Содержание к диссертации
Введение
1. Особенности конструкции, работы, расчета и оптимизации кпрт 23
1.1. Назначение, устройство и классификация та 23
1.1.1, Назначение и устройство та 23
1.1.2. Особенности конструкции кпрт 25
1.2. Основы расчета, проектирования и оптимизации кпрт 28
1.2.1. Методы расчета та 28
1.2.2. Методы проектирования та 31
1.2.3. Методы оптимизации параметров та 33
1.3. Особенности конструкции, работы и расчёта ореб- рённых поверхностей 35
1.3.1. Конструкция и расчёт оребренных поверхностей 36
1.3.2. Классификация оребрений по способу турбулизации потока 39
1.3.3. Расчет оребрений и оценка их эффективности 47
1.3.4. Высокоэффективные типы оребрений 51
1.4. Особенности тепломассообмена в двухфазных потоках 57
1.4.1. Виды двухфазных дисперсных потоков 57
1.4.2. Экспериментальное исследование тепломассообмена при теплоотдаче к двухфазным дисперсным потокам 58
1.4.3. Теоретические исследования тепломассообмена двухфазных дисперсных потоков 62
1.4.4. Особенности гидродинамики и тепломассообмена двух- трехфазного потока водного аэрозоля в компактных теплообменниках 64
1.5. Краткое изложение разрабатываемой модели 69
1.5.1. Цель и основные задачи исследований 69
1.5.2. Задачи экспериментального исследования 71
1.5.3. Задачи теоретического исследования 74
1.5.4. Задачи прикладного исследования 79
1.5.5. Характеристика решаемых научных задач 85
2. Экспериментальное исследование теплоотдачи к трехфазному потоку водного аэрозоля 88
2.1. Постановка задачи 88
2.2. Описание экспериментальной установки 88
2.2.1. Экспериментальная установка 88
2.2.2. Нагреваемый рабочий элемент 90
2.2.3. Схема измерений 93
2.2.4. Методика проведения экспериментов 95
2.2.5. Оценка погрешностей измерений 95
2.3. Исследование теплоотдачи к потоку водного аэрозоля 96
2.3.1. Методика обработки осредненной теплоотдачи 96
2.3.2. Теплоотдача к сухому воздуху 98
2.3.3. Обобщение экспериментальных данных по теплоотдаче к трехфазному потоку водного аэрозоля 100
2.4. Исследование локальной теплоотдачи к потоку водного аэрозоля 103
2.4.1. Методика обработки локальной теплоотдачи 103
2.4.2. Теплоотдача на начальном участке 105
2.4.3. Влияние тепломассообмена при испарении на теплоотдачу 111
2.4.4. Интенсификация теплоотдачи по длине канала 115
3. Моделирование теплопередачи в компактном теплообменнике с учетом фазовых превращений влажного воздуха 120
3.1. Описание математической модели 120
3.1.1. Проблемы моделирования процесса теплопередачи в компактном теплообменнике с двухфазным теплоносителем 120
3.1.2. Математическая модель расчета процесса теплопередачи 126
3.2. Методика расчета тепломассообменных процессов 129
3.2.1. Особенности физической модели и постановка задачи 129
3.2.2. Математическая модель расчета тепломассообмена в трёхфазном потоке водного аэрозоля 140
3.2.3. Модель расчета тепломассообмена в двухфазном пограничном слое 145
3.3. Проверка достоверности математической модели 152
3.3.1. Модель расчета процесса теплоотдачи 152
3.3.2. Локальная теплоотдача около пластины при граничных условиях i рода 154
3.3.3. Локальная теплоотдача в канале при граничных условиях ii рода 156
3.3.4. Локальная теплопередача при граничных условиях iii рода 159
4. Метод защиты теплопередающей поверхности компактного теплообменника и методика оценки его эффективности на эксплуатационных режимных параметрах 165
4.1. Метод защиты теплопередающей поверхности 165
4.1.1. Отношение термических сопротивлений 165
4.1.2. Классификация задач защиты и оптимизации 166
4.1.3. Оптимизационные факторы 168
4.1.4. Методика оценки эффективности методов защиты 169
4.2. Технологическая эффективность 172
4.2.1. Методика оценки технологической эффективности 172
4.2.2. Анализ технологической эффективности 175
4.3. Тепловая эффективность 181
4.3.1. Методика оценки тепловой эффективности 181
4.3.2. Алгоритм оценки тепловой эффективности 182
4.3.3. Анализ тепловой эффективности 185
4.4. Эксплуатационная эффективность 190
4.4.1. Методика оценки эксплуатационной эффективности 190
4.4.2. Анализ эксплуатационной эффективности 192
5. Тепломассообмен влажного воздуха в теплообменнике-конденсаторе. обоснование и проверка метода защиты теплопередающей поверхности от обмерзания 201
5.1. Особенности работы теплообменника-конденсатора 201
5.1.1. Проблемы охлаждения влажного воздуха в скв 201
5.1.2. Высаждение влаги в линии низкого давления 202
5.1.3. Высаждение влаги в линии высокого давления 206
5.2. Процессы тепломассообмена в конденсаторе 209
5.2.1. Поля температур в конденсаторе 209
5.2.2. Конденсация влаги в горячем тракте 212
5.2.3. Испарение тумана в холодном тракте 215
5.2.4. Обмерзание теплопередающей поверхности 217
5.2.5. Особенности теплообменника-конденсатора скв 219
5.3. Особенности теплопередачи в теплообменнике- конденсаторе при работе на влажном воздухе 224
5.3.1. Влияние участка тепловой стабилизации 224
5.3.2. Влияние тепломассообмена в теплоносителях 227
5.3.3. Особенности теплопередачи в области положительных температур 234
5.3.4. Особенности теплопередачи в области отрицательных температур 241
5.3.5. Влияние тепломассообмена на кпд в кпрт 247
5.4. Обоснование и проверка метода защиты конденсатора.. 249
5.4.1. Методика оценки эксплуатационной эффективности 249
5.4.2. Влияние компоновки теплообменника 250
5.4.3. Особенности проектирования конденсатора 253
6. Обоснование и проверка метода защиты первичного теплообменника от термических напряжений в теп- лопередающей поверхности 259
6.1. Особенности работы и расчёта первичного теплообменника 260
6.1.1. Особенности работы 260
6.1.2. Расчет процесса теплопередачи . 266
6.1.3. Расчёт термических напряжений 269
6.2. Метод защиты первичного теплообменника и методика оценки его эффективности 274
6.2.1. Технологическая эффективность 274
6.2.2. Тепловая эффективность 276
6.2.3. Эксплуатационная эффективность 278
6.3. Исследования эксплуатационной эффективности 279
6.3.1. Влияние режимов течения теплоносителей 279
6.3.2. Влияние геометрии оребрений 281
6.3.3. Совместное влияние режимного и геометрического факторов 285
6.3.4. Влияние компоновки теплообменника 285
6.3.5. Пто с переменным отношением термических сопротивлений 289
