автореферат диссертации по информатике, вычислительной технике и управлению, 05.13.16, диссертация на тему:Математическое и экспериментальное моделирование центробежного дистиллятора с тепловым насосом

6 од

Алтайский государственный университет

На правах рукописи

Никитенко Евгения Игоревна

УДК 510.001.57

МАТЕМАТИЧЕСКОЕ И ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОЕ МОДЕЛИРОВАНИЕ ЦЕНТРОБЕЖНОГО ДИСТИЛЛЯТОРА С ТЕПЛОВЫМ НАСОСОМ

Специальность 05.13.16 - Применение математических методов,

математического моделирования и вычислительной техники в научных исследованиях

АВТОРЕФЕРАТ диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

Барнаул, 1997

Работа выполнена на кафедре теоретической и промышленной теплотехники Национального технического университета "Киевский политехнический институт" и кафедре ЮНЕСКО "Устойчивое развитие, науки об окружающей среде и социальные проблемы" Новосибирского госуниверситета.

Научные руководители доктор технических наук, профессор

Риферт В.Г.

д. ф.-м. н., профессор, академик АТН Врагов В.Н.

Официальные оппоненты доктор физико-математических наук

Ерохин Г.Н.

кандидат технических наук Атавин A.A.

Защита диссертации состоится 19 сентября 1997г. в 14 часов на заседании специализированного Ученого Совета Д 064.45.02. в Алтайском государственном университете по адресу: г.Барнаул, ул.Димитрова, 66, конференцзал АГУ.

Автореферат разослан августа 1997г.

Ученый секретарь специализированного Ученого Совета, д.ф.-м.н., профессор <

С.А.Безносюк

Актуальность темы: Для обеспечения жизнедеятельности человека в экстремальных условиях обитания (спасательные и транспортные системы, геологические работы в безводных районах, длительные экспедиции на морских судах и космических станциях) одним из важнейших компонентов является наличие качественной питьевой воды. Получение ее в таких условиях требует создания системы обессоливания из различных источников ( морская вода, подземные скважины, санитарно-гигиеническая вода, урина, вода, отработанная в производственных установках). Помимо этого к системам жизнеобеспечения выдвигаются жесткие требования к надежности технологий и качеству получаемого дистиллята, а также ограничения в весе, габаритах и энергопотреблению. В связи с вышесказанным наиболее перспективным в качестве метода регенерации воды становится центробежная вакуумная дистилляция, где процесс испарения солевого раствора с получением чистого пара происходит в тонкой пленке, движущейся по вращающейся поверхности (диск, конус, цщшвдр), что обеспечивает высокие коэффициенты теплоотдачи. Данные для проектирования и рационального конструирования таких систем в настоящее время почти отсутствуют. Имеются лишь несистематизированные сведения о процессах тепло и массо-переноса на вращающихся поверхностях. Так как наиболее важными параметрами здесь являются габариты, вес и удельное энергопотребление. то оптимизация конструкции центробежного вакуумного дистиллятора с тепловым насосом является наиболее актуальной задачей. Отсутствие сведений о работе ЦВД с ТН, методик расчета и оптимизации конструкции потребовало проведения соответствующих исследований.

Цель работы. Математическое моделирование блока центробежной вакуумной дистилляции с тепловым насосом, обоснование оптимальной тепловой схемы дистиллятора и экспериментальная проверка ее характеристик

Научную новизну работы составили следующие результаты и разработки:

- обоснование методики теплового расчета многоступенчатого центробежного вакуумного дистиллятора с тепловым насосом,

- разработка алгоритма математического моделирования ЦВД с ТН; расчетный анализ основных характеристик; определение оптимальной конструкции созданного многоступенчатого ЦВД.

- экспериментальная проверка результатов математического моделирования.

Обоснованность основных положений и рекомендаций обеспечена использованием современных методов и средств экспериментальных исследований процессов тепло и массообмена на вращающихся поверхностях; анализом литературных источников по изучаемой проблеме; сопоставлением экспериментальных данных с результатами теоретического анализа.

Практическая ценность работы состоит в

- создании методики инженерного расчета автономного опреснителя с тепловым насосом (термобатареей);

- доказательстве в принципе возможного создания надежного, устойчивого в работе малогабаритного опреснителя с низким расходом энергии (менее 110 Вт-ч/л).

