Содержание к диссертации
Введение
1, Обзор и анализ литературных данных
1.1. Теплообмен при конденсации паров однокомпонент-ных веществ внутри труб 8
1.2. Интенсивность тепло- и массообмена при конденсации пара из парогазовой смеси 14
1.3. Интенсивность тепло- и массообмена при конденсации паровых смесей 23
1.4. Постановка задач исследования 31
2. Физическое и математическое моделирование процессов тепло-массообмена при конденсации смесей фреонов внутри горизонтальных труб 33
2.1. Приближенная математическая модель расчета процесса теплопередачи при полной конденсации бинарной смеси внутри горизонтального змеевикового конденсатора 33
2.2. Результаты моделирования процесса конденсации бинарной смеси
3. Экспериментальные исследования
3.1. Методика проведения эксперимента 56
3.2. Экспериментальная установка. Схема измерений 58
3.3. Оценка погрешности измерений 69
3.4. Результаты экспериментальных исследований 74
4. Обобщение и анализ результатов исследований
4.1. Обобщение экспериментальных данных 89
4.2. Анализ результатов исследования 109
4.3. Методика расчета теплообмеиного аппарата 117
Заключение 119
Литература 122
Приложения.
- Интенсивность тепло- и массообмена при конденсации пара из парогазовой смеси
- Приближенная математическая модель расчета процесса теплопередачи при полной конденсации бинарной смеси внутри горизонтального змеевикового конденсатора
- Экспериментальная установка. Схема измерений
- Методика расчета теплообмеиного аппарата
Введение к работе
На ХХУІ съезде партии /I/ было отмечено, что роль холодильной техники возрастает и в следующей пятилетке намечено увеличение расходов на ее развитие.
Одним из эффективных путей развития холодильной техники является поиск рабочих веществ, в частности, смесей хла-донов, которые обладают рядом преимуществ по сравнению с чистыми веществами, таких как:
1) получение холода при переменных температурах, что позволяет получить несколько температур кипения в одноком -прессорной схеме ;
2) увеличение и регулирование холодопроизводительности установки без ее конструктивных изменений ;
3) улучшение условий возврата масла в компрессор при добавлении в смесь агента хорошо растворяющего смазочные масла;
4) получение температуры кипения до -Ю0°С с высокими объемными и энергетическими характеристиками при применении смесей, один из компонентов которых низкокипящий, в двухступенчатых холодильных машинах, работающих по схеме с двойной конденсацией.
Приведенный выше перечень далеко не исчерпывает всех преимуществ неазеотропной смеси как рабочего вещества.
Однако следует иметь в виду, что в цикле с использованием смеси холодильных агентов могут иметь место потери, несвойственные обычному циклу.
При смешении паров с различными температурами появляется необратимость. Такая необратимость возникает при конденсации и кипении смеси в межтрубном пространстве кожух отрубных конденсаторов и испарителей. При равновесном испарении, когда жидкость и пар находятся в состоянии равновесия в течение всего фазового превращения, такая необратимость значительно уменьшается (процессы конденсации и кипения внутри трубы). Следовательно, конденсаторы и испарители холодильных установок, работающих на неазеотропных смесях агентов по простейшей схеме должны быть аппаратами змеевикового типа.
Неизотермичность процессов фазовых превращений при постоянном давлении требует, чтобы все теплообменные аппараты, работающие на неазеотропных смесях, были противоточного типа, что дает возможность снизить необратимые потери при теплообмене.
Поскольку аналитические зависимости для случая конденсации паров бинарных неазеотропных смесей внутри трубы отсутствуют, а экспериментальные исследования единичны, в ОТШШ им. М.В.Ломоносова был создан экспериментальный стенд для исследования процесса тепломассообмена при конденсации хладонов 12, 22 и их смесей внутри змеевикового конденсатора типа "труба в трубе".
Опыты проводились при температурах насыщения 20, 30, 40, 50°С, удельные тепловые потоки составляли 9-ICr -- 8-Ю ВтДг в диапазоне концентраций /?-22 0 - 100%.
Цель диссертационной работы: получение зависимостей для проектирования аппаратов, работающих в условиях конденсации смесей хладагентов внутри труб.
Актуальность темы диссертации определяется перспективностью применения неазеотропных смесей в ряде отраслей народного хозяйства и отсутствием зависимостей для расчета теплообменник аппаратов с конденсацией неазеотропных смесей внутри труб.
