Содержание к диссертации
Введение
1. Состояние вопроса и задачи исследования 9
1.1 Обзор схем с применением промышленных градирен и аппара турного оформления процесса охлаждения оборотной воды 9
1.2. Методы расчета градирен 11
1.2.1. Тепловой расчёт (Тепломассообмен между водой и воздухом) 12
1.2.2. Гидравлические расчеты водораспределительных систем 25
1.3. Модернизация градирен 30
1.4. Выводы и постановка задачи исследования 35
2. Математическое моделирование процесса охлаждения воды в градирне 37
2.1. Постановка задачи 37
2.2. Основные уравнения, описывающие аэромеханические, тепловые и массообменные процессы в трубчатых элементах оросителей 38
2.3. Законы переноса импульса, тепла и массы 53
2.3.1. Уравнения турбулентного обмена пограничного слоя 54
2.3.2. Аппроксимация касательных напряжений, тепловых и массовых потоков в пограничном слое 56
2.3.3. Характеристики пограничного слоя на границе вязкого подслоя 58
2.3.4. Профили плотности, скорости, энтальпии и концентрации 59
2.3.5. Интегральные характеристики пограничного слоя 60
2.4. Трение, тепло- и массообмен в оросителях промышленных гра дирен 61
2.4.1. Подобие полей скорости, энтальпии и концентрации 61
2.4.2. Процессы переноса импульса, тепла и массы при течении паровоздушной смеси на начальном участке цилиндрического канала 62
2.4.2.1. Трение и теплообмен в условиях отсутствия массообмена 62
2.4.2.2. Трение и теплообмен при наличии поперечного потока вещества 65
2.4.2.3. Определение поля скоростей в воздухораспределительной камере градирни 68
2.4.2.4. Тепло- и массообмен в турбулентном пограничном слое на начальном участке цилиндрического канала 70
3. Экспериментальные исследования элементов промышленных градирен 79
3.1. Задачи экспериментального исследования 79
3.2. Экспериментальная установка для исследования характеристик оросителей промышленных градирен 80
3.3. Оценка погрешности при экспериментальном исследовании оросителей промышленных градирен 89
3.4. Экспериментальная установка для исследования характеристик водоразбрызгивающих сопел промышленных градирен 93
4. Совершенствование систем подачи и распределения воды в промышленных градирнях 113
4.1. Принципы оптимального проектирования водоподающих и водораспределительных систем промышленных градирен 113
4.2. Методика расчёта геометрических параметров водораспределительной системы промышленных градирен 120
4.2.1. Теоретическое распределение ВС в градирнях круглого поперечного сечения 121
4.2.2. Теоретическое распределение ВС в градирнях прямоугольного поперечного сечения 126
4.3. Влияние взаимного расположения водоразбрызгивающих сопел на площади ВРС на поля плотности орошения 129
4.4. Некоторые результаты разработки и внедрения систем подачи и распределения воды в промышленных градирнях 133
Основные результаты и выводы 150
Литература
- Тепловой расчёт (Тепломассообмен между водой и воздухом)
- Основные уравнения, описывающие аэромеханические, тепловые и массообменные процессы в трубчатых элементах оросителей
- Экспериментальная установка для исследования характеристик оросителей промышленных градирен
- Методика расчёта геометрических параметров водораспределительной системы промышленных градирен
Введение к работе
Особенностью многих производств является отбор тепла, в широком интервале температур, от охлаждаемых продуктов и тепла, выделяемого в ряде технологических процессов.
Общая система отвода тепла состоит, в зависимости от температурного уровня, из ряда стадий, на каждой из которых применяются различные технические средства. Значительную долю этих средств занимает системы водяного охлаждения. На промышленных и энергетических предприятиях могут функционировать различные охлаждающие системы водоснабжения: прямоточные, с повторным использованием воды, оборотные и комбинированные. При этом СНиП 2.04.02-84 [26] предписывает проектировать новые системы промышленного водоснабжения с оборотом воды. По составу сооружений система оборотного водоснабжения сложнее, чем прямоточная и с повторным использованием воды, дороже в строительстве и эксплуатации, но позволяет в 25...50 раз снизить потребность предприятия в свежей воде и уменьшить не меньше чем в 80 раз сброс тепла в водоисточник [2].
