенсивного сажеобразования, что в нашем случае является необходимым условием эффективного сжигания. Подача топ лива увеличивается до того момента, пока давление пара не достигнет рабочего уровня приблизительно 6–7 ата, а факел станет устойчивым и ослепительно светлым. Время запуска на мощность горелки около 20 кВт в зависимости от пускового энергоисточника занимает 5–15 мин.

Рабочий режим горелки. Достигнутые при пуске параметры горе ния (максимальная температура факела около 1600 °С, выбросы СО 0,3 мг/кВт, NO 0,6 мг/кВт) поддерживаются далее в режиме ав торегуляции. Время работы 20 кВт горелки на одной заправке топливом и водой составляет порядка 3 часов.

Режим гашения факела. При перекрытии поступления жидкого то плива оставшаяся в поддоне часть топлива догорает в нерасчетном ре жиме. Затем факел самостоятельно прекращает свое существование.

Далее идет остывание всех частей горелочного устройства.

2. Эксперименты на горелке-демонстраторе по сжиганию неконди ционных топлив Испытание опытного образца-демонстратора горелки проводились на специализированном стенде. Проведенные исследования привели к следующим результатам.

Рис. 1. Усовершенствованная конструкция горелочного устройства демонстратора мощностью 20 кВт в работе Уровень выбросов СО в сравнении с показателями горелочного устройства равной мощности ведущей в этой сфере фирмы Weishaupt (Германия) в 200 раз ниже, по NO – в 18 раз, сажа на выходе горелки практически отсутствует. Достигнута полная автономность горелочного устройства (не требуются дополнительные виды энергии, такие как электро-, пневмо- и др.). Подвижные и истираемые детали отсутствуют.

Во вспомогательном оборудовании (насос, компрессор, автоматика и др.) нет необходимости. По сравнению с широкопродаваемым в России сжигательным прибором немецкой фирмы «Фолько Эккель» (типа «ке рогаз») создаваемая горелка-демонстратор надежно работает в условиях ненастья (снег, дождь, сильный ветер и др.). Дополнительными досто инствами разрабатываемой горелки автономного энергообеспечения выступают: отсутствует необходимость в постоянном наблюдении, она является пожаробезопасной, может сжигать широкую гамму неконди ционных топлив, имеет низкую стоимость, обладает большим ресурсом, многофункциональна.

Были также осуществлены первые пробные эксперименты по сжи ганию других некондиционных топлив: отработанного картерного мас ла, сырой нефти, водоугольного топлива, угольной крошки. Результаты этих исследований приводят к следующим результатам.

Отработанное картерное масло загоралось, но это горение было не устойчивым. В технических картерных отходах присутствует большое количество посторонних примесей, включая металлические. Кроме то го, в масле наличествует вода от попадания в него тосола, либо другим способом. Вода распределялась по маслу весьма неравномерно. По видимому, из-за указанных факторов процесс горения сопровождается очень большим выделением черного дыма и едкого запаха. Отделение воды от масла, а также создание более равномерной консистенции мас ла вполне возможно осуществить. Но выявилась другая проблема – это коксование металлических стенок топки. На дне топки очень быстро (в наших опытах примерно за 15 мин) нарастал «коксовый пирог». Внеш него факела не было, горение было внутри самой топки. Коксовые от ложения выгорали примерно за 5 минут, с большим выделением «серо го» дыма.

Сырая нефть имеет гораздо большее содержание воды, чем картер ные техногенные отходы, поэтому горение было еще более неустойчи вым, но коксование происходило медленнее, в нашем случае порядка 30 мин. Те же трудности возникли и при сжигании водоантрацитового топлива.

Итоговые результаты испытаний приведены в таблице 1.

При сжигании перечисленных «тяжелых »топлив выяснился ряд труднорешаемых проблем, которые пока преодолеть не удалось. Так, при горении угольной крошки – это необходимость шлакоудаления;

от работанного картерного масла, сырой нефти – это закоксовывание сте нок;

водоугольного топлива – это необходимость увеличения времени пребывания распыленного ВУТ в камере горения.

Из результатов выполнения программы экспериментов следует, что на предлагаемом новом принципе можно сжигать все перечисленные «тяжелые» топлива, но требуется для конкретного из них как конструк тивная доработка внутригорелочного узла, так и подбор «своих» ре жимных параметров, индивидуальная настройка.

Экспериментальная горелка прошла испытание также в составе те плогенераторной установки (бойлера). В нее входят: горелочное уст ройство мощностью 20 кВт, газо-водяной теплообменник рекуператив ного типа (бойлер) обьемом 2,4 м3. На рисунке 2 показан общий вид экспериментального автономного теплогенератора в рабочем режиме.

Испытания подтвердили устойчивую работу теплогенератора с выдачей расчетных параметров по нагреву воды.

К сожалению, существующий к настоящему времени базис данных по физико-химическим процессам горения «плохих» топлив в присутст вии больших концентраций молекул Н2О не позволяет подойти на но вой научной основе к созданию оптимизированных по конструктивным и режимным параметрам такого типа горелок.

Таблица 1. – Итоговые технические характеристики горелки-демонстратора № Наименование Параметр Примечание 1. Дизельное, бензин, ке росин, природный газ и Вид топлива Любые марки другие углеводородные топлива 2. Предпочтительно дис- Вода – рабочее тело и ком Вода тиллированная понент горения 3.

Электрическим нагрева- Сжиганием более калорий Способ пуска нием, сжиганием сухого ного, быстровоспламеняю горючего щегося топлива 4. Зависит от температуры ок Время пуска 2-5 мин ружающего воздуха 5. Время работы на од 10 ч (N = 5 кВт) ной заправке топли- Не более 10 часов 3 ч (N = 20 кВт) вом и водой 6. Рабочее давление 6– 3–15 кг/cм Давление пара 7 кг/cм 7. Дополнительные ви Не требуются – ды энергии 8. Вспомогательное Устройство саморегули оборудование (насо- Не требуется руемое сы, автоматика) 9. Подвижные и исти Отсутствуют Схема статичная раемые детали 10. Не менее 50 тыс. часов Зависит от термостойкости Ресурс непрерывной работы материала 11. Пуск и работа при любых Автономность Полная погодных условиях 12. Диаметр 175х370, топ Габариты ливный бак емкостью На мощности 20 кВт 5л Масса (без заправки) 7 кг На мощности 20 кВт 14.

Температура факела ~ 1600 °С На мощности 20 кВт Рис.

2. Экспериментальный автономный теплогенератор Так как в данной конструкции горелки основной средой, вынося щей продукты пиролиза топлива в зону перемешивания с внешним окислителем (воздухом) являются пары воды (при давлении от 2 до 15 атм.), то требует решения вопрос о кинетике разложения воды на кластерах образующейся сажи. Последние математические исследова ния в области разложения воды на поверхностях наноразмерных частиц показали, что разложение воды на поверхностях таких частиц может идти уже эффективно всего при 1000 °С, а не как в гомогенном случае при 2000 °С. По этой причине вся кинетика процессов, происходящих с перегретым паром и наночастицами в зоне смешения в горелке, требу ет учета гетерогенных процессов на аэрозольных частицах.

Особый интерес представляют также каталитические процессы, ко торые могут осуществляться на наноразмерных частицах сажи или уг леводородов. При таком подходе важнейшей характеристикой продук тов в зоне горения должна стать функция распределения наночастиц по размерам, время их образования и др. [2].

3. Фундаментальные исследования процессов сажепарового горе ния некондиционных углеродосодержащих топлив Экспериментальные исследования процессов сажепарового горения Комплексные методы исследования процессов горения. Двухфаз ный сажепаровой факел представляет собой сложное физико химическое явление и требует для своего исследования разнообразных методов и устройств. В наших исследованиях был применен широкий спектр подходов. Условно их можно подразделить на 4 категории: фи зические, оптические, контактные методы, компьютерные расчеты.

Методы отбора аэрозолей из факела. Одной из наиболее важных задач является отработка методов отбора аэрозолей из факела, где кон центрации частиц могут быть порядка 1012–1013 частиц на см3. Ис пользовались как простые вакуумные отборники, так и вакуумный мно гопозиционный пробоотборник [3], представленный на рис. 3. Отборник снабжен дополнительным разъемом для возможнjй постановки фото диода под прозрачной подложкой и трубкой с переходниками для при соединения к вакуумной системе.

Рис. 3. Многопозиционный вакуумный управляемый отборник:

1 – крышка с капиллярами;

2, 3 – каруселька с подложками;

4 – корпус;

5, 6 – столик фотодиода Обнаружение сажевых частиц нанометрового диапазона в фа келе. С помощью различных электронных микроскопов просвечиваю щих типов (Институт Цитологии СО РАН, Институт Геологии СО РАН) были получены различные типажи сажистых частиц, отобранных из го рящей зоны факела, которые приведены на рис. 4.

Из электронно-микроскопических данных следует, что при нали чии «больших частиц» (доли мкм) всегда в объеме находятся частицы фрактального типа, состоящие из первичных частиц нанометрового диапазона. Это – первый важный результат.

Обнаружение радикала ОН в ультрафиолетовой области. Согласно проверяемой нами рабочей гипотезе, именно наносажевые частицы мо гут являться центрами повышенной каталитической активности разло жения паров воды с появлением химически активного радикала ОН.

Косвенным доказательством этого положения может служить свечение радикала ОН в ближней ультрафиолетовой области. На рис. 5 проиллю стрированы свечения факела с применением интерференционных ильт ров. Это – второй важный результат.

