Содержание к диссертации
Введение
ГЛАВА I. Проблемы термического обессоливания жидкостей .
1.1. Сравнительный анализ современных схем и методов опреснения 10
1.2. Перспективы интенсификации процессов термического обессоливания 32
1.3. Задачи и пути исследования 44
ГЛАВА II. Теория и расчет процессов термокавитацгонного шпарения
2.1. Физико-механическая модель и принцип работы СК-испарителей 45
2.2. Анализ основных исследований по развитым режимам кавитационного обтекания 48
2.3. Математические модели рабочих процессов в СК-испарителях 61
ГЛАВА III. Экспериментальное жслвдование гидродинами ческих и тешюобшных характеристик термо кавитационных шпарителей
3.1. Описание и схема экспериментального термогидродинамического кавитационного стенда 70
3.2. Методика проведения экспериментальных исследований
3.2.1. Выбор цределов значений исследуемых параметров 80
3.3. Результаты экспериментальных исследований 86
3.3.1. Гидродинамические характеристики рабочих органов СК-испарителей 89
3.3.2. Влияние стеснения потока, термодинамических параметров и пароотбора на гидродинамические характеристики СК-испарителей ". 112
3.3.3. Обобщение опытных данных по теплоотдаче при испарении жидкости в каверну 131
ГЛАВА IV. Перспективы практического использования развитой кавитации для выпаривания, контактного теплообмена и дегазаций жвдкостей
4.1. Црименение термокавитационных аппаратов в процессах выпаривания жидкостей 135
4.2. Црименение СК-контактных теплообменников, дегазаторов 146
4.3. Перспективы цромышленного црименения супер-кавитирующих аппаратов 159
Выводы 168
Литература
- Перспективы интенсификации процессов термического обессоливания
- Математические модели рабочих процессов в СК-испарителях
- Выбор цределов значений исследуемых параметров
- Црименение СК-контактных теплообменников, дегазаторов
Перспективы интенсификации процессов термического обессоливания
Различные аспекты проблем обессоливания жидкостей, а также разнообразие их солевых составов, затрудняют выбор какого-либо одного универсального метода опреснения. Вместе с тем, анализ схем обессоливания дает основание считать, что наибольшую перспективу в будущем составят термические методы [I] .
На их долго в 1975 году приходилось наибольшее количество опресненной воды: по данным В.Н.Слесаренко [2]- 71 , по данным М.В.Колодина на 1977 год [з]- 77,6 . Это объясняется их высокими технико-экономическими показателями. Так, например, для морских и сточных вод с солесодержанием 10 22 5/лл ,iи nроизводительности установок более 2000 м /сут наиболее экономичными являются метода термической дисТилляциИ [4,5] .
Современные термические опреснительные установки характеризуются большим разнообразием, как по конструктивному исполнению и организации схем выпаривания исходной жидкости, так и по связи с циклом энергетической установки [1,4,5,6,7,8,9,10,11].
Анализ показывает, что наиболее распространенными термическими испарительными установками являются следующие аппараты: Из опубликованных данных (табл.1.1) видно, что в последнее десятилетие наблюдалась тенденция увеличения числа термических опреснителей с одновременным ростом их производительности, среди которых преобладающая роль цринадлежит многоступенчатым схемам с аппаратами мгновенного вскипания и испарительным установкам вертикально и горизонтально-пленочного типа. Оценка эффективности различных по принципу действия установок для обессоливания может быть осуществлена путем сравнения их удельных характеристик.
Одним из методов решения задач утилизации тепла является использование испарителей контактного типа. Испарение жидкости в этих аппаратах осуществляется непосредственно в теплоносителе. Вторичный пар и насыщенные продукты удаляются из аппарата с температурой, соответствующей температуре испарения и затем поступают в конденсатор поверхностного или смесительного типа [4,25]. В качестве теплоносителей может использоваться газ, жидкость, пар или двухфазные смеси (дымы).
Цреимуществом аппаратов такого типа является отсутствие накипеобразования, простота конструкции и небольшая металлоемкость 26,27 . Однако они не лишены ряда существенных недостатков: большие удельные расходы тепла (2800 8000 кДж/кг дистиллята), невысокая удельная производительность и повышенная агрессивность рабочей жидкости при контакте с теплоносителями [2].
