Содержание к диссертации
Введение
Глава 1. Обзор работ по конструкциям, исследованию и модернизации градирен 8
1.1 Типы и конструкции охладителей 8
1.2. Математические модели и основы расчета градирен 13
1.3. Конструкции и варианты модернизации градирен 22
Выводы 29
ГЛАВА 2. Математическая модель процесса охлаждения воды в градирне расчет и оценка эффективности промышленных градирен 31
2.1. Постановка задачи 31
2.2. Модель многоскоростного континуума 34
2.3. Двумерная модель процессов переноса в слое насадки 37
2.4. Определение характеристик турбулентного обмена и источников 40
2.5. Метод решения системы уравнений 47
2.6. Определение расхода воздуха по зонам градирни 52
2.7. Результаты расчета профиля скорости 54
Выводы 55
ГЛАВА 3. Экспериментальные исследования охлаждения воды на лабораторном стенде 56
3.1. Описание лабораторного стенда градирни 56
3.1.1. Параметры промышленной и лабораторной градирни ... 60
3.2. Методика обработки результатов эксперимента 61
3.2.1. Материальный и тепловой баланс макета градирни 61
3.2.2. Расчет коэффициентов теплоотдачи и массоотдачи. Определение теплового КПД макета градирни 64
3.3. Результаты экспериментальных исследований 67
3.4. Основные результаты и выводы 72
ГЛАВА 4. Модернизация промышленных градирен 74
4.1. Характеристика и описание работы градирен на Казанской ТЭЦ-2 74
4.2. Характеристика и описание работы градирен на ОАО «Казаньоргсинтез» 80
4.3. Определение эффективности промышленной градирни 87
4.3.1. Тепловой КПД градирни на основе промышленных данных 87
4.4. Диагностика работы градирен 89
4.5. Варианты модернизации градирен 91
Выводы 97
Заключение 98
Список использованных источников
- Математические модели и основы расчета градирен
- Двумерная модель процессов переноса в слое насадки
- Параметры промышленной и лабораторной градирни
- Характеристика и описание работы градирен на ОАО «Казаньоргсинтез»
Введение к работе
Изменение работы предприятий и увеличение стоимости свежей воды требует принятия безотлагательных мер по повышению рентабельности производств, уменьшению непроизводительных расходов и снижению себестоимости продукции. Создание рациональных схем водопользования и уменьшение потребления свежей воды, отбираемой из систем водопровода или естественных водоемов, могут стать существенным фактором в улучшении экономических показателей предприятия. Основой рациональных схем водопользования являются водооборотные охлаждающие системы, где в качестве охлаждающего оборудования используются градирни.
Градирни применяют в системах оборотного водоснабжения, где необходимо глубокое устойчивое охлаждение воды при высоких удельных гидравлических и тепловых нагрузках. Их подразделяют на открытые, башенные и вентиляторные. Поверхность воды, требуемая для ее охлаждения путем контакта с воздухом, создается в градирнях в результате разбрызгивания воды соплами или с помощью оросительных устройств, которые могут быть капельными, пленочными и комбинированными.
Охлаждаемая вода распределяется над оросителем градирни по системе напорных лотков, в дне которых имеются отверстия со вставленными в них насадками (соплами). Вода, вытекающая из насадок в виде струй, падает на разбрызгивающие тарелки, образуя фонтаны брызг, орошаемые расположенный ниже ороситель. Для предотвращения уноса из градирни капель воды необходимо в зоне воздухораспределителя размещать ветровые перегородки, а над водораспределительными системами - водоуловительные устройства [1] Цель работы
1. Повышение эффективности охлаждения воды в промышленных градирнях.
Разработка математической модели процессов переноса массы, импульса и тепла с учетом неравномерности распределения потоков в промышленной градирне с сетчатой насадкой.
Экспериментальные исследования охлаждения воды на лабораторном стенде с сетчатой насадкой.
Разработка технических решений по модернизации промышленных градирен с сетчатой насадкой.
Научная новизна
Разработана замкнутая математическая модель процесса охлаждения оборотной воды в промышленных градирнях с сетчатой насадкой с учетом неравномерности распределения фаз на основе использования законов сохранения массы, импульса и тепла в дифференциальной форме.
Проведены опыты по охлаждению воды на макете градирни при различных режимных и конструктивных характеристиках. Получены эмпирические выражения для расчета объемного коэффициента массоотдачи для сетчатых насадок из полиэтилена при вертикальном и горизонтальном расположении элементов. Разработан алгоритм расчета теплового КПД градирни.