Рис. 4. Электронно-микроскопические фотографии различных типажей сажевых частиц Рис. 5. Спектральные измерения свечения факела с применением интерференционных фильтров и блока оптической призмы Пульсационный режим горения сажепарового факела. Термо парные измерения пульсаций температур и светимости этого же участка пламени показали наличие корреляций (рис. 6).

Проведенные высокоскоростные съемки (с помощью видеокамеры Canon MV с частотой 4000 кадров в секунду) с большим увеличением зоны смешения в горелке-демонстраторе позволили наблюдать ряд осо бенностей процесса сжигания сажевых частиц и внешнего окислителя в присутствии паровой фазы (рис. 7).

Рис. 6. Пульсационный режим светимости выделенного участка факела и термопарные измерения пульсации температур в этом месте Рис. 7. Пульсационный режим воспламенения и догорания аэрозолей на границе паровой струи и облака сажевых аэрозолей Пульсационное горение сажепарового факела можно наблюдать и по анализу временной развертки аэрозолей с регистрацией на фотоэлек трическом счетчике типа «АЗ-6» с принудительной быстрой прокачкой проб воздуха из факела прямо через его счетный объем. Это – третий важный результат.

Спектр звуковых пульсаций факела. Важную информацию о про цессах в факеле даёт новая акустическая методика, разработанная ин ститутами ИТ и ИХКГ из СОРАН. Известно, что звуковые анализаторы часто применяются при исследовании особенностей работы горелок разного типа. Исходя из ранее полученных при высокоскоростной съемке данных о пульсационном характере процесса зажигания в паро сажевом высокотурбулентном факеле, была поставлена задача – опре делить максимальные частоты в звуковом спектре как отражение таких процессов.

Звуковой тракт приема сигнала от струи факела состоит из микро фонного детектора, аналого-цифрового преобразователя и линии ком пьютерной регистрации. Линейность преобразования сигнала всего тракта настраивается и калибруется с помощью звукового генератора.

Базовые гармоники регистрируются осциллографом и вебкамерой.

Измерение спектра звуковых пульсаций факела позволило выде лить базовую гармонику на частотах 800–1000 Гц в оптимальном режи ме горения. Это согласуется с измеренными видеоданными процесса горения внутри факела на масштабах в несколько миллиметров. Это – четвертый важный результат.

4. Оценка эффективности разработанного горелочного устройства Сфера применения и рынок сбыта. Автономные экологообеспечи вающие горелочные устройства на некондиционных топливах мощно стью до 20 кВт чрезвычайно востребованы в таких областях: малой энергетике, ЖКХ, строительстве, металлургии, сельском хозяйстве, ча стном секторе и других отраслях. Например, разрабатываемые горелки можно эффективно применять в котельных (на малых котлах), в кот теджах и т. д.

Ожидаемый энергосберегающий эффект:

а) замена дорогостоящего кондиционного топлива «тяжелыми»

топливами и углеродсодержащими отходами;

б) энергоэффективное сжигание;

в) низкие эксплуатационные затраты (как за счет дешевого топли ва, так и за счет отсутствия затрат на электро- и пневмоэнергию).

Ожидаемый экологический эффект: качественное сжигание тяже лых топлив: измеренные выбросы на соляровом топливе СО – 0,3 мг/кВт и NO – 10 мг/кВт, что во много раз ниже существующих. На пример, у горелок фирмы Weishaupt СО – 60 мг/кВт NOх – 200 мг/кВт.

Анализ эффективности. Оценка эффективности данной разработки проведена к.т.н. Черновой Г.В. Эффективность разрабатываемого горе лочного устройства может рассматриваться в широком диапазоне варь ирования параметров: вида и цены применяемых некондиционных топ лив и горючих отходов, числа часов использования мощности горелки.

Для оценки эффективности рассмотрим вариант применения го релки мощностью 20 кВт на соляровом топливе. По нашим данным мо жем получить снижение выбросов СО на 59,7 мг/кВт, снижение NOx – 290 мг/кВт, что позволяет снизить ущерб за выбросы и подключить к реализации механизмы «Киотского протокола».

Эффективность определяется из сравнения затрат на горелку и стоимости «тяжелых» топлив и затрат, которые были бы произведены на эквивалентное тепло альтернативного источника с учетом снижения плат за счет снижения выбросов, приведенных для горелок фирмы Weishaupt.

Сделан расчет коммерческой эффективности проекта при внедре нии серийного образца (стоимостью 20 тыс. руб.). Расчет эффективно сти проводился поквартально, расчет на период 3 года. Расчеты показы вают: рассматриваемый проект имеет инвестиционную привлекатель ность. Проект окупается менее чем за 3 квартала (дисконтированный срок окупаемости проекта – 2,63), индекс доходности (ИД) равен 4,6, внутренняя норма доходности (ВНД) составляет 60%, а чистый дискон тированный доход (ЧДД) за 3 года эксплуатации составляет 75,7 тыс. руб.

Рынок сбыта разработанного горелочного устройства только в Рос сии, которая среди других стран мира относится к самой холодной, яв ляется чрезвычайно масштабным.

Анализ потенциального спроса на подобные технические устройст ва и разработка бизнес-плана для мелкосерийного производства воз можны после создания опытно-промышленного образца. Уже сейчас ряд организаций: ЗАО «Золотодобывающая компания «Полюс» Мини стерства природных ресурсов РФ, г. Красноярск;

владельцы индивиду альных коттеджей, других предприятий ЖКХ, сельского хозяйства, химпромышленности, дорожного строительства, машиностроительного комплекса подтверждают потребность в данных топочных устройствах.

Заключение Проведены эксперименты по сжиганию таких некондиционных то плив как соляровое масло, водоугольное топливо, отработанные картер ные отходы, сырая нефть, угольная крошка и др. в горелке демонстраторе на новом принципе нанокластерного горения. Выпол ненная программа испытаний показала, что в разработанном горелоч ном устройстве можно сжигать все перечисленные «тяжелые» топлива, но требуется для конкретного из них как конструктивная доработка внутригорелочного узла, так и подбор «своих» режимных параметров, индивидуальная настройка.

Применение оптической спектроскопии в ближней УФ и ИК облас ти и в видимой области спектра позволило получить информацию о фи зико-химических процессах в факелах разного масштаба с временным разрешением не менее 10 мс и видеокадрированием около 1 мс.

Проведенный анализ акустического спектра в высоких и низких частотах выявил особенности процессов в микровспышках внутри фа кела, так и на границе смешения струй Н2О и дизтоплива.

При достижении определенного размера и удельной поверхности конденсированной фазы в потоке гетерогенные реакции приводят к бы строму разогреву факела (по выполненным измерениям от 800 °С в темных областях и до 1600 °С и более в светлых областях).

Полученный научный и технический задел является основой для создания перспективного класса автономных горелок с высокой энерго эффективностью и экологичностью.

Список литературы:

1. Пат. 2219435 Россия. Способ бессажного сжигания топлива / М.С. Вигриянов, В.В. Саломатов, С.В. Алексеенко. Заявлено 11.02.2002.

Опубл. 20.12.2003.

2. Пащенко С.Э., Сабельфельд К.К. Атмосферный и техногенный аэрозоль // Кинетические, электронно-зондовые и численные методы исследования. Часть I и II. – Новосибирск: РАН,1993. – 310 с.

3. Пат. 93038338/05 Россия. Устройство для отбора проб аэрозо лей из факела и струи при сжигании топлив и пиросоставов / С.Э. Пащенко, Э.А. Еpшов, А.Г. Кpастелев, Г.А. Ануфpеенко, В.В. Каpасев. Опубл. 25.10.94.

УДК 536. ДИНАМИЧЕСКАЯ БИБЛИОТЕКА СВОЙСТВ ВОДЫ И ВОДЯНОГО ПАРА ДЛЯ НАУЧНЫХ И ИНЖЕНЕРНЫХ ПРИЛОЖЕНИЙ Архипов Д.Г., 1Жигач С.А., 1,2Лежнин С.И.

Институт проблем безопасного развития атомной энергетики РАН, Новосибирский филиал, г. Новосибирск, Институт теплофизики СО РАН, г. Новосибирск.

E-mail: lezhnin@itp.nsc.ru;

szhigach@gmail.com Создана библиотека процедур расчета теплофизических свойств воды и водяного пара. Интерфейс библиотеки является удобным для применения, как в исследовательских, так и в технических целях. Поль зователю предлагаются на выбор и прецизионные методы вычислений, и быстрые алгоритмы, крайне необходимые в промышленных расчетах.

Двумерный метод Ньютона, лежащий в основе разработанных подпро грамм, позволяет по произвольной паре переменных (p, V, T, H, S) опре делить все остальные свойства вещества. Для воды в жидком, газооб разном и сверхкритическом состоянии применяются формуляции IAPWS95, IAPWS-IF97 с современными коллекциями «обратных» по линомов [1–2]. Опытным путем были выявлены наиболее приемлемые техники экстраполяции свойств в область глубокой метастабильности (сверхметастабильную область).

Введение Задачи теплофизики и смежных с ней технических дисциплин – энергетики (в том числе ядерной), химической технологии и др. – опи раются на экспериментальные данные по свойствам веществ (теплоно сителей, конструкционных материалов и т. п,). По этой причине возрас тает потребность в эффективных библиотечных процедурах, постав ляющих интерполированные значения основных термодинамических и транспортных параметров состояния изучаемого материала. При попыт ках реализации таких проектов, как в России, так и за рубежом для наи более часто встречающихся в теплотехнике материалов, выходили лишь коммерческие продукты или программы пользовательского класса, мало пригодные для научных исследований. Поэтому основными требова ниями, определяющими возможный спрос в современных условиях, яв ляются открытость кода, по крайней мере, на уровне полностью доку ментированных «девелоперских» исполняемых библиотек высокой сте пени надежности.