7. Исследование интенсификации процессов тепло- и массообмена и теплопередачи в компактном теплообменнике при воздушно-испарительном охлаждении 293
7.1. Классификация воздушно-испарительных теплообменников (вит) 293
7.1.1. Классификация по температуре теплоносителя 293
7.1.2. Классификация по способу образования капель 295
7.1.3. Классификация по конструктивному исполнению 297
7.2 Особенности работы и расчета форсуночных вит 304
7.2.1. Описание форсуночного вит 304
7.2.2. Описание модели расчёта 308
7.2.3. Исследование работы воздухо-жидкостного теплообменника 311
7.3. Исследование эффективности воздушно-испарительного охлаждения 316
7.3.1. Вклад теплоты фазового перехода 316
7.3.2. Эффективность испарительного охлаждения 318
7.3.3. Влияние испарительного охлаждения на суммарную отводимую тепловую мощность 321
Выводы 222
- Основы расчета, проектирования и оптимизации кпрт
- Экспериментальное исследование тепломассообмена при теплоотдаче к двухфазным дисперсным потокам
- Исследование теплоотдачи к потоку водного аэрозоля
- Методика расчета тепломассообменных процессов
Введение к работе
Актуальность темы. В современной авиационной, автомобильной и холодильной технике для обеспечения интенсивного охлаждения элементов оборудования нашли широкое применение компактные пластинчато-ребристые теплообменники (КГТРТ). На практике достаточно часто встречаются специфические условия работы ТА, осложненные процессами тепломассообмена в теплоносителях или иными эксплуатационными ограничениями. Разработка нового поколения авиационных систем кондиционирования (СКВ) для Ту-204 поставила задачу о воздушно-испарительном охлаждении компактных теплообменников, для которой характеры низкотемпературный двухфазный теплоноситель. Не менее сложной проблемой является разработка первичного теплообменника, обладающего повышенным ресурсом, несмотря на наличие термических напряжений в его конструкции. Исследования в этой области практически отсутствуют.
Вопросы расчета и проектирования теплообменников нашли отражение в достаточно широком круге специальной литературы [21, 73, 84, 91, 109, 110, 115, 132]. В настоящий момент существуют надёжные интегральные методики расчёта и проектирования ТА [21, 61, 73, 109, 110]. С их помощью любой инженер-конструктор достаточно быстро и просто может подобрать требуемый для расчётного режима ТА. Однако интегральный подход даёт наилучшую эффективность для случаев однофазных теплоносителей и обычных режимов работы ТА. Кроме того, он не учитывает особенностей конструкции КПРТ, поэтому для расчёта и проектирования КПРТ необходимы специальные методики и рекомендации. К сожалению, количество таких изданий крайне ограничено: наряду с работами В.М. Кейса, А.ЛЛондона ([61], 1967), Г.ИВоронина ([21], 1978) данные вопросы рассматривались только в работах Г.А. Дрейцера ([31], 1986 и [69], 2000).
В вопросах оптимизации теплообменников преобладают два основных направления. Во-первых, разработка новых оребренных поверхностей с увеличенной теплогидравлической эффективностью. Внедрение таких поверхностей приводит к снижению массы и объема теплообменника при сохранении охлаждающей эффективности. В результате достигается экономия материальных и энергетических ресурсов. Во-вторых, стоимостно-весовая экономическая оптимизация. Наибольшее распространение при этом получили следующие направления: снижение приведенной взлетной массы; минимизация гидравлического сопротивления при сохранении охлаждающей эффективности; повышение технологичности изготовления КПРТ и т.д.
В вопросах расчета теплообменников с учетом тепломассообмена настоящему времени более подробно изучена теплоотдача к крупнодисперсному воздухо-водяному потоку для каналов с большими эквивалентными диаметрами (4>кв >50 мм) и предложены обобщенные эмпирические зависимости для интегрального учета тепломассообмена. Разработка нового поколения авиационных систем кондиционирования (Ту-204) поставила задачу о воздушно- испарительном охлаждении компактных теплообменников, для которой характеры низкотемпературный двух- и трехфазный теплоноситель и малый эквивалентный диаметр теплообменных каналов (с1экв < 5 мм). Наибольшее значение при этом имеют дифференциальные методики расчета тепломассообмена в каналах КПРТ. Исследования в этой области отсутствуют.
Целью работьЬ\Экспериментальное и теоретическое исследование влияния фазовых превращений влажного воздуха на процесс теплопередачи в компактных пластинчато-ребристых теплообменниках, а также обоснование, разработка и проверка методов защиты теплопередающей поверхности от обмерзания и термических напряжений на эксплуатационных режимных параметрах.
В соответствии с общей целью были поставлены и решены следующие задачи:
1. в области экспериментального исследования: - получение обобщающих зависимостей для теплоотдачи к влажному воздуху со взвешенными аэрозольными частицами при положительных и отрицательных температурах; исследование интенсификации локальной теплоотдачи за счет фазовых превращений при испарении водного аэрозоля в оребренной теплопередающей поверхности; в области теоретического исследования: разработка методики расчета процесса теплопередачи для компактного теплообменника, учитывающей фазовые превращения влажного воздуха в холодном (испарение аэрозоля) и горячем (капельная конденсация) трактах; исследование влияния процессов фазовых превращений при испарении и конденсации в теплообменнике-конденсаторе на интенсификацию теплопередачи и тепловую эффективность теплообменника в области положительных и отрицательных температур влажного воздуха; разработка метода защиты теплопередающей поверхности компактного теплообменника и методики оценки его эффективности, позволяющие получать требуемые параметры теплообменника для заданных эксплуатационных режимов его работы; в области прикладного исследования: разработка метода и способов защиты теплообменника-конденсатора от обмерзания теплопередающей поверхности; разработка метода и способов защиты первичного теплообменника от термических напряжений в теплопередающей поверхности; исследование интенсификации процессов тепломассообмена в компактном теплообменнике за счет фазовых превращений при воздушно-испарительном охлаждении.