Поиск методов комплексной переработки солесодержащих вод, а также необходимость решения проблемы накипеобразования, привели к созданию схем опреснения с использованием гидрофобных теплоноси-телей [II].
Теплообмеи и в этом случае осуществляется при непосредственном контакте теплообменивающихся сред. Это позволяет выполнять аппараты без теплопередающих поверхностей, что снижает их стоимость на 60 . Как указывают некоторые авторы, в частности,Е.Д.Мальцев [2о] особые физические свойства используемых теплоносителей и отсутствие поверхности теплопередачи в таких аппаратах, позволяет повысить степень упаривания и максимальную температуру рассола, снижает недогрев и исключает накипеобразование. Предложены различные схемы работы аппаратов этого типа [11,28], причем большинство из них работает по принципу прямоточного контактного выпаривания с парообразованием в ступенях мгновенного вскипания. Одна из таких схем [28] приведена на рис.1.1.
Вместе с тем, оцреонители с гидрофобными теплоносителями имеют целый ряд недостатков. Сложность отделения теплоносителя от дистиллята, малая интенсивность теплообмена цри невысоких относительных скоростях движения гидрофобных теплоносителей (до 0,15м/с) и их низкая теплоцроводность (Я= 0,12 + 0,4 Вт/м К), снижают экономичность этих установок [4j. К другим недостаткам аппаратов с гидрофобными теплоносителями относятся: - большие затраты энергии на транспортировку теплоносителя; - значительные потери температурного напора; - низкая термодинамическая эффективность. Поэтому удельные расходы тепла (0,306 0,355) 106кДж/м3 электроэнергии (2,7 6,9 кВт-ч/м ), для установок с гидрофобным теплоносителем на 30 40 выше чем для других типов термических опреснителей [2,4,Il].
Математические модели рабочих процессов в СК-испарителях
Данные В.А.Лапина хорошо согласуются с расчетами Л.А.Эпштей-на [149] для стеснений потока (AS/S О, Об) и числа Фруда больше 15.
Используя известное соотношение Л.А.Эпштейна [142] дяя ширины каверны, В.А.Лапин [l50] предлагает зависимость для оцределения ширины каверны в условиях стесненного потока и влияния сил тяжести жидкости ( см.приложение 2, табл. п.2.1.,формула (4).
Поскольку цри исследовании в кавитационных трубах тел малых размеров существенное влияние на форму каверны оказывают силы поверхностного натяжения жидкости [93] , Б.А.Лапин [I50] этот фактор учитывает в своих исследованиях путем ввода поцравки на число кавитации (см;цриложение 2, табл.п.2.1., формула (6).
Некоторые теоретические и экспериментальные результаты по влиянию твердых границ потока на мидель каверн даны Б.П.Карликовым и Г.И.Шоломовичем [153] .В этой работе исследовались режимы кавитационного обтекания для чисел Фруда ( #Г = 70) и стеснений потока ( d/D = о,02+0,03).
В указанных исследованиях испытываемые тела в гидротрубе устанавливались на расстоянии ( 1шт 2Ъ0) от начала (РУ). Поэтому на результатах испытаний сказались силы трения на стен - 58 ках (РУ) и максимальная площадь миделя каверны, соответствующая предельному числу кавитации ( ст(лг ), оказалась заниженной по сравнению со значениями, вычисленными по формуле Л.А.Эп-штейна [149] для миделя каверны. К тому же для данного стеснения потока максимальная площадь миделя каверны достигалась при числах кавитации Ґ muu) превышающих расчетные.
Из условия равенства миделя каверны за одинаковыми насадками авторами [153] предложена зависимость, связывающая числа кавитации в безграничной жидкости и в сплошной трубе ( см.формула (2), табл.п.2.1.). Влияние пограничного слоя и трения на стенках гидродинамических труб цри расчетах осесимметричных кавитационных течений учитывал А.П.Кулак [l54,I55] и Р.Оба [15б].
Используя методы теории пограничного слоя, на основе общемеханических соображений А.П.Кулак [154,155] получил зависимость для миделя каверны в условиях стесненного потока с учетом пограничного слоя и потерь напора на стенках канала (см.приложение 2, табл.п.2.1., формула (7).