Апробация работы. Основные результаты и положения диссертационной работы докладывались и обсуждались на 3-й Всесоюзной конференции молодых исследователей «Актуальные вопросы теплофизики и физической гидрогазодинамики» (Новосибирск, 1989); Второй всесоюзной конференции «Теплофизика и гидрогазодинамика процессов кипения и конденсации» (Рига, 1988г.): 2-й Европейской конференции и итальянском форуме по теплообмену. (Италия, Рим 1996г.); научном семинаре НИО «Термодистилляция и интенсификация тепло и массооб-мена» Украинского национального технического университета «Киевский политехнический институт», объединенном семинаре кафедры Юнеско «Устойчивое развитие науки об окружающей среде и социальные проблемы» НГУ и лаборатории математического моделирования Новосибирского государственного университета. По материалам диссертации опубликовано семь печатных работ.

Содержание работы

В первой главе диссертации, посвященной анализу литературных источников по проблемам регенерации воды для систем жизнеобеспечения, рассматриваются:

1) перспективы применения центробежной вакуумной дистилляции

2) разработанные конструкции центробежных дистилляторов и существующие схемные решения блоков центробежной вакуумной дистилляции для малогабаритных опреснительных установок и проблемы их совершенствования

3) задачи математического моделирования блоков центробежной дистилляции.

В настоящее время наиболее перспективны два метода регенерации воды: обратный осмос и термическая дистилляция. Такие преимущества, как

- возможность достижения максимальной степени извлечения (до 95%);

- надежность работы при выпаривании любых вод;

- высокое качество получаемогб дистиллята;

- при высоких скоростях вращения - отсутствие необходимости в насосе для перекачки жидкости;

- возможность создания универсальных аппаратов (санитарно-гигиеническая вода, технологическая, урина и т.п.) делают наиболее целесообразным применение метода термической центробежной дистилляции.

Как следует из анализа докладов, опубликованных в США и Европе, этому методу отдается предпочтение как наиболее перспективному для регенерации вод в экстремальных условиях обитания человека. Для совершенствования автономных малогабаритных опреснительных установок (с целью снижения энергопотребления на единицу получаемого дистиллята) является перспективным организация работы на различных видах энергии, применение различных схемных решений (тепловые насосы, термокомпрессоры, многоступенчатое выпаривание).

Рассмотрены разработанные и прошедшие различную степень проработки следующие типы центробежных дистилляторов:

- Центробежный термоэлектрический дистиллятор (ЦТД);

- Центробежный пароэжекторный дистиллятор (ЦПЭД);

- Массообменный дистиллятор (МНР);

Многоступенчатый адиабатный с выносным электронагревателем (ММД с ВН). Сравнительный анализ, выполненный на основании сопоставления надежности, безопасности эксплуатации, качеству дистиллята, а также перспектив улучшения энергетических характеристик привел к следующим выводам:

Многоступенчатые центробежные дистилляторы имеют принципиальные преимущества по сравнению с аппаратами других конструкций Это связано с тем фактом, что концентрирование продукта в них происходит только в одной ступени, поэтому влияние роста концентрации (т.е. увеличение степени извлечения) растворенных веществ в циркуляционном контуре на снижение производительности, увеличение удельного энергопотребления и ухудшение качества дистиллята существенно ниже, чем в дистилляторах других конструкций.

Принципиальная возможность улучшения основной энергети-чес-кой характеристики (удельный расход электроэнергии на единицу получаемого дистиллята) до значения порядка 80...85 Вт-ч/кг связана с разработкой блока «Центробежный вакуумный дистиллятор - тепловой насос».

В разработке ЦВД с тепловым насосом определяющими являются сложившийся инженерный опыт и интуиция. Крайне ограничены и не имеют развития исследования, посвященные экспериментальному и математическому моделированию процессов и характеристик этих систем.