Практическая значимость
Предложенная модель позволяет выбрать конструктивные и режимные характеристики градирни, обеспечивающие заданную температуру охлаждения воды.
Предложены технические решения по модернизации градирни снижающие гидродинамические неравномерности и повышающие тепловой КПД на 15-22% и снижающие затраты на электрическую энергию вентилятора.
Полученные результаты приняты к внедрению на Казанской ТЭЦ-2 и ОАО «Казаньоргсинтез».
Основные результаты, полученные лично автором
Выполнен анализ данных работы промышленных градирен с разными типами контактных устройств - насадок. Установлено, что при равных технологических и метеорологических условиях тип и расположение контактных устройств влияет на эффективность работы градирни.
Разработана математическая модель и выполнены расчеты испарительного охлаждения воды.
Проведены экспериментальные исследования на макете градирни с сетчатой насадкой. Выполнено обобщение опытных результатов в виде расчетных уравнений.
Автор защищает:
- разработанную математическую модель процессов переноса
импульса, массы и тепла в вентиляторной градирне с сетчатой насадкой с
учетом неравномерности потока воздуха в воздухораспределителе;
- результаты экспериментальных исследований и обобщений по
тепломассообмену, полученные на лабораторном макете градирни с
сетчатой насадкой;
- технические решения по модернизации промышленных градирен.
Апробация работы и научные публикации
По теме диссертации опубликовано 12 работ (Известия вузов "Проблемы энергетики"; Межвузовский тематический сборник научных трудов "Тепломассообменные аппараты в химической технологии" и др.).
Основные результаты работы докладывались и обсуждались на
Всероссийской школе-семинаре под руководством РАН В.Е. Алемасова
"Проблемы тепломассообмена и гидродинамики в
энергомашиностроении", КГЭУ, г. Казань, 2002 г.; XV Международной научной конференции "Математические методы в технике и технологиях, ММТТ-15", г. Тамбов, 2002г.; III Российской национальной конференции по теплообмену, МЭИ (ТУ), г. Москва, 2002 г.; XIV школе-семинаре под
7 руководством академика РАН А.И. Леонтьева «Проблемы газодинамики и теплообмена в энергетических установках», г. Рыбинск, 2003 г; XVI Международной научной конференции «Математические методы в технике и технологиях, ММТТ-16», г. Санкт-Петербург, 2003 г.; Аспирантско-магистерских семинарах КГЭУ с 2001-2003 г.г.
Математические модели и основы расчета градирен
В нашей стране на тепловых и атомных электростанциях до настоящего времени эксплуатируются башенные градирни, построенные в 1960-1975 гг.
В 70-х годах выпущены технические указания ВСН 17-67 [8], в которых аэродинамические расчеты башенных градирен рекомендуются производить по прилагаемым к ним графикам, составленным на основании лабораторных экспериментальных исследований на моделях башенных градирен площадью орошения 500-3000 м2. По графикам определяется общий коэффициент аэродинамического сопротивления градирни o6tii и его зависимость от площади (высоты) воздуховходных окон и коэффициентов сопротивления оросительного устройства (конструкция оросителя и плотности орошения). Опыт применения графиков показал, что получаемые с их помощью величины ,об1,, используемые в аэродинамических и тепловых расчетах реконструируемых и строящихся градирен, в основном соответствуют действительному сопротивлению. Вместе с тем пользование графиками выявило и некоторые недостатки: - невозможность применения ЭВМ для определения ,общ при проведении технологических расчетов градирен; - трудность определения промежуточных величин между линиями, особенно в нижней части графиков, которая и является в основном рабочей; - в графиках учитывается влияние плотности орошения на обш только в зависимости от конструкции оросителя Кор, и не принимается во внимание сопротивление, оказываемое потоку воздуха в пространстве и в зоне расположения водораспределительной системы; - не учитывается сопротивление водоуловителей; в градирнях, для которых составлены графики, система водораспределения лотковая.
Более поздние лабораторные и теоретические исследования аэродинамики башенных градирен, выполненные во ВНИИГ им. Б.Е. Веденеева, во многом подтверждают отмеченные недостатки расчета по ВСН 14-67, но не содержат нормативных рекомендаций [9].