Если коэффициент потерь напора ( = 0);то соотношение (7) (см.цриложение 2, табл.п.2.1.) переходит в известную зависимость, предложенную Л.А.Эпштейном [93,149] для кавитационного обтекания тела в трубе по схеме 1уковского-Рошко, а в случае уменьшения коэффициента стеснения потока ( C/ o О ) принимает вид решения предложенного Л.А.Эпштейном 137 для безграничной жидкости.
В работе [l54] дано также уравнение для максимального миделя каверны с учетом сил трения на стенках канала и соотношение для минимального числа кавитации соответствующего предельному течению (см.цриложение 2, табл.п.2.1 , формулы (9) и (10).
Для малых коэффициентов стеснения потока ( d/P0 = 0,01+0,025) и чисел Фруда ( (fy = 7 + 15 ), наблюдается хорошее совпадение вычислений А.П.Кулака и экспериментальных данных В.А.Лапина.
А.П. улак [157] рассматривает вопрос совместного влияния сил тяжести, поверхностного натяжения жидкости, пограничного слоя на стенках канала и стеснения потока на размеры миделя каверны. При этом он использует поправку В.А.Лапина [l5I, 152] на число кавитации, учитывающую совместное влияние сил тяжести и поверхностного натяжения жидкости.
В указанной работе [l57j приведено также соотношение для относительной длины каверны в условиях стеснения потока (см.приложение 2, табл.п.2.2, формула (16). Как и при выводе зависимости для площади миделя каверны, в этом соотношении введена поправка на число кавитации, учитывающая силы тяжести и поверхностного натяжения жидкости. Однако в этом случае поцравка, следуя Л.А.Эп-штейну [93,142] берется в два раза большей.
В своей диссертации А.П.К лак цредлагает находить взаимосвязь между числами кавитации в безграничном потоке Сзес0)и в трубе («О 1 графически, возможен и расчетный подход для определения связи меаду CФ») и Сав) , который предложен В.П.Карли-ковым и Г.И.Шоломовичем [153] .
Среди других исследований, посвященных этим вопросам, необходимо отметить уже упоминавшиеся работы [П9]и[ПЗ] , Исследования, проведенные К.Бренненом [lI9] выполнявшего расчеты по кави-тационному обтеканию диска и сферы в трубе хорошо согласуются как с экспериментальными результатами В.А.Лапина, так и с зависимостью Л.А.Эпштейна [l49] для площади миделя каверны в трубе. В работе [из] приведены некоторые данные по влиянию твердых стенок и свободных границ на длину каверны, а также Дана оценка влияния на коэффициент подъемной силы крыла твердых стенок меаду которыми оно расположено.
Краткие сведения о других исследованиях [158-169] , в которых рассматриваются вопросы влияния стенок на размеры и форму каверн представлены в приложении 2 настоящей работы.
Таким образом, приведенные выше результаты исследований по обтеканию тел на режимах развитой кавитации позволяют проводить только оценки влияния различных факторов на характеристики обтекания рабочих органов СК-испарителей, так как в указанных работах фазовые превращения не учитывались.
Что касается влияния термодинамических свойств жидкости, то большинство исследований связано с отысканием термодинамических поправок к числам кавитации, позволяющих определять кавитационные запасы для лопастных насосов [87,88,89,90] И только в нескольких публикациях при изучении развитых кавитационных течений учитываются термодинамические эффекты [170,171] . В работах Дж.Холла, М.Биллета и Д.Бейра [170,171] показано, что термодинамические эффекты при развитой кавитации можно учитывать путем оцределения разности температур меаду жидкостью на входе в рабочий участок и парогазовой фазой в каверне. Этот метод учета термодинамических эффектов обладает тем преимуществом перед методом коэффициента (В , предложенным ранее А.Д.Степановым [887] что процесс испарения в каверну описывается основными физическими величинами. Выражение для снижения температуры ( дТ ) , предложенное Дж.Холлом [l7l] имеет вид: где CQ - коэффициент расхода
Однако остаются открытыми вопросы влияния гидродинамики потока, геометрии кавитаторов и температуры жидкости на процессы испарения, форму и размеры каверн (т.е. поверхность испарения), а также влияния совокупности указанных факторов на количество получаемого из каверн пара в горячих и криогенных жидкостях.