Во второй главе приведен анализ опубликованных теоретических и экспериментальных исследований по гидродинамике и те-

теплообмену при течении пленки жидкости по вращающейся поверхности. Исследуемый многоступенчатый центробежный вакуумный дистиллятор сконструирован таким образом, что пространство каждой его ступени разделено теплообменными поверхностями на зоны испарения и конденсации. Геометрическая форма теплообменной поверхности достаточна сложна и на ней могут быть выделены: дисковая часть, конусная и цилиндрическая части. Средний коэффициент теплопередачи в ¿-ой ступени такого дистиллятора равен:

т-

(О

где - площадь поверхности ^го участка ¡-ой ступени, м"; К( - средний коэффициент теплопередачи ^го участка ступени Вт/(м2 К). определяемый следующим образом:

1 8« 1 (2)

ау Л-у ач

Здесь ау и а„; соответственно средний коэффициент теплоотдачи ^го участка со стороны конденсации и со стороны испарения, Вт/(м2-К); К,

и бс] - коэффициент теплопроводности материала стенки. Вт/(м -К) и толщина j -го участка стенки, м.

Исследованию процессов конденсации чистого пара и парообразованию в пленке жидкости на вращающихся поверхностях различной формы посвящены теоретические и экспериментальные работы Спэр-роу, Хартнета, Грегга. Нандапуркара, Бит ли. Бромли, Мюррея, Николя. Гасеса, Марго и отечественных специалистов Астафьева В.Б., Архи-

пова Л.И.. Бакластова А.М.. Риферта В.Г., Пухового И.И. Значительный вклад в исследование гидродинамики пленки жидкости, движущейся под действием центробежных сил, внесен работами Дорфмана, Поваро-ва O.A.. Риферта В.Г., Астафьева В.Б., Пухового И.И.. Мужилко A.A., Гейзли, Спэрроу, Чарвата. В результате проведенных с использованием вычислительной техники, анализа и систематизации существующих методов расчета «теплообмена» и гидродинамики (применительно к выбранной конструкции центробежного вакуумного дистиллятора), а также выполненных с участием автора экспериментов установлено, что наиболее достоверными являются следующие зависимости:

Для теплоотдачи при конденсации чистого пара на наружной поверхности конуса или диска (случай, когда угол между образующей конуса и осью вращения равен ß = 90°) при заданной плотности теплового потока q, = Qi / F, для значений Ga > 8. Ы 0 12 (п( > 500 об/мин)

- конечный радиус конуса (диска), м; со - угловая скорость вращения, рад/с:

к. V, р, г - теплофизические свойства конденсата, соответственно. теплопроводность, вязкость, плотность и теплота парообразования.

Для теплоотдачи при конденсации пара на наружной поверхности вращающегося цилиндра при числах Вебера

N^j = 0,66 Ga0'33 ReH0,33(sinß)0'5

(3)

Здесь Nuj = —г—;

2pvr

4aq

Теплоотдача при конденсации пара на пленке охладителя, движущегося по вращающейся поверхности определяется из следующих зависимостей, полученных Голиядом И.И. При Ке=С/(2лЯлру) < 175 (Ид - радиус диска, м. О - расход охладителя, кг/с ) распределение температуры на втором участке прогрева пленки охладителя равно.

8

6 = 1- ехр<

(5)

Ре

Зау

ЗС^У 3 2лИ2со2р

Радиус начального теплового участка

И« равен при

Яео = (13 ...65)- 10

II н = 9,53 Яе" 088 Рг'

0.88 р^О-7^

2л ц.

(6)

Искомый юэффициент теплоотдачи определяется из зависимости

<3

(7)

Здесь Лео = т°Р° ;

vo

1п1нг1о Тн-Тк

\\'0, \'0 - соответственно скорость, м/с, коэффициент кинематической вязкости охладителя, м2/с, на выходе из орошающего сопла.

Тс . То. Тн , Тк " температура стенки, входа оросителя, насыщения и среднемассовая температура пленки в конце зоны конденсации, соответственно. Конечный радиус второго участка прогрева пленки Л* определяется по зависимостям (5) и (6) при условии 0 = 0,9.

Для расчета теплоотдачи при испарении в пленке жидкости на вращающемся диске или конусе, в предположении о наличии на нем турбулентной и ламинарной зон, используются зависимости:

- а-ц

кр Л-ВХ — -1\-к IV к р

2 +

Я2«

(8)

Здесь Явх - радиус орошения j-гo участка теплообменной поверхности жидкостью, м.

