Содержание к диссертации
Введение
1. Анализ контактных опреснительных установок, математических моделей контактного тепломассообмена и задачи исследования
1.1. Схемы газовых контактных опреснительных установок.
1.2. Изменение параметров газа и жидкостной пленки при их непосредственном контакте и противоточном движении
1.3. Математические модели контактного тепломассообмена между газом; и пленкой жидкости .
1.4. Коэффициенты тепло- и массообмена при контакте газа и жидкости
1.4.1. Теплоотдача, от газа к жидкости
1.4.2. Взаимосвязь коэффициентов тепло- и массообмена
1.4.3.. Массоотдача в газовой фазе
1,4.4, Теплоперенос в жидкостной пленке 32
1.5. Выводы и постановка задач исследования 35
2 Теоретические решения процессов контактного тепломассообмена в пленочных контактных аппаратах
2Л. Моделирование процессов тепломассообмена при контакте газа и пленки жидкости
2.1.1. Математическая модель
2.1.2. Безразмерная форма исходных дифференциальных уравнений
2.1.3. Алгоритм решения задачи контактного тепломассообмена
2,1.4.. Теплофизические характеристики дымовых газов; и охлаждающих жидкостей
2.2. Предельная температура нагрева жидкости контактным: способом
2.3. Анализ процессов контактного тепломаосообмена по предлагаемой модели и планирование экспериментов;
2.3.1. Влияние коэффициентов тепло- и массообмена
2.3.2, Влияние входных параметров рабочих сред
2.3.3. Влияние длины зоны контакта
2.3.4, Влияние эквивалентного диаметра канал
2.3.5 Планирование экспериментов
3. Экспериментальная пленочная контактная установка на дымовых газах
3.1. Описание экспериментальной установки .
3.2. Методика замеров параметров рабочих сред
3.3. Оценка погрешности измерений
4. Результаты экспериментальных исследований и анализ достоверности прилагаемой модели
4.1. Контактный тепломассообмен в испарителе и конденсаторе
4.2; Влияние параметров рабочих сред на коэффициенты тепло- и массообмена в испарителе и конденсаторе
4.3. Сравнение результатов экспериментальных исследований с расчетом по математической модели
4.4. Качество охлаждающей воды после контакта с дымовыми газами
5. Методика расчета аппаратов пленочной контактной опреснительной установи
5.1. Общие положени
5.2. Расчетные зависимости
Заключение 429
Список использованной литературы ^
Приложение I
- Изменение параметров газа и жидкостной пленки при их непосредственном контакте и противоточном движении
- Предельная температура нагрева жидкости контактным: способом
- Методика замеров параметров рабочих сред
- Влияние параметров рабочих сред на коэффициенты тепло- и массообмена в испарителе и конденсаторе
Введение к работе
Одной из важных задач, стоящих перед промышленностью,является "широкое вовлечение в хозяйственный оборот вторичных топливно-энергетических ресурсові /I/, к разновидности которых относится тепловая энергия дымовых газов судовой энергетической установки (СЭУ), Утилизация низкопотенциальной теплоты отработавших в СЭУ газов для термического опреснения морской воды считается! наиболее дешевым; способом, получения: пресной воды /2/..
Перспективным: типом; теплообменного аппарата судовой утилизационной контактной опреснительной установки, по нашему мнению, будет1 служить пластинчатый пленочный контактный аппарат со стекающей пленкой жидкости и противотоком: газа. Кроме того, подобные аппараты перспективны для очистки дымовых газов от сажи и окислов серы, подогрева льяльных вод перед сепаратором, подкисления: питательной морской воды с целью уменьшения накипеобразования7 на греющих элементах судовых опреснительных установок мгновенного вскипания /3/.
Работы по глубокой утилизации теплоты дымовых газов непосредственным контактом их с пленкой жидкости, проводимые коллективом: кафедры судовых турбинных силовых установок Дальневосточного политехнического института имени В.В.Куйбышева на газах двигателя; внутреннего сгорания и котла, показывают обнадеживающие результаты. Пленочные контактные: аппараты применимы как в чисто опреснительных установках, так и в различных схемах комплексного использования морских, сточных и нефтесодержащих вод /Ч/. Однако отсутствие обоснованных инженерных методов расчета указанных аппаратов не позволяет вести оптимальное проектирование их для утилизационных контактных установок.
В настоящей работе, состоящей из введения, пяти глав и приложения, исследуются рабочие процессы аппаратов утилизации онной опреснительной установки при контакте стекающей пленки жидкости и противотоке дымовых газов,
В первой главе представлен краткий анализ параметров схем газового контактного опреснения. Доказано, что пленочные аппараты по своим характеристикам; наиболее соответствуют требованиям;, предъявляемым; к судовым контактным утилизационным установкам Дано описание рабочих процессов- в пленочных тепло-массообменных аппаратах. По имеющимся литературным источникам выполнен обзор математических моделей контактного тепломассообмена газ-пленка жидкости, коэффициентов переноса теплоты и массы. Показано, что опубликованных данных по процессам контактного тепломассообмена явно недостаточно для возможности расчета и проектирования пленочных контактных теплообменников. Поставлены задачи исследований по дальнейшему изучению процессов тепло- и массообмена в контактных аппаратах со стекающей пленкой жидкости и противотоком газов.
Во второй главе рассмотрены теоретические вопросы контактного тепломассообмена. На основе решения дифференциальных уравнений переноса теплоты и массы разработана математическая модель контактного тепломассообмена при противоточном движении дымовых газов и пленки жидкости. Составлен алгоритм и программа решения дифференциальных уравнений на ЭВМ. Проведены машинные эксперименты по определению влияния исходных данных и коэффициентов тепло- и массообмена на конечные результаты, на основе анализа которых составлен план экспериментальных исследований.
С целью проверки теоретических результатов создана экспериментальная установка. В третьей главе представлено описание экспериментальной установки, методики проведения замеров, определение погрешностей измерения основных величин.
Четвертая глава посвящена экспериментальным; данным, их обработке и сравнению с результатами машинного счета. Эксперименты достаточно хорошо согласуются с теоретическими решениями. Здесь же показаны результаты анализов полученной пресной воды.
Пятая глава знакомит с разработанной методикой расчета теплообменных аппаратов утилизационной контактной пленочной опреснительной установки.
В приложение вынесены результаты экспериментов, пример расчета, акты внедрения.
Исследуемые вопросы включены в планы научно-исследовательских работ по научно-технической программе "Мировой океан" Минвуза СССР на 1976-1980 г.г. (тема 6.2.2 "Разработка технического проекта опреснительной установки для рефрижераторов типа "Сибирь"), на I98I-I985 г.г. (тема 6.2.16 "Сжигание; обводненных нефтепродуктов в судовых парогенераторах и утилизация теплоты для получения пресной воды"), а также в приказ Минвуза СССР № 223 от 17 февраля 1983 г. "О координационном плане4 научно-исследовательских работ высших учебных заведений в области судостроение на 1983-1985 г.г." (тема 4.4.4 "Энерготехнологическое использование морских, сточных и нефтесодержащих вод на рыбопромысловых судах и плавбазах").
По диссертационной работе автор защищает;
1. Целесообразность применения пленочных аппаратов для утилизации теплоты выхлопных газов СЭУ для получения пресной воды;
2. Математическую модель контактного тепломассообмена в противоточных пленочных аппаратах.
3. Результаты экспериментальных исследований контактного тепло- и массообмена. 4. Методику расчета теплообменных аппаратов пленочной контактной утилизационной опреснительной установки на дымовых газах»
Изменение параметров газа и жидкостной пленки при их непосредственном контакте и противоточном движении
Качественная картина изменения: параметров газа и жидкостной пленки при их непосредственном контакте и противоточном движении представлена на рис. 1 8. Схема соединяет испаритель и конденсатор.
Среднемассовая температура жидкости по ходу течения пленки повышается от температуры Q на входе до температуры и, достигнув предельного значения, в дальнейшем остается постоянной. При этом вся теплота, передаваемая от газа к жидкости, затрачивается только на испарение последней и вместе с паром снова возвращается в газ. Испарение жидкости, протекающее в таких условиях, называется адиабатическим испарением, а температура жидкости Qiz называется температурой мокрого термометра или температурой адиабатического насыщения газов.
Горячий газ поступает в аппарат с температурой 7"? влаг госодержанием СІЇ и плотностью пара в газе J3 { , меньшей, чем; плотность пара непосредственно над пленкой жидкости р? , которая с достаточной степенью точности равна плотности насыщенного пара рц при температура поверхности жидкости SH Таким образом, разность плотностей пара в ядре газового потока и над поверхностью пленки жидкости является движущей силой процесса испарения жидкости. При этом: происходит увеличение влаго-содержания газа и понижение его температуры. Если жидкость подается в аппарат при температуре адиабатического насыщения и длина контакта достаточно велика, то наступает1 динамическое равновесие, когда температура газа снижается до температуры жидкости, влагосодержание достигает максимума с/н и парциальное давление пара в газе: равняется парциальному давлению пара над поверхностью пленки жидкости и, следовательно, относительная влажность У=Р"/Р н = 100 %,
Если жидкость нагрета до температуры Он и длина контакта ограничена, теплота газов, начинает расходоваться не только на испарение жидкости, но и на догрев: пленки до температуры віг -Єн » поэтому парциальное давление пара в газе Pg не достигает парциального давления насыщения паров р , относительная влажность газа 2 Ун Ю0 %ш а температура газа 7] больше температуры жидкости Єн . Влагосодержание газа достигает значения с/2 большего, чем влаго содержание газов на входе c/i .
По ходу движения газа плотность пара над пленкой жидкости с уменьшением- температуры пленки падает. Но на некотором участке контакта она остается большей, чем: плотность пара в газе у? поэтому на этом участке одновременно с нагревом жидкости происходит испарение, вследствие чего плотность пара в газе возрастает до р , равной одному из мгновенных значений падаю щей плотности пара над пленкой жидкости p j.K . При этом влаго-содержание газа достигает максимального значения.
С дальнейшим понижением температуры жидкости плотность пара над пленкой жидкости р падает до р 1к , соответствующей температуре жидкости Єік . Плотность пара в газе р "остается большей, чем; p f ; за счет чего происходит конденсация пара из газа на поверхность пленки жидкости и влагосодержание газа снижается до значения c/jf Таким образом, нагрев жидкости происходит не только за счет снижения температуры газа, но и за счет теплоты фазового перехода.
Движущей силой процессов массообмена в рассматриваемом случае является разность плотностей пара над поверхностью пленки и в. ядре газового потока Др=р}-р" , которая при переходе от испарения7 к конденсации меняет свой знак.
При контакте горячих дымовых газов с пленкой морской воды, нагретой до температуры вц их влагосодержание поднимается до значения с/г Последующий контакт увлажненного газа с пленкой холодной пресной воды вызывает конденсацию пара из газа на поверхность пленки. Количество получаемой воды на каждый килограмм сухих газов определяется разностью Ad/scfs-c/j, » При достаточной поверхности контакта и низкой температуре пресной воды на входе можно получить влагосодержание газов на выходе с/ц меньше, чем: горячих газов на входе с/І » т.е. произойдет конденсация не только всей испарившейся влаги, но и части влаги, вносимой с- горячими газами, что позволит увеличить, экономичность опреснительной установки.
Качественная картина процессов, происходящих в аппаратах контактной опреснительной установки, позволяет выделить три зоны: зону испарения, зону нагрева жидкости в испарителе и зону конденсации в конденсаторе. Зона испарения характеризуется постоянной температурой пленки жидкости, нагретой до температуры насыщения при адиабатическом испарении. В зоне нагрева происходит нагрев жидкости до предельной температуры не только за счет конвективного теплообмена, но и за счет конденсации некоторой части пара из газа. Причем, в зависимости от конструктивных размеров: возможен нагрев; только за счет теплоотдачи от газа к пленке жидкости.
В конденсаторе происходит конденсация пара из газов на поверхность холодной пленки пресной воды за счет снижения его температуры и нагрев пресной воды за счет теплоты фазового перехода и теплоотдачи от газа к пленке пресной воды.
Таким образом, в контактных аппаратах одновременно происходят процессы тепло- и массообмена, взаимодействия потока газа с пленкой жидкости при постоянно изменяющихся характеристиках контактирующих сред. Это многообразие взаимодействующих факторов усложняет создание общей математической модели пленочного контактного аппарата и проведение экспериментальных исследований. Для оценки процессов, происходящих при контакте газов с жидкостью, необходимо знать характер распределения температуры и влагосодержания газа, а также температуры жидкости по длине контакта, либо поверхность контактаг при которой достигаются заданные, параметры жидкости и газа. Е#Н.;Бухаркин /IV для нахождения величины поверхности контакта при адиабатическом: испарении жидкости по заданным параметрам рабочих сред на входе и выходе использует основное
Предельная температура нагрева жидкости контактным: способом
Нагрев: жидкости контактным: способом: возможен до определенной предельной температуры, после чего вся теплота от газов расходуется только на испарение жидкости, если отсутствуют потери в окружающую среду;
Удельный тепловой поток от горячих газов, к пленке жидкости Подставим (2.106) в (2.10 2) и заменим: отношение коэффициентов тепло- и массообмена соотношением Чиптона-Кольборна (і,2). Тогда при известных начальных параметрах газа выражение,1 (2.102) принимает вид
Выражения (2.109), (2.П0) решаются методом последовательных приближений, а влагосодержание насыщенного газа рассчитывается через парциальное давление его в состоянии насы На рис, 2.3 представлено сравнение результатов расчета по выражениям (2.109) и (2.II0) для воздуха и дымовых газов. Хорошее согласование результатов мгашо отметить при малых вла-госодержаниях и умеренных температурах газа. Причем с увеличением влагосодержания верхняя граница применимости упрощенной формулы (2ДІ0) понижается. Так, при изменении влагосодержания от 0,01 кг/кг до 0,1 кг/кг температура газа, при которой еще отмечается хорошее согласование результатов,снижается от 530 К до НО К.
Поэтому в широком диапазоне: изменения начальных температуры и влагосодержания газов мы предлагаем использовать выражение (2ії09) для расчета предельной температуры нагрева жидкости.
Для решения задачи контактного тепломассообмена между газом и пленкой жидкости с помощью предлагаемой математической модели необходимо знать, коэффициенты тепло- и массообмена, расчетные значения которых по известным: соотношениям &М имеют значительный разброс. Поэтому в первую очередь представляет интерес оценка влияния их численных значений на выходные параметры рабочих сред при определенной длине контакта фаз.
В качестве расчетного уравнения для определения коэффи циента теплоотдачи от газа к поверхности пленки гр нами принята зависимость (1.27) для контакта газа и пленки жидкости.
Коэффициенты теплоотдачи от газа к поверхности пленки и маосоотдачи fir связаны соотношением Чилтона-Кольборна (I.2E). В машинном- эксперименте коэффициенты теплообмена изменялись от 0,3 оСгр до 2,0 оСгр, что вызывало соответствующее изменение, коэффициентов массообмена от 0,3 j$Р ДО 2,0 fip , Параметры рабочих сред на входе в зону контакта принимались: температура газов: - 630 К, влаго содержание - 0,1 кг/кг, темпе/ ратура жидкости - 287 К, расход газа -0,23 кг/с, расход жидкости - 0,1 кг/с.
Расчетные значения коэффициентов теплоотдачи от газа к жидкости равны: в верхнем: сечении зоны контакта -22,3 Вт/(м »К), в нижнем.- 44,9 Вт/(м -К), а коэффициента мас-соотдачи і соответственно, 0;014 м/с и 0,042 м/с. Анализ кривых I, 2, 3 на рис. 2.4 изменения безразмерной температуры по длине контакта показывает значительное влияние коэффициентов тепло- и массообмена в газовой фазео г и j3P на интенсивность нагрева, жидкости до /2)э 20 и слабое отличие в зоне предельной температуры нагрева жидкости, т«,е. при адиабатическом испарении последней.
Влияние оСгр и fip на температуру газа и его влагосодержание значительно по всей длине зоны контакта (рис. 2.5, 2.6). При некоторых значениях о грш jSp влаго содержание газа на выходе из аппарата меньше, чем на входе за счет конденсации образовавшихся водяных паров: на поверхности холодной пленки жидкости. Таким образом, необходимо экспериментально проверить значения коэффициентов тепло- и массообмена в газовой фазе и сравнить их с рассчитанными по известным, зависимостям: результатами, с целью использования соответствующих выражений в расчетах по предлагаемой модели.
При тех же исходных данных проведен анализ влияния коэффициентов теплоотдачи от поверхности пленки в жидкость . За основное расчетное выражение принималась зависимость (1.36).
В машинном эксперименте коэффициент изменялся в пределах от 1623 Вт/См К) до 9769 Вт/(м -К) на входе и от 2535 Вт/См »К) до 15НТО Вт/(м »К) на выходе из зоны контакта. Результаты расчетов представлены на рис. 2.7, 2.8, 2.9.
Анализ кривых показывает, что изменение оС в широком диапазоне значений практически не оказывает влияния на выходные параметры рабочих сред, т.к. основное термическое сопротивление сосредоточено в газовой фазе. Следовательно, в математической модели можно использовать соответствующую способу организации контакта газа с жидкостью и выбранному режиму течения пленки жидкости зависимость; например (1.36).
Составленная на основе; разработанного алгоритма решения задачи контактного тепломассообмена программа позволяет провести машинный эксперимент с целью оценки влияния входных параметров рабочих сред, таких как. температура газов 7 , влагосодержание газов Cfi, расход жидкости Q , расход газов @ г :, температура жидкости Oi , на характер изменения температуры и влагосодержания газов по длине контакта.
Диапазон изменения начальных параметров выбирается исходя из назначения установки, утилизирующей теплоту дымовых газов судового теплоэнергетического оборудования. Температура дымовых газов на выходе из СЭУ изменяется в пределах от 450 К для котлов до 700 К для двигателей внутреннего сгорания. Влаго-содержание дымовых газов с учетом влажности исходного воздуха и влаги, образовавшейся в результате сгорания стандартного топлива,,может изменяться от 0,05 до 0,15 кг/кг.
Максимальную температуру жидкости на.входе можно ограничить предельной температурой нагрева жидкости контактным способом, которая для принятого диапазона начальных параметров газа не превышает 350 К. Минимальная температура жидкости на входе в аппарат принята 290 К.
Скорость газа в противоточных аппаратах ограничивается критической скоростью срыва капель с поверхности пленки, причем дальнейший рост скорости ведет к инверсии жидкостного потока. По данным /24/, критическая скорость срыва находится в пределах 7-8 м/с. Поэтому, приняв поперечные размеры аппарата 0,3x0,5 м, получаем: изменение расхода газа от 0, 2D до 0,60 кг/с.
В испарителе опреснительной установки расход жидкости должен обеспечить устойчивую пленку жидкости, поэтому расход жидкости задан в пределах 0,15 - 0,3 кг/с.
Значения начальных параметров газа и жидкости для машинного эксперимента сведены в табл. 2.2, а режимные параметры, представляющие сочетания значений из табл. 2.2.,- в табл. 2.3.
Результаты машинного эксперимента по распределению температур жидкости, прироста влагосодержаний газов влагосодержа-ний температур газов представлены на рис. 2.10 - 2,13. Изменение начальных температуры и влагосодержания: газов, расхода жидкости в исследуемых пределах слабо влияет на интенсивность, нагрева жидкости (рис. 2.10). Увеличение расхода газов вызывает рост интенсивности нагрева жидкости. Такі при расхо
Методика замеров параметров рабочих сред
Для анализа процессов контактного тепломассообмена, происходящих в экспериментальной установке и сравнения их с результатами расчета по предлагаемой математической модели необходимо знать: атмосферное давление, расход и влагосодержание дымовых газов, расходы воды морского и пресного контуров, распределение по длине контакта средних по сечению температур газа и жидкости, производительность опреснительной установки.
Атмосферное давление В во время эксперимента принималось по сведениям гидрометцентра г. Владивостока. Влагосодер-жание дымовых газов на входе в испаритель рассчитывалось суммированием влаги, вносимой с исходным воздухом GBB и образовавшейся в результате реакции горения топлива &т
Количество влаги в исходном воздухе где относительная влажность. V определяется из психрометрических таблиц по показаниям: сухого и мокрого термометров психрометра МВ-4М, парциальное давление насыщенных паров Рн по (.2.111), массовый расход воздуха - по перепаду давле ний на сужающем: устройстве, в качестве которого использовалось сопло Вентури. Диаметр узкого сечения сопла - 0,04106 м, длина прямого участка воздуховода диаметром 0,1825 м перед соплом 2,65 м, за соплом - 1,25 м. щеоСр = 0,993 - коэффициент расхода /W, с - поправочный множитель на расширение измеряемой среды, Z)c - диаметр узкого сечения соплаі р в - плотность.воздуха, Д Р- перепад давления на сопле; . Устройство крепится на керамической соломке и представляет собой цилиндр из медной фольги со скошенным основанием для лучшего протока газа. В торцы цилиндра вставлены пробки из мелкоячеистой проволочной сетки, на которых оседает капельная влага.
Температуры газа на входе и выходе из испарителя и конденсатора измерялись лабораторными ртутными термометрами, резервуар со ртутью которых был также защищен от попадания капельной влаги.
Измерение температуры жидкости между модулями производилось хромель-копелевыми термопарами, корольки которых введены в полость, водяных коллекторов. Температура жидкости на входе и выходе из испарителя и конденсатора измерялась лабораторными термометрами. Холодные спаи термопар помещены в сосуд Дыоара, в котором поддерживалась температура таяния льда, контролируемая лабораторным ртутным: термометром- с ценой деления 0, 2 К.. Термопары изготовлены и протарированы в лаборатории судовых турбинных силовых: установок ДВПИ им. В.В.Куйбышева.
Производительность опреснительной установки определялась объемным: способом по повышению уровня в мернике пресной воды Ав ,-о,ог45-- г- (3.13) где А//5- повышение уровня в мернике за время Я?.
Влагосодержание дымовых газов, при температурах меньше-363 К определялось с помощью психрометра МВ-4М, отсасывающего газы через пробоотборные отверстия в модулях.
Нами составлена программа EXPERT для расчета начального влагосодержания и расхода дымовых газов по результатам замеров в экспериментальных исследованиях.
Относительная погрешность, в измерении температур жидкости и газа термопарами обуславливается двумя составляющими: погрешностью термопар и погрешностью потенциометра.
Погрешность измерения температур термопарами определяется тарировкой термопар в термостате. Абсолютная погрешность составляет 0,2 К. Тарировка термопар для измерения температур газа более 373 К проводилась в муфельной печи. Абсолютная погрешность 4 К. Ошибка измерений термо- э.д.с. потенциометром. ПП-бЗ составляет 5пп = 0,05 % (класс точности прибора 0,05). Максимальная температура жидкости 348 К, минимальная -287 К. Относительная погрешность измерения температуры термопарами
Влияние параметров рабочих сред на коэффициенты тепло- и массообмена в испарителе и конденсаторе
В предлагаемой математической модели используются коэффициенты теплоотдачи в пленке эС , газе ог и массоотдачи в газе, р . Причем; при анализе модели показано, что значение коэффициента теплоотдачи в пленке, жидкости не оказывает существенного влияния на выходные характеристики рабочих сред ( #2, Тг) с/г ), так как основное термическое сопротивление сосредоточено в газовой фазе. Поэтому для расчета коэффициен та теплоотдачи от границы раздела фаз в пленку жидкости сразу можно выбрать зависимость, соответствующую режиму течения пленки, например (I,36).
Расчетные, значения коэффициентов теплоотдачи от газа к пленке жидкости г и массоотдачи В имеют большой разброс (рис, 1 9, ІДО), что вызвало, необходимость их уточнения на основе экспериментальных данных.
Экспериментальные значения коэффициента теплоотдачи от газа к пленке жидкости в испарителе определяются по выражению интервале Ъ ,7 ; Fu суммарная смоченная поверхность пластин, участвующих в тепломассообмене; тактически по выражению (4.3) определяется коэффициент теплопередачи от газа к жидкости, но, в связи с тем, что значения коэффициентов теплоотдачи от газа к поверхности пленки на два порядка меньше значений коэффициентов теплоотдачи от поверхности пленки в жидкость,-- ошибка при расчете коэффициентов теплоотдачи от газа к поверхности пленки по выражению (4.3) не превышает I %.
Коэффициент массообмена в испарителе выражает связь между количеством испарившейся жидкости и средне логарифмической разностью концентраций пара у поверхности пленки и в ядре газового потока /27/ где Cj-i P lpi , Сс -./ /pi - концентрации пара у границы раздела и в ядре, газового потока.
Для испарителя, где по всей длине зоны контакта концентрация пара у поверхности раздела фаз изменяется слабо в связи с малым: изменением: температуры пленки жидкости, можно предположить-наличие аналогии между процессами тепло- и массообмена, т.к. область применимости аналогии ограничена малыми скоростями тепломассообмена между системами, в которых концентрация равномерно распределена вблизи поверхности массообмена /27, 53/.
Сравнение экспериментальных значений отношения oCr[fi и рассчитанных по выражению (I.2E), представлено в табл. 4.1. Основная масса точек располагается с разбросом не более - 2D %, что подтверждает наличие аналогші между тепло- и массообменом в испарителе. Эксперименты проводились на горячих дымовых газах и холод ном воздухе- Сравнение экспериментальных коэффициентов теплообмена с расчетными показывает, что выражения (1.12)-(1.16) дают заниженные значения. Это, очевидно, объясняется тем, что они получены для однофазных потоков и не учитывают влияние массообмена на теплообмен. Выражения Сі.17)-(1.19) дают завышенные значения (рис. 4.7), т.к. они получены опытным путем для условий контакта, отличных от наших по температурным, и конструктивным, параметрам.
Формула (I.I7) позволяет для горячего газа получить наиболее близкие к экспериментальным (с разбросом і 30 %) значения коэффициентов теплообмена, тогда как для воздуха значения коэффициентов явно занижены.
Выражение, (1,19) позволяет получить довольно хорошее совпадение (- 20 %") для воздуха, а для газов дает завышенные на 100 % и более значения.
Таким образом, среди рассмотренных нами выражений для расчета коэффициентов теплообмена, не найдено уравнение, которое можно было заложить в программу расчета контактного тепломассообмена в испарителе.
Нами предпринята попытка получить уравнение для расчета коэффициента теплоотдачи от газа к жидкости в пленочных контактных аппаратах. Форма выражения, предложенная Г.Т.Сергеевым: (I.I7) была принята нами за основу. Но, по вашему мнению, необходимо ввести в это выражение критерий Рейнолвдса жидкости для учета влияния волнообразования на тепломассообмен за счет увеличения поверхности раздела и дополнительной турбулизации приграничного слоя газа. Таким образом, выражение для расчета коэффициентов тепло-и массообмена принято в виде Влияние критерия Прандтля.на теплообмен в испарителе нами не исследовал ось,, а принято, как у большинства исследователей /20, 22, 23, 23/, Р= 0,33. Рост числа R& повышает значение. А/с/. , что при постоянном числе Re г дает П = 0,09 (рис. 4.8а). При прочих равных условиях с увеличением значения числа G-и величина Л/Ц несколько падает, что дает значение ср= -0,2 (рис, 4.8б).
Исследование, влияния числа $?/-на теплообмен показывает рост интенсивности теплообмена с увеличением, числа R&r. Анализ результатов, (рис. 4.8в) показывает, что при /-показатель степени /7)= 0,65," а коэффициент А= 0,12. Следовательно, на основе; экспериментальных данных выражение для расчета коэффициента теплоотдачи от газа к жидкости в пленочных контактных испарителях принимает вид
