Интенсификация процесса тепломассообмена в контактных аппаратах с регулярной насадкой, страница 11

3.6 б). Этотрежимтеченияплёнкижидкостиповерхности предлагаемой насадкипоназванавторами двухсторонним режимом течения состоячимиволнамиилитурбулентнымрежимом, так как причиной увеличения числаперетока Н является появление турбулентностив гравитационно-стекающей плёнке жидкости(далее будем называть его вторым режимомтечения).Следующий режим течения наступаетпри значении числа Рейнольдса Reпл > 2200.Приэтомрежиметеченияколичествожидкости, перетекающей на заднюю сторонуРис.

3.5. Фотографиятечения плёнки воды состоячими волнами наповерхности предлагаемойнасадкиэлемента насадки, становится постоянным. При этом режиме течения следуетотметить, что задняя сторона элемента насадки по-прежнему покрытаплёнкой жидкости со «стоячими волнами».

На плёнке жидкости с переднейстороны элемента насадки «стоячие волны» отсутствуют. По-видимому, это71явление связано с тем, что с увеличением плотности орошения уменьшаетсяамплитуда стоячих волн вплоть до нуля. По-видимому, это связано сопережающим ростом толщины плёнки жидкости во впадинах гофр, поотношению к толщине плёнки жидкости на выступах гофр, при увеличениирасхода жидкости. Это можно проследить по формулам (1.6) и (1.7).Рис. 3.6. Режимы течения плёнки жидкости по предлагаемой насадке при подачеорошающей жидкости на одну сторону элемента насадки (на левую): (а) –односторонний режим течения со стоячими волнами; (б) – двухсторонний режимтечения со стоячими волнами; (в) – течение с избыточным орошением.

1 – элементнасадки; 2 – плёнка жидкостиНесмотря на то, что в формулах (1.6) и (1.7) отсутствует характерныйразмер гофр, а в материалах работы [59] отсутствует информация об ихформе и размерах, данные формулы показывают, что толщина плёнкижидкости на выступах гофр с ростом расхода жидкости увеличиваетсямедленнее, чем во впадинах гофр. Амплитуда стоячих волн может бытьвыражена через толщину плёнки жидкости:72A   v   p  hгф .(3.4)Формулы (1.6), (1.7) и (3.4) подтверждают, что с ростом расхода орошающейжидкости, амплитуда стоячих волн должна уменьшаться.Дальнейшее увеличение плотности орошения приводит к увеличениютолщины плёнки жидкости и появлению крупных струй, которые с большойскоростью гравитационно движутся вниз по поверхности плёнки жидкости.Этиструинепопадаютвщели,таккакдвижутсяпопрямойпреимущественно вертикально вниз, в то время как при малых плотностяхорошения, жидкость в плёнке движется вертикально вниз по синусоидальнойтраектории, огибая выступы гофр элемента насадки.

Данный режим названавторами режимом с избыточным орошением (третий режим течения).Сравнивая между собой три режима гравитационного течения плёнкижидкости по поверхности предлагаемой насадки, по мнению автора следуетсчитать второй режим течения наиболее рациональным для проведенияпроцессов тепломассообмена на данной насадке. Второй режим теченияхарактеризуетсябольшейплощадьюсвободнойповерхностиплёнкижидкости, а, следовательно, и активной поверхности тепломассообмена. Вработе[114]средствамикомпьютерныхпрограммвычислительнойгидродинамики (CFD) установлено значительное влияние на активнуюповерхность плоских и гофрированных насадок их предварительногосмачивания. Для оценки возможности расширения границ второго режиматечения на предлагаемой насадке была проведена вторая серия опытов припоследовательномуменьшениирасходаорошающейжидкостиотмаксимального значения до нуля.