В работе [10] выявлены недостатки аэродинамического расчета башенных градирен по методу, рекомендуемому Техническими указаниями ВСН 14-67, многие положения которого устарели. На базе накопленных за последние годы данных разработана методика определения общего коэффициента сопротивления реконструируемых башенных градирен, которая лежит в основе их аэродинамического расчета. Полное аэродинамическое сопротивление градирни может быть представлено как сумма сопротивлений ее отдельных элементов: =( + +... + ) - (1.1) где 7І - общее аэродинамическое сопротивление градирни, мм вод. ст. (кг/м2); i +2 + ... + !;„ - коэффициенты сопротивлений элементов градирни по пути движения воздуха в ней; Wc- средняя скорость движения воздуха в свободном сечении оросителя, м/с; р - плотность входящего в градирню воздуха, кг/м ; g- ускорение силы тяжести, м/с2.
В уравнении (1.1) пренебрегается взаимовлиянием элементов градирни на сопротивление друг друга, что оказалось на практике вполне приемлемым при инженерных расчетах. В этом случае очень важно так разделить градирню на составные части (элементы), чтобы значение каждого сопротивления в формуле (1.1) можно было удобно и достоверно измерить.
Преимущество разработанной методики по сравнению с ранее применявшейся подтверждено примерами. Предлагаемая методика представляет собой дальнейшее развитие теории расчета охладителей оборотной воды с возможностью применения современной вычислительной техники.
Номограмма для расчета противоточных градирен с насадочным блоком, по которой в соответствии с типом насадки и выбирается коэффициент массоотдачи приведена в работе [11].
При анализе процессов испарительного охлаждения в градирне используется модель "идеальной" противоточной градирни [12], характеризующаяся условиями термодинамического равновесия на нижнем и верхнем концах аппарата.
В работе [13] предложена графическая интерпретация модели на i диаграмме и рассчитана номограмма, позволяющая находить значения относительного минимального расхода воздуха в зависимости от температуры воды на входе в аппарат и температуры мокрого термометра поступающего воздуха.
Подобная методика используется в [14] для определения максимального относительного расхода воды при заданной температуре ее охлаждения.
Меркель [15] предложил уравнение, в котором в качестве обобщенной движущей силы процесса испарительного охлаждения воды принимается разность энтальпий влажного воздуха на поверхности пленки воды и в ядре потока.
Двумерная модель процессов переноса в слое насадки
Выполним сокращение полного математического описания процессов переноса массы, импульса и тепла с сохранением требуемой точности вычисления и физической картины процесса охлаждения воды в градирне.
Рассмотрим пленочный режим работы насадочных элементов градирни при противоточном движении фаз. В данной работе используется подход, когда система уравнений переноса записывается для сплошной фазы, а влияние дисперсной учитывается в виде источников, совместно с потоковыми соотношениями и условиями равновесия [140-145]. Такой подход широко применяется для моделирования процессов в двухфазных системах [17,18, 146,148-151].
В насадочном слое происходит взаимодействие потоков при противоточном движении фаз. Область градирни с насадкой условно разделим на ряд зон. Это вызвано тем, что скорость воздуха по сечению градирни неравномерна.
В пределах выделенной к- зоны распределение жидкой и газовой фаз принимается равномерным cpL = const, pG = const.
Следует отметить, что турбулентность в слое насадки развивается значительно раньше, чем при движении потока в гладких трубах (при одинаковых числах Re) [153]. Поэтому в работе рассматривается турбулентный режим движения воздуха в насадочном слое. Рассмотрим стационарные уравнения переноса импульса, массы и тепла в газовой фазе. При допущении об осесимметричности потока уравнения движения газа в цилиндрических координатах для всей градирни примут вид: , dvr dvr. ЭР Л, .д. , . ,3 . п ,,, „ (Л OL Л Г Сл OZ ФсРсК 7 + уг 7) = -90 + 0 ( + ,0) ( )+( + .0)77: 1 + (2-7) ОС OL OZ Г ЙГ OL где vr-составляющая вектора скорости в радиальном направлении г, м/с; v7-составляющая вектора скорости в проекции на ось z, м/с; g- ускорение свободного падения, м/с2; Rr ,Ку- проекция силы межфазового взаимодействия на оси Or и Oz. Уравнение неразрывности: -77(фсРогуг) + z = го (2-8) г or OZ где Г0 - член, учитывающий изменение массы воздуха. Уравнение переноса массы в газовой фазе: , дх Эхч Л д . ,_ _ .Эх. . Э ,_ _, чЭх, ,_ пч ФсК —+ v —) = 9G(--:(r(DG++DT(C)— ) + Фо(— (Da+DTi0)—) + rCiG.(2.9) Эг Эг гЭг дх дг дг Уравнение переноса тепла в газовой фазе: 9oPoCro(vr + vI ) = vc(i:(r(Xc+ ) ) + A(xG+XTC)a) + rT G.(2.10) к 7Г OZ г or ОТ OZ OZ