- критический радиус перехода турбулентного течения в ла-минарно-волновое, определяется из условия \¥е = 1, м. К* - конечный радиус диска или конуса, м.

\¥е =

С5/3ш2/3

(2тг)5/3Я4/3р2/3ау

1/3

(9)

Расчетное выражение для среднего коэффициента теплоотдачи при турбулентном течении пленки

1

ар X

где

г

со2Я1[ряпР

Окр ~~ Свх "

= 0,099 Яе»-р14Рг01

(10)

Ке™ —

Скр

2ля ру

Средний коэффициент теплопередачи при испарении ламинар-но-волновой пленки определяется из зависимостей

N11^ = 0,42-

Кв

1-

1 _

Я

«р

Як

Яе

-1/3

(П)

Здесь мид1!):

а

ЛВ]

ти2

ИкяпР.

з _ -

; кв — ■ ~~

г; в

•ф

б^р - 0,х-

. Iя

п

1-

Я«

Якр)3 Як-

1-

Яю> Як

г >

Яе» =-

27гЯкру

Для определения минимальной толщины пленки жидкости (при ст-у2/(рсо4К2) > 0,8 • 10"24). используется зависимость

= 10

0.25

СТу'

Рсо4Я2

Тогда минимально необходимый смачивающий расход

чЗ

Сщш

I А*.

[-4

\0.65Ry

(12)

(13)

Для определения средней толщины пленки жидкости используются зависимости:

при Яеш <50 5 =

Лу2

гЯ яп(3,

Яе

1/3

(14)

при Яет > 50 5 = 0,17

2

Ч ""

ю2Я япр

3 Яет (15)

В третьей главе разрабатываются физические и математические модели процессов и режимов работы выбранных вариантов блока: «Центробежный вакуумный дистиллятор с термоэлектрической батареей» и «Центробежный вакуумный дистиллятор с выносным электронагревателем»; сформировано математическое описание задачи оптимизационного расчета, разработаны и реализованы алгоритмы и программы численных исследований.

Формулировка задачи оптимизационного расчета: необходимо получить минимальные энергозатраты на производство целевого продукта - дистиллята за счет оптимально подобранных следующих переменных: числа ступеней дистиллятора п : скорости вращения ротора со, рад/с. При этом заданными считались следующие параметры: коэффициент извлечения воды Ктвл, начальная концентрация обрабатываемого раствора Со, %; физические свойства обрабатываемой жидкости; характеристики двигателя (зависимость мощности, затрачиваемой на привод дистиллятора от числа ступеней п и количества оборотов п,) и термоэлектрической батареи (зависимость коэффициента тепловой эффективности термобатареи ф,б от электрической мощности и среднего температурного напора между «горячими» и «холодными» спаями). а так же габариты установки.

Решение задачи оптимизационного расчета должно удовлетворять следующим ограничениям: максимальное значение температуры обрабатываемой жидкости ограничено по условиям выпадения осадка

tMax ^ 55°С. минимальная температура дистиллята, поступающего в конечный конденсатор, по условиям теплообмена с окружающей средой не должно быть ниже значения tMim = 25°С. Скорость вращения ротора дистиллятора, принятая при построении методики расчета переменным параметром, должна обеспечивать напор, необходимый для циркуляции жидкости в «горячем» и «холодном» контуре установки. Ее величина ограничена значением для выбранной конструкции n^ = 500 об/мин. Специфика условий эксплуатации автономных опреснителей систем жизнеобеспечения накладывает жесткие ограничения на величину суммарной потребляемой установкой в целом электрической мощности

Ney« — Ызад .

Таким образом, выражение для минимизируемого критерия эффективности работы блока ЦВД фд = NcyM / Ga сформировано с учетом следующих компонентов.

Для варианта «ЦВД с термобатареей»

NcyM = + Nte (16)

Для варианта «ЦВД с электронагревателем»

Ncy^I^+N™ (17)

В разработанной математической модели дистиллятора приняты следующие допущения: потери тепла во всех ступенях одинаковы и не превышают 5% от количества теплоты, подведенной к данной ступени; площадь поверхности ступеней одинакова Fi = F; = FCT ; для расчета тепловой эффективности термобатареи ф^ берется экспериментальная зависимость ее от среднего температурного напора Д tre = Д tt - Д tx для различных нагрузок В).