Вместе о тем, известны работы [l73j , в которых приводятся соотношения, учитывающие разрыв жидкости и наличие фазовых эффектов на границе раздела пар-жидкость.
Постановка таких задач наиболее близка к задачам по кавитаци-онному обтеканию тел в условиях влияния тепломассообмена, хотя и не учитывает целого ряда факторов (например, стеснения потока, цринудительного пароотбора из каверн и др.).
Выбор цределов значений исследуемых параметров
Больший по сравнению с данными В.А.Лапина разброс наших экспериментальных результатов (рис.3.12, 3.13), по-видимому можно объяснить тем, что исследования проводились при естественной кавитации (без вдува газа), когда скорость потока на входе в рабочий участок превышала 10 м/с. Большая степень турбулентности в этом случае приводит к пульсациям давления в точках измерения, а следовательно к некоторым неточностям в оцределении чисел кавитации. Аналогичный разброс данных наблюдался в опытах А.П.Кулака даже при малых значениях коэффициента стеснения потока [l54].
На рис.3.16 дано сравнение результатов расчета о кавитаци- онном обтекании шара и диска в ограниченном потоке, полученных К.Бренненом [118] и А.Н.йвановым [lOl] для площади миделя каверн цри различных стеснениях потока ( cS/P = 0,14+0,25), с экспериментальными данными автора для конусов ( J5 = 45, c/Do=0,29). Из графика видно достаточно хорошее соответствие расчета и эксперимента. Некоторое же отличие расчетов между мобой, очевидно может быть объяснено различными схемами замыкания каверныдоложенными в основу решений - на шар у К.Бреннена и диск у А.Н.Иванова по обобщенной схеме Рябушинского.
На этом же графике приведены экспериментальные данные К.Бреннена ( 1/])0 = 0)» Р.Кнэппа [97] ( d/D = 0), В.П.Карликова и Г.И.Шоломовича [153]{( d/DQ = 0,02). Верхняя кривая соответствует расчету для безграничного потока.
На рис.3.17 показано сравнение аналогичных расчетов [lOl] о экспериментальными данными автора, когда в качестве кавитато-ров использовались конуса с различными углами раскрытия.
Зависимость площади миделя каверны (S ) от числа кавитации (98) - результаты экаперимента автора d/Do = 0,29, коцус, й «= 45. расчет по методике А.Н.Иванова [ lOl] I - (6(ЪС = 0,14) -2-dd/Do=0,25) - 100 в случае, приведенном выше, расчет и эксперимент согласуются удовлетворительно.
Такое же хорошее согласование данных для ширины каверны (разница не превышает 12$), наблвдается при сопоставлении экспериментальных результатов автора для конуса ( & = 45 d/l 0 = = 0,2) и численных расчетов 1.Г.І зевского [l58j , рис.3.18.
Таким образом, сравнение экспериментальных результатов для площади миделя каверны, полученных в настоящей работе, с расчетами по формулам В.А.Лапина и А.П.Кулака, а также с численными данными расчетов К.Бреннена, А.Н.йзанова и Л.Г.І зевского ( см. рис.3.15 - 3.18), показывает, что последние дают более точное согласование с экспериментом, особенно при больших стеснениях потока ( d/Д, 0,1).
Однако, использовать численные данные расчета К.Бреннена [lИ], А.Н.Иванова [іоl] и Л.Г.І зевского [158] дай больших ко-эффициентов стеснения потока ( d/D 0,3) при оценке относительншй ширины не представляется возможным, так как результаты этих расчетов опубликованы только для стеснений меньших (d/D)o4 0.24.).
Сопоставление соответствующих расчетов и экспериментальных данных для другой важной геометрической характеристики каверны -ее длины показано на рис.3.19 - 3.21. Ограниченное количество теоретических результатов, к сожалению, не позволяет проводить указанное сравнение в таком же широком диапазоне коэффициентов стеснения потока, чисел кавитации и Фруда, как для площади мвделя каверны.