Во второй серии опытов при уменьшенииплотности орошения Г (кривая 2 на рис. 3.1 и рис. 3.2), было установлено,что после интенсивного орошения задней стороны элемента насадки (вплотьдо полного смачивания), число перетока увеличивается всего на 5%.Из рис. 3.2 видно, что в области чисел Рейнольдса 1650 < Reпл < 3050различие в кривых 1 и 2 незначительно и обусловлено тем, что послеинтенсивного орошения задней стороны элемента насадки вся задняя73поверхность элемента насадки оказывается смоченной, и, соответственно,жидкость перетекает на заднюю сторону элемента насадки через все щели.Поэтому число перетока Н в области 1650 < Reпл < 3050 оказалось в среднемна 5% больше во второй серии опытов (кривая 2 на рис.

3.2) чем в первой(кривая 1 на рис. 3.2) при одном и том же числе Рейнольдса Reпл.При значении критерия Рейнольдса Reпл < 1400 можно наблюдатьзначительное расхождение кривых 1 и 2 на рис. 3.2. Уменьшение расходаорошающей жидкости приводит к росту числа перетока (см. кривая 2 на рис.3.2). Из кривой 2 на рис.

3.1 видно, что зависимость Гз = f(Г) представляетсобой прямую с резко меняющимся углом наклона. Изменение угла наклонапроисходит при значении Reпл ≈ 2200, т.е. при переходе от третьего режиматеченияко второму.Поскольку суменьшениемплёночногочислаРейнольдса Reпл увеличивается число перетока Н, то очевидно, что первыйрежим течения на данной насадке не проявляется при уменьшении плотностиорошения.Основные результаты и выводы к главе 3Для оценки способности регулярной насадки равномерно распределятьжидкостьвпоперечномсеченииаппаратаснасадкойпредложеноиспользовать симплекс, равный отношению Гзд /Г.Установленсложныймногостадийныймеханизмперетеканияжидкости через щели в насадке.

Перетекание жидкости через щели в насадкенаступаетпридостиженииплотностиорошения,соответствующейплёночному числу Рейнольдса Reпл = 1320.При Reпл < 1650 количество жидкости, перетекающей через щели,зависит от предварительного смачивания поверхности насадки.Для ГПН-насадки экспериментально установлена зависимость числаперетока от критерия Рейнольдса, показывающая, что использование даннойнасадкивпромышленнойтепломассообменнойаппаратуренаиболее74рационально проводить при значении плёночного числа Рейнольдсав диапазоне 1320 < Reпл < 2200, что обеспечивает максимальную поверхностьтепломассообмена.

Это относится преимущественно к аппаратам, в которыхосновное сопротивление процессу тепломассообмена сосредоточено вгазовой фазе (например, градирни, контактные экономайзеры, абсорберы дляхорошо растворимых газов и т.д.).Так как основное сопротивление процессу тепломассообмена приконтактном теплообмене сосредоточено в газовой фазе, то для наиболееполногоиспользованиянасадочногообъемаконтактногоаппарата,рекомендуется проводить процесс при минимальных плотностях орошения иприполномсмачиваниинасадки.Приэтом,впромышленнойтепломассообменной аппаратуре с ГПН-насадкой можно рекомендоватьпредварительное смачивание слоя насадки путем его кратковременногозатоплёния, что позволит интенсифицировать переток жидкости через щели.Представленныевданнойглаверезультатыисследованийпоособенностям плёночного течения жидкости по ГПН-насадке представлены вработах [17, 99, 100], а также в трудах отечественных и международныхконференций.75ГЛАВА 4.

РЕЗУЛЬТАТЫ ТЕПЛОМАССООБМЕННЫХ ИСПЫТАНИЙБЛОКА РЕГУЛЯРНОЙ ГОФРИРОВАННО-ПРОСЕЧНОЙ НАСАДКИ4.1. Методика обработки результатов экспериментаОсновной целью экспериментальных исследований блока регулярнойнасадки для газожидкостных тепломассообменных процессов, являетсяполучениерасчетногоуравнениядляопределениякоэффициентамассоотдачи. В результате анализа литературных источников для случаяиспарения плёнки жидкости в поток газа можно выделить две методикиобработки результатов экспериментов:1)Обработка результатов экспериментов по методике градирни.2)Обработкарезультатовэкспериментовпометодикетеплообменника.Первая методика нашла распространение для градирен, в первуюочередь в энергетике.