Рассмотрим стационарное уравнение переноса тепла в жидкой фазе. При пленочном режиме работы насадочного слоя для составляющих вектора скорости жидкости (U L, VL, WL) справедливы оценки: wL»uL, wL»vL. Режим движения пленки жидкости ламинарный A,TL=0 (ReL 1000). Оценка слагаемых в уравнениях переноса тепла в жидкой фазе (2.5) показывает: эт, дт. эх. ат, зт, оъ ox oz ду oz oz (2.11) i L dz После проведенной оценки уравнение переноса тепла (2.5) примет вид: и L rT,L /Л , лч & (pL PL)
Рассмотрим объем двухфазной смеси объемом 5VS в насадочном слое. Заменим производную в выражении (2.12) конечной разностью 3TL 1 dz к 5Tj /5z и умножим обе части на SS- pL: (8S-PLKTL"TL-0=- 48S-PL), (2-13) 5z p,_cpL или 6L-6HL=5QL. (2.14) Удерживающая способность насадочного слоя по жидкости pL может быть рассчитана по методике Billet [152] или по эмпирическому уравнению 9, =0,00263Яе 5, приведенным в литературе для данного типа насадки [152,153]
Таким образом, влияние дисперсной фазы (пара) в системе уравнений (2.6)-(2.10) учитывается источниковыми членами, потоковыми соотношениями и характеристиками турбулентного обмена.
Для системы уравнений (2.6)-(2.10), описывающей перенос импульса, массы и тепла в газовой фазе, устанавливаются следующие граничные условия: при z = 0: vz=vH x=xH,T = TH (на входе); при z=l: dv.Jdz = 0, dxfdz = Q, 5T/5z = 0 (на выходе) дР dv 1 J . ,. /о ісч = PcCvr ) + [-( G + T,G) —(rvr)] (2-15) oz 9r r dr при r = 0: dvjdv = 0, dx /dr = 0 ЭТ/йг = 0 (на оси симметрии); npnr=±R: \f=0,vz=-u , дх/дт = 0,ц--Х— (на стенках градирни): дг дР dv I dv — Фо Роуоіг г + [-( о+Ит,с) 7]; (2.16) or oz т oz где R - радиус градирни, -u - средняя скорость движения межфазной поверхности пленки жидкости по стенкам градирни. При ламинарном течении пленки urp = l,5ucpJ где иср- средняя скорость жидкости в пленке, м/с. Средняя скорость жидкости связана с удельной плотностью орошения q}K и средней толщиной пленки 6Ж и =яж/5ж жм3/м-сек). Значение qM( зависит от той части жидкости, которая при диспергировании воды соплами попадает на стенки градирни.
Для замыкания системы дифференциальных уравнений (2.6)-(2.10), (2.14) необходимо определить коэффициенты турбулентного обмена (MT.GAT.G DT.G) источники массы rcG) тепла гтс и импульса R.
Параметры промышленной и лабораторной градирни
При исследовании процесса испарительного охлаждения воды на макете в соответствии с теорией подобия необходимо обеспечить подобный гидродинамический режим работы градирни. Для этого в качестве насадки используются контактные элементы, применяемые в промышленных градирнях.
Параметры промышленной градирни по данным ОАО «Казаньоргсинтез»: - Средняя скорость воздуха в зоне блоков насадки 0,2+1,5 м/с; - производительность по воздуху 226080+1695600 м3/ч; - Rer=400+3000 для промышленной градирни в зоне блоков насадки; - расход жидкости в промышленной градирне 2500+2700 м3/ч; - плотность орошения в промышленной градирне 6,5+7,1 м / м ч; - 11еж=69-е-75 для промышленной градирни в зоне блоков насадки (при условии полной смачиваемости поверхности).
Для лабораторной установки: - Интервал скоростей газа 0,72 + 1,07м/с; - интервал чисел Rer= 1440+2140; - расход жидкости 39-10"6-+74- 10 б м3/с; - интервал плотностей орошения 4,01+ 7,61 м / м -ч; - интервал чисел Яеж=42+70 .
На макете градирни можно экспериментально измерить следующие параметры: - температуру воды на входе в аппарат, С; - температуру воды на выходе из аппарата, С; - температуру воздуха на входе в аппарат, С; - температуру воздуха на выходе из аппарата, С; - скорость воздуха (число оборотов вентилятора по показаниям тахометра), об/мин; - температуру воздуха на входе по показаниям мокрого термометра, С; - температуру воздуха на выходе по показаниям мокрого термометра, С; - расход воды (по показаниям ротаметра).