В настоящей работе представлены результаты разработки и тести рования библиотеки для одного из основных теплоносителей ядерной энергетики – воды в жидком, газообразном и сверхкритическом состоя нии – во всем необходимом для энергетики диапазоне параметров.

1. Библиотека свойств воды и пара Подавляющее большинство программ прецизионного расчета теп лофизических свойств воды основаны на разработанной в 1995 году формуляции IAPWS. В их число входят, как мощные профессиональные дистрибутивы, например, «NIST/ASME steam properties database», так и получившие широкое распространение любительские программы поль зовательского класса (Parvo95 и др.).

В специфических условиях индустриальных расчетов необходимо уделять особое внимание производительности алгоритма и его устойчи вости вне зависимости от степени рациональности поступающих на вход параметров. При подготовке универсального программного ком плекса, ограничения областей применимости физических закономерно стей, не могут рассматриваться как содержательные. По этой причине, разработанная библиотека разделяет рабочую область на 27 отдельных регионов, для каждого из которых предлагается уникальный метод вы числения основных теплофизических величин и их производных. Об ласти, соответствующие стабильным и хорошо изученным метаста бильным состояниям вещества, рассчитываются по разрабатываемой ассоциацией IAPWS формуляции IF97. Данная формуляция эксплуати руется большинством зарубежных CFD программ и расчетных кодов по обоснованию безопасности электрических станций. Основным преиму ществом IF97 является высокая скорость, обеспеченная выбором наибо лее простой в вычислительном отношении полиномиальной интерполя ции. Увеличение скорости, естественно, приводит к понижению точно сти (отклонение от IAPWS95 порядка 0,1%), вполне допустимому в промышленности. Вторая причина ускорения реальных расчетов связа на с выбором формулы для потенциала Гиббса как функции своих есте ственных переменных (давления и температуры) в качестве канониче ского уравнения состояния – удельный объем значительно реже, чем давление встречается во входном наборе параметров. Замыкание урав нений гидродинамики двухфазной среды с фазовым переходом может оказаться, как мы предполагаем, одним из основных применений инду стриальных библиотек.

Экстенсивные переменные, такие как удельный объем, энтальпия и энтропия резко изменяются в области критической точки. По этой при чине изложенная выше методика, основанная на потенциале Гиббса, неприменима, т. к для построения полинома со стремящейся локально к бесконечности производной потребовалось бы бесконечное число сла гаемых. В этом случае необходимо включить в формуляцию, как мини мум, одну экстенсивную переменную. Подход, развитый в IAPWS со стоит в следующем: для области (p pS (623,15 K), T 623,15 K, S 5 кДж/кгK) вводится полиномиальная интерполяция потенциала свободной энергии как функции удельного объема и температуры;

ос тальные термодинамические величины выражаются через различные производные этой функции по своим аргументам.

Рис. 1. График зависимости энтальпии от температуры и давления:

1 – спинодаль;

2 – данные [2] В процессе индустриальных вычислений случаются ошибки, кото рые могут приводить к не обоснованным сверхметастабильным состоя ния жидкости и пара. Экстраполяция значений термодинамических ве личин в область таких состояний не описана в технической литературе, поэтому в различных кодах эта проблема решается по-разному. Основ ным требованием к экстраполяции функции нескольких переменных является гладкая сшивка по границам области определения. Необходи мо обеспечивать монотонность поведения базовых термодинамических параметров, а также стремиться к тому, чтобы выбранная модель свойств затрудняла возможное проникновение вглубь сверхметаста бильных областей. На рис. 1 в качестве примера представлено получен ное выражение для энтальпии сильно перегретой жидкости. Заштрихо ванные области рассчитываются по формуляции IAPWS-IF97, формулы расчета энтальпии в прозрачных участках за ними вынесены на рисунке стрелками. Видно, что экспериментальная кривая максимального пере грева воды целиком лежит в области определения IF97, следовательно, для всех наблюдаемых состояний, вычисления проводятся строго по полиномам формуляции.

2. Верификация библиотеки Разработанная библиотека свойств воды и водяного пара позволяет получать различные теплофизические свойства воды и пара в широком диапазоне температур, давления и энтальпии. Отдельно хочется отме тить возможность расчета свойств теплоносителя (воды) при сверхкри тическом давлении. Параметры, вычисляемые с помощью библиотеки, приведены ниже.

Список вычисляемых параметров: плотность, производная плотно сти по давлению при постоянной энтальпии, температура, энтальпия, коэффициент динамической вязкости и прочие.

Для получения необходимых параметров на вход библиотеки пода ется давление и температура, давление и энтальпия или температура и энтальпия. Значения теплофизических величин проверялись с помощью программы Parvo95. Помимо проверки на правильность получаемых значений, библиотека проверялась на внутреннюю непротиворечивость.

Например, производные, получаемые с помощью библиотеки, сверялись с численными производными. Примерами получаемых зависимостей теплофизических величин служат рис. 2, рис. 3.

Рис. 2. График зависимости плотно- Рис. 3. График зависимости эн сти воды от температуры, при давле- тальпии воды от температуры, нии 225 атм: при давлении 225 атм.:

1 – данные программы Parvo95;

1 – данные программы Parvo95;

линия – расчет по библиотеке линия – расчет по библиотеке свойств воды и пара свойств воды и пара Заключение Разработанная библиотека позволяет с высокой точностью и доста точной скоростью вычислять теплофизические свойства воды, необхо димые в промышленных и научных расчетах. Библиотека снабжена ин терфейсом, удобным для применения, позволяющим достаточно просто внедрять их в качестве отдельных модулей в различные теплогидравли ческие коды. Для воды в жидком, газообразном и сверхкритическом со стоянии применяются широко известные зарубежном формуляции IAPWS95, IAPWS-IF97.

Список литературы:

1. Revised Release on the IAPWS Industrial Formulation 1997 for the Thermodynamic Properties of Water and Steam. // The International Associa tion for the Properties of Water and Steam. 2007.

2. Скрипов В.П., Синицын Е.Н., Павлов П.А. и др., Теплофизиче ские свойства жидкостей в метастабильном состоянии: Справочник / Под ред. В.П. Скрипова. – М.: Атомиздат, 1980. – 208 с.

УДК 629.039. ПРИМЕНЕНИЕ АРХИТЕКТУРЫ НА ОСНОВЕ ГРАФОВ ДЛЯ РЕШЕНИЯ ЗАДАЧ МОДЕЛИРОВАНИЯ ТЕПЛОПЕРЕНОСА Архипов Д.Г., Бреднихина А.Ю.

Институт проблем безопасного развития атомной энергетики РАН, Новосибирский филиал, г. Новосибирск.

E-mail: ranette.nsk@gmail.com Численное решение задачи теплопереноса для практических при ложений основано на применении разностных методов. В данной облас ти задачи с нерегулярными и динамическими сетками представляют большую сложность. В работе предложена архитектура на основе гра фов, позволяющая построить модель сложной, в том числе динамиче ской, системы для моделирования теплопереноса. Между элементами моделируемой системы и узлами ее нодализационной схемы задаются связи. Связь может задавать взаимное расположение элементов/узлов относительно друг друга (горизонтальное, вертикальное, диагональное), а также может определять правило сопряжения элементов, если их но дализационные схемы имеют разную размерность. Например, двумер ный аксиально-симметричный тепловой элемент (ТЭ) можно связать с одномерным ТЭ за счет усреднения. При этом для аксиально симметричного ТЭ сетка может быть нерегулярной (рис. 1).

Аксиально симметричный ТЭ T=300К Одномерный ТЭ =(T -T ) Рис. 1. Пример нодализационной схемы При построении графа для нодализационной схемы необходимо для смежных контрольных объемов добавить связи (рис. 2). Такая архи тектура позволяет разделить скалярные и векторные величины. Для за дачи теплообмена в контрольном объеме хранится температура в центре T и объем V, а связь содержит тепловой поток и площадь контакта связанных контрольных объемов S.

Гран. условие 1D ТЭ Гран. условие T=300К 2D акс.-симм. ТЭ Гран. условие Гран. условие Гран. условие Te Tw Горизонтальная связь Вертикальная связь Рис. 2. Граф для нодализационной схемы рис. Для расчета эволюции каждый элемент графа заполняет необходи мое количество линейных уравнений в системе линейных алгебраиче ских уравнений (СЛАУ). Количество уравнений определяется количест вом независимых переменных, относящихся к элементу. Для задачи те плопроводности для контрольного объема – это температура в центре T, для связи – тепловой поток.

Каждому контрольному объему сопоставляется уравнение вида (1):

где T – температура в центре контрольного объема на следующем и те кущем временном слое соответственно;

*,i – тепловой поток от смеж ного контрольного объема на новом временном слое – тепловой поток через соответствующую связь. Контрольный объем может не иметь со седей в некотором направлении, то есть, например, Kup = 0 и Kdown = 0, как в случае одномерного ТЭ.

Для каждой связи тепловой поток для следующего временного слоя определяется через уравнение (2), где для вертикальных / горизонталь ных связей между контрольными объемами или контрольным объемом и граничным условием с постоянной температурой: – расстояние ме жду центрами смежных контрольных объемов, = -1, = 1, = 0, n1 – up / left, n2 – down / bottom, Kn1 = Kn2 = 1. Для остальных связей коэффи циенты,, и задаются явно.