Обработка результатов экспериментов по этойметодике, подразумевает установление зависимости между величинойобъемного коэффициента массоотдачи βV от относительного расходатеплоносителей λ = G/L [54]. Чаще всего зависимость между коэффициентоммассоотдачи и относительным расходом представляют в виде зависимости[54]:βV f ( λ),q(4.1)где q – объемная плотность орошения, м3/(м2∙ч). Иногда, особенно взарубежной литературе, пользуются критерием Меркеля Me [43]. При этом,результаты экспериментов представляют в виде критериального уравнениявида:Me  f (λ).(4.2)76Зависимости (4.1) и (4.2) в логарифмических координатах для градирнипредставляет собой прямую линию [54]. Коэффициент теплоотдачи находятиз аналогии Льюиса в виде:α  β  CG .(4.3)Вторая методика обработки результатов экспериментов, нашедшаяраспространение для контактных теплообменников [29, 32, 55, 75],подразумеваетустановлениезависимостивеличиныповерхностногокоэффициента массоотдачи βf от безразмерных критериев подобия, таких какReG, ReL и т.д., При этом коэффициент массоотдачи, как правило, входит вкритерий Шервуда (диффузионный критерий Нуссельта).Результатыэкспериментов представляют в виде критериального уравнения вида:Sh  f ( ReG , ReL ,...).(4.4)Коэффициент теплоотдачи иногда находят через критериальноеуравнение вида [29, 49, 50]:Nu  f ( ReG , ReL ,...),(4.5)либо находят через аналогию Льюиса [38, 54], пользуясь уравнением (4.3)либо уравнением: Sc α  ρG  CG  βf   Pr Внастоящейработеобработка0,5.(4.6)результатовэкспериментапроизводилась по обеим методикам.

По каждой из этих методикисследование процесса контактного теплообмена связано с определениемпараметров влажного воздуха. В настоящей работе в результате проведенияэкспериментов были непосредственно получены данные о температуревоздуха по сухому термометру и относительной влажности воздуха на входеи на выходе из аппарата, а также данные о температуре воды на входе ивыходеизаппарата.Приобработкеэкспериментальныхданныхтеплофизические свойства воды и воздуха принимались при среднемарифметическомзначенииопределяющихвеличин(влажностии77температуры). При обработке результатов экспериментов, течение газа вблоке насадки рассматривалось условно как противоточное.

Парциальноедавление водяного пара в воздухе определялось по эмпирической формуле[72]:Pпар  1000e16,57TG 115.72233,77  0,997TG.(4.7)Влагосодержание воздуха определялось по формуле [38]:X  0,622  Pпар.Pатм    Pпар(4.8)Энтальпия воздуха iG определялась по формуле [72]:iG  1005TG  (r  Cпар  TG ) X .(4.9)Удельная теплота парообразования r определялась по формуле [72]:r  2501  2,36TG   10 3.Количествопереданноймассы(4.10)определялипоуравнениюматериального баланса влаги:M  G X " X '.(4.11)В качестве средней движущей силы массообмена была выбранаразность влагосодержаний ΔX, определяемая по уравнению:X  X н " X G '   X н ' X G "2.(4.12)Объемный коэффициент массоотдачи βV определяется по уравнению:βV ПоверхностныйM.Vнас  Xкоэффициентмассоотдачи(4.13)βfопределялипоуравнению:βf M.aнас  Vнас  X   G(4.14)78В качестве линейного размера в критерии Шервуда (диффузионноечисло Нуссельта) был выбран эквивалентный диаметр канала насадки de.