При проведении экспериментов устанавливали число оборотов вентилятора 2 в диапазоне 70СН-1000 об/мин. Расход жидкости по прибору 7 в диапазоне 30н-70 делений, что соответствует 4,01- - 7,61 м3/ч м2.
Для измерения температур использовались термопары с микропроцессорной системой обработки данных.
В данном разделе на основе обработки опытных данных получены эмпирические выражения для расчета объемного коэффициента массоотдачи для ситчатого распылителя при различном расположении элементов насадки.
Пусть через градирню проходит Vr м3/с воздуха, причем температура его меняется от TG н до TG к, влагосодержание от хн до хк кг/кг, а теплосодержание (энтальпия) от 1„ до 1к Дж/кг. Количество подаваемой воды (объемный расход) Уж м3/с. Начальная температура воды TLM, конечная температура воды TL (рис. 3.3).
Как показывают проведенные экспериментальные оценки, унос воды воздушным потоком составляет не более 2% от общего количества воды, поступающей на установку. Поэтому влиянием уноса в уравнениях баланса можно пренебречь. LJKH, Н,„ IL LrK, IK, TG K, хк вода V воздух Рис. 3.3. К выводу уравнения материального и теплового баланса градирни ЖК! Г К; LiK Т гн) Lin LC,n н Уравнение материального баланса имеет вид: ГН ЖК LJ ГК "" жк (3.1) Массовый расход воздуха LrH на входе в установку: LrH =Vr-p ВЛ кг/с, (3.2) где Vr - расход воздуха, м/с; рвл. - плотность воздуха при tM, кг/м . Массовый расход сухого воздуха в установке G, кг/с : С = н (1 + хн)" Испаренная вода за единицу времени М (кг/с) M = G(xK -хн) Массовый расход воды на входе в градирню: L = V о кг/с , где рж - плотность воды, кг/м (при температуре и,.,); Уж - объемный воды на входе в установку, м3/с. Расход воды на выходе из градирни Ьжк: (3.3) (3.4) (3.5) расход жк жк М , кг/с. (3.6) Уравнение теплового баланса градирни: (3.7) Согласно уравнению теплоотдачи поток тепла от стенок аппарата в окружающую среду (воздух) равен [168]: QПОТЕРЬ = Ист FCT(TCT - ТС,и ) (3-8) где аст -суммарный коэффициент теплоотдачи в окружающую среду лучеиспусканием и конвекцией, Вт/м С ; FCT - площадь поверхности аппарата, через которую теряется тепло в окружающую среду, м2; Тст - средняя температура поверхности стенки аппарата, С; TG н - температура окружающего воздуха, С. В инженерных расчетах коэффициент теплоотдачи аст определяют по эмпирической зависимости [168]: аст =9.3 + 0.058-(Тст GiH). (3.9) Поверхность стенки, через которое передается тепло: FCT=7t-D-hAn, м, (3.10) где han - высота аппарата; D - диаметр аппарата, м. Средняя температура стенок аппарата: Т +Т Тст = $ -. (3.11) Энтальпия воды на входе в установку Нн, Дж: кг Нн =Ть,пСжн » (3.12) где СЖц- теплоемкость воды при температуре Ти, Дж/(кг-К) Энтальпия воды на выходе из установки Нк, Д кг НН = ТЦкСЖК » (3.13) где Сжк - теплоемкость воды при температуре Тк, ДжУ(кг-К). Из уравнения теплового баланса следует, что теплоту, переданную от воды к воздуху можно рассчитать по формуле: Уравнение для расчета потока тепла передаваемого от жидкости в воздух (парогазовую смесь) при испарительном охлаждении воды в градирне для элемента df имеет известный вид: dQ = a(TLrG)df + і;. ІЬж, (3,15) где Lm - гидравлическая нагрузка градирни (количество охлаждаемой воды), м3/ч; I"- энтальпия водяного пара, ккал/кг-сух. возд; а- коэффициент теплоотдачи, ккал/м час С. Количество испарившейся жидкости: dM = p\(x"-x)df, (3.16) где х" - влагосодержание насыщенного воздуха, кг/кг; х - влагосодержание воздуха, кг/кг; fix- коэффициент массоотдачи, отнесенный к разности в л аго содержаний, кг/м2час (кг/кг). Принимая во внимание соотношение Льюиса: — = С , р\ где свл- теплоемкость влажного воздуха, отнесенная к 1 кг содержащегося в нем сухого воздуха, ккал/град кг. Переписывая равенство (3.15) с учетом (3.16) получают [70]: dQ = [a(TLf.G) + i:;f3x(x//-x)]df = Px[CBfl(TLrc) + i:(x /-x)]df. (3.17) Подставив сюда: С,,,, = С„ + Спх„ и I" и г + CnTu, где Сп -теплоемкость водяного пара, ккал/кг С; С„ — теплоемкость сухого воздуха, ккал/кг С; г- теплота парообразования, ккал/кг. Тогда, учитывая, что : I" = CBTLr + (г + CnTLf )х",
Характеристика и описание работы градирен на ОАО «Казаньоргсинтез»
При лимитирующем сопротивлении процессам переноса газовой фазы скорость движения воздуха существенно влияет на тепло- и массоотдачу от капель воды.