Научная новизна работы заключается в следующем:
- разработана физическая и математическая модель конденсации смесей внутри змеевика, которая учитывает одно временно протекающие процессы тепло-массообмена и динамику стекающей пленки конденсата ;
- получены аналитические и экспериментальные зависимости для тепло-массообмена при этих условиях, которые подтверждают установленный механизм процесса.
Практическая ценность работы состоит в использовании рекомендуемых зависимостей при конструкторских и поверочных тепловых расчетах, а также при выборе рациональных режимных и геометрических характеристик аппаратов с конденсацией неазеотропных смесей внутри трубы.
Внедрение результатов работы . Результаты исследования и методика расчета использованы на ПО "Холодмаш" при разработке, испытаниях опытно-промышленных установок УХП-3 и ТКСИ-02, работающих на неазеотропных смесях Я-І2-&2, а также на заводе "Стройгидравлика" при разработке схем испытаний и обкатке гидромоторов и насосов изготавливаемых заводом.
АВТОР защищает :
- физическую модель и метод расчета тепло- и массоотда-чи при конденсации бинарных смесей с учетом влияния на теплообмен придонного слоя конденсата ;
- результаты расчетных и экспериментальных данных по конденсации смеси /?12 22 в широком диапазоне концентраций и тепловых нагрузок.
Апробация работы. Основные результаты работы были пред - 7 ставлены и обсуждались на научно-технических конференциях профессорско-преподавательского состава и научных работников ОТИПП им. М.В.Ломоносова (Одесса, 1973-1980 гг) всесоюзной научной конференции "Совершенствование процессов, машин и аппаратов холодильной и криогенной техники и кондиционирование воздуха (Ташкент, 1977 г) ; Второй Всесоюзной научно-технической конференцией по холодильному машиностроению (Мелитополь, 1978г) ; Шестой Всесоюзной конференцией по теплообмену и гидравлическому сопротивлению при движении двухфазного потока в элементах энергетических машин и аппаратов (Ленинград, 1978г) ; XXI Сибирским теплофизическим семинаром "Теплообмен и гидродинамика при кипении и конденсации" (Новосибирск, 1979 г) ; Ш Всесоюзной научно-технической конференцией по холодильному машиностроению (Москва, 1982г) ; Всесоюзным семинаром "Использование искусственного холода для сокращения потерь пищевых продуктов - важное средство в решении Продовольственной программы страны" (Калининград, 1983г).
Структура и объем работы. Диссертация изложена на 136 страницах машинописного текста и состоит из введения, 4 глав, заключения, списка использованной литературы из ИЗ наименований и 4 приложений. Работа содержит 3 таблицы и 39 рисунков.
Интенсивность тепло- и массообмена при конденсации пара из парогазовой смеси
Гидродинамический режим течения конденсата определяется интенсивностью теплообмена между конденсирующимся паром и стенкой и условиями взаимодействия движущегося пара и конденсата. Средний для всей трубы коэффициент теплоотдачи зависит от соотношения длин упомянутых участков (начального, верхнего и ручья) и от режима течения на них конденсата. В результате проведенного исследования по каждой зоне были получены уравнения по коэффициентам теплоотдачи.
Обобщенная обработка собственных данных /31/ и опытных данных других авторов позволила получить конкретное критериальное уравнение для осредненного значения коэффициента теплоотдачи
Здесь: С - постоянная величина, зависящая от материала трубы. В работе /38 / проведено исследование процесса теплоотдачи при конденсации хладагентов в одиночной горизонтальной трубе и в змеевике. В качестве исследуемых рабочих тел были выбраны широко применяемые в настоящее время аммиак, фреоны 12, 22 и 502. В работе установлено, что влияние скорости движущегося пара на режим движения и условия конденсации может быть оценено критерием Я&ае , рассчитанным по входной скорости пара. При /8 7-10 пар можно рассматривать как неподвижный. Как показывает анализ экспериментальных данных, коэффициент теплоотдачи от конденсирующегося пара не зависит в условиях опыта от величины l/d (l/c{ = 50 2200).