Математическая модель дистиллятора описывается следующими уравнениями:

Уравнение общего теплового баланса многоступенчатого дистиллятора

ДТд2К;Ъ= Е^п (18)

¡=1 1=1

Суммарное количество пара (производительность по дистилляту). получаемого в ступенях:

вд (19)

1=1

Количество тепла, подведенное к 1 - ой ступени и производительность I - ой ступени по дистилляту

<Х=а!Лм С,=0,/г, (20)

Суммарный температурный перепад в дистилляторе, равный разности температур обрабатываемой жидкости в первой ступени и температурой насыщения пара п - ой ступени дистиллятора.

Д Тд = " и*, = ¿(А ь + Д гдепрл) (21)

¡=г

Здесь температурный перепад в ¿-ой ступени дистиллятора

Д1, = (}, / (к, • Ря) (22)

Общий баланс солесодержания в аппарате :

У„хр0Со = I Уст,,Р; С, + ( УсТЛ+У,К)р1 С, + Ро Со Е ( Уст л+Уж)

+

1 ' (23)

=1

Баланс соли по ступеням (упрощенная система оценки концентраций, использованная при построении алгоритма расчета).

с

(-3

п -

Со-1 ~ т г

1--п

С2<

................................(24)

Со

С | ,

Р1 (УсТ,1 + Ущ) Р,

В результате решения системы уравнений (24) получаем распределение концентрации по ступеням дистиллятора, что позволяет определить соответствующие значения физико-химической температурной депрессии А1депрл в ¡-ой ступени дистиллятора.

Распределение температур (насыщения пара и обрабатываемой жидкости) по ступеням описывается системой уравнений

1жп ~~ 1нх Д^депр.п

Цп-]) = 1жв+ Д^

(25)

tHl = t*2 + Ät2

txl = tHl + Ataenp!

Температура насьпцения пара в конечном конденсаторе (последней ступени) дистиллятора t^ определяется по зависимостям (5)-(7) с учетом уравнения теплового баланса

где Ох - расход дистиллята, циркулирующего в «холодном» кон, -охл -охт

т\-ре, кг/с: (выл. - соответственно температуры дистиллята на выходе и входе в конечный конденсатор. °С.

Полное решение задачи возможно только в некоторой численной процедуре, в которой одновременно с изменением скорости вращения ротора дистиллятора пь об/мин. учитываются нелинейные изменения коэффициентов теплоотдачи со стороны конденсации и испарения . Такое полное численное решение было реализовано с использованием алгоритма и программы, разработанной автором и представленной в диссертации. Расчет среднего коэффициента теплопередачи ^ проводится с учетом распределения температур обрабатываемой жидкости и получаемого пара , ^ (1 = 1 ...п), описываемой системой уравнений (25) для каждой ступени п - ступенчатого дистиллятора по зависимостям (1) - (11). При этом при расчете йу определяющая температура принимается равной (:.01тр = (:„,; при расчете а,ч ^ = , |.

В заключительных разделах изложены разработанные автором алгоритмы расчетов двух выбранных для исследования вариантов блока центробежной вакуумной дистилляции. Для блока «ЦВД с термобатареей» принимается во внимание тот факт, что перегрев обрабатываемой жидкости, подаваемой на испарение в первую ступень дистиллятора, осуществляется на «горячей» стороне термобатареи, а охлаждение дистиллята. подаваемого в рассматриваемой схеме на вход конечного конденсатора, частично происходит на «холодной» стороне термобатареи. Взаимное влияние элементов схемы в этом варианте учитывается пара-

метром Д^ представляющим собой средний температурный напор между «горячей» и «холодной» сторонами термобатареи

ДЪ* = 0,5(11 +12) -0,5(13 + 14) (27)

Зависимость коэффициента тепловой эффективности термобатареи, представляющего собой отношение количества теплоты, подведенной в «горячий» контур от термобатареи к затрачиваемой на нее электрической мощности ^ = (2, / N,6, от параметра А определялась экспериментально.