Предложенная архитектура имеет ряд преимуществ. Как упомина лось выше, это возможность связывания элементов различной размер ности. Элементы могут иметь произвольное количество соседей и раз личные типы связей с ними, что существенно расширяет область при менения. Структура на основе графов позволяет упростить задачу выде ления замкнутых контуров в системе.

Архитектура на основе графов позволяет выполнить неявное со пряжение гидравлических и тепловых модулей, в то время как в суще ствующих системах СОКРАТ [1] и КОРСАР [2] реализовано только яв ное сопряжение.

В процессе тяжелых аварий слои различных материалов могут пе ремещаться относительно друг друга, что приводит к необходимости использования нерегулярных подвижных сеток в расчетных системах. В рамках предложенной архитектуры такие сетки реализуются вполне ес тественно за счет введения различных типов связей и изменения набо ров связей для контрольных объемов в зависимости от времени.

Использование архитектуры на основе графов позволяет сущест венно повысить скорость прямых решателей, использующих теорию графов за счет адаптации СЛАУ под граф. В данной работе был исполь зован адаптированные к сетке решатели SuperLU [3], MUMPS [4].

Список литературы:

1. Структура кода // Верификационный отчет базовой версии рас четного комплекса Сократ/В1. – М.: ИБРАЭ РАН. – 2007. – С. 22–28.

2. Ю.А. Мигров, Ю.В. Юдов, И.Г. Данилов и др. КОРСАР. Рас четный код нового поколения для численного моделирования динамики ЯЭУ // Региональный инф. форум по аналитическим методам и компью терным кодам оценки безопасности атомных станций с реакторами типа ВВЭР и РБМК. – Обнинск. – 2000.

3. SuperLU – Sequential and parallel libraries to solve unsymmetric sparse linear systems using LU factorization. – http://crd.lbl.gov/~xiaoye/SuperLU.

4. MUMPS: a parallel sparse direct solver. – http://graal.ens lyon.fr/MUMPS.

УДК 536.24+532. ГИДРОДИНАМИКА И ТЕПЛОПЕРЕНОС ЗАМКНУТОГО ТЕРМОСИФОНА Кузнецов Г.В., Аль-Ани М.А., Шеремет М.А.

Национальный исследовательский ТПУ, г. Томск.

E-mail: maathe_a@yahoo.com Проведен численный анализ процессов теплопереноса и гидроди намики в замкнутом двухфазном термосифоне в достаточно широком диапазоне изменения определяющих параметров. Математическая мо дель сформулирована на основе законов сохранения массы, импульса и энергии в безразмерных переменных «функция тока – вектор завихрен ности скорости – температура». Установлены масштабы влияния числа Рэлея и безразмерного времени на локальные и интегральные термогид родинамические характеристики.

Введение Замкнутый двухфазный термосифон является простым, но эффек тивным теплообменным устройством [1], представляющим собой за крытый контейнер, в котором находится небольшое количество жидко сти (рис. 1). В рассматриваемом устройстве энергия передается от на греваемой поверхности вследствие испарения жидкости, находящейся в нижней части термосифона. Образовавшийся пар поднимается вверх к охлаждающей стенке, где вследствие конденсации формируется пленка жидкости, стекающая вниз по боковым стенкам устройства под дейст вием силы тяжести. Основным преимуществом замкнутого двухфазного термосифона является отсутствие механического насоса, что позитив ным образом отражается на стоимости и надежности такого устройства.

Целью настоящей работы является численный анализ термогидро динамических режимов замкнутого двухфазного термосифона на основе метода конечных разностей в безразмерных переменных «функция тока – вектор завихренности скорости – температура».

Физическая модель Специфика рассматриваемого процесса состоит в том, что анализи руются режимы умеренных перепадов температур, характерные для приповерхностных слоев земли. В этом случае интенсивность испаре ния любого теплоносителя много меньше интенсивности образования пара при работе термосифонов как устройств для охлаждения элементов высокотемпературных технических систем. Соответственно градиент давления пара минимален в паровом канале и механизм естественной конвекции может играть важную роль.

Рассматривается область решения задачи тепломассопереноса, представленная на рис.1. Нагрев происходит в нижней части термоси фона на границе y = у1. Образующийся при нагреве пар при малых гра диентах давления за счет естественной конвекции, характерной для ма лых теплообменников, поднимается вверх и конденсируется на верхней крышке термосифона (граница у = у1 + у2). При этом выделяется энергия фазового перехода. Конденсат стекает по боковым стенкам термосифо на в зону высоких температур, испаряется, и таким образом реализуется процесс переноса теплоты при малых перепадах температур.

L x2 x 5 x y y2 H y y x (0,0) Рис. 1 – Термосифон:

1 – пар;

2 – пленка жидкости;

3 – металлический корпус;

4 – поверхность испарения;

5 – поверхность конденсации При постановке задачи учитывались гидродинамические и тепло вые процессы, протекающие в паровом канале и пленке теплоносителя, а также прогрев корпуса термосифона, внешняя поверхность которого считалась теплоизолированной. Для описания движения пара использо валась модель вязкой несжимаемой теплопроводной жидкости.

Предполагалось, что на границе у = 0 правомерным является гра ничное условие первого рода, сформулированное в предположении бес конечно большой энергоемкости грунта, в который введен термосифон.

Принят рад допущений, позволяющих существенно упростить по становку задачи при учете основных физических процессов, протекаю щих в рассматриваемом теплообменном устройстве. Так, предполага лось, что толщина плёнки жидкости не изменяется по высоте, теплофи зические свойства пара и конденсата не зависят от температуры, не учи тывались силы поверхностного натяжения, предполагалось, что слои плёнок на нижнем и верхнем торцах цилиндра настолько малы, что не равномерностью растекания конденсата по поверхностям у = у1, у = у1+у2 можно в первом приближении пренебречь, Рассматривался прямоугольный термосифон.

Математическая модель Математическая постановка задачи тепловой гравитационной кон векции в безразмерных переменных примет вид [2, 3]:

1 2 1 21 1 1 U1 V1, (1) Gr1 X Y 2 X X Y 2 1 2 1, (2) X 2 Y 21 1 U 1 1 V1 1, (3) Ra1 Pr1 X Y X Y g g 2 2 o L x1 x V2 Lx2 X L X X, VdX, (4) V 2V Vo x o o 2 2 2 2, (5) Ra2 Pr2 X Y для стенки термосифона:

2 3 2 X 2 Y 2. (6) Fo Для анализа интенсивности теплообмена на поверхностях конден сации и испарения были получены значения среднего числа Нуссельта:

X dX. (7) Nu Y Граничные условия для уравнений (1)–(6), имеют вид:

X 0, 0 Y 1, 0, 0, X L X, 0 Y 1, 0, H X x1 y1 y y 2 1 Y 1 2,1 2, 1 2,, Г Г ж ж, X,, H H H X X X Г X ж x x y1 y y 2 2 X 1 1, Y 1 3, 2 3, 2 3,, 0, 0, H H H X X X L L Y 0, 0 X, h, Y 1, 0 X, c, H H x1 3 1,3 1 Qисп. wисп., 3 1, Y y1 / H, 0 X, H X X x Y y1 y 2 / H, 0 X 1, 1 3,1 3 Qкон. wкон., 1 3.

H X X Метод решения Сформулированная краевая задача с соответствующими начальны ми и граничными условиями решена методом конечных разностей [3– 5]. Для решения уравнений параболического типа применялась локаль но-одномерная схема А.А. Самарского [4]. Уравнение Пуассона для функции тока разрешалось на основе разностной схемы «крест» с по следующим применением метода последовательной верхней релакса ции [3–5].

Результаты и обсуждение На рис. 2, 3 приведены типичные для полученных численных ре шений поля температуры, вектора скорости и распределения линий тока при различных значениях числа Ra. Видно, что рост Ra незначительно отражается на температурном поле парового канала, что характеризует доминирующую роль процессов фазовых превращений на границах ис парения и конденсации в условиях теплоизоляции внешнего контура термосифона. В частности на основании полученных результатов мож но сделать вывод о незначительном влиянии вязкостных и теплофизи ческих свойств теплоносителя на тепловой режим как парового канала, так и термосифона в целом.

1 1 0. 0.9 0.9 0. 0. 0. 0.8 0. 0.8 0. 0. 0. 0.7 0. 0.7 0. 0. 0. 0.6 0. 0.6 0. 0. 0. 0.5 0. 0.5 0. 0. 0. 0.4 0. 0.4 0. 0. 0. 0.3 0. 0.3 0.3 0. 0. 0.2 0. 0.2 0.2 0. 0. 0.1 0. 0. 0.1 0.1 0. 0 0 0 0 0.05 0.1 0.15 0.2 0. 0 0.05 0.1 0.15 0.2 0.25 0 0.05 0.1 0.15 0.2 0. 0 0.05 0.1 0.15 0.2 0.25 0 0.05 0.1 0.15 0.2 0.25 0 0.05 0.1 0.15 0.2 0. а б с а б с Pис. 2. Линии тока (а), поле вектора Рис. 3. Линии тока (а), поле вектора скорости (б) и поле температуры (с) скорости (б) и поле температуры (с) при Ra = 5·103 при Ra = 5· На рис. 4 представлен профиль вертикальной компоненты скорости в сечении Y = 0,6, отражающий формирование нисходящих потоков в пленке жидкости и восходящих в паровом канале. Представленное рас пределение физически согласовано с моделируемым процессом – мак симальная скорость пара наблюдается вблизи горизонтальной поверх ности испарения жидкости, что обусловлено температурным градиен том в паровом канале.