Кроме того в работе /38/ установлено, что средние значения коэффициентов теплоотдачи при конденсации внутри горизонтальной трубы определяются не только интенсивностью внутреннего теплообмена, но также зависят от условий внешнего охлаждения, размеров и материала трубы. Этим объясняется разный характер влияния q, на о в опытах отдельных авторов. В результате обработки опытных данных /38/ получено критериальное уравнение
При 70000 /бая? 200000 экспериментальные данные обобщаются зависимостью В работе /38/ также было получено, что cR при конденсации в змеевике меньше, чем в одиночной трубе, что вероятно связано с изменением гидродинамики течения пленки конденсата и ручья.
В работе /29/ приведена аналитическая модель позволяющая с достаточной для инженерной практики точностью рассчитать средний коэффициент теплоотдачи при пленочной конденсации в произвольно ориентированной трубе. Задача поставлена следующим образом: в трубе, расположенной под некоторым углом к горизонту полностью конденсируется чистый насыщенный пар. Режим течения пленки и ручья - ламинарный. Теплообмен осуществляется при граничных условиях второго рода. Пренебрегая концевыми эффектами, силами инерции, перепадом давления вдоль ручья, а также допуская, что изменение угла затопления по длине трубы происходит по линейной зависимости и решив совместно дифференциальное уравнение, автор получил средний коэффициент теплоотдачи при конденсации в этих условиях. Данная модель удовлетворительно описывает экспериментальные данные по теплообмену в зоне конденсации двухфазных термосифонов. Однако результаты этой работы /29/ не могут быть использованы для расчета интенсивности теплообмена внут-ритрубных конденсаторов. В реальных условиях в них происходит изменение режимов течения пара и жидкости, а также значительное изменение . вдоль поверхности теплообмена. Кроме того, приведенная модель не учитывает силовое взаимодействие на границе раздела фаз, а также перепад давления вдоль ручья, что может привести к значительным погрешностям в реальных условиях процесса конденсации.
В работах /29, 35, 37/ получены приближенные аналитические решения по теплообмену при конденсации однокомпонентних веществ внутри труб при расслоенном режиме течения 2-х фазного потока. Задача решалась для ламинарного режима пленки конденсата при ряде известных допущений с учетом изменения угла затопления в ручье. Предложенная методика расчета справедлива для произвольно ориентированной трубы /29 /, а в работах /35, 37/ - для горизонтальных и наклонных труб.
В ряде работ /41, 42, 48 /отмечается, что локальные значения Ы при конденсации должны зависеть от структуры двухфазного потока. Формулы, описывающие процесс при конденсации в целом, дают большой разброс, поскольку охватывают различные режимы течения. Как отмечено в/42/, наиболее важные параметры для образования того или иного вида потока следугащие: поверхностное натяжение между газом и жидкостью О , плотность газа и жидкости р , " , диаметр трубы Я) , кинематическая вязкость газа и жидкости " и v , ускорение силы тяжести д , массовый расход конденсата и др.
В двухфазных потоках могут быть разнообразные режимы течения. Единой общепринятой классификации этих режимов нет. Разные авторы пользуются различной более или менее подробной-визуальной классификацией возможных структур и режимов течения. Так, например, в работе /42 /предложен метод предсказания режимов течения, используя критерий /г При этом выделяются следующие режимы течения: стержневой, полукольцевой и кольцевой. Для определения режимов течения авторы/41, 48/, рекомендуют следующие критерии: отношение сил трения к гравитационным силам и отношение объема пара к объему жидкости. Известны и другие критерии для оценки режимов течения двухфазных потоков. Следует отметить, что строгого метода количественной оценки границ существования режимов течения 2-х фазных потоков пока нет. Поэтому приходится ограничиваться лишь качественной и весьма приближенной формулировкой условий и границ существования тех или иных режимов.