Выделяют три основные системы охлаждения оборотной воды: централизованную, локальную и групповую (промежуточную). Централизованные системы целесообразно использовать на сравнительно небольших предприятиях, когда требования потребителей к воде отличаются незначительно. Групповые системы более целесообразны на крупных предприятиях. Использование локальных систем оправдано и эффективно во всех случаях. Тем не менее, до настоящего времени главным образом используются централизованные и групповые системы, в основном в связи с тем, что в локальных системах применяют охладители сравнительно небольших размеров, а все традиционные охладители с уменьшением производительности, как правило, снижают свою энергетическую эффективность.
Использование оборотной воды на предприятиях теплоэнергетической, химической, нефтеперерабатывающей и металлургической отраслей промышленности составляет от 60 до 96% от общего водопотребления. В практике охлаждение оборотной воды широко используют испарительное охлаждение воды в градир нях. При испарительном охлаждении вода в градирне течет в виде пленки или капель, при этом испаряется \...2%, и таким образом основное количество тепла (до 85...90%) передается от воды воздуху за счёт массообмена. Остальное тепло - путём конвективного теплообмена. Оба процесса протекают одновременно, оказывая друг на друга взаимное влияние.
Интенсивность работы градирни зависит от условий, какие предоставляются для поверхностного испарения воды в ней. В связи с этим можно выделить два типа величин, влияющих на испарительное охлаждение:
1. Величины, зависящие от условий внешней среды;
2. Величины, зависящие от конструкции охладителя (градирни).
К первому виду относятся влагосодержание наружного воздуха, температура воды поступающей на охлаждение, скорость ветра.
Ко второму виду относятся, в первую очередь, условия образования поверхности воды, с которой происходит и испарение, что определяется конструкцией водоразбрызгивающих сопел, их распределением по площади над оросителем, а так же конструкций и расположением самого оросителя. Другим фактором, определяющим условия испарения воды, является скорость воздуха и равномерность распределения воздушного потока по поперечному сечению оросителя, а также аэродинамическое сопротивление оросителя.
Как известно, проблема эффективности оборотного водоснабжения, особенно остро ощущаются в теплый период года и решение её возможно лишь при комплексном подходе и рассмотрению всех вышеперечисленных факторов в их взаимосвязи. Кроме этого необходимо предусматривать и специальные меры по повышению эффективности градирен, такие как установка ветрозащитных или направляющих движение воздуха перегородок, подача дополнительного воздуха в центральную часть градирни по специальным каналам, дополнительная подача воды (10...20 %) на сопла, установленные на кольцевом коллекторе вокруг чаши градирни и дополнительная подача воздуха за счёт эжектирующего действия этой дополнительной воды, перераспределение орошающих сопел с учетом аэродинамической картины течения воздуха в градирне и др.
Совершенство работы градирни, в итоге, обычно характеризуют степенью приближения температуры выходящей воды, к теоретическому пределу охлаждения - к температуре мокрого термометра.
В настоящей диссертации обобщаются результаты более чем за десятилетний период работ по проектированию и модернизации промышленных градирен, и решается в комплекс задач повышения их эффективности путем создания и экспериментальной проверки новых конструкций оросителей и водоуловителей, оптимизации водораспределительной системы с учетом распределения воздушных потоков в градирне, совершенствования и экспериментальной отработки конструкций водоразбрызгивающих сопел. Создание математической модели охлаждения воды с учетом перечисленных выше факторов позволяет разработать рекомендации и технических решения по реконструкции промышленных градирен.
Тепловой расчёт (Тепломассообмен между водой и воздухом)
Расчёт градирни, как и любого теплообменного аппарата, при его проектировании или привязки к конкретным условиям, можно условно разделить на тепловой и гидравлический.
По результатам первого определяются необходимая площадь теплообмен-ной поверхности, температура воды на выходе из градирни, плотность орошения и, если в этом есть необходимость значения других параметров, (например, относительная важность уходящего воздуха, потеря воды на испарение).
По результатам гидравлического и аэродинамического расчётов определяются скорости воды в гидравлической схеме, необходимые напоры на соплах, расположение сопел, аэродинамическое сопротивление градирни и т.п.