В четвертой главе определяются требования к экспериментальному стенду и его основным элементам. Принимая во внимание принципиальные трудности экспериментального моделирования режимов работы «ЦВД с термобатареей», связанные с существенными изменениями во времени основных факторов (концентрация обрабатываемой жидкости, суммарный температурный перепад в дистилляторе) обосновывается оптимальная с энергетической точки зрения схема электрогидравлического включения термобатареи для работы в качестве теплового насоса в комплексе с центробежным дистиллятором.

Схема экспериментального стенда и системы измерений даны на рис.1. Стенд состоял из следующих основных элементов: трехступенчатый центробежный дистиллятор 1 со встроенными черпаковьгми насосами 2; термоэлектрическая батарея 12; теплообменник-охладитель 11; вакуум-насос 4 с ресивером 3; емкости: с исходной жидкостью 5, для сбора дистиллята 7, для сбора концентрата 17; регулирующий вентиль 16; заправочный штуцер «холодного» контура 18; сливной штуцер «холодного» контура 14. Расход жидкости в «горячем» и «холодном» контурах измерялся ротаметрами 15, производительность по дистилляту

рассчитывалась по скорости заполнения мерного сосуда 9. Степень ва-куумирования измерялась образцовым манометром 8. Датчиками температур (До...1«) служили хромель-копелевые термопары, места установки которых показаны на рис.1. Питание центробежного дистиллятора и термоэлектрической батареи осуществлялось от выпрямителей типа ВСА-5. Скорость вращения ротора дистиллятора измерялась электронным строботахометром ТСт-100. Падение напряжения на приводе дистиллятора измерялось электронным ампервольтметром Ф-30, падение напряжения на термобатарее измерялось вольтметром М106 класса 0,5; Падение напряжения на измерительном шунте в токовой линии привода дистиллятора измерялось электронным вольтметром В7-40/4, в токовой линии термобатареи - вольтметром В1-18.

Экспериментальное моделирование работы блока «ЦВД с термобатареей» проводилось на воде и на растворе ЫаС1 различной концентрации.

Аналогично разработанной в части 3 математической модели процессов и режимов работы исследуемого блока при экспериментальном моделировании в качестве варьируемых принимались следующие параметры: скорость вращения ротора дистиллятора (пь об/мин), напряжение на термобатарее (Ц,«, В), температура исходной жидкости °С, см.рис.1), максимальная температура жидкости в системе (12, °С, см.рис.1)

Определялась динамика изменения температур теплоносителей в контурах и динамика изменения производительности установки по дистилляту. При обработке опытных данных определялись экспериментальные значения среднего значения коэффициента теплопередачи в дистилляторе Кд Вт/(м" °С): коэффициента тепловой эффективности

термобатареи и минимизируемый при математическом моделировании критерий эффективности работы блока ЦВД как единой системы

ФД = ЫсумЮд.

Результат!,! аналитических и экспериментальных исследований, их сопоставление между собой приводятся в пятой главе.

Методом математического моделирования выполнены исследования удельных затрат энергии на производство дистиллята для двух выбранных вариантов блока центробежной вакуумной дистилляции. На рис.2 представлены результаты аналитического расчета для следующих значений параметров:

число оборотов ротора дистиллятора ni = 1500 об/мин: максимальная температура в процессе t2 = 50 °С; минимальная температура в процессе tulI„ = 25 °С; расход жидкости, циркулирующей в «горячем» контуре Gr = 134 л/час ;

расход жидкости в холодном контуре Gx = 57 л/час; суммарная электрическая мощность, выделенная на установку NcyM = 250 Вт.

Расчет произведен для двух вариантов блока «ЦВД + термобатарея» и «ЦВД + электронагреватель» для значений концентрации Ск =3,5% (начало цикла выпаривания) и Ск = 45% (конец цикла выпаривания). Затраты электрической мощности на привод дистиллятора определялись из зависимости, полученной экспериментально. Ntt = 44,22 п0-45

Для варианта блока «ЦВД с термобатареей» связь между задаваемым в расчетах средним температурным напором и коэффици-

ентом тепловой эффективности термобатареи учитывается экспериментальной зависимостью

при С* = 3,5 % А = 2,626

при С* = 45,0 % А = 2,297

Анализируя результаты, полученные методом математического моделирования (рис.2), делаются следующие выводы:

Рост концентрации обрабатываемой жидкости в цикле выпаривания приводит к ухудшению энергетических характеристик как термобатареи (кривые 4 и 5), так и блока ЦВД в целом (кривые 1 и 2 ).