Научная значимость и новизна работы состоит в следующем: получены новые экспериментальные данные по теплоотдаче к влажному воздуху с взвешенным аэрозолем в каналах пластинчато-ребристой поверхности при положительных и отрицательных температурах воздуха; экспериментально показано, что испарение водного аэрозоля при массовых концентрациях менее 2 % не влияет на конвективную теплоотдачу от стенок канала, в то время как наблюдается интенсификация суммарной теплоотдачи в 3-4 раза на начальном участке и в 2 раза на участке стабилизированного теплообмена; с использованием гомогенной модели обоснована, разработана и проверена методика расчета процесса локальной теплопередачи в компактном теплообменнике, учитывающая интенсификацию теплоотдачи в горячем и холодном трактах за счет фазовых превращений влажного воздуха в пограничном слое; обобщены исследования о влиянии процессов испарения и конденсации в теплообменнике-конденсаторе на интенсификацию теплопередачи и тепловую эффективность теплообменника в области положительных и отрицательных температур в широком диапазоне параметров влажного воздуха; обобщены результаты исследования механизмов процессов тепломассообмена влажного воздуха, приводящих к интенсификации теплопередачи в компактном теплообменнике за счет фазовых превращений при воздушно- испарительном охлаждении в широком диапазоне свойств теплоносителя; обоснован и разработан метод защиты теплопередающей поверхности компактного теплообменника, основанный на переменном отношении термических сопротивлений, и методика оценки его эффективности, позволяющие получать требуемые характеристики теплообменника для заданных эксплуатационных режимных параметров; предложены научно-обоснованные способы защиты теплообменника- конденсатора, предотвращающие обмерзание теплопередающей поверхности при отрицательных температурах; предложены научно-обоснованные способы защиты первичного теплообменника, снижающие термические напряжения в теплопередающей поверхности при большой начальной разности входных температур.
Положения, выносимые на защиту.
1. Методика расчета процесса локальной теплопередачи в компактном теплообменнике, учитывающая с помощью гомогенной модели интенсификацию теплоотдачи в горячем и холодном трактах за счет фазовых превращений влажного воздуха в пограничном слое.
Результаты экспериментальных исследований процесса теплоотдачи к влажному воздуху со взвешенным водным аэрозолем в каналах оребренной поверхности в переходной и турбулентной областях при отрицательных температурах.
Обобщающая зависимость по теплоотдаче к двухфазному теплоносителю, приводящая результаты к известным соотношениям для однофазного течения.
Результаты исследования локальной теплопередачи в компактном теплообменнике при наличии испарения капель в холодном и капельной конденсации в горячем трактах в области отрицательных и положительных температур холодного воздуха, обоснование и обобщение механизмов увеличения коэффициента теплопередачи и термической эффективности теплообменника за счет фазовых превращений.
Результаты исследования и обобщения влияния скрытой теплоты фазовых превращений на интенсификацию процессов тепломассообмена и теплопередачи в компактном теплообменнике при его воздушно-испарительном охлаждении в широком диапазоне свойств теплоносителя.
Метод защиты теплопередающей поверхности от обмерзания и термических напряжений, основанный на переменном отношении термических сопротивлений, и методику оценки его эффективности, а также результаты исследования влияния конструктивных и режимных параметров компактного теплообменника на получение заданных свойств теплообменников для любых эксплуатационных параметров.
Метод и способы защиты теплообменника-конденсатора от обмерзания теплопередающей поверхности, позволяющие предотвратить процессы льдообразования, при отрицательных температурах и наличии тепломассообмена в теплоносителях.
Метод и способы защиты первичного теплообменника от термических напряжений в теплопередающей поверхности, позволяющие резко снизить термические напряжения и увеличить ресурс работы компактного теплообменника, при больших перепадах исходных температур воздуха.
Научная и практическая ценность работы заключается в: установлении закономерностей влияния тепломассообмена на процесс теплопередачи и увеличение эффективности работы КПРТ; разработке методики и получении критериального уравнения, позволяющего использовать при расчете двухфазных теплоносителей накопленные экспериментальные данные, описывающие теплоотдачу в оребренных каналах для однофазного теплоносителя; разработке вариантов конструкции теплообменника-конденсатора, предотвращающих обмерзание, несмотря на рабочие отрицательные температуры и наличие тепломассообмена в теплоносителях; разработке вариантов конструкции первичного теплообменника, обеспечивающих снижение термических напряжений и увеличение ресурса его работы, несмотря на большие перепады исходных температур воздуха разработке пакета программ для проведения компьютеризированного проектирования KEPT, оценки его эффективности и работоспособности, а также оптимизации параметров для широкого класса задач и эксплуатационных ограничений; обобщении учебного материала для студентов авиационных и энергетических специальностей в курсах «Системы обеспечения жизнедеятельности ЛА», «Теплообменные устройства», «Компьютерное моделирование теплофизиче- ских процессов».
Достоверность полученных результатов определяется проведением тестовых экспериментов для однофазного потока воздуха, расчетом погрешностей измерений, сопоставительным анализом расчетных данных с собственными экспериментами и известными в литературе опытными и расчетными данными, тщательным тестированием программных модулей, а также подтверждением эффективности предложенных рекомендаций при внедрении на предприятиях авиационной промышленности.
Связь с научными программами. Работа выполнена в рамках грантов: ФЦП Министерства образования РФ «Фундаментальные исследования в области технических наук» (шифры грантов: Т00-1.2-260 и Т02-01.2-3663), ФЦП «Государственная поддержка интеграции высшего образования и фундаментальной науки» («Интеграция», проекты: № А0050 и № Б0097) и гранта РФФИ (№05-08-33588).
Реализация и внедрение результатов работы.
Результаты исследований использовались для решения актуальных задач в интересах авиационной промышленности, выполненных по заказам предприятий «Наука» и ОКБ им. Туполева А.Н. (г. Москва) в рамках НИОКР отраслевой лаборатории НГТУ. Основное направление - исследование особенностей работы разрабатываемой системы кондиционирования самолета Ту-204 на влажном воздухе. Результаты работы в виде отдельных разделов включены в 30 отчетов о НИР. Результаты исследований использовались при разработке перспективной техники на предприятиях «Наука», ОКБ им. Туполева А.Н. (г. Москва), ОКБ им. Ильюшина (г. Москва), Государственный Сибирский НИИ авиации им. С.А Чаплыгина, НАПО им. В.П. Чкалова (г. Новосибирск).
Разработан пакет программ для проведения компьютеризированного проектирования и оптимизации КПРТ для широкого класса задач. Пакет позволяет создавать конструкцию теплообменника с заданными свойствами под требуемые эксплуатационные режимные параметры и ограничения. В настоящее время пакет программ используется для курсового и дипломного проектирования в НГТУ и МАИ.
Материалы диссертации использовались для создания учебных курсов по специальности 131110: «Системы жизнеобеспечения и защиты ЛА» НГТУ. В частности, разработан комплекс лабораторных работ по «Программированию» для 1...2 курса. Созданы два специальных учебных курса: «Теплообмен- ные устройства» и «Компьютерное моделирование теплофизических процессов», включающих лабораторные работы и курсовой проект. Материалы диссертации использовались для написания трех учебников [42, 152, 153], выпущенных в серии «Учебники НГТУ», имеющих гриф УМО вузов Российской Федерации по образованию в области авиации, ракетостроения и космоса (УМО АРК).