0. -0. -0. 0 0.05 0.1 0.15 0.2 0. Рис. 4. Профиль вертикальной компоненты скорости в сечении Y = 0, Заключение Решена сопряженная задача естественной конвекции пара в паро вом канале и течения пленки конденсата теплоносителя по стенкам двухфазного термосифона. Получены распределения линий тока, поля температуры и вектора скорости, отражающие доминирование процес сов фазовых превращений.

Список литературы:

1. Hichem F., Jean-Louis J. An experimental and theoretical investiga tion of the transient behavior of a two-phase closed thermosyphon // Applied Thermal Engineering. – 2003. – Vol. 23. – Pp. 1895–1912.

2. Семенов П. Течение жидкости в тонких слоях // Журнал техни ческой физики. – 1944. – Т.14.

3. Роуч П. Вычислительная гидродинамика. – М.: Мир, 1980. – 616 с.

4. Самарский А.А. Теория разностных схем. – М.: Наука, 1977. – 655 с.

5. Пасконов В.М., Полежаев В.И., Чудов Л.А. Численное модели рование процессов тепло и массообмена. – М.: Наука, 1984. – 288 с.

УДК 536.22:62-784. ПАРАМЕТРИЧЕСКИЙ АНАЛИЗ МОДЕЛИ КОНДЕНСАЦИОННОГО УЛАВЛИВАНИЯ МЕЛКОЙ ПЫЛИ В СКРУББЕРЕ ВЕНТУРИ Хромова Е.М., Тумашова А.В.

Томский государственный архитектурно-строительный университет, г. Томск E-mail: helenka24@rambler.ru Скруббер Вентури (СВ) является наиболее распространенным ти пом мокрого пылеуловителя, обеспечивающим эффективную очистку газов от частиц пыли даже микронных размеров. Помимо пылеулавли вания в СВ могут осуществляться абсорбционные и тепловые процессы.

СВ применяется в самых различных отраслях промышленности: в чер ной и цветной металлургии, химической и нефтяной промышленности, промышленности строительных материалов, энергетике и др. Конструк тивно СВ представляет собой сочетание орошаемой трубы Вентури и сепаратора – каплеуловителя. Труба Вентури имеет плавное сужение на входе – конфузор и плавное расширение на выходе – диффузор. Пере жим сечения трубы Вентури получил название «горловина». Принцип действия СВ основан на улавливании частиц пыли, абсорбции или ох лаждении газов каплями орошающей жидкости, диспергируемой самим газовым потоком в трубе Вентури. Обычно скорость газа в горловине трубы скруббера – 30–200 м/с, а удельное орошение – 0,1–6,0 л/м3. В настоящей работе рассматривается возможность использования СВ в конденсационном режиме улавливания тонкодисперсной пыли на осно ве следующей физико-математической модели.

Уравнения сохранения модели тепломассообмена парогазового потока с каплями и частицами пыли в диффузорной части трубы в одномерной постановке запишутся в виде (капли и частицы полагаем монодисперными с размерами k и соответственно):

уравнение движения капли в направлении х dmVx ~ 3 k Vx U, при = 0 (х = 0) Vх = V0;

(1) d уравнение движения парогазового потока T K d Dг D, D х Dг 2 xtg 2 ;

U U0 (2) T0 K d 0 х уравнение теплообмена капли с парогазовым потоком k2 d dmk k k T rж Vc Stk Tчж, k Nu, (3) cчж чж сж m k d d при = 0 (х = 0) = 0;

уравнение массобмена капли за счет конденсации на нее паров Df dmk k k2 1k 1, k Nu, при =0 (х=0) mk=mk0;

(4) k d уравнения состояния для пара и газа PM PM PM d M 1 1 1, 1k 1k 1, 2 2 2, B P P2, P2 B, K 1 ;

(5) R RT RT K d M уравнение неразрывности для массовой концентрации орошающей жидкости k dm k k div k V, nk, при = 0 (х = 0) k = k0;

(6) d m m уравнение массообмена капли за счет конденсации паров и поглощения ей «образований» – частиц с конденсатом на поверхности k dm dmk чж StkVc, Vc Vx U, при = 0 (х = 0) mk = mk0;

(7) d d уравнение движения «образований» вдоль оси диффузора Vчж U ;

(8) уравнение массообмена «образования» с парогазовым потоком Df Р1чж М dmчж чж чж 1чж 1, чж 2, 1чж, (9) d чж RTчж при = 0 (х = 0) mчж = mч0;

уравнение неразрывности для массовой концентрации «образований»

чж dmчж чж k StkVc k, div чж V чж чж (10) d mчж m при = 0 (х = 0) чж = ч0;

уравнение неразрывности для массовой концентрации сухих частиц k ч StkVc k, при = 0 (х = 0) ч = ч0;

div ч V чж ч (11) m уравнение для влагосодержания 1 dm dm dd k k чж чж, при = 0 (х = 0) d = d0;

(12) d 2 d m d mчж уравнение теплообмена парогазового потока с каплями орошающей жидкости dcT k k2 T k чж чж Т чж T чж, при =0 (х=0) Т=Т0;

(13) d m mчж уравнение теплообмена «образования» с потоком парогазовой смеси dТ dmчж cчж mчж чж чж чж Т чж Т rж, чж 2, (14) чж d d при = 0 (х = 0) Тчж = Т0.

Результаты расчетов на основе предложенной модели представле ны на рис. 1 и 2. Из рис. 1 видно, что при малых влагосодержаниях (практически сухой воздух) с ростом начальной концентрации частиц эффективность их улавливания несколько повышается, а при повышен ных влагосодержаниях снижается (рис. 1а). При этом высокая эффек тивность пылеулавливания может быть достигнута при низких концен трациях частиц и высоких влагосодержаниях на входе в СВ (рис. 1б).

а) б), %, % 1- d=0,01 кг/кг сух.возд.

90 2- d=0,1 кг/кг сух.возд. ч0=0,1 г/м 3- d=0,3 кг/кг сух.возд.

80 4- d=0,5 кг/кг сух.возд. 5- d=1,0 кг/кг сух.возд.

6- d=2,0 кг/кг сух.возд.

50 ч0=1,0 г/м 30 ч0=10 г/м 1 ч0=100 г/м 0,00 0,01 0,02 0,03 0,04 0,05 0,06 0,07 0,08 0,09 0, 0,0 0,5 1,0 1,5 2, ч0, кг/м d, кг/кг. сух.возд.

Рис. 1. Влияние начальной концентрации частиц и влагосодержания на эф фективность пылеулавливания:

V0=5 м/с, 0=293 К, 0ч=103 кг/м3, q=0,5 л/м3, U0= 160 м/с, Т0=333 К, =60, l=1 м, 0=0,1 мкм На рис. 2а представлена зависимость эффективности пылеулавли вания от угла расширения диффузора трубы Вентури, откуда видно, что для данного варианта оптимальное значение 7,7 0. Для любого другого варианта этот оптимальный угол можно рассчитать с помощью модели.

На рис. 2б приведена зависимость эффективности пылеулавлива ния от относительной длины диффузора, откуда следует, что на основе модели можно определить и оптимальную длину трубы диффузора, обеспечивающую требуемую эффективность пылеулавливания. Так, для данного варианта при требуемой эффективности = 99 % следует огра ничиться длиной конфузора l = 1 м.

а) б), %, % 100, 99, 99, 98, =7, l=1 м 98, 0 5 10 15 6 7 8 l/Dг, Рис. 2. Влияние угла расширения (а) и длины диффузора (б) на эффектив ность пылеулавливания:

V0=5 м/с, 0=293 К, 0ч=103 кг/м3, q=1 л/м3, U0= 80 м/с, Т0=333 К, ч0=1 г/м3, d=0,5 кг/кг сух. возд., 0=1 мкм Обозначения:,, = 1 + 2 – динамическая вязкость, теплопро водность и плотность парогазового потока;

Vx – продольная скорость ~ капель;

с 1 0,197 Rek,63 2,6 10 4 Re1,38 – относительный коэффи k циент сопротивления капель;

с 24 Rek – стоксовский коэффициент сопротивления капель;

Rek Vc k ;

m – масса капли размером k;

T – температура парогазового потока;

cж – удельная теплоемкость жидко сти (капли);

– среднемассовая температура капли;

rж – удельная теп лота фазового перехода;

счж, чж,Т чж – удельная теплоемкость, массо вая концентрация, температура «образования»;

Nu 2 0,552 Rek,5 Sc 0,33 К с 0 – массообменное число Нуссельта;

Р P 1 – стефановская поправка, В – барометрическое давление, К с 1 1k 2B – число Шмидта;

D – коэффициент диффузии паров жидкости Sc f D f в газе;

ч0 – начальная массовая концентрация частиц, mчж – масса «об разования»;

ж, ж, ж – коэффициенты поверхностного натяжения, динамической вязкости и плотность жидкости;

Nu 2 0, 495 Re0,55 Pr 0, k – теплообменное число Нуссельта;

Pr c p – число Прандля, с – те плоемкость парогазового потока: c c1d c2, с1 и с2 – теплоемкости пара 1 d и газа;

P1k, Р1чж – парциальные давления насыщенных паров у поверх ности капли и у поверхности «образования» соответственно;

U – начальная массовая концентрация орошающей k 0 q ж V0 qU жидкости;

Stk – коэффициент захвата «образований» каплей по Лен гмюру-Блоджетту;

Vc0 U 0 V0 ;

D x, – текущий диаметр и угол раство ра диффузорной части трубы;

Dг – диаметр горловины трубы;

T0, U0, d – температура, скорость, влагосодержание парогазового потока в горло вине трубы;

V0, 0, k0, 0, q – скорость, температура, размер капель, раз мер частиц, коэффициент орошения в горловине трубы. Размер капель k0 определялся по формуле Нукиямы-Танасавы в зависимости от Vс0, ж, ж, ж, q.