На рис.3.19 сопоставляются экспериментальные результаты,полученные в настоящей работе при испытаниях конусов с численным решением К.Бреннена для диска [l 18] . Расхождения между цредельными числами кавитации по К.Бреннену и представленными экспериментальными данными (в пределах 15% по SGmbO объясняются прежде всего тем, что вычисления К.Бренненом проводились для схемы Рябу-шинского, которая по данным Г.Еиркгофа [9б] при числах кавитации (Ж 0.1)занижает длину каверн на 10+15$ по сравнению о более близкой к реальному кавитационному течению схемой Эфроса. К тому же, необходимо отметить, что сопоставление расчетов и экспериментальных данных, представленных на рис.3.19 не совсем удачно, так как расчеты К.Бренненом выполнены для диска, а эксперимент автора - для конуса.
Сопоставление численных расчетов и экспериментальных результатов для различных форм кавитаторов, но при одинаковых коэффициентах стеснения потока ( d/l 0= 0,29) показано на рис.3.20. Особенно хорошее совпадение опытов автора (для конуса р = 53) и вычислений К.Бреннена для шара [і 18] наблюдается для больших значений относительной длины каверны ( L / 5.).Такой результат несколько неожиданный, так как К.Бренненом при решении выделялись особенности в точках срыва каверны при обтекании диска и сферы, а вопрос о применимости этого метода для других насадков (в частности конуса), оставался открытым.
В настоящей работе была предпринята попытка получить эмпирическую формулу для относительной длины каверны, которая бы с достаточной точностью описывала бы экспериментальные данные в широком диапазоне коэффициентов стеснения потока.
Путем обработки экспериментальных результатов настоящего исследования, а также данных, полученных В.А.Лапиным [150,151] и А.П.Еулаком [l54] , используя положения теории подобия и метод -теоремы, такая зависимость для диапазона стеснений потока (0,025 с d/D0 0,5)быда получена
Црименение СК-контактных теплообменников, дегазаторов
Результаты оштно-промыпшенных испытаний СК аппаратов показали, что их внедрение перспективно для многих отраслей промышленности.
В зависимости от назначения и условий использования для процессов испарения, дегазации и теплообмена могут црименяться различные суперкавитирущие аппараты,
Рассмотрим некоторые схемы термокавитационных аппаратов, которые представляются наиболее перспективными с точки зрения энергетических затрат, простоты конструкции и интенсивности цротекавших в них процессов. Новизна предлагаемых схем СК-аппаратов подтверадена авторскими свидетельствами и положительными решениями на их выдачу [86, 183, 184]. На рис.4.10 показана конструктивная схема термокавитацион-ной многоступенчатой установки для дистилляции воды [l83].
Термокавитационная установка состоит из цилиндрического корпуса I, в котором последовательно расположены секции испарения. Каждая секция включает конфузоры 2, цилиндрические рабочие участки и кавитаторы 3, за которыми установлены пароотводящие трубки 4, соединенные через ступень о подогревателями-конденсаторами 4,
В качестве кавитаторов могут быть использованы конуса (см. рис.4.10) с различными углами раскрытия, диски СК-крыльчатки и другие тела.
Установка работает следущим образом. Подогретая соленая вода под давлением порядка (40+50)«Ю Па подается на первую ступень испарения через конфузор 2, в котором создается необходимая скорость (8+10 м/с) и статическое дав поступает на кавитатор 3. Цри обтекании кавитато-ра возникает суперкаверна, давление в которой меньше давления насщеннж паров воды, протекающей у ее границ. Происходит интенсивное испарение жидкости в каверну, за счет чего жидкость в потоке охлаждается.
Пар из каверны отводится трубкой 4, которая для наиболее полного отбора пара устанавливается за кавитатором 3 в области миделевого сечения каверны.
Отобранный пар подается на конденсатор-подогреватель 5 следующей ступени испарения. Скорость отбора пара регулируется разностью давлений в каверне и конденсаторе-подогревателе 5. Кроме того, пароотбор из каверны зависит от степени стеснения потока кавитаторами, температуры на входе в рабочий участок, реализуемых чисел кавитации (относительной длины каверны), а также достигаемых перепадов температур в зоне испарения (каверне).
В каждой последующей ступени испарения цроцесс парообразования происходит аналогичным образом.