Личный вклад. Все основные положения, результаты и выводы принадлежат лично автору. Им выполнены постановка проблемы и задач исследований. В рамках устанавливаемых задач диссертант осуществлял: литературный и патентные обзоры по теме; проведение экспериментов, обработку и обобщение экспериментальных данных; разработку физической и математической модели расчета теплоотдачи и теплопередачи к влажному воздуху; написание программ и их тестирование; разработку методики расчета термических напряжений в КПРТ; проведение численных экспериментов, подготовку и анализ результатов численных исследований; разработку методики комплексной оценки эффективности и работоспособности КПРТ; разработку научно- обоснованных технических решений для теплообменника-конденсатора и первичного теплообменника; разработку пакетов программ для учебного процесса; написание методической литературы к учебному процессу; внедрение результатов исследований в учебный процесс; подготовку материалов и написание публикуемых печатных работ и отчетов.
Апробация работы. Результаты исследований по теме диссертации докладывались и обсуждались на 30 конференциях и семинарах: - 2, 3, 4, 5 Всес.конф.мол.уч. и спец. «Актуальные вопросы теплофизики и физической гидрогазодинамики» (Новосибирск: 1986, 1987, 1988, 1989); -1, IV Минском международном форуме «Тепломассообмен - ММФ» (Минск, ММФ-1988, ММФ-2000); - 2 Всес.конф. «Теплофизика и гидрогазодинамика процессов кипения и конденсации» (Рига, 1988); - 2 Всес.конф. «Актуальные вопросы физики аэродисперсных систем» (Одесса, 1989); - 8 Всес.конф «Двухфазный поток в энергетических машинах и аппаратах» (Ленинград, 1990); - отраслевом семинаре министерства авиационной промышленности по системам кондиционирования воздуха (Москва, 1992); - 2-й, 5-й Международной научно-практической конференции «Новые информационные технологии в университетском образовании» (Новосибирск, 1997, 2000); - KORUS. The Russian-Korean international symposium on science and technology (Tomsk, Russia, 1998; Novosibirsk, Russia, 1999; Ulsan, Korea, UU, 2000; Novosibirsk, Russia, 2002; Ulsan, Korea, UU, 2003; Novosibirsk, Russia, 2005); - RUSKO-AM-2001: 1st Russian Korean International Symposium on Applied Mechanics (Novosibirsk: NSTU, 2001); - Fourth Intern. SymP. Multiphase Flow and Heat Transfer (Xi'an, China, 1999); - Heat Transfer Science And Technology 2000 (Beijing, China, 2000); - семинаре вузов Сибири и Дальнего Востока по теплофизике и теплоэнергетике (Новосибирск, 1999); - 6 Всероссийской науч.-техн. конф. «Энергетика: экология, надежность, безопасность» (Томск, Томск, политехи, ун-т, 2000); - Российск. нац. симп. по энергетике РНСЭ-2001 (Казань, КГЭУ, 2001); - XXVI, XXVIII Сибирском теплофизическом семинаре СТС -XXVI, XXVIII (Институт теплофизики СОР АН, Новосибирск, 2002, 2005); - IHTC-2002, Compact Heat Exchanger Symposium. A Festschrift On The 60th Birthday Of Ramesh K. Shah (Grenoble, France, 2002); - Третьей Российской нац. конф. по теплообмену РНКТ-3 (Москва, МЭИ, 2002); -1 семинаре СИБНИА Проблемы развития гидропривода в различных отраслях промышленности (Новосибирск, ФГУП СИБНИА, 2003); - семинаре кафедры Теплофизики и гидравлики Томского государственного политехнического университета (Томск, 2006); - семинаре отдела термогазодинамики ИТ СО РАН под рук-ом чл.-кор. РАН Э.П. Волчкова (Новосибирск, 2006); - семинаре отдела технической теплофизики ИТ СО РАН под рук-ом академика РАН В.Е. Накорякова (Новосибирск, 2006).
По теме диссертации опубликовано 60 печатных трудов, в том числе: монографии - 4 (2 - без соавторов), в рецензируемых журналах 16 (из них - 15 входящих в Перечень ВАК), в сборниках научных трудов и материалах конференций - 29, авторском свидетельстве — 1, учебно-методических изданиях - 10. В автореферате приведен список основных работ.
Структура и объем работы. Диссертация состоит из введения, семи глав, заключения, списка литературы и Приложения. Работа изложена на 348 страницах основного текста, содержит 129 рисунков, 29 таблицы, список литературы - 218 наименований. Приложение содержит акты о внедрении результатов работы.
Основное содержание работы. Первая глава посвящена обзору современного состояния вопроса по экспериментальному и теоретическому изучению, расчету, проектированию и оптимизации компактных пластинчато- ребристых теплообменников с двухфазными теплоносителями. В конце главы дается постановка задачи и подходы к ее решению. Вторая глава содержит результаты экспериментального исследования теплоотдачи к трехфазному потоку водного аэрозоля в широком диапазоне изменения параметров влажного воздуха и тепловых потоков. В третьей главе представлена дифференциальная методика расчёта теплопередачи в КПРТ для случая теплообменника- конденсатора, учитывающая процессы тепломассообмена влажного воздуха и явление начального участка в обоих трактах теплообменника. Четвёртая глава содержит описание методов тепловой защиты теплопередающей поверхности и методики для оценки их эффективности. Пятая глава даёт представление об особенностях тепломассообменных процессов в теплообменнике- конденсаторе и оценки эффективности предложенных способов защиты теплопередающей поверхности от обмерзания. Шестая глава даёт представление об особенностях теплонапряженного состояния первичного теплообменника и оценки эффективности предложенных способов защиты теплопередающей поверхности от термических напряжений. В седьмой главе рассмотрены результаты исследования эффективности воздушно-испарительного охлаждения на примере воздухо-жидкостного КПРТ. Приложение содержит акты о внедрении результатов работы.
Автор выражает глубокую признательность член-корреспонденту РАН Э.П. Волчкову, доктору технических наук В.И. Терехову, заведующему кафедрой «Техническая теплофизика» НГТУ доктору технических наук Ю.В. Дьяченко, сотрудникам кафедры и филиала кафедры при Институте теплофизики СО РАН за оказанную помощь в постановке данной работы, обсуждении и анализе полученных результатов.