УДК 532.51:536.248. ЛОКАЛЬНЫЙ ТЕПЛООБМЕН В СТЕКАЮЩИХ ПЛЕНКАХ СМЕСЕЙ ФРЕОНОВ НА СТРУКТУРИРОВАННОЙ ПОВЕРХНОСТИ Печеркин Н.И., Павленко А.Н., Володин О.А.

Институт теплофизики СО РАН, г. Новосибирск.

E-mail: pecherkin@itp.nsc.ru Пленочные течения жидкости широко используются в различных технологических процессах (абсорбция, ректификация, выпаривание, тепловая защита, охлаждение, и др.). В последнее время в связи с воз растающей необходимостью интенсификации теплообмена в различных технологиях всё большее применение находят поверхности с заранее заданной структурой [1]. Некоторые результаты теоретических и экспе риментальных исследований на структурированных поверхностях для различных приложений приведены в работах [2–4]. В данной работе приведены результаты изучения волновой структуры поверхности пле нок, измерения локальных и осредненных по длине коэффициентов теп лоотдачи, динамики возникновения сухих пятен на поверхности тепло обмена и соответствующих критических тепловых потоков в стекающих пленках смесей фреонов на структурированной поверхности.

В качестве рабочих участков использовались вертикальные трубы из алюминия с наружным диаметром d = 50 мм, толщиной стенки 1–1,5 мм, с гладкой и структурированной поверхностями. Расстояние от распределительной щели до начала обогреваемого участка составляло 100 мм, длина участка с микротекстурой – 105 мм, длина обогреваемого участка L = 70 мм. Шаг микротекстуры – 1,5 мм, глубина – 0,4 мм. В ка честве рабочей жидкости использовались смеси фреонов R21 и R114 с начальной концентрацией летучей компоненты Cx от 6 до 16,6 %. Моль ная концентрация компонент смеси фреонов измерялась методом газо вой хроматографии.

Диапазон изменения чисел Рейнольдса Re 4Q d на входе в ра бочий участок от 100 до 600. Визуализация и запись изображения вол новой поверхности стекающей пленки жидкости, процесса образования сухих пятен проводились на высокоскоростную цифровую видеокамеру.

Фрагменты течения пленки на структурированной поверхности по казаны на рис. 1. При малых расходах жидкости в пленке каналы мик ротекстуры оказываются заполненной жидкостью, рис. 1а. Это под тверждает результаты моделирования течения жидкости на гофриро ванной поверхности [2]. При увеличении расхода жидкости на поверх ности пленки возникает сложная волновая структура, рис. 1б. При больших тепловых потоках во впадинах структурированной трубы на чинается интенсивное кипение, приводящее к выпариванию значитель ного количества жидкости. Часть жидкости стекает с рабочего участка в виде кипящих струй, рис. 1в.

а б в Рис. 1. Течение пленки бинарной смеси на структурированной поверхности:

а) Re =104;

q = 0;

б) Re = 420;

q = 0;

в) Re = 420;

q = 2,9 Вт/см Результаты по распределению локальных коэффициентов теплоот дачи по длине рабочего участка со структурированной поверхностью показаны на рис. 2. Коэффициенты теплоотдачи рассчитывались по раз ности измеренной температуры стенки и температуры насыщения смеси в данном сечении q (Tw Ts ). Температура насыщения смеси фреонов определялась по результатам измерения состава стекающей пленки. При малых значениях тепловых потоков основным механизмом отвода тепла является испарение, коэффициент теплоотдачи практически не зависит от теплового потока. При достижении необходимого для закипания пе регрева стенки при q 1 Вт/см2 в нижней части трубы возникает режим пузырькового кипения, распространяющийся вверх по потоку при уве личении тепловой нагрузки. В начальной части обогреваемого участка сохраняется режим испарения с практически неизменной величиной ко эффициента теплоотдачи. В результате выпаривания жидкости локаль ный расход на выходе рабочего участка уменьшается до 20–40 % от на чального. Толщина пленки существенно уменьшается, в зонах между кипящими струями вследствие малой толщины остаточного слоя возни кают условия для появления сухих пятен. При возникновении сухих пя тен на обогреваемой поверхности температура стенки резко возрастает.

Соответствующий критический тепловой поток тем ниже, чем меньше число Рейнольдса в исследованном диапазоне.

Рис. 2. Распределение локального коэффициента теплоотдачи по длине структурированной трубы:

q, Вт/см2: 1 – 0,33;

2 – 0,52;

3 – 0,75;

4 – 1,02;

5 – 1,34;

6 – 1,69;

7 – 2, Результаты для локального коэффициента теплоотдачи в нижней части обогреваемого участка в зависимости от локального числа Рей нольдса для режима испарения показаны на рис. 3. Видно, что с увели чением числа Рейнольдса пленочное число Нуссельта Nu ( 2 g )1 на структурированной поверхности увеличивается. Осредненные по длине коэффициенты теплоотдачи на гладкой трубе, полученные авто рами, уменьшаются с увеличением числа Рейнольдса по такому же за кону, как предсказывают известные корреляционные зависимости, по лученные в экспериментах на воде и других вязких однокомпонентных жидкостях [5, 6], рис. 4.

Уменьшение коэффициента теплоотдачи при увеличении расхода на гладкой трубе обусловлено увеличением толщины пленки, и, соот ветственно, увеличением термического сопротивления. Уменьшение ко эффициентов теплоотдачи на структурированной поверхности по срав нению с гладкой трубой в области малых чисел Рейнольдса объясняется затоплением каналов микротекстуры и увеличением локальной толщи ны пленки в этих режимах. С увеличением расхода жидкости в пленке при течении по гофрированной поверхности изменяется структура вол новой поверхности пленки, рис. 1б. При прохождении гребней волны часть жидкости растекается по горизонтальной микротекстуре, образуя сложное волновое течение жидкости с более мелким масштабом волн.

Растекание жидкости от двух соседних волн может происходить во встречных направлениях, порождая возникновение новых волн другого масштаба. Интенсивное движение жидкости по микротекстуре в гори зонтальном направлении может возникать также от растущих на по верхности паровых пузырей. Эти факторы приводят к увеличению ко эффициентов теплоотдачи по сравнению с гладкой трубой.

Рис. 3. Безразмерный коэффи- Рис. 4. Безразмерный коэффициент циент теплоотдачи для режима теплоотдачи для режима испарения испарения пленки бинарной сме- пленки бинарной смеси фреонов на глад си фреонов на структурирован- кой поверхности:

1 – Cx = 8,8%;

2 – Cx = 16,6 %;

3 – решение ной поверхности:

Нуссельта;

4 – корреляция [5];

Cx = 14,5%;

q – 0,33 – 1,02 Вт/см 5 – корреляция [6] Заключение Локальный коэффициент теплоотдачи на структурированной по верхности в режиме испарения слабо изменяется по длине. Увеличение локальных коэффициентов теплоотдачи в нижней части теплоотдающей поверхности при увеличении теплого потока обусловлено переходом к режиму пузырькового кипения.

Кризис теплоотдачи, связанный с образованием сухих пятен, возни кает в нижней части обогреваемого участка. Критический тепловой по ток уменьшается при снижении расхода жидкости в стекающей пленке.

При малых расходах жидкости коэффициенты теплоотдачи на структурированной поверхности уменьшаются по сравнению с гладкой поверхностью. При больших расходах жидкости изменение структуры волновой поверхности пленки приводит к увеличению коэффициентов теплоотдачи по сравнению с гладкой поверхностью.


Работа выполнена при поддержке РФФИ (грант 10-08-00645а) и программы Отделения ОЭММПУ РАН (проект 5.5.3).

Список литературы:

1. Thome J.R. Engineering data book III. – Wolverine Tube, Inc. – 2004.

2. Trifonov Yu.Ya. Stability of a viscous liquid film flowing down a periodic surface // Int. Journal of Multiphase Flow. – 2007. – Vol. 33, No. 11.

– P. 1186–1204.

3. Gambaryan-Roisman T., Stephan P. Heat transfer analysis of falling film evaporation on structured surfaces // Proceedings of the 12th Int. Heat Transfer Conference. – Grenoble, France, August 2002. – Vol. 3. – p. 449–454.

4. Lozano Aviles M.: Experiments on falling film evaporation of a water-ethylene glycol mixture on a surface with longitudinal grooves // Ph. D. thesis. – Berlin University of Technology, Berlin, Germany. – ISBN 978-3-89963-527-0. – 2007.

5. Chun K.R., Seban R.A. Heat transfer to evaporating liquid films // Journal of Heat Transfer. – 1971. – Vol. 93. – P. 391–396.

6. Alhusseini A.A., Tuzla K. and Chen J.C. Falling film evaporation of single component liquids // Int. J. of Heat Mass Transfer. – 1998. – Vol. 41, No. 12. – P. 1623–1632.

УДК 533.6.071. ТЕПЛОФИЗИЧЕСКИЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ СТРУИ, ВДУВАЕМОЙ НОРМАЛЬНО В ПОПЕРЕЧНЫЙ ПОТОК Добросельский К.Г.

Дальневосточное высшее военное командное училище, г. Благовещенск.

E-mail: dobroselsky@mail.ru Вдув струи по нормали к поперечному потоку широко использует ся на практике для интенсификации тепло- и массообмена в различных технических устройствах.