Однако следует отметить, что при проверочных расчётах башенных градирен, где расход воздуха при определенных его начальных параметрах зависит от изменений его температуры, влажности в оросителе и не может быть задан, тепловой расчёт и аэродинамический, т.е. расчёт вентиляции должны производиться совместно.
Методы теплового расчёта градирен, основывающиеся на теории испарительного охлаждения, начали применяться в практике проектирования сравнительно недавно. Значительный вклад в разработку этих методов внесли А.Н. Арефьев [32], Г. Аккерман [33], Ф. Меркель [34], Б.В. Проскуряков [35], Л.Д. Берман [1] и др.
Расчётная схема закрытого охладителя воды, которым и является градирня, представлена на рис. 1.1.
Теплообменные процессы, количество испарившейся жидкости, тепловой и материальный балансы такой схемы можно описать следующими уравнениями:
1. При испарительном охлаждении процессы тепло - и массоотдачи являются взаимно связанными, но общее количество тепла, отданного при этом жидкостью, условно разделяется на 2 части и выражается в виде суммы для элемента поверхности df =д=Яа+Чї=4 -в)+ -Рр(Р"-Р) (1.1) где г - теплота парообразования; рр - коэффициент массоотдачи, отнесенный к разности парциальных давлений; Р"- парциальное давление насыщенных водяных паров на границе раздела воды и воздуха; Р - парциальное давление водяных паров в потоке влажного воздуха; а - коэффициент теплоотдачи.
2. Количество испарившейся жидкости: q»= = Vp(P"-P). (1.2) Используя известные соотношения для Р и Р" можно записать: qH=WP6 .$р{Х"-Х)-[1-\,61(Х"+Х)1 щеХиХ"- влагосодержание воздуха на поверхности жидкости и в ядре потока.
3. Уравнение теплового и материального баланса охладителя будет выгля деть так: Сж Сж( 1 - 2) + V2=CB0 2 -q); (1.3) GH=GB( 2- l). О-4)
Уравнений (1.3) и (1.4) недостаточно для решения задачи, т.к. неизвестными остаются температура охлажденной воды () и два параметра, характеризующие состояние уходящего воздуха fa и Х2). В свою очередь уравнения тепло- и массо-обмена (1.1) и (1.2) могут быть записаны только в дифференциальной форме, т.к. параметры, входящие в них, изменяются по ходу движения потоков. Однако, прежде чем перейти к составлению системы дифференциальных уравнений для элемента поверхности виды следует отметить два принципиально различных случая испарительного охлаждения [1]:
1. Расход воздуха выше или равен теоретическому и изменение его состояния вдоль поверхности воды характеризуется непрерывным увеличением относительной влажности.
2. Расход воздуха ниже теоретического и изменение состояния воздуха, а значит и условия охлаждения воды различны для двух типов участков поверхности охлаждения. На первом участке относительная влажность увеличивается от фі до ф = 100 %. На втором участке присутствует зона насыщенного воздуха (ф = 100 %) и частичная конденсация пара в этой зоне. Под теоретическим понимается такой расход воздуха, при котором достигается его полное насыщение (до ф2 = 100 %) в самом конце пути над поверхностью охлаждаемой жидкости.
Если принять следующие допущения: 1) коэффициенты а и Pjrj, а также физические константы г и Свл постоянны для всей поверхности охлаждения; 2) Рб - Р к Рв.ср = const, где Рб - барометрическое давление; Рвхр - среднее парциальное давление сухого воздуха; 3) количество испаряющейся воды незначительно; 4) температура воды на поверхности раздела вода - воздух, равна средней в данном сечении; 5) в рассматриваемых пределах изменение температуры принято по линейному закону P"=m + n, то из уравнений (1.1)...(1.4), в первом случае, получаем следующую систему дифференциальных уравнений:
Основные уравнения, описывающие аэромеханические, тепловые и массообменные процессы в трубчатых элементах оросителей
Воду, используемую в процессах охлаждения различных технологических потоков на предприятиях, после прохождения через соответствующие теплооб-менные устройства собирают в сборник-накопитель, а затем подают для охлаждения на градирни (рис. 2.1).
Охлаждающие градирни представляют собой полые башни, в которых сверху разбрызгивается теплая вода, а снизу вверх движется воздух (за счёт естественной тяги или нагнетается вентилятором 5). Расположенные внутри градирни слои оросителей 2 служит для увеличения поверхности контакта между водой и воздухом. Горячая вода в градирне охлаждается как за счёт контакта с холодным воздухом, так и в результате так называемого испарительного охлаждения в процессе испарения части потока воды.