Основы расчета, проектирования и оптимизации кпрт
Проверочный расчет выполняется для стандартного (сконструированного) теплообменника. Цель расчёта состоит в определении фактического теплового потока и температур теплоносителей на выходе при заданных условиях его работы (рис. 1.5 [84, с. 84]). Исходными данными для расчета являются расходы и температуры на входе, теплофизические свойства теплоносителей (включая данные по фазовому переходу, если он происходит), а также параметры рабочей поверхности теплообменника (габаритах, типе и геометрии оребрённых поверхностей). Если результаты проверочного расчета показывают, что конструкция выбранного теплообменного аппарата обеспечивает приемлемые теплогидрав- лические характеристики по обеим сторонам и они ниже предельно допустимых, то такую конструкцию можно рассматривать как решение задачи. Тепловой расчёт ТА. Тепловой расчёт теплообменного аппарата сводится к совместному решению уравнений теплового баланса теплоносителей и теплопередачи. Целью проверочного расчета теплообменника является определение значения 8 при заданных значениях Р, отношений Ж\/Ж2 и схемы движения теплоносителей: г=Л ЫТит;т, 11/В/2, схема движения). Методы решения уравнения теплопередачи. В справочной литературе по расчёту КПРТ [21, 22, 61, 73, 109, 110] выделены два основных интегральных метода решения уравнения теплопередачи: метод среднелогарифмическо- го напора (кГ-метод, метод поправочного коэффициента 5 ); в - АГПУ-метод. Поверхность теплообмена, отнесенная к стороне одного из теплоносителей, определяется по формулам где —тепловой поток, проходящий через поверхность теплообмена, кВт; А7"1п - среднелогарифмический температурный напор, к - средний коэффициент теплопередачи. Тепловой поток, фактически проходящий через поверхность теплообмена, определяют из полного теплового баланса; потери в окружающую среду учитывают в случае особо точных расчетов для радиаторов малой мощности. Среднелогарифмический температурный напор АТ\п представляет собой разность температур между охлаждаемым и охлаждающим теплоносителями и зависит от схемы движения теплоносителей.
Средний расчетный температурный напор для прямоточной и противоточной схем движения теплоносителей определяется как среднелогарифмическая разность температур по формуле где АГб и АГМ - большая и меньшая разности температур теплоносителей на концах поверхности нагрева, К. Средний температурный напор при схемах движения теплоносителей, отличающихся от противотока и прямотока, рассчитывают по формуле где - поправочный коэффициент, зависящий от схемы движения теплоносителей. Для каждой схемы движения теплоносителей поправочный коэффициент 1/ является сложной функцией входных и выходных температур теплоносителей. Коэффициент \/ определяется по графикам у — /(Яш, Р\ схема движения теплоносителей) в зависимости от вспомогательных параметров Р и Поскольку в — эффективность теплообменного аппарата в части передачи теплоты потоку теплоносителя 2, ее удобно выразить через число единиц переноса при заданном отношении параметров Я: в = ХАГПУъ Я, схема движения теплоносителей). Значения ЫТ11\ или ИТи2 рассчитываются согласно уравнению (1.7), Я — по выражению (1.4), Функциональную зависимость (1.6) можно использовать для определения характеристик теплообменника без расчета АГпили ц/. Это удобно для проверочного расчета и менее удобно для конструкторского. Зависимости с = ДАТТи2, Я, схема движения теплоносителей) существуют для противоточных, перекрестных и смешанных течений жидкостей и других комбинаций течений. Из рис. 1.6 [84, с. 94, рис. 33] видно, что существуют два различных режима работы теплообменников. При малых значениях ЫТи\ (например, меньших 0,2) эффективность Е\ определяется только процессом теплопереноса. Тип течения на величину Е практически не влияет. При высоких значениях ЫТи\ эффективность главным образом зависит от типа течения и немного - от коэффициента теплопередачи к и площади поверхности теплообмена Р. Это обстоятельство необходимо учитывать при выборе типа теплообменника. Необходимое количество паспортных данных обычно позволяет выбрать теплообменники подходящих размеров с приемлемой поверхностью теплообмена и перепадом давлений. Стоимость таких аппаратов невелика, поскольку для изготовления применяются стандартные технологические процессы и в этом случае возможна быстрая комплектация СКВ.
При проектировании новых либо использовании теплообменников со специальными требованиями применение индивидуальных конструкций экономически более целесообразно и поэтому в данных случаях выполняется конструкторский тепловой расчёт. Цель расчёта состоит в определении рабочей поверхности теплообменника (габаритах, типе и геометрии оребрённых поверхностей), необходимой для отвода (подвода) заданного теплового потока. Исходными параметрами наряду с этим служат режимные параметры теплоносителей: расход, температуры на входе и выходе, давление на входе, допустимые потери давления по обеим сторонам ТА. Обычно проектировочный расчёт выполняется для рабочего режима, на котором теплообменник работает в стационарных условиях. При наличии переходных режимов задаются диапазоны режимных параметров и возможные отклонения требуемой тепловой мощности. Конечной задачей конструкторского расчета является: выбор схемы движения теплоносителей и определение соответствующего значения площади теплообменника Р, которая обеспечит требуемое изменение температуры теплоносителей. При стационарном режиме работы аппарата локальная интенсивность теплопередачи связана с локальной разностью температур между двумя потоками соотношением (1.8) где -количество теплоты, Вт; коэффициент теплопередачи, Вт/(м К); Е- площадь поверхности теплообмена, м . При нормальной работе теплообменников стационарные условия редко выполняются строго, но, так как количество передаваемой теплоты во много раз превышает аккумулированную теплоту самим теплообменником, допущение о стационарности вполне приемлемо. Некоторые теплообменники работают в переходных режимах, и к их анализу нужен иной подход. Обычно задача расчета заключается в определении общей поверхности теплообменника, требуемой для передачи количества теплоты Q. Уравнение (1.8) можно проинтегрировать следующим образом: Интеграл можно определить, используя уравнения теплового баланса и теплопередачи. В общем случае для теплообмена при фазовых превращениях необходимо использовать уравнения гидродинамики и баланса массы, хотя это и не всегда делается на практике. При многокомпонентных фазовых превращениях необходимы уравнения локального фазового равновесия. Алгоритм решения (1.9) будет зависеть как от вида процессов теплообмена, так и от взаимной ориентации потоков в теплообменнике. Но такие решения требуют применения вычислительной техники, и для большинства теплообменников процедуру расчета можно существенно упростить, если принять ряд допущений.