Приближенная математическая модель расчета процесса теплопередачи при полной конденсации бинарной смеси внутри горизонтального змеевикового конденсатора
При конденсации пара внутри трубы образуется направлен -ное движение двухфазного потока. В общем случае в процессе полной конденсации характерны различные режимы движения пара и жидкости. На входе в трубу скорость пара может достичь больших значений и течение пара может быть турбулентным. По мере конденсации скорость пара уменьшается и турбулентное течение переходит в ламинарное. Течение конденсата обусловлено совместным воздействием сил тяжести и сил межфазного трения, возникающих в результате разных скоростей движения пара и жидкости. При больших скоростях движения пара возможен срыв пленки с поверхности стенки и капли жидкости, перемешиваясь с паром, могут образовывать парожидкостную смесь в ядре потока. Интенсивность теплоотдачи при этом увеличивается. При небольших скоростях имеет место раздельное течение пара и жидкости. Течение пленки конденсата может быть ламинарным, волновым и турбулентным. Кроме того, в этом случае в нижней части трубы по мере конденсации образуется утолщенный слой жидкости - ручей, перемещающийся под воздействием парового потока вдоль трубы. На участке придонного слоя процесс тепло- и массообме-на практически отсутствует.
При полной конденсации смесей существенной особенностью процесса является изменение температур, состава паровой и жидкой фаз вдоль поверхности теплопередачи, что приводит к существенному изменению физических свойств обеих фаз. При этом совместно протекающие процессы тепло- и массообмена оказывают взаимное влияние друг на друга. Так поток массы вещества вызывает изменение толщины теплового пограничного слоя. Влияние теплообмена на массообмен вызывается перераспределением поля концентраций в зависимости от поля температур. Немаловажную роль в исследовании данного вопроса играют также условия процесса охлаждения.
Совокупность вышеперечисленных факторов не позволяет дать полное и строгое математическое описание процесса. При полной конденсации бинарных смесей, повидимому, невозможен корректный расчет процесса и по некоторым средним параметрам. В данном случае наиболее приемлем позонный расчет теплообменника при соответствующих допущениях. Такая схема расчета приобретает особую актуальность для сложных конфигураций трубчатых поверхностей конденсации, например змеевиков, при существенном влиянии динамики затопления на характеристики теплообмена.
В настоящей работе рассматривается приближенная модель расчета процесса полной конденсации бинарной смеси фреонов (KI2-S-E22) внутри горизонтального змеевикового конденсатора. Математическая модель процесса тепломассообмена при конденсации бинарных смесей RI2-F22 представляется в общем виде функциональным оператором, параметрическая схема которого приведена на рис. 2.1. Модель учитывает изменение концентраций в жидкой и паровой фазах, динамику затопления по некоторой условной схеме, возможные изменения режимов течения жидкой и паровой фаз, изменение направления движения при перетекании парожидкостной смеси по змеевику, условия теплообмена с внешней стороны. Общие принципы, положенные в основу настоящей приближенной модели, могут быть использованы и для других условий (многокомпонентные смеси, другие режимы течения, другие сочетания конструктивных и режимных факторов и т.д.). Задача поставлена таким образом: пар движется внутри трубы, а охлаждающая вода противотоком движется по кольцевому за зору ; при известных геометрических размерах заданы массовый состав Wf , температура t/r и расход пара О/г на входе, расход Gg и температура tg воды на выходе. При решении задачи были использованы следующие допущения: на границе раздела фаз пар и жидкость находятся в состоянии равновесия ; влияние свободной конвекции в паровой фазе не учитывается ; скорости, температуры и концентрации в паровой и жидкой фазах рассматриваются как среднемассовые величины. Процесс переноса тепла от ядра парового потока к охлаждающей среде для элементарного участка теплообменника определяется следующими последовательными сопротивлениями: а) диффузионным сопротивлением в паре, где происходит падение температуры от значения t в ядре потока до значе ния д на поверхности раздела фаз ; б) термическим сопротивлением пленки конденсата, где происходит падение температуры от t# до температуры поверх ности стенки tcm . в) термическим сопротивлением от стенки к охлаждающей среде, зависящим от коэффициента теплоотдачи ж от стенки При определении коэффициента массоотдачи в паровой фазе было использовано решение Бобе Л.С. /59,60/, полученное на основе предельных законов трения и тепломассообмена при вду-ве (отсосе) А.И.Леонтьевым и С.С.Кутателадзе /71/.
Экспериментальная установка. Схема измерений
Анализ рис. 2.7-2.10 указывает на следующее. Температура смеси паров R 12 22 по длине трубы уменьшается за счет изменения свойств смеси из-за перераспределения концентраций R 12 22. Параллельно с этим снижается температура конденсата. Особенностью этих зависимостей является то, что для зоны конденсации пара температурный напор между паром, пленкой и охлаждающей водой возрастает. При этом следует ожидать уменьшение коэффициента теплоотдачи по длине трубы. В свою очередь снижение о по длине трубы объясняется ростом термического сопротивления пленки конденсата и перераспределением концентраций компонентов пара по длине трубы.