В промышленной градирне можно выделить несколько характерных облас диспергирование воды соплами (форсунками) в водораспределительных устройствах; противоточное движение капель воды с воздушным потоком после области диспергирования; область пленочного течения воды по блокам оросителей; поддон для сбора и подачи охлажденной воды для технологических нужд производства, куда вода попадает после блоков оросителей (насадочных элементов).
Наиболее интенсивное охлаждение происходит в области блоков оросителей, где взаимодействующими средами являются вода и атмосферный воздух. В системах оборотного водоснабжения при охлаждении воды в течение большей части года - в весенний, летний и осенний периоды - преобладающую роль играет поверхностное испарение. В наиболее жаркое летнее время на испарение жидкости затрачивается до 90% и более от всего количества тепла, отдаваемого водой [1, 2]. Поэтому в диссертационной работе сосредоточено основное внимание на моделировании процессов переноса в этой области при турбулентном потоке паровоздушной среды. Целью математического моделирования является определение развития основных показателей аэромеханических, тепловых и массообмен-ных процессов по продольной и поперечной координатам блока оросителей градирни и выработка рекомендаций по улучшению характеристик насадочных элементов.
Теоретическое описание процессов переноса базируется на известных законах сохранения, написанных в стационарной постановке для газовой фазы (смеси воздуха и водяного пара) [59] неразрывности или, учитывая, что концентрация (в кг/м ) водяного пара в смеси прямо пропор циональна парциальному давлению водяного пара [1] w дРп Рп Дпарп_п R т где: w - скорость, м/с; Т- температура; рп - плотность пара, кг/м ; Рп - парциальное давление водяного пара, Па; Rn - газовая постоянная для водяного пара, Па; С - концентрация водяного пара в смеси, кг/м ; ц - коэффициент динамической вязкости, Па-с; Я - коэффициент теплопроводности, Вт/м-К; Dn - коэффициент диффузии, отнесенный к градиенту парциального давления пара, м/с;
Однако решение систем уравнений (2.1)...(2.5), описывающих тепло- и мас-сообмен в промышленных градирнях с принудительным отводом воздуха встречает ряд значительных затруднений. Существуют различные методы их преодоления [63]. Одним из широко апробированных и используемых на практике являются методы решения в приближении пограничного слоя [38, 60-62]. Дифференциальные уравнения пограничного слоя проще общих уравнений динамики вязкой жидкости. В задачах, связанных с расчётом турбулентного пограничного слоя, применение чисто теоретических (точных) методов пока невозможно, поскольку не установлена связь между пульсационными и осредненными характеристиками движения.
В связи с этим большое значение приобрели приближенные методы решения задач пограничного слоя, среди которых распространение получили методы, основанные на использовании уравнений пограничного слоя в интегральной форме. Приближенность этих методов заключается в отказе от удовлетворения дифференциальных уравнений в частных производных для каждой частицы жидкости. Уравнения пограничного слоя удовлетворяются только в среднем по его толщине при выполнении граничных условий на стенке и при переходе к внешнему потоку. С точки зрения инженерной практики такой подход оправдывается тем, что часто при проектировании различных технических устройств нет необходимости в детальном знании профилей скорости и температуры; достаточно иметь данные о распределении коэффициентов трения, тепло-и массоотдачи по обтекаемой поверхности или о распределении толщины пограничного слоя и интегральных его характеристик.
В исследуемой области взаимодействия можно выделить явления следующих пространственных масштабов - это ядро воздушного потока, пограничный слой и пленка жидкости. Пограничный слой образуется на границе раздела фаз -пленки воды и воздушного потока (рис. 2.2). Предполагается, что стенка оросителя гладкая и пленка воды равномерно распределена по всей обтекаемой поверхности. Взаимодействие поверхности стенки элемента оросителя и пленки воды, тепломассообменные процессы внутри пленочного течения не рассматриваются, поскольку допускается, что толщина пленки мала и не меняется, течение пленки воды происходит с постоянным массовым расходом. Также предполагается, что паровоздушный поток однофазный, т.е. влияние дисперсного потока - капель воды на изучаемые процессы не рассматриваются. Один из классиков отечественной теплоэнергетики в области систем оборотного водоснабжения Бер-ман Л.Д. [1] оценивает влияние данного явления на теплоотдачу как 10-20 % в летнее время.