Экспериментальное исследование тепломассообмена при теплоотдаче к двухфазным дисперсным потокам
Проблема исследования ВИО связана с попытками интенсифицировать теплообмен со стороны охлаждающего воздуха в современных мощных энергетических установках и теплообменных аппаратах за счет использования теплоты фазового перехода [11, 67, 77]. Число работ по этой проблеме в настоящее время ограничено и охватывает отдельные островки режимных параметров. Вместе с тем применить данные, полученные для ЗТО, невозможно в силу нескольких особенностей. Основной является двухкомпонентность потока, когда капля и пар «растворены» в большом количестве воздуха. В работе [7] указано, что даже при небольших добавках воздуха к пару интенсивность массообмена существенно снижается за счет ограничения доступа пара к поверхности капли. Немаловажной особенностью является то, что капли в потоке получаются механическим образом - в форсунках, и имеют большие диаметры частиц 50...300 мкм. Таким образом, кроме нестационарности процесса испарения за счет начальной разности температур капли и воздуха, существует еще и неравновесность испарения пара с поверхности капли, вызванная присутствием воздуха. В настоящее время в литературе имеются данные, ограниченные двумя основными областями: высокотемпературным ВИО [10...12] и умереннотемпе- ратурным ВИО [24, 30, 67, 77, 106, 112, 127, 177... 179, 181]. Обеим областям присущи описанные выше признаки. Отличие состоит в разной скорости протекания процесса испарения и разной степени неравновесности. Расчетные методики в обоих случаях базируются на построении критериальных зависимостей с включением разного вида факторов, учитывающих тепло фазового перехода (табл. 1.3). Распространены также зависимости в относительных координатах, типа —[70, 75]. Ыи0 а0 Экспериментальные работы в области низкотемпературного ВИО автором не обнаружены. Последнее можно объяснить спецификой задачи, возникшей в конце 70-х, начала 80-х годов, в связи с разработкой нового поколения высокоэффективных авиационных систем кондиционирования. Основными особенностями данной области являются низкие начальные температуры воздуха - меньше нуля градусов, а также малое влагосодержание В последнее время в связи с развитием ЭВМ в литературе начали появляться работы, посвященные теоретическому моделированию происходящих в ДДП тепломассообменных процессов. Наибольшее распространение при этом получили следующие три модели расчета. Более информативной и точной, но и самой сложной моделью расчета является гетерогенная модель, которая называется двух- многоскоростной.
Для нее характерна запись уравнений энергии и гидродинамики отдельно для каждой фазы или даже компоненты. Взаимодействие между фазами учитывается с помощью эмпирических или теоретических зависимостей для расчета массообмена на границе раздела фаз. Основной сложностью как раз и является поиск и обоснование надежных методик расчета для описания процессов массообмена. Наибольшее распространение данная модель получила для парока- пельных ДДП [135], но также для многокомпонентных ДДП. Применение ее к этим ДДП обусловлено физической гетерогенностью потока: фазы движутся со своими скоростями, взаимодействие фаз происходит не только за счет массообмена, но и за счет скольжения между фазами. Значительная сложность гетерогенной модели, а также ее некоторая неопределенность приводят к попыткам описания ДДП при ЗТО с помощью более простой гомогенной модели [68]. В этих случаях двухфазная смесь заменяется однофазной однородной средой, параметры которой определяются в зависимости от концентрации фаз по правилам аддитивности. Более достоверна гомогенная модель в случае с ВИО. Причем имеется большое количество работ, явно или неявно ее использующих. В этих работах ДДП «воздух-вода» заменяется однофазным, в качестве главного параметра которого выбирается энтальпия [83, 96]. Существующую неравновесность учитывают с помощью некоторой функции - эксергии [98...100]. Кроме проблемы достоверности имеются еще два крупных недостатка в известных работах. При составлении уравнений энтальпии теплоносителя используется чисто балансный подход (для тепла и вещества), не учитывающий процесс теплоотдачи в каналах. Кроме того, для решения полученных при этом уравнений предлагается графоаналитический метод [51, 83, 96, 120], крайне трудоемкий и малоэффективный. Для расчета ДДП при ЗТО в последнее время начали применять различные модели в приближении пограничного слоя [55, 74, 81, 135]. В основе моделей заложено базовое положение теории пограничного слоя о наличии центральной и пристенной части течения потока в каналах. В этом случае ДДП, образующийся за кризисным сечением представляется в виде совокупности развивающегося теплового пограничного слоя в перегретом паре и некоторого диффузионного пограничного слоя, в котором концентрация капель изменяется от максимальной в ядре потока до нуля на стенке канала или на некотором расстоянии от нее [74]. Массообмен при испарении учитывается с помощью понятия «стоков» тепла. Применение моделей в приближении пограничного слоя к ВИО крайне ограничено. Так, например, в работе [9] предлагается следующая модель для случая испарения воды с плоской пористой поверхности в набегающий поток воздуха.
В ней закон изменения концентрации в диффузионном пограничном слое принимается от максимальной на поверхности до нуля или некоторого значения на границе пограничного слоя. Массообмен учитывается с помощью специальных соотношений для поперечного потока вещества. В работах [116... 118] выполнено моделирование ламинарного и турбулентного течениия для круглой одиночной трубы. Основное достоинство данного подхода, это возможность учесть термическую неравновесность потока. Недостаток, полуэмпирический характер и невозможность применить в инженерных расчетах. Задача тепломассообмена при теплоотдаче к ДДП водного аэрозоля (низкотемпературные ВИО) возникла из потребности промышленности в разработке нового поколения авиационного оборудования и появившихся при этом проблем [40, 41, 152, 167]. При переходе на отделение влаги на линии высокого давления [40, 41, 152, 167] для охлаждения конденсатора стал использоваться холодный воздух отрицательных температур, образующийся на выходе турбохолодильника. Поскольку на входе в турбохолодильник при этом имеется влага, на его выходе образуется трехфазный поток «воздух - переохлажденный аэрозоль - замерзшие капли» [96]. Образующийся таким образом мелкодисперсный аэрозоль поступает на компактный теплообменник, образованный из оребренной теп- лообменной поверхности с малым эквивалентным диаметром каналов. Известные инженерные методики расчета [53, 196] не позволяют выполнить точный и надежный расчет теплообменника, так как не учитывают происходящий при этом тепломассообмен ДПП в каналах. Опубликованные данные о механизме образования и составе водного аэрозоля исторически разделены на три этапа. Первоначально был изучен атмосферный аэрозоль [123, 125, 133], образующийся при гомогенной конденсации в процессе сублимации в камере Вильсона. При этом были установлены случаи наличия аэрозоля в переохлажденном виде до температур -40...-60С. На втором этапе, при разработке и внедрении турбохолодильников появился ряд работ, исследовавших работу этого агрегата на влажном воздухе [1, 96, 97]. Принцип работы турбохолодильника основан на снижении температуры воздуха высокого давления за счет его расширения и преобразования потенциальной энергии в механическую работу. В процессе расширения влажного воздуха при пересечении «точки росы» происходит гомогенная конденсация паров воды. Большинство работ посвящены изучению влияния влагосо- держания на эффективность работы турбохолодильника [3, 49, 122], и лишь в отдельных из них [1, 96] были получены качественные и количественные результаты о дисперсном составе аэрозоля. Определяемый при этом диаметр колебался от 7 до 15 мкм. Третий этап связан с появлением высокоточных методов и способов измерения дисперсного состава аэрозольных частиц. Выполненные при этом исследования в НИЛОС НЭТИ на базе ИЖиГ СОАН СССР [2] позволили получить более точную картину механизма образования и дисперсного состава аэрозоля на выходе турбохолодильника.