Основная доля работ, посвященных течению при нормальном вду ве струи [1], относится к высоконапорным струям, в которых скорост ной напор значительно превышает напор сносящего потока. Хотя, не редко, имеет место другое соотношение скоростных напоров. Напри мер, при перемешивании дымовых газов рециркуляции и дутьевого воз духа, подаваемых в топку паровых и водогрейных котлов, или при рас пространении вредных газообразных примесей, выбрасываемых в атмо сферу через трубы.

В работе представлены результаты экспериментальных исследова ний взаимодействия турбулентных потока и вдуваемой по нормали сла бонапорной круглой струи. Получены эмпирические зависимости, опи сывающие геометрию теплового пограничного слоя струи в поперечном потоке. Показано, что струя в поперечном потоке обладает большей эжекционной способностью по сравнению с затопленными и спутными потоку струями.

Физическая модель изучаемого нами течения представляет собой воздушную осесимметричную струю, которая выбрасывается из трубки под прямым углом к направлению движения воздушного потока. На рис. 1 представлена полученная автором задымленная струя. Для иссле дования струи в сносящем потоке применялся аэродинамический ка нал [2] длиной 5,5 м и поперечным сечением 0,8 0,5 м.

Исследования проводились для относительных динамических на поров q = 0,85 – 6,12 (q = q0/q1 = u02/u12) с изотермическими и слабоне изотермическими (критерий Архимеда Ar = 2,810-4 – 1,010-3) струями.

Значения чисел Рейнольдса для воздушных струй, формирующихся в вертикальных трубках, составляли Re0 = 2,7 103 – 6,9 103, снося щий поток в центральной части канала имел число Re1 8,5 104.

Рис. 1. Вертикальная струя в поперечном потоке Для относительных скоростных напоров q = 2,0;

3,10;

5,55 слабо неизотермической струи было получено эмпирическое выражение для точек максимальной температуры [3] (ось струи).

z q0,51x 0,33, (1) где x x / d и z z / d – безразмерные координаты точек оси струи, со ответственно продольная и вертикальная (рис. 1), отсчитываемые от центра устья трубки;

d – диаметр трубки.

На основе опытных данных получен безразмерный профиль избы точной температуры, который может быть представлен в виде:

0,7 z z t t1 exp 2, (2) tm t1 tg 0, 5t x где tg0,5t – тангенс угла, образованного точкой половинной избыточной максимальной температуры и осью Х в рассматриваемом поперечном сечении струи (рис. 2).

Для некоторых значений x 1,36 10,45 были найдены значения тангенсов отдельно выше ( tg 0,5t ) и ниже ( tg 0,5t ) оси в поперечных се чениях струи.

По этим опытным данным были получены эмпирические зависимости 0,39 q 0, 43 0,54q 0, tg 0,5t tg 0,5t,. (3) x 0,75 x 0, По направлению распространения струи тангенс угла 0,5t стремит ся к предельному значению, равному примерно 0,11 для q = 3,1;

5,55, что соответствует углу 0,5t 6°20 (для q = 2,0 тангенс стремится к 0,1).

Рис. 2. Геометрические характеристики пограничного слоя в струе На рис. 3 представлен экспериментальный профиль относительной избыточной температуры в поперечных сечениях струи (плоскость XZ), построенный по (1,2,3).

На основе опытных данных для значений осевой относительной безразмерной температуры была получена зависимость, которая может быть представлена в виде ( x = 2,73 – 20,91):

0,7 z z t t1 1,03 0, 75 exp 2.

t 0 t1 x tg 0, 5t x Рис. 3. Профиль температуры для q = Подобным образом была получена эмпирическая зависимость, опи сывающая профиль относительных, избыточных температур слабоне изотермических струй в горизонтальной плоскости XY.

t t1 y 0, exp 2, t m t1 tg 0,5t x где tg0,5t – тангенс угла, образованного точкой половинной избыточной осевой температуры и осью Х в рассматриваемом поперечном сечении струи;

у – поперечная координата (см. рис. 1).

Для поперечных сечений x 0,9 17,25 были найдены значения тангенса угла 0,5t, которые могут быть выражены зависимостью 0,29q 0, tg 0, 5t.

x 0, Для q = 3,1 тангенс 0,5t с увеличением х стремится к постоянной величине – 0,1, для q = 5,55 тангенс 0,5t стремится к предельному зна чению tg0,5t 0,12, что соответствует углу 0,5t = 6°50.

Было получено, что струя асимметрична в вертикальной плоскости относительно оси на начальном участке, с подветренной стороны теп ловой пограничный слой шире, чем с наветренной. Турбулентное число Прандтля для исследуемых струй, где они становятся практически спутными сносящему потоку, Prt 0,35 – 0,42, что отличается от данных некоторых авторов, которые приводят значения Prt = 0,5 – 0,8 для затоп ленных и спутных осесимметричных струй. Сложность структуры и особенности тепломассообмена сносимой потоком струи на начальном участке являются, по-видимому, определяющими для ее дальнейшего течения и взаимодействия с окружающей средой.

Список литературы:

1. Гиршович Т.А. Турбулентные струи в поперечном потоке. М:

Наука, 1993. – 251 с.

2. Добросельский К.Г. Методика оценки распространения вредных выбросов от вентиляционных шахт и дымовых труб в приземном слое ат мосферы. Автореф. дис…. канд. техн. наук. Благовещенск, 1995. – 26 с.

3. Добросельский К.Г. Вертикальная слабонапорная струя в попе речном потоке // Инженерно-физический журнал. – 2005. – Т. 78. – № 6.

С. 143 – 147.

УДК 536.423.4.535. ОСОБЕННОСТИ ТЕПЛООБМЕНА ПРИ КИПЕНИИ НА ОРЕБРЕННЫХ ТРУБАХ Гогонин И.И.

Институт теплофизики СО РАН, г. Новосибирск.

E-mail: gogonin@itp.nsc.ru Для интенсификации теплоотдачи при кипении в аппаратах, при меняющихся в нефтеперерабатывающей, химической, пищевой отрас лях промышленности, а также на предприятиях низкотемпературной энергетики успешно используется оребрение теплоотдающей стен ки [14]. Форму и размер одиночного ребра легко вычислить, если за даться эффективностью ребра. Однако, неопределенным является рас стояние между ребрами и их основанием. Как показали исследова ния [4], роль этого параметра чрезвычайно велика и очень часто недо оценивается при выборе параметров оребрения.

Цель данной публикации выбор оптимальных параметров ореб рения труб аппарата в соответствии с условиями его работы.

1. Особенности теплообмена при кипении на оребренных трубах Экспериментальные данные о теплообмене при кипении различных жидкостей на оребренных трубах представлены в [511]. В нашей рабо те [4] исследования проведены при изменении в широких пределах па раметров оребрения, температур насыщения и тепловых потоков при кипении фреонов R11 и R12 на медных трубах с гладкой и оребренной стенками. Форма ребра принималась прямоугольной, а межреберное расстояние «b» изменялось в пределах 0,331,7 мм. Безразмерное рас стояние между ребрами b изменялось в пределах 0,33,4.

Безразмерное расстояние b определяли по зависимости: b b / l, где l g капиллярная постоянная жидкости, м;

по верхностное натяжение, н/м;

g ускорение свободного падения, м/с2;

и плотности жидкости и пара, кг/м.

Высота ребра в этих экспериментах составляла 2 мм, толщина реб ра 1 мм. Коэффициент оребрения изменялся в пределах 2,484,52 в за висимости от межреберного расстояния b.

На рис. 1 представлено сопоставление данных по теплообмену при кипении фреона R11 на гладкой и оребренных трубах. Плотность теп лового потока q определяли в расчете на полную площадь поверхности оребренной стенки. Температурный напор T определялся по формуле T TCT TS. Здесь TCT температура стенки, а TS температура насыщения.

Рис. 1. Плотность теплового потока в зависимости от температурного напора при различной ширине зазора (R11, T = 60°C):

1 – = 0,33 мм;

2 – 1,7 мм;

3 – гладкая поверхность Как следует из рис. 1 при пузырьковом кипении и T idem тепло обмен на оребренных трубах в 24 раза интенсивнее, чем на гладкой поверхности. Температурный напор соответствующий началу кипения существенно снижается и заметно изменяется в зависимости от рас стояния между ребрами b. Следует различать два критических значения плотности теплового потока при кипении на оребренной стенке: qКР связано с возникновением пленочного режима кипения в межреберной впадине и qКР которое связано с полностью развитым пленочным ре жимом кипения на всей теплоотдающей поверхности. В зависимости от геометрических параметров оребрения и материала оребренной трубы, значения qКР и qКР могут различаться в несколько раз.

1 Интенсивность теплообмена и критические плотности тепловых потоков существенно зависят от межреберного расстояния b.

2. Расчет параметров трапециевидного оребрения Расчет теплообмена при кипении на поверхности оребренной тру бы выполняется по зависимости:

QOP FOP E TCT TS, где QOP количество теплоты, подведенной к оребренной стенке;

FOP полная площадь поверхности оребренной трубы, м2;

коэффициент теплоотдачи при кипении теплоносителя при заданных параметрах ра боты, установки, кВт/м2К;

Е коэффициент эффективности оребрения.

th L 2 / По [12], (1) E L 2 / где L l / относительная высота ребра;

толщина ребра у основа ния, м;

коэффициент теплопроводности материала трубы;

Вт/мК;

l высота ребра, м. Для ребра трапециевидного профиля ширина его тор ца [12] h / 2.