Таким образом механизм конденсации бинарных смесей представляется следующим. Гомогенная смесь паров сразу же после входа в трубу начинает совместно конденсироваться, при этом из-за разных физических характеристик паров отдельных компонентов возникает диффузионное сопротивление массопереносу,которое влияет заметным образом на процесс теплопередачи только при ламинарном движении пленки жидкости. Существенное влияние на средние коэффициенты массопереноса оказывает длина канала, из-за изменения относительных и абсолютных кон -центраций компонентов и их парциальных давлений по длине трубы, поэтому для условий конденсации в трубе нельзя рассматривать соотношение между концентрациями компонентов в паре и жидкости равновесным. Это обстоятельство требует нового подхода при планировании и постановке экспериментальных исследований.
При конденсации паров внутри горизонтальной трубы идет нарастание ширины ручья жидкости в придонном слое, что ведет к уменьшению эффективной поверхности конденсации. Это обстоятельство в эксперименте может проявляться в виде существенного уменьшения коэффициента теплообмена по длине трубы. Поэтому при экспериментальных исследованиях следует изучать локальные коэффициенты теплообмена во всем возможном диапазоне режимных факторов.
Особенностью процесса конденсации внутри горизонтальных труб является то, что при большой длине трубы возможно полное затопление трубы конденсатом с переходом теплопереноса с конденсации на вынужденную конвекцию в жидкости. Поэтому для практических целей следует ограничивать длину труб теплообмен-ных аппаратов только участками с интенсивной конденсацией паров. При этих условиях обеспечивается также наилучшая работа компрессора холодильной установки.
Физическое соответствие принятой модели практике следует проверить путем сопоставления расчетных данных с результатами экспериментальных исследований, которые приведены ниже. Приведенная методика разработана для выполнения основной цели исследования - получения экспериментальных данных по коэффициентам тепломассообмена при конденсации смеси фреонов R-I2 R-22. В общем случае коэффициент теплоотдачи от конденсирующейся смеси к стенке определяется по следующей зависимости: где Q#OH0. "" тепло переданное паром стенке. Для надежности эксперимента обычно принято определять 4W/ несколькими способами: по расходу фреона по расходу охлаждающей воды по мощности электрического нагревателя Для соблюдения чистоты эксперимента должно выдерживаться условие: О #о#д.« Q"xo/sd. я Q #о//д. В данной работе тепловой поток определялся всеми тремя способами и расхождение между величинами теплового потока, определенного различными способами, не превышало б %, В дальнейшем при расчетах бралась величина теплового потока Охочії определенная по расходу охлаждающей воды, как наиболее точная. Измерение расхода фреона G& и охлаждающей воды &0 производилось объемным методом. Температура воды, пара и стенки трубы измерялась термопарами. Мощность электронагревателя W измерялась ваттметром. Поверхность конденсации #v j? рассчитывалась по внутреннему диаметру и длине трубы: здесь - длина участка трубы, на котором происходит полная конденсация фреона. Численная величина может быть определена экспериментально путем измерения температура пара на локальных участках трубы. После определения участка трубы, на котором температура пара становится ниже температуры насыщения, предполагая, что изменение температуры охлаждающей воды происходит по линейному закону, точка окончания конденсации может быть определена из следующего соотношения.
Методика расчета теплообмеиного аппарата
Для измерения состава смеси на входе и на выходе из каждой секции устанавливались вентили с заглушками на концах. По центру заглушки просверливалось отверстие диаметром 1,5 мм для прохода иглы медицинского шприца. Между штуцером вентиля и заглушкой помещалась прокладка из вакуумной резины. При проколе резины иглой шприца набиралось необходимое количество вещества для хроматографического анализа. Перед входом в конденсатор отбор на хроматограф осуществлялся по пару, все остальные отборы осуществлялись по жидкости и брались в нижней части трубы. Использовался универсальный газожидкостный хроматограф УХ-І с детектором по теплопроводности, который является двухколонным стационарным прибором лабораторного типа с ручной подачей пробы и автоматической регистрацией результатов анализа. Хроматографирование проводилось при чувствительности шкалы потенциометра 125,25 и 5мВ . Скорость диаграмной ленты - 1440 мм/час.