Экспериментальная установка для исследования характеристик оросителей промышленных градирен
Для замыкания полученной системы уравнений требуются соотношения, устанавливающие профиль касательных напряжений в зависимости от влияющих факторов. Для этой цели используют степенные аппроксимационные формулы.
Применяемые соотношения зависят от знака производной касательных напряжений на стенке по поперечной координате. При TW = (ck/dx)w 0 используют полином, предложенный Федяевским К.К. [68] x = a + b + c 2+d , (2.60) где т = T/XW . Если же производная принимает значение меньше нуля, т.е. TW = (dr/dx)w 0, то в этом случае наиболее достоверные результаты получаются по зависимости Фафурина А.В. [67] T = a + b$ + ct)d. (2.61)
Коэффициенты в соотношениях (2.60) и (2.61) возможно определить из граничных условий. На внешней границе пограничного слоя $ = 1;х = 0;Ь = 0; (2.62) на стенке дх _ = 0;т = 1; — = TW. (2.63) Подставив (2.62,2.63) в (2.60,2.61), находим T = l + TU-(2Tw+3)f+( +2 3; (2.64) 1 = 1 + -(1 + ) , (2-65) где flf = —\- 1+
Применение двух соотношений может показаться неудобным в области, где происходит их стыковка, но расчёты, проведенные по предлагаемым зависимостям показывают, что полученные значения в области изменения знака производной незначительно отличаются друг от друга и, следовательно, имеющиеся отклонения практически не влияют на конечный результат.
Соотношение (2.64) при т w = 0 приобретает вид Т = 1-32+23, (2.67) что соответствует «стандартному» состоянию. Соответственно, для выражения (2.65), при iw=-\ имеем т = 1-, (2.67) т.е. распределение касательных напряжений для стабилизированного течения несжимаемой жидкости с постоянными свойствами в плоском канале независимо от режима [62].
Теперь возможно получить окончательные зависимости для распределения касательных напряжений, необходимые для реализации (2.53,2.56 и 2.59) Полученные аппроксимации по распределению касательных напряжений хорошо согласуются с экспериментальной информацией, представленной Марковым Б.С. [70].
Подобные соотношения для профилей потоков тепла и массы в пограничном слое можно получить аналогичным образом.
Необходимые для определения интегралов в формулах (2.53, 2.56, 2.59) нижние пределы интегрирования являются параметрами с координатами толщины вязкого подслоя. Безразмерные параметры определяются из условия сопряжения логарифмической (для турбулентной части пограничного слоя) и линейной (для ламинарной части пограничного слоя) областей профиля скорости [38]. Следуя [60], используем уравнение движения, записанное для внешней границы вязкого подслоя слоя и учитывая, что для ламинарного течения dw, dz т = ц (2.70) получим значение относительной толщины динамического вязкого подслоя г . N "1-1 у»\\ (2.71) 8 С/ 1 + Re . \\ і=Лі и скорости потока на границе вязкого подслоя 8 С-/ Е і g 2 Ъ тиі ( \ 1 + здесь гі - параметр устойчивости вязкого подслоя, ri = 11,6. Аналогично для теплового
Для использования формул (2.53), (2.56), (2.59) необходимо также знание распределения плотности по сечению пограничного слоя. Такая зависимость может быть получена путем модификации интеграла Крокко [67]. При течении газового потока распределение плотности по толщине пограничного слоя при числах Маха М « 1 [60], определяется соотношением —=ФЛ+(І-ФЛК; Р (2.77) здесь ф/, - энтальпийный (температурный) фактор, в рассматриваемых условиях
Формула (2.71-2.72), а также интегральные параметры пограничного слоя требуют задания профиля скорости, который может быть получен из (2.53). Если в формуле (2.53) произвести замену нижних пределов интегрирования wh соответственно на поперечные координаты и /, /, то интегрируя
Методика расчёта геометрических параметров водораспределительной системы промышленных градирен
Расчет тепло- и массообмена в турбулентном пограничном слое выполнен для элемента оросителя, представляющего собой цилиндрический гладкий канал диаметром 0.06 м и длиной до 30 диаметров по приведенной математической модели.