Выполненные в данной работе расчеты, а также анализ литературных данных [174, 175] показывают, что объемные коэффициенты тепло и массоотдачи имеют значительную зависимость от скорости газа. Эта зависимость имеет вид: arav pVxav W,0 7-0 9 При увеличении скорости воздуха в два раза тепловой КПД градирни увеличивается на -30%.
2. Влияние расхода жидкости.
От расхода жидкости в градирне зависит площадь контакта фаз. Объемные коэффициенты переноса в верхней зоне (до насадки) имеют следующую зависимость: ocrav (3Vxav Ьж При увеличении расхода жидкости в градирне в два раза тепловой КПД в верхней зоне увеличивается на 15-18%.
3. Влияние конструкции блоков насадки.
Расчеты на основе известных полуэмпирических уравнений, а также применение математического моделирования показывают, что наиболее эффективна конструкция блоков насадки из деревянных брусков. Тепловой КПД градирни в этих случаях составляет 0,24-0,27.
4. Влияние неравномерности распределения фаз.
При условии равномерного распределения фаз тепловой КПД градирни с блоками насадки из полиэтиленовых труб должен составлять Еж=0 25, что обеспечивает охлаждение воды с и„ = 35С до ок = 28С при температуре окружающего воздуха 20 С и относительной влажности 57%. Однако, в реальных условиях работы промышленных аппаратов большого диаметра всегда существуют гидродинамические неоднородности (масштабные эффекты), которые могут существенно снижать эффективность проводимого процесса.
Расчеты показывают, что неравномерности распределения воздуха и воды уменьшают тепловой КПД на 50-70%. Следовательно, при проектировании или реконструкции градирен необходимо учитывать эти нежелательные эффекты.
Из теории масштабного перехода следуют основные способы, снижающие неравномерности: выравнивание поля скоростей на входе в аппарат с помощью распределителя фаз; оптимизация режима работы аппарата; ограничения размеров, обусловливающих масштаб турбулентности и циркуляционных контуров; ограничение возможной длины байпасов; устранение дефектов конструкции и монтажа, приводящих к байпасным потокам и усилению обратного перемешивания.
Модификация конструкции контактных устройств позволяет улучшить те или иные характеристики тепло и массопереноса. Модификация диспергатора жидкой фазы позволяет улучшить дробление капель и увеличить эффективность тепломассопереноса. Применение отбойных элементов позволяет увеличить дробление капель и обеспечить равномерное распределение жидкой фазы на контактных элементах. Модернизация контактных элементов приводит к большей турбулизации потоков, вследствие чего увеличивается удельная межфазная поверхность от 71 до 141 м /м и повышается КПД устройства.
В области пленочного течения по насадочным элементам вода в виде тонкой пленки стекает вниз. Время взаимодействия фаз невелико, но теплообмен должен происходить с высокой эффективностью, вследствие развитой поверхности контакта фаз. Повышение интенсивности теплообмена возможно за счет искусственной турбулизации течения пленки -шероховатости и конфигурации стенок, механического срыва пленки, а также за счет турбулизации воздушного потока.
На Казанской ТЭЦ-2 в качестве блоков оросителя используются гофротрубы 0 63 мм. Первоначально гофротрубы предназначались для дренажа грунтовых вод. Поэтому диаметр труб, формы и размеры гофр применительно к стеканию пленки воды и турбулизации потока воздуха в таких насадках не являются оптимальными. Придание гофрам не горизонтального, а наклонного расположения в виде резьбы, конечно, несколько уменьшает возможность загрязнения поверхности труб.