Заданными параметрами являются теплофизические характеристи ки теплоносителя, температура насыщения TS, а также физические ха рактеристики материала оребренной трубы.

Чтобы исключить большую разность температур стенки по высоте ребра, необходимо чтобы E 0,9. Приняв E 0,9 и используя выраже ние (1) можно вычислить высоту ребра l. Коэффициент теплоотдачи, входящий в выражение (1) принимается равным экспериментальному значению при кипении жидкости на поверхности гладкой трубы или вычисляется по критериальной зависимости [13].

Если принять b 0,2l теплообмен при кипении начинается при ма лых температурных напорах и протекает значительно интенсивнее, чем на поверхности гладкой трубы. Однако, при таких параметрах оребре ния существенно снижается критическая плотность теплового потока, при которой начинается запаривание межреберной впадины. По дан ным, приведенным в [4] и на рис. 1 можно оценить критическую плот ность теплового потока на поверхности оребренной трубы q 0,15qKP, (2) KP где qKP критическая плотность теплового потока на поверхности глад кой трубы, вычисленная по Кутателадзе [14]. Эмпирическое соотноше ние (2) справедливо при b 0,2l.

Для теплообменных аппаратов с высокой плотностью теплового потока должно выполняться условие b l. В расчете на полную пло щадь оребренной стенки qKP 0,75 0,8qKP. В соответствии с форму 1 лой (1) оребрение трубы в этих условиях целесообразно проводить только для стенки, материал которой имеет высокий коэффициент теп лопроводности.

Изменение толщины ребра у его основания (задается в начале расчета) влияет на остальные параметры ребра и, следовательно, необ ходима оптимизация параметров ребра в зависимости от стоимости 1 м оребренной трубы. Материал труб выбирают, прежде всего, исходя из условий их коррозионной стойкости в данном теплоносителе.

Расчет по предлагаемому алгоритму позволит ответить на основ ные вопросы: насколько целесообразно применение оребрения в кон кретном случае и какие параметры должна иметь оребренная стенка.

Список литературы:

1. Справочник по теплообменникам. Перевод с английского. – М.

Энергоатомиздат, 1987. – Т. 2. – 352 с.

2. Бараненко А.В., Тимафеевский Л.С., Долотов А.Г., Попов А.В.

Абсорбционные преобразователем теплоты. – СПб. СПбГУНиНТ, – 338 с.

3. Хараз Д.И., Псахис Б.И. Пути использования вторичных энер горесурсов в химических производствах. – М. Химия, 1984. – 224 с.

4. Гогонин И.И., Силкачев А.Е. Теплообмен и критические теп ловые потоки при кипении на оребренных поверхностях // Теплофизика высоких температур. – 1991. – Т. 29. – № 6. – С. 1127.

5. Bergles A. Enhancement of Boiling Heat Transfer. Proceedings of the Baltic heat Transfer Conference. September 19–21, 2007. – St. Peterburg, 2007. – V. 1. – P. 73–95.

6. Gorenflo D. Zur Drackabhngigkeit des wrmebergangs an Siedende Kltemittel lei freier Konvektion. Chemil-Ing. Techn, 1968. – 40. – Heft 15. – S. 757–762.

7. Дюндин В.А. Исследование теплообмена при кипении фреона 12 на гладкой и ребристых трубках // Холодильная техника. – 1969. – № 11. – С. 16–21.

8. Haley K.W., Westwater J.W. Heat transfer from a Tin to a Boiling Liquid // Chemical Engineering Science. – 1965. – 20. – N. 7. – P. 711.

9. Гогонин И.И., Своркова И.Н. Теплообмен при кипении фреона 21 на оребренных поверхностях // Химическое и нефтяное машино строение. – 1973. – № 3.

10. Данилова Г.Н., Резников В.И. Исследование теплообмена при кипении на поверхности с системой цилиндрических полостей в усло виях свободного движения жидкости // ИФЖ. – 1987. – Т. 53. – № 1. – С. 5–11.

11. Windisch R., Hahne E., Kiss V. Heat transfer for boiling on finned tube bundles // Int.Comm.Heat Mass Transfer. – 1985. – V. 12, P. 355–368.

12. Исаченко В.П., Осипова В.А., Сукомел А.С. Теплопередача. – М. Энергоиздат, 1981. – 417 с.

13. Гогонин И.И. Зависимость теплообмена при кипении от свойств и геометрических параметров теплоотдающей стенки // ТВТ. – 2006. – Т. 44. – № 6. – С. 915–925.

14. Кутателадзе С.С. Основы теории теплообмена. – М. Атомиз дат, 1979. – 415 с.

УДК 621.1.016. АВТОМАТИЗИРОВАННАЯ УСТАНОВКА ДЛЯ ПРОВЕДЕНИЯ ТПЛОФИЗИЧЕСКИХ ЭКСПЕРИМЕНТОВ Ильясов Т.Ш.

Казанский государственный энергетический университет, г. Казань.

E-mail: ilyasovtsh@mail.ru Целью разработки опытной установки является проведение тепло физического эксперимента по исследованию теплообмена в нестацио нарных условиях при существенной неизотермичности. Установка представляет собой экспериментальный стенд с устройством сопряже ния и съемными опытными участками для реализации процессов неста ционарного теплообмена в широком диапазоне изменения возмущаю щих факторов. Основу установки составляет аэродинамическая труба разомкнутого типа, в которой течение газа создается за счет компрес сорной установки, а в качестве подогревателя для нагрева рабочего тела и создания условий нестационарности используется электродуговой плазмотрон [1].

Составные части и принципиальная схема экспериментального стенда схематически показаны на рис. 1.

Компрессорная установка, состоящая из двух компрессоров (рис.1) поршневого типа, включенных параллельно, в состав которых входят рессиверы 2, является источником сжатого воздуха, используе мого установкой. От рессиверов по системе трубопроводов через запор ный вентиль В1, расходомер 3 и регулировочный кран В3 сжатый газ поступает в плазмотрон 7, где происходит его нагрев, а затем, через форкамеру 9 и сопло 10 в опытный участок 11. Причем часть воздуха через регулировочный кран В4 поступает в форкамеру для снижения рабочей газа и обеспечения необходимого теплового диапазона иссле дуемых параметров. Для стабильного режима горения дуги плазмотрона в системе подачи газа используется аргон, который из баллона 4, через редуктор 5, регулировочный кран В2 и расходомер 6 подается в элек тродуговой нагреватель.

Рис. 1. Схема экспериментального стенда Регистрация параметров производится с помощью преобразовате лей и измерительно-вычислительного комплекса (ИВК) на базе ЭВМ.

Полученный с термопар сигнал поступает на многоканальный усили тель 12 с большим коэффициентом усиления (10000). Усиленный сиг нал подается на устройство сопряжения с объектом (УСО) ИВК 13, со стоящего из шестнадцатиканального аналого-цифрового преобразовате ля с коммутатором и ЭВМ.

Основными элементами плазмотрона являются катод и анод, вы полненные из меди М1, в качестве изолятора между которыми исполь зуется проставка из органического стекла, уплотненная резиновыми прокладками. В центральную часть катода запрессован цилиндрический электрод, выполненный из вольфрама.

Для стабилизации дуги воздух в рабочую зону горения поступает через тангенциальное отверстие, тем самым создавая закрутку потока и удержание дуги в осевой области плазмотрона.

В конструкции анода и катода предусмотрена водяная рубашка ох лаждения, препятствующая перегреву и разрушению электродов. Для подбора оптимального и устойчивого режима горения дуги возможно изменение зазора между электродами путем установки дополнительных резиновых прокладок различной толщины между проставкой и катодом.

Запуск плазмотрона осуществляется дополнительными, высоко вольтными, вольфрамовыми электродами, изолированными от катода и анода.

Формирование равномерных профилей скорости и температуры на входе в опытный участок осуществляется форкамерой, пристыкованной к плазмотрону через электроизолирующую асбоцементную проставку.

Нагретый поток газа, проходя через отверстия спрямляющей асбоце ментной решетки и сопло, попадает в опытный участок. Как показали измерения, проведенные в стационарных условиях, такая конструкция формирует равномерный профиль скоростей.

Все детали форкамеры и сопло изготовлены из нержавеющей стали Х18Н9Т. Для получения необходимого температурного режима в ци линдрической части форкамеры имеются двенадцать радиальных кана лов, через которые подается холодный воздух, минуя плазмотрон. На выходе сопловой части предусмотрены два отверстия, позволяющие ус танавливать датчики для регистрации температур и давления на входе в опытный участок.

Схема электропитания плазмотрона состоит из устройства тепло вой защиты, выпрямителя, сглаживающего фильтра, балластного сопро тивления. Источником питания схемы является трехфазная сеть пере менного тока напряжением 380 В, способная выдержать нагрузку до 250 кВт.

Управление установкой осуществляется с пульта управления, на котором имеются кнопки управления, индикаторные лампы, контроль но-измерительные приборы электрооборудования, ручки регулирования системы запуска, расхода воздуха и аргона, манометры. Запуск, отклю чение, установка необходимого режима и контроль за работой компрес сорных агрегатов производится с отдельного пульта управления.



Pages:   || 2 | 3 | 4 | 5 |   ...   | 9 |
 

Похожие работы:





 
© 2013 www.libed.ru - «Бесплатная библиотека научно-практических конференций»

Материалы этого сайта размещены для ознакомления, все права принадлежат их авторам.
Если Вы не согласны с тем, что Ваш материал размещён на этом сайте, пожалуйста, напишите нам, мы в течении 1-2 рабочих дней удалим его.