На границе раздела фаз (пленка воды - воздух) принимается, что влажный воздух насыщенный (ф = 100 %). Для влажного воздуха влагосодержание и энтальпия водяного пара на границе раздела являются функцией от температуры на границе xw = xw(Tw), hw = hw(xw, Tw). Температура на границе раздела принимается равной температуре жидкости Twi.
Уравнения (2.41 - 2.44) позволяют совместно с законами переноса (2.53), (2.56), (2.59) при граничных условиях первого рода рассчитывать профили скоростей, температур и концентраций (влагосодержания) по высоте градирни. Форм-параметры в уравнении движения (2.41) определяются по формулам [62] г 0,0308 __ ... ReD
При этом принимаются для потока паровоздушной смеси следующие начальные и граничные условия: на входе в ороситель z = 0 wz = w0\, Т = TQ\, Х = XQ\, Re =Reoi , Re/, =Re/j0r , Rec =Rea)i \ Reoi; температура на границе раздела Twi = TWL(Z); температура внешнего по отношению пограничного слоя паровоздушного потока Г0 = 7o(z); влагосодержание внешнего по отношению пограничного слоя паровоздушного потока о = XQ(Z).
Функции Twi = Twi(z), TQ = TQ{Z), XQ = xo(z) определяются по результатам натурных экспериментальных исследований, представленных на рис. 2.8.
Таким образом, задаются скорость, температура и влагосодержание паровоздушной смеси на входе в цилиндрический канал, характерные числа Рейнольдса Reoi ,Re/,oi , Recoi ,Reoі распределение температуры стенки (пленки воды), влагосодержания и температуры внешнего по отношению пограничного слоя паровоздушного потока по продольной координате. Требуется определить коэффициентов трения и теплоотдачи, профилей скорости, температуры и концентраций по продольной координате, длину начального участка.
Все эти параметры определяются путем численного интегрирования уравнений (2.41 - 2.44) совместно с законами переноса (2.53), (2.56), (2.59) при граничных условиях первого рода. Численное интегрирование проводится методом Рунге-Кутта с шагом 0.001 диаметра канала. Время расчета одного режима на персональном компьютере составляет около 10 секунд.
На рис. 2.10 приводятся результаты расчёта распределения относительной скорости Wo = WQ/WO] ПО длине трубы. Повышение числа Рейнольдса на входе приводит к увеличению длины начального участка. Распределение по длине трубы относительной скорости в потенциальном ядре потока при различных числах Рейнольдса
На рис. 2.11-2.13 приводятся результаты расчёта толщин динамического теплового и диффузионного пограничных слоев по длине цилиндрического канала. С замыканием динамического пограничного слоя профиль скорости принимает «стандартную» форму, а падение статического давления описывается формулой Блазиуса.
Изменение толщины потери импульса по высоте трубчатого оросителя иллюстрирует рис. 2.14. Характер развития данного интегрального параметра пограничного слоя аналогичен изменению толщины пограничного слоя.
На рис. 2.15-2.17 представлены изменения других интегральных характеристик динамического, теплового и диффузионного пограничных слоев по длине цилиндрического канала. Характер эволюции чисел Рейнольдса в основном ана логичны. Некоторое ускорение роста Re/, и Rec в конце канала объясняется приближением особой точки - равенства температурного и концентрационного напоров нулю, где данные функции терпят разрыв.
Изменения абсолютных величин пограничных слоев - локальных коэффициентов переноса тепла и массы, а также плотностей потоков тепла и пара проиллюстрированы на рис. 2.22 - 2.25.
Локальные коэффициенты переноса тепла и массы после смыкания пограничных слоев практически не меняются, что свидетельствует об устойчивости пограничного слоя и возможности расчета данных величин по известным формулам для стабилизированного течения. Плотности потоков тепла и поперечного потока пара практически повторяют характер поведения коэффициентов переноса, уменьшаясь по мере удаления от входной кромки канала по причине снижения температурного и концентрационного напоров. Анализ полученных результатов свидетельствует о том, что для интенсификации переносов тепла и массы необходимо нарушить устойчивость пограничного слоя, сводя к минимуму его толщину.