Исследование теплоотдачи к потоку водного аэрозоля
В настоящем разделе содержатся результаты по осредненной теплоотдаче и выполненному на ее основе обобщению экспериментов. Относительные погрешности косвенных измерений Обобщение данных по теплоотдаче производилось по конвективной составляющей и суммарному количеству тепла, подведенных к двухфазному по току. В соответствии с этим определялись осредненные коэффициенты теплоотдачи по следующим формулам: где: \ - входная и выходная температура воздуха, t = 0,5( + ) - средняя температура воздуха в канале, 7г =0,1181м — суммарная поверхность теплоотдачи теплообменного канала (включая площадь оребрения), средняя температура стенки канала определялась по уравнению: где: - значение температуры стенки в /-ом сечении, п — 8 — число сечений установки термопар, Дхто — длина /-ого участка поверхности из табл. 2.1, Ь = 240 мм - полная длина теплообменного канала. Количество взвешенной влаги на входе и выходе канала с! и определялось по исходному влагосодержанию и паровой составляющей с1п при соответствующей температуре: Во входном сечении предполагалась относительная влажность ср — 100 %. В выходном сечении влагосодержание фиксировалось измерением относительной влажности (р с помощью гигрометра Волна-М. Обобщение осредненных данных по теплоотдаче и гидравлическому сопротивлению производилось по следующим формулам: где: X, p, V - коэффициент теплопроводности, плотность и среднерасходная скорость воздуха в канале при его средней температуре, Ар - потери давления в канале, L =0,178 м - расстояние между приемниками давления. Число Re определялось по среднерасходной скорости и эквивалентному диаметру. С целью проверки достоверности экспериментальных данных первоначально выполнена серия экспериментов на сухом воздухе. Одновременно эти результаты явились базой для сравнения с опытами на двухфазном потоке. На рис. 2.6, 2.7 представлены данные по теплообмену и гидравлическому сопротивлению. Опыты проводились в диапазоне скоростей, реально встречающихся в теплообменниках. Значения Re при этом составили 800 - 10000. Хорошее согласие с другими авторами [61] получено в области Re 2500. При меньших величинах Re наблюдается некоторое занижение Nu. В турбулентной области, начинающейся примерно с Re — 3500, эксперименты хорошо обобщаются уравнением Nu = 0.016 Re . Некоторое занижение кри- терия Nu в сравнении с классической формулой М.А.Михеева Nu = 0.018 Re характерно для оребренных поверхностей и связано с угловыми эффектами (утолщением пограничного слоя в углах поперечного сечения канала).
Данные по гидравлическому сопротивлению (рис. 2.7) позволяют сделать два вывода об особенностях работы компактных теплообменников в реальных условиях. Во-первых, наличие внешней турбулизации потока, вызванной работой турбохолодильника, приводит к более раннему установлению турбулентного режима течения в каналах в сравнении с данными Кейса, Лондона [61], полученными для аэродинамической трубы. Сопротивление в случае двухфазного потока специально не исследовалось, ввиду трудоемкости измерений при начальной отрицательной температуре воздуха: происходило периодическое выбивание столба жидкости в диф- манометре. Однако, специальная серия опытов, произведенная при околонулевой начальной температуре, расположилась между сухой серией и данными работы [112], полученными для большого диапазона массовой концентрации т. = 0,05 ... 0,2 крупнодисперсной влаги. Завышение данных в сухой и «мокрой» сериях частично можно объяснить за счет влияния эффекта начального участка: в классическом случае заборники давления устанавливаются на участке стабилизированного течения, в то время как на примененном экспериментальном участке первый заборник давления располагался в зоне несомкнутых пограничных слоев начального участка. Согласно литературным данным [53, 73] в подобном случае должно наблюдаться увеличение потерь давления. Эксперименты на трехфазном потоке водного аэрозоля выполнены в следующем диапазоне параметров. Начальная температура потока t0 = -30...0С, массовая концентрация влаги т = 0,002...0,01, удельный тепловой поток q = 0,5...5 кВт/м2, скорость в канале W- 5...50 м/с, температура стенки tcr 50С. В общей сложности проведено около 180 экспериментов, соответствующих определенному режиму течения.
Полученные данные по ак и а представлены на рис. 2.8, 2.9 в зависимости от скорости потока в каналах в обобщенном виде N11 , N11 = /(Не/ Суммарный коэффициент теплоотдачи «-имеет расслоение, зависящее от количества испарившегося аэрозоля. При этом общая масса экспериментальных точек может быть разделена на две характерные группы. К первой относятся «полусухие» режимы, в которых происходит полное испарение влаги до выхода из канала: превышает ак на десятки процентов. Во вторую группу вошли «мокрые» режимы, в которых водный аэрозоль испарился не полностью, и на выходе из элемента присутствует капельная влага. Суммарный коэффициент теплоотдачи в последнем случае апревышает ак почти в два раза. Конвективная составляющая ак во всех случаях с погрешностью около 10 % группируется около экспериментальных точек, полученных для сухого воздуха. полученной в опытах на сухом воздухе. В частности, при обобщении экспериментальных точек, лежащих в турбулентной области, получено критериальное уравнение: =0,016Ке 8(1 + /а ) (2.12) Константы сит уравнения 2.12 совпали с величинами, полученными ранее при обработке данных по теплоотдаче на сухом воздухе. Другими словами, при введении комплекса удается привести данные по теплоотдаче к двухфазному потоку к форме и коэффициентам, характерным для теплоотдачи к сухому воздуху. Такой результат позволяет сделать два вывода. Во-первых, рост а по сравнению сухим воздухом определяется исключительно скрытой теплотой фазового перехода. Во-вторых, в исследованном диапазоне массовых концентраций аэрозоля справедлива гипотеза об отсутствии влияния взвешенных аэрозольных частиц и массообмена при их испарении на конвективную теплоотдачу от стенки к потоку. В настоящем разделе содержатся результаты по локальной теплоотдаче и выполненному на ее основе анализу экспериментов. Типичное распределение температур стенки по длине теплообменного канала (для сухого воздуха) представлено на рис. 2.10. Для сравнения вместе с экспериментальными локальными значениями температур стенки нанесены расчетные, полученные в предположении постоянного по длине коэффициента теплоотдачи. Для расчетных температур характерно монотонное линейное возрастание Гст по длине канала. Экспериментальные же точки говорят о характерных проявлениях начального участка, связанных с развитием пограничного слоя в каналах. Например, на первых 30% длины температура на 25...50% ниже расчетной, что соответствует участку канала до точки слияния пограничных слоев. На следующих 30% длины она плавно переходит к расчетной, что можно объяснить перестройкой пограничного слоя в установившийся. На остальной части канала эксперимент и расчет практически совпадают, как качественно - по углу наклона прямой, так и количественно. Таким образом, в каналах реальных теплообменников значительная доля поверхности находится под действием перестраивающегося стесненного пограничного слоя.