Величина поверхности испарения может регулироваться в широких пределах изменением отбора пара из каверны или изменением скорости натекания потока на кавитатор.
Сравнительный анализ современных схем и методов термического обессоливания показал (см.гл.Г), что интенсификация процессов теплообмена в испарительных установках возможна в случае использования электрических полей высокой напряженности [75], пульсаций потока рабочей жидкости [71], вибраций поверхности теплообмена [72] и других воздействий.
Конструктивная схема термокавитационной многоступенчатой установки для дистилляции воды I - корпус, 2 - конфузор, 3 - кавитатор, 4 - паро-отводящая трубка,. 5 - теплообменник
Схема устройства для опреснения воды: I - диффузор, 2 - рабочий участок, 3 - пароотводящая трубка, 4 - кавитатор, 5 - конфузор, б - коронирующий электрод, 7 - привод колебаний (опреснения воды, в которой для интенсификации режимов кавитаци-онного испарения используются коронирующие разряды и пульсации потока испаряемой жидкости [8б] . Работает устройство следущим образом. Цредварительно подогретая до температуры порядка соленая вода, под давлением (10+15) «Ю Па подается через конфу-зор 5 в рабочий участок 2, где цри обтекании кавитатора 4, укрепленного на колеблющемся вдоль своей оси цри помощи привода колебаний 7 валу, возникает суперкавитирущее течение и образуется паровая каверна. Пар из каверны через отверстия в пароотводящей трубке 3 отбирается и поступает на конденсацию. Регулирование отбора пара из каверны осуществляется вентилем. В обычных режимах работы, без колебаний кавитатора 4, в устройстве для опреснения граница раздела фаз жидкость-пар, в хвостовой части каверны не стационарна, она колеблется с частотой порядка 100+200 Гц, причем в зависимости от скоростей потока, размера и формы кавитатора, эти колебания могут быть разных частот. Так как в процессе работы в предлагаемом устройстве, кавитатор 4 совершает продольные колебания за счет привода колебаний 7, следовательно, возможно достижение таких режимов работы устройства для опреснения, цри которых частота колебаний кавитатора 4 будет совпадать с собственной частотой колебаний границы паровой каверны. При таких режимах резонанса происходит увеличение объема каверны и, следовательно, количества пара в ней.
Кроме того, цри работе устройства рабочий участок 2 имеет выход джя подключения к отрицательному полюсу источника напряжения через контакт и проходит изолятор, а пароотводящая трубка 3 заземлена и через контакт, проходной изолятор, электрод 6 имеет выход для подключения к положительному полюсу источника на - 163 цряжения. При включении напряжения, между пароотводящей трубкой 3 и стенкой рабочего участка 2 возникает коронный разряд, который интенсифицирует процесс испарения в каверну.
Исследования показали, что работа термокавитационного опреснителя в режиме пульсаций и резонанса с собственной частотой колебаний каверны, позволяет улучшить характеристики СК-испарите-лей (см.гл.З).
Повышение экономичности аппаратов термокавитационного типа достигается в случае использования энергии скоростного напора исходного раствора.
На рис.4.12 показана конструктивная схема аппарата для обес-соливания, отличительной особенностью которого является наличие турбонаносного агрегата [184].
Этот аппарат состоит из подогревателя I, последовательно расположенных ступеней испарения 3,4,5,6,7, каждая из которых включает конфузоры 8,9,10,11,12, кавитаторы 13,14,I5,I6,I7,паро-oтвoдящиe трубки 18,19,20, соединенные соответственно с промежуточными конденсаторами-теплообменниками 23,24,25, а пароотводя-щие трубки 21,22 последних двух ступеней 6,7 соединены с конденсаторами-теплообменниками 28,30, Паровое пространство каждого цромежуточного конденсатора-теплообменника 23,24,25 для полной конденсации паров соединено с паровым пространством конденсаторов-теплообменников 32,31,29 соответственно. На выходе термонавитационного аппарата для обессоливания воды установлена пароводяная турбина 33, которая соединена с греющей камерой теплообменника 27. Центробежный насос 34 через трубу 36 и регулирующую заслонку 26 соединен с трубками теплообменника 27. Конденсат из каждого конденсатора теплообменника 28,29,30,31 и 32 поступает в сборник пресной воды 35.