Для расчета хроматограмм предварительно производилась калибровка с поправочными коэффициентами относительно воздуха. Методика калибровки детектора заключалась в следующем: поочередно вводилось примерно 50 мкл RI2, R22 и воздуха и затем сравнивали площади полученных пиков. При этом калибровочный коэффициент для воздуха принимался равным единице. Площадь пиков находилась умножением высоты пика на ширину на высоте, равной половине высоты максимума. Для каждого компонента при одинаковой скорости газа носителя и температуре проводили 10-15 измерений. Пробы вводились микрошприцем непосредственно в детектор через капиллярную колонку длиной 2500 мм и d = 0,5 мм. В результате проведенной калибровки было получено:
Калибровочный коэффициент для RI2 ... Kjr = 2,395 Калибровочный коэффициент для R22 ... 1 = I»971 Весовая концентрация одного из компонентов смеси определялась: ty - площадь пика данного компонента. Перед заправкой систеглы определялась чистота фреонов. Примерный вид хроматограмм показан на рис. 3.5. В конце конденсатора имелся гидравлический затвор, который исключал попадание в испаритель пролетного пара.
Испаритель представляет собой кожухотрубный теплообменник диаметром 400 мм, длиной 2000 мм ; поверхность теплообмена которого образована медными оребренными трубами, в которые вставлены электрические нагреватели (ТЭНы) общей мощностью 17 кВт. ТЭНы, каждый мощностью в I кВт, были объединены в 5 групп, четыре из них - 1,5 ; 3 ; 5 ; 6 кВт включались дискретно, одна группа 1,5 кВт включалась плавно через регулятор напряжения РН0 250/10 и была подключена к реле-регулятору для поддержания стационарного режима. В верхней части испарителя находился сепаратор для удаления капелек жидкости, захватываемых паровым потоком. К нему через вентиль подключалась труба, по которой пар поступал вверх к конденсатору. Сюда же через вентили были подключены уравнительная трубка, соединяющая расходомер с испарителем во время замера расхода конденсата и отборник пара на хроматограф. В нижней части испарителя ставился вентиль для заправки установки рабочим телом, а также приваривалась труба с вентилем через которую конденсат из расходомера поступал в испаритель.
Температуры пара, стенки и охлаждающей воды измерялись с помощью медь-константановых термопар диаметром 0,2 мм. Термопары устанавливались по 2 на входе и выходе на каждом участке. Для заделки термопар в стенку поверхности внутренней трубы фрезеровались канавки длиной 50 мм, шириной 1,5 мм, глубиной I мм. Канавки были расположены симметрично относительно горизонтальной плоскости, проходящей через ось трубы, расстояние между ними по окружности составляло 7 мм (или относительно центра трубы L 45).
Термопары изолировались лаком и двойной шелковой оплеткой. Головка термопары заводилась под "заусеницу", зачекани-валась, а 50 мм термопары укладывались в канавку, прижима -лись медной проволокой и запаивались низкотемпературным припоем. Затем поверхность трубы шлифовалась, а термопара через межтрубное пространство выводилась из уплотнения в крышке наружной трубы (рис. 3.4).
Измерение ТЭДС термопар проводилось потенциометром Р-306 в блоке с зеркальным гальванометром М 17/5. Перед установкой термопары тарировались по известным методикам.
Для измерения давления конденсирующего пара на входе и выходе из экспериментального участка устанавливались образцовые манометры МО класса 04 с пределами измерений 0-25 КГ/СУГ. Объемный расходомер для замера расхода охлаждающей воды изготовлялся в виде сосуда равного сечения в форме параллелепипеда с гранями 250x300x300 мм. К его дну крепился пробковый кран. Расходомер в нижней части соединялся гибким шлангом со стеклянной трубкой, на которой был виден уровень воды в мерном баке. На стеклянной трубке наносились риски. Для определения расхода воды перекрывался пробковый кран и включался секундомер. Вода, занимающая объем бака между рисками, взвешивалась на аналитических весах. Расход воды определялся делением величины массы воды в тарированной емкости на время, за которое она заполнялась. Время замерялось секундомером с ценой деления 0,1 с. Учитывалась также поправка на изменение плотности воды от температуры.