Методика расчета тепломассообменных процессов
В ходе ранее выполненного экспериментального изучения теплоотдачи [169] установлены следующие закономерности тепломассообмена при течении водного аэрозоля в каналах компактных теплообменников. Теплоотдача к двухфазному потоку существенно отличается от однофазного течения и распадается на несколько связанных процессов. Определяющей является конвективная теплоотдача от стенок канала к потоку, которая зависит от гидродинамики течения. Тепломассообменные процессы, вызванные наличием водных частиц, протекают, собственно, в самом двухфазном потоке. Экспериментально установлено, что массообменные процессы не влияют на интенсивность конвективной теплоотдачи в исследованном диапазоне параметров. Результаты анализа локальной теплоотдачи позволяют выделить два взаимосвязанных тепломассообменных процесса в потоке. Один из них протекает в пределах пограничного слоя, второй - в ядре потока. Механизм этих процессов одинаков и определяется испарением воды с поверхности частиц. Отличия их состоят во влиянии, которое они оказывают на параметры протекающих процессов. В частности, испарение частиц в пределах пограничного слоя значительно изменяет температуру стенок канала и определяет то количество тепла, которое передается в ядро потока. Испарение в ядре потока существенно изменяет характер распределения температуры по потоку и косвенно влияет на температуру стенок. Наиболее важным результатом при этом является то, что взаимосвязь тепломассообменных процессов существенно нелинейная как вдоль, так и поперек потока. Недостающая информация по механизму испарения аэрозольных частиц получена из анализа литературы. Состав частиц в потоке поли дисперсный: основная масса капель имеет диаметр 1...2 мкм, присутствует некоторая часть более крупных капель 5... 10 мкм. Взаимодействие частиц с несущим потоком протекает несколько различно: мелкие частицы отслеживают все эволюции потока, вплоть до турбулентных пульсаций; крупные - практически не реагируют на пульсации, но от несущего потока не отстают. Таким образом, во всем диапазоне диаметров скольжения фаз не наблюдается и, кроме того, оседания частиц на поверхность под действием поля тяжести не происходит. Для испарения с поверхности аэрозольных частиц характерно две особенности: превышение парциального давления пара на поверхности капли в сравнении с давлением паров около плоской поверхности и дополнительный фазовый процесс кристаллизации в области отрицательной температуры.
Полученная информация позволяет предложить в качестве гипотезы следующую модель процесса теплоотдачи к потоку водного аэрозоля. Размер частиц аэрозоля значительно меньше толщины пограничного слоя (1...2 мкм « 100 мкм), поперечной миграцией частиц можно пренебречь, скорости фаз одинаковы, следовательно, двухфазный поток можно с высокой степенью достоверности заменить гомогенной средой с новыми теплофизическими свойствами. Если задаться интенсивностью конвективной теплоотдачи и межфазным тепломассообменом, то теплоотдача к двухфазному дисперсному потоку может быть представлена как процесс передачи тепла гомогенной среде со «стоком» (поглощением) части тепла сначала в пределах пограничного слоя, а затем в ядре потока. Парциальное давление пара около аэрозольной частицы. На поверхности аэрозольной частицы в жидкости возникает дополнительное давление ДРЖ, обусловленное силами поверхностного натяжения и описываемое уравнением Лапласа: (3.6) Данное явление приводит к росту давления жидкости Рж и давлению пара около капли Рп в сравнении со случаем плоской поверхности. В соответствии с уравнением Пойтинга (с учетом соотношения ип » иж - удельный объем жидкости незначителен) они описываются выражениями: Расчеты для диапазона диаметров частиц 4 = 0,01... 1000 мкм показали, что отличие температуры капли и воздуха в диапазоне 4 = 0,01 ... 10 мкм составляет менее 0,01С. Заметная разница (десятые доли градуса) появляется для частиц с диаметром более 30 мкм. Таким образом, перепад температур между несущей средой и аэрозольной частицей в интересующем диапазоне диаметров частиц практически нулевой. Применимость равновесной модели. Расчетные оценки показывают, что при характерных для данной задачи режимных условиях, (4 = 1... 2 мкм, V = 5...50 м/с, д = 0,5...5,0 кВт/м ) температуры частицы и парогазовой среды практически не отличаются от условий насыщения. Более того, парциальное давление паров на поверхности частиц значительно превышает давление водяного пара в окружающем ее воздухе, что создает градиент концентрации, способствующий ускорению процесса испарения водного аэрозоля.
Дополнительным достоинством этой модели в исследуемой задаче служит физическая однородность среды: диаметр частиц почти на два порядка меньше характерного размера - толщины пограничного слоя; поверхность раздела фаз при диаметрах частиц 1... 10 мкм в десятки и сотни раз превышает площадь поверхности стенок канала. Из сказанного можно предположить, что интенсивность массоотдачи при испарении аэрозоля определяется только температурой воздуха, окружающего частицу: при её изменении разность парциальных давлений увеличивается, осуществляя перенос пара с капли в поток. Более того, с высокой степенью достоверности можно сделать предположение о равновесности самого процесса испарения, причем направление процесса постоянно увеличивает разность парциального давления «поверхность - пар». Справедливость этих гипотез ограничена диаметром частиц 5... 10 мкм, поскольку при больших диаметрах резко уменьшается площадь межфазной поверхности; отсутствует разность парциального давления «поверхность - пар», вызванная искривлением поверхности; появляется разность температур между каплей и воздухом. Кроме того, ограниченная межфазная поверхность приводит к необходимости учитывать скорость процесса испарения при температурах потока более 50.. .60 С, так как возможны проявления неравновесности процесса. На основании этого можно сделать вывод о возможности применения к низкотемпературному потоку водного аэрозоля равновесной модели тепломассообмена. Модель расчёта траектории движения водных капель. Для оценки степени отклонения аэрозольных частиц от линий тока была решена задача о расчете траектории аэрозольных частиц для установки описанной в работе [18]. Плоская пластина длиной Ь = 0,6 м (рис. 3.3, а), обдувается ламинарным воздушным потоком с диапазоном скоростей 10= 10-50 м/с. На разных высотах в поток вносятся водяные капли, радиус г которых варьируется от 10 мкм. и до 100 мкм, с шагом 10 мкм. Первоначальное значение высот у0 изменяется от 0,2 мм и до 2 мм, с шагом 0,2 мм. Изменение толщины пограничного слоя 8(Х) по длине пластины и распределение скорости потока воздуха по высоте пограничного слоя А ОО рассчитывались по следующим зависимостям: