Содержание к диссертации
Введение
Глава 1 Общие сведения о контактных тепломассообменных аппаратах... 9
1.1 Обзор и анализ вопроса тепловлажностной обработки воздуха в системах вентиляции и кондиционирования воздуха 9
1.2 Конструктивные схемы форсуночных камер орошения в системах кондиционирования воздуха 18
1.3 Описание тепло- и массообменных процессов в камере орошения 23
1.4 Устройство и особенности распыла центробежных форсунок 32
1.4.1 Гидравлические форсунки низкого и среднего давления 34
1.4.2 Гидравлические форсунки высокого давления 36
1.4.3 Пневматические форсунки 37
1.5 Проблемы засорения центробежных форсунок 38
1.6 Выбор направления исследования 43
1.7 Выводы по главе 1 46
Глава 2 Математический эксперимент тепломассообменных процессов в камере орошения с поперечным расположением форсунок 47
2.1 Тепловой баланс 47
2.2 Особенности процессов тепло- и массопереноса в аппаратах тепловлажностной обработки воздуха 51
2.3 Методы теплотехнического расчета камеры орошения 60
2.4 Выводы по главе 2 67
Глава 3 Экспериментальные исследования процессов тепло- и массообмена в камере орошения с поперечным расположением форсунок 68
3.1 Описание устройства камеры орошения 68
3.2 Описание экспериментального стенда камеры орошения 74
3.3 Исследование плотности распределения воды в факелах распыла центробежных форсунок 77
3.4 Исследование воздушного вихря центробежных форсунок 87
3.5 Анализ и обобщение экспериментальных данных 94
3.6 Выводы по главе 3 99
Глава 4 Промышленные испытания адиабатной камеры орошения с поперечным расположением форсунок 100
4.1 Описание промышленной установки 100
4.1.1 Исходные данные 100
4.1.2 Инженерная методика расчета и компоновка основных узлов камеры орошения 102
4.1.3 Методы испытаний и обработка результатов измерений 105
4.2 Теплотехнический расчет промышленной установки 107
4.3 Выводы по главе 4 0
Глава 5 Метрологические и экономические параметры камеры орошения с поперечным расположением форсунок 112
5.1 Планирование эксперимента 112
5.2 Метрологические характеристики. Классификация погрешностей средств измерений 117
5.3 Технико-экономические показатели 121
5.3.1 Сравнительная экономическая эффективность при внедрении современного оборудования 121
5.3.2 Расчет показателей эффективности применения камеры орошения с поперечным расположением форсунок в системах кондиционирования воздуха 126
5.4 Выводы по главе 5 131
Заключение 132
Условные обозначения 133
Библиографический список .
- Описание тепло- и массообменных процессов в камере орошения
- Особенности процессов тепло- и массопереноса в аппаратах тепловлажностной обработки воздуха
- Исследование плотности распределения воды в факелах распыла центробежных форсунок
- Инженерная методика расчета и компоновка основных узлов камеры орошения
Описание тепло- и массообменных процессов в камере орошения
В зависимости от требований, предъявляемых к обрабатываемому воздуху, адиабатная эффективность камер орошения может изменяться в довольно широком диапазоне. Как правило, за рубежом для автоматического регулирования системе кондиционирования воздуха с обычными требованиями по точности поддержания температуры и относительной влажности в обслуживаемых помещениях применяются датчики относительной влажности и абсолютного влагосодержания. Применение таких датчиков не требует высокой адиабатной эффективности камер орошения и позволяет применять камеры с Еа = 0,75 0,85 и даже с Еа = 0,65. Так фирма «Munters» поставляла на рынок западных стран увлажнительные блоки с эффективностью 0,65 и 0,85, а после того как вышла на рынок стран СНГ, дополнила свой ассортимент увлажнителями с адиабатной эффективность 0,95. Это объясняется тем, что традиционно в станах СНГ использовалось регулирование по методу «точки росы», что требовало для поддержания необходимых тепловлажностных па-раметров высоких значений адиабатной эффективности.
Глубина обработки воздуха в адиабатном режиме до температуры воздуха, близкой к температуре по мокрому термометру необходима не всегда. В некоторых случаях такая тепловлажностная обработка воздуха необходи-ма, например, в прецизионных системах кондиционирования при работе их в зимний период или для обеспечения режимных параметров в обслуживаемых помещения (лакокрасочные цеха, ткацкие производства и т.п.).
Анализируя конструкции современных камер орошения, можно сформулировать основные направления конструирования этих аппаратов в соста-ве центральных кондиционеров: - решение вопроса засоряемости центробежных форсунок при эксплуа-тации камер орошения; - снижение габаритов и массы современных камер орошения; - снижение энергетических затрат на распыление жидкости и перемещение воздуха; - повышение гигиенической безопасности поддонов с рециркуляционной водой; - повышение объемных коэффициентов тепло- и массопереноса в объеме камеры; - снижение аэродинамического и гидравлического сопротивления устройств.
Дело в том, что современные камеры орошения, оборудованные цен-тробежными форсунками, имеют неудовлетворительные характеристики спектра распыления, в связи с чем, данные камеры являются недостаточно эффективными с теплотехнической точки зрения. Результатом этого являют-ся высокие коэффициенты орошения камер при работе их в адиабатном режиме, а также большие потребляемые мощности насосов при распыливании жидкости. А также современные камеры орошения имеют весьма значительный эксплуатационный недостаток - подверженность центробежных форсунок засорению. Поэтому совершенствование конструктивных особенностей камер орошения позволит реализовать указанные выше направления для повышения теплотехнических и эксплуатационных показателей одного из основных тепломассообменных устройств.
Описание тепло- и массообменных процессов в камере орошения
Тепломассообменные процессы, протекающие в камере орошения, осложняются тем, что они проходят на дискретной поверхности, состоящей из неоднородной полидисперсной жидкой фазы, которая изменяется по длине камеры вследствие осаждения капель в поддон и на ограждающие конструкции, а также наличием нестационарного движения капель. Это обуславливает протекание в рабочем объеме камеры одновременно нескольких, различных по направлению потоков тепла и массы.
Для математического моделирования процессов тепло- и массоперено-са в камер орошения между поступающим воздухом и полидисперсной совокупностью капель необходимо принять следующие допущения [18].
1. Температура и влагосодержание изменяются только вдоль потока обрабатываемого воздуха.
2. Скорость воздуха в рабочем объеме камеры орошения постоянна по сечению и равна среднерасходной.
3. Количество капель определенного размера неизменно в поперечном
сечении.
4. Диаметр капель при движении их в дождевом пространстве не изменяется.
5. Влиянием столкновения капель, а также их вращением на величину поверхности контакта между воздухом и водой можно пренебречь.
6. Имеет место подобие совместно протекающих процессов тепло- и массообмена в достаточно малых объемах контактного пространства, т.е. соотношение коэффициентов тепло- и массообмена является постоянным.
7. Влиянием таких факторов, как термо- и бародиффузия, диффузионная теплопроводность, а также стефановым течением можно пренебречь.
8. Отсутствует явление температурной релаксации в каплях, т.е. их температура одинакова по всему объему и равна температуре на поверхности капли.
9. Турбулентные пульсации в двухфазном потоке не оказывают существенного влияния на движение капель, а также отсутствует влияние кривизны поверхности капель на концентрацию паров в пограничном слое воздуха над этой поверхностью и т.п.
Для камеры орошения характерно прямоточное движение жидкости и в этом случае задача расчета камеры приобретает одномерный характер.
В это случае с учетом принятых допущений для одномерной математической модели, описывающей процессы стационарного переноса тепла и массы в контактных аппаратах, а именно в форсуночной камере описывается следующими уравнениями [18]:
Особенности процессов тепло- и массопереноса в аппаратах тепловлажностной обработки воздуха
На различных объектах ткацкого производства, полиграфии, овощехранилищ и др. поддержание требуемых тепловлажностных параметров осуществляется как правило за счет применения местного доувлажнения (DDF- Direct Area Dischange Fogging System) [20, 22, 115]. Основным фактором технологии производства на таких объектах является поглощение влаги материалами и растениями, поэтому увлажнение воздуха осуществляется за счет распыла воды непосредственно в помещении с помощью пневматических (по типу сопла Вентури) и пневмоакустических (ультразвуковые) форсунок (рис. 1.16) [33]. Эти устройства позволяют получать сверхтонкое распыление воды, близкое к частицам тумана, благодаря своей конструкции и энергии потока сжатого воздуха, для «Вентури» размер распыляемых частиц составляет - 10...50 мкм, а для ультразвуковых - 0,5...5 мкм.
В пневматических форсунках поток сжатого воздуха поступает в камеру смешения и создает там разрежение относительно давления в водяном канале, в результате чего вода эжектируется в камеру смешения и распыляется. Получить нужный размер распыляемых частиц можно за счет изменения соотношения расходов воздуха и воды через соответствующие выходные отверстия. Расход воздуха составляет примерно 0,56 м3/ч на литр распыляемой воды. Такие форсунки чаще всего изготавливаются из нержавеющей стали и снабжены автоматическими иглами-пробойниками.
Для форсунок сверхтонкого распыла необходима вода питьевого качества, которая может подаваться из водопровода под давлением 3...10 бар, либо из отдельной емкости-бака посредством сифона. Необходимое давление в воздушной линии 7... 10 бар. Для нормальной работы форсунок пневматического типа необходима система подготовки воды и воздуха. Сжатый воздух необходимо очищать от паров масла, а воду необходимо умягчать в зависимости от ее состояния [21]. Деминерализация воды (снижение жесткости) осуществляется в аппаратах-ионообменниках DI и необходима для снижения уровня солей кальция и магния, как основного источника известковых отложений при распылении воды. Также вода может обеззараживаться ультрафиолетовым излучением с помощью бактерицидных UV-ламп, при этом степень обеззараживания составляет 90...99,9 % [20].
При необходимости используются установки обратного осмоса RO, где применяются полупроницаемые мембраны, позволяющие удалять 98% солей и тяжелых металлов, 99,9% вирусов и бактерий.
При эксплуатации форсунок пневматического типа, при закрытии воздушного клапана, автоматически перекрывается водяная линия, что позволяет избежать образования застойных зон и образования в них различные микроорганизмов. Применение холодной воды также исключает развитие бактерий.
Камеры орошения имеют весьма значительный эксплуатационный недостаток - подверженность форсунок засорению.
До настоящего времени для уменьшения засоряемости форсунок применялись два способа. Первый способ предусматривает фильтрацию воды в камере, что требует огромных материальных затрат и больших производ 39
ственных площадей, поэтому в настоящее время данный способ очистки не получил должного развития.
По мнению многих авторов [29, 92], для уменьшения засоряемости необходимо применять форсунки с большим диаметром сопла. Так в работах [92, 85] рекомендуются форсунки с диаметром сопла 6-8 мм. Однако по дан-ным самого же В.Д. Коркина [48], увеличение, например, диаметра сопла ти-повой форсунки с 4 до 6 мм приводит к уменьшению поверхности капель в два раза, что отрицательно сказывается на эффективности тепло- и массопе-реноса в камере орошения. Поэтому такой путь решения проблемы нельзя признать целесообразным, хотя в отдельных случаях он может оказаться единственно возможным.
Наиболее эффективный метод борьбы с засорением форсунок заключа-ется в накоплении твердых взвешенных частиц в объеме камеры закручива-ния.
Этот способ не исключает полностью засорения форсунок, однако позволяет в несколько раз увеличить время их работы и сократить число чисток камер орошения, что дает большой экономический эффект.
Теоретические предпосылки этого способа борьбы с засорением форсунок могут быть представлены следующим образом. В камере закручивания форсунки взвешенная частица находится под действием двух сил: осевой, направленной к. соплу, и тангенциальной. Однако на участке стока в сопло происходит разложение тангенциальной составляющей и в результате возникает продольная сила, направленная навстречу осевой. Меняя геометрию форсунки, можно создать такие условия, что при любой ориентации взвешенной частицы в потоке продольная сила будет превышать осевую, и ча-стица не сможет подойти к соплу, а будет вращаться в камере закручивания в течение всего времени работы форсунки. Нетрудно заметить, что для созда-ния требуемых условий следует, применять форсунки с большим значением геометрической характеристики. Следовательно, для накопления взвешенных частиц необходимо применять форсунки с геометрической характеристикой порядка А = 48, при этом рекомендуемые значения А зависят от плотности частиц, их формы и размеров. В частности, для сферических частиц требуе 40
мые значения А меньше, чем для плоских, а с уменьшением плотности ча-стиц геометрическая характеристика должна быть больше. Практически для камер орошения кондиционеров следует применять форсунки с геометрической характеристикой более четырех.
Как известно, геометрическая характеристика форсунки возрастает с увеличением диаметра сопла и камеры закручивания и с уменьшением диа-метра тангенциального канала. При увеличении диаметра сопла уменьшается поверхность тепло- и массопереноса и ухудшается эффективность камеры орошения. По этим причинам использование форсунок с dc 55,5 мм нецелесообразно. Не имеет смысла и уменьшать диаметр тангенциального канала менее, чем до 67 мм, поскольку в этом случае форсунка будет засоряться на входе в канал. Диаметр камеры закручивания следует принимать не более (45)dBX, так как при больших значениях из-за влияния трения ухудшаются гидравлические показатели форсунки [15, 43, 66]. Для камер орошения нельзя сконструировать форсунку с геометрической характеристикой более 4-х.
Таким образом, при использовании обычных форсунок нельзя создать условия для накопления в них взвешенных частиц, хотя форсунки с большей геометрической характеристикой менее подвержены засорению. Следова-тельно, в камерах орошения кондиционеров наиболее целесообразно использовать форсунки двухстороннего распыления (рис. 1.17), у которых геомет-рическая характеристика больше, чем у обычных, односторонних.
Исследование плотности распределения воды в факелах распыла центробежных форсунок
Уравнения сохранения количества явной тепловой энергии (2.14) и массы водяного пара (2.15) получены на основе балансных уравнений процессов переноса, протекающих в элементарном объеме контактного пространства, при условии, что в режимах кондиционирования воздуха эффектами термо- и бародиффузии, а также диффузионной теплопроводности можно пренебречь, а величины тепловых и массовых потоков определяются законами Фурье и Фика. Также пренебрежимо малым считается эффект от стефанова течения. По этим же причинам в уравнении сохранения явной тепловой энергии отсутствуют диссипативные члены.
В отличие от обычной записи этих уравнений, в правых частях содержатся интегралы, отражающие вклад полидисперсной совокупности капель, присутствующих в рассматриваемом объеме, в общие балансы тепла и массы. Выражение (2.16) является уравнением сохранения энтальпии потока влажного воздуха, которое получено с учетом выполнения соотношения Льюиса, а уравнение (2.18) связывает температуру воды и энтальпию влажного воздуха в пограничном слое над контактной поверхностью капель с диаметром 5. Величина F(т1,8), входящая в (2.14) - (2.16), учитывает закономерность распределения в контактном пространстве полидисперсной жидкой фазы, кинематические характеристики движущихся капель и интенсивность протекания процессов переноса. Величина F2( ,r,S) характеризует интенсивность протекания тепломассообменных процессов в « 8 - газе», фиктивной среде, которая по своим теплообменным характеристикам эквивалентна полидисперсной системе капель в движущемся газожидкостном потоке, но отличается от обычной непрерывной среды отсутствием непосредственного обмена количеством движения, теплом и массой между соответ-ствующими компонентами этого газа (такой обмен осуществляется лишь косвенно, через взаимодействие каждой из компонент с воздушным потоком). Коэффициенты интенсивности теплового и массового взаимодействия каждой из компонент « 8 -газа» зависят от гидродинамических и кинематиче-ских характеристик воздушного потока и капель жидкости. Этими же харак-теристиками определяется область, занимаемая каждой компонентой этого газа [18].
К краевым условиям, дополняющим систему уравнений (2.12) - (2.18) для определенности, относятся начальные (временные) и граничные (пространственные). Граничные условия для уравнения (2.12) предполагают за-дание скоростей потока на ограничивающих его поверхностях. Кроме того, можно считать, что на границах соприкосновения температуры потока равны температурам контактной поверхности в сходных точках, а концентрации водяных паров во влажном воздухе соответствуют концентрациям на кривой насыщения при соответствующих температурах поверхности.
Численное решение приведенной системы уравнений на ЭВМ позволя-ет найти температуры, потенциалы и другие параметры тепло- и массообме-нивающихся сред. Однако сложность определения компонет скоростей, которые входят в левые части уравнений (2.12) и (2.13) при известных тепло-физических характеристиках сред, вызывает большие затруднения нахожде-ния решения этой системы уравнений даже при ламинарном режиме течения.
В случае турбулентного режима течения, который характерен для ап-паратов тепловлажностной обработки воздуха, задача существенно осложня-ется. Так система уравнений Рейнольдса [60], которая описывает осреднен-ное турбулентное движение, незамкнута и содержит неизвестные члены, ко-торые связаны только со случайными процессами в турбулентном потоке. Эти члены отражают появление дополнительно к ламинарной вязкости и температуропроводности турбулентного трения и турбулентного переноса в потоке, что связано с пульсациями скорости. Основные сложности при расчете теплообменных аппаратов с использованием данного метода связаны с отсутствием надежных и отработанных путей численного решения уравнений Рейнольдса для больших чисел Re, особенно в трехмерном случае. Недостаточно изучены также закономерности формирования турбулентных характеристик, которые необходимо учитывать при расчете по уравнениям Рейнольдса. Поэтому решение задач теплообмена на основе указанных уравнений в настоящее время затруднено и такие решения известны лишь для относительно простых двухмерных случаев [18].
Часто тепломассообменные процессы при турбулентном режиме течения описываются на основе уравнений пограничного слоя. Сущность этого метода заключается в том, что вблизи контактных поверхностей в потоке образуются тонкие слои с большими градиентами скорости, температуры и влажности [16, 71]. Для остального воздушного потока (ядра) скорость, температура и концентрация по сечению меняются незначительно. В такой постановке уравнения Навье-Стокса существенно упрощаются, однако и в этом случае описание процессов на основе уравнений пограничного слоя как и на основе уравнений Рейнольдса является достаточно сложным и не позволяет получать аналитических зависимостей для определения параметров теплооб-менивающихся среди, а также требует знания турбулентных характеристик потоков.
Инженерная методика расчета и компоновка основных узлов камеры орошения
Подача факела распыла форсунки осуществлялась в приёмную камеру 6 диаметром 210 мм через кольцевой зазор шириной 20 мм. В центре камеры содержится сквозное цилиндрическое отверстие диаметром 30 мм для визуального наблюдения, освещения и фотографирования факела, а в нижней части имеется штуцер для слива воды. Внутренняя поверхность приемной камеры 6 покрывалась слоем пористого материала, для предотвращения отражения факела распыла форсунки 1 от стенок камеры. При проведении экспериментальных работ с двухсторонней форсункой, у второго факела также устанавливали приёмную камеру. Перемещение приемных камер 6 осуществлялось с помощью подвесок, которые позволяли получить точное положение камеры относительно факелов распыла форсунки. Для защиты от влаги все подвижные и микрометрические элементы установки покрывались слоем технического вазелина. Толщина пленки определялась по разнице электрической проводимости воздушного вихря и воды. Рядом с соплом форсунки на плоской металлической державке 7 толщиной 0,3 мм закрепляли стальную контактную иглу 8 диаметром 0,51 мм. Державка иглы 7 подсоединялась к индикатору ИЧ-10 с ценой деления 0,01 мм. Шток индикатора посредством микрометрического винт глубиномера передвигался в поперечном направлении относительно оси сопла форсунки. Индикатор ИЧ-10 крепился на специальной магнитной стойке типа ШМ - ПН. С помощью стойки ШМ - ПН осуществлялась установка индикатора ИЧ-10 в необходимое положение в заданной горизонтальной и вертикальной плоскости относительно сопла форсунки. Державка иглы 7 была подключена к стабилизированному источнику питания с напряжением 9V. Все элементы магнитной стойки были изолированы от соприкосновения с форсункой. Корпус испытываемой форсунки был изготовлен из пластика и имел бронзовые распылители, через которые форсунка с помощью датчика подключалась к осциллографу С1-31.
После проведения всех подготовительных работ осуществляли измерение положения воздушного вихря относительно оси сопла. Контактную иглу размещали на срезе сопла неработающей форсунки. Игла выдвигалась примерно на 0,2 мм за диаметр сопла в плоскости отверстия и после чего форсунку передвигали вдоль оси сопла посредством микрометрического винта штангенциркуля до касания торца иглы с соплом форсунки. По сигналу осциллографа определяли момент касания. После этого иглу возвращали в плоскость отверстия сопла, форсунку передвигали на 0,05 мм по направлению к игле и далее проверяли точность установки иглы как по диаметру сопла согласно заданному углу измерения, так и по оси камеры закручивания форсунки.
Проверку установки иглы по диаметру сопла осуществляли несколькими измерениями диаметра с помощью иглы и измерением диаметра сопла под микроскопом и последующим сравнением этих величин с точностью до 0,01 мм. Проверку соосности иглы и камеры закручивания форсунки осуществляли перемещением форсунки вдоль иглы на 10-15 мм и измерением через каждые 2 мм диаметра сопла в нескольких положениях. Если разница между измерениями в крайних положениях форсунки не превышала 0,02 мм, то такое положение иглы считали приемлемым. Посредством микрометрических винтов магнитной стойки добивались точного положения иглы относительно сопла форсунки.
После выверки, иглу размещали в плоскости сопла или на необходимой глубине по оси сопла. К форсунке подавалась вода, и в камере закручивания образовывался воздушный вихрь. Образованный воздушный вихрь изолировал иглу от стенок сопла и от потока воды, в результате чего сигнал на осциллограф не поступал. После этого с помощью микрометрического винта контактная игла передвигалась в поперечном направлении до момента соприкосновения с поверхностью плёнки воды. В процессе приближения иглы к поверхности жидкости на экране осциллографа появлялся сигнал, который в момент касания с поверхностью жидкости резко усиливался и очень чётко фиксировался на экране осциллографа. Также момент касания сопровождался звуковым сигналом и некоторым скачком стрелки индикатора. После снятия показаний иглу возвращали в прежнее состояние, и замер повторяли 6 - 7 раз. Разница в показаниях индикатора по 7 измерениям не превышала 0,03 мм, а расчетным считали среднее значение показаний.
После проведения замеров по диаметру сопла прекращали подачу воды, сопло и иглу сушили сжатым воздухом и проводили контрольные измерения. Сравнивали полученные результаты с первоначальными измерениями до подачи воды и проведенный опыт считали достоверным, если разница по проведенным замерам без воды и с подачей воды к форсунке не превышала 0,01 мм.
Опыт по определению положения воздушного вихря относительно оси сопла форсунки выполняли в восьми сечениях. Результаты замеров, проведённых на срезе сопла форсунки Ц2-7 при одно- и двустороннем распылении жидкости обрабатывали графически. На рис. 3.11 представлены результаты опытов, из которых видно, что воздушные вихри имеют кольцевое сечение, оси которых смещены относительно оси сопла, а толщина плёнки жидкости при одно- и двустороннем распылении различна в поперечном сечении. При этом толщина плёнки имеет наибольшую величину на противоположной стороне относительно канала подвода жидкости к форсунке