С увеличением числа ступеней дистиллятора эффективность термобатареи, работающей в качестве теплового насоса, падает и стремится к значению ф,е = 1, соответствующему работе в режиме электронагревателя. Этим объясняется тенденция к сближению кривых 1 и 3 (зависимость фд = Г(П1) для «ЦВД + термобатарея» и для «ЦВД + электронагреватель») при числе ступеней п > 5.

Увеличение числа ступеней дистиллятора от значения п=1 до п=3 дает знач!ггельное уменьшение удельных энергозатрат на производство дистиллята.

Таким образом, оптимальным является вариант блока «ЦВД с термобатареей», в котором дистиллятор имеет три, либо четыре ступени.

Экспериментальная проверка результатов математического моделирования была проведена на стенде, схема которого показана на рис.1, по методике, разработанной в главе 4. Опыты проводились при

работе ЦВД на воде и на растворе NaCl при следующих значениях параметров:

скорость вращения ротора - 750, 1000, 1500, 2000 об/мин; напряжение на термоэлектрической батарее 24,26,28,30,32,34В;

давление в системе 0,020.....0,045 бар;

температура исходной жидкости - 18.....24 °С;

максимальная температура жидкости в системе (после термобатареи) - 42....52 °С;

В опытах при работе на солевом растворе исходная концентрация раствора составляла 2,6%(мас), соответствующая ей температурная депрессия Ataenp = 0,4°С. Процесс упаривания продолжался до достижения концентрации С = 17,0 % и температурной депрессии Atflenp = 4,8 °С.

На рис.4 приведены экспериментальные значения коэффициентов теплопередачи К в дистилляторе при различных скоростях вращения ротора и нагрузках на термобатарею и их сопоставление со значением К, рассчитанным по методике, разработанной автором. Как следует из рис.4 рост тепловой нагрузки на дистиллятор (посредством электрической нагрузки на термобатарею) и увеличение скорости вращения теп-лообменной поверхности ведет к росту теплопередачи, разброс экспериментальных значений величины К относительно расчетного не превышает 15%, что находится в пределах точности эксперимента.

На графике 3 представлены результаты испытания дистиллятора с термобатареей на солевом растворе в динамике.

Вертикальной пунктирной линией соответствующей т=130мин, отмечено время достижения максимальной концентрации раствора в «горячем» контуре и начало отбора концентрата. Точками отмечены зна-чекия параметров, рассчитанные на основании разработанной мате-

матической модели основных процессов, протекающих в опреснительной установке, для значений концентраций С, = 2,5; 5,0; 7,5; 10,0; 12,5; 15,0; 17,5%

Анализ данных, представленных на рис.3, показывает, что наблюдается хорошее качественное и приемлемое количественное согласование результатов математического и экспериментального моделирования. Видно, что расчетные и опытные данные согласуются как по динамике изменения температур теплоносителей (11, 1г, 13, 14), так и по динамике падения производительности по дистилляту Сд = ДС,%). Максимальная производительность по дистилляту (Од = 2 л/ч) была зафиксирована в первом замере через 20 минут после включения, когда дистиллятор вышел уже на режим, но влияние физико-химической температурной депрессии было еще минимальным. При максимальной температурной депрессии, т.е. максимальной концентрации раствора в «горячем» контуре, равной 17,0% (см.рис.З), производительность дистиллятора установилась на уров-не около 1,8 л/ч; температура раствора при этом не превышала 43,8°С.

В диссертации представлены результаты экспериментальных исследований влияния электрической нагрузки, подаваемой на термобатарею, и скорости вращения ротора на удельный расход энергии на производство дистиллята (рис.5)

Результаты проведенных исследований позволили сделать следующие общие выводы:

Дано обоснование принципиальной схемы центробежной вакуумной дистилляции с тепловым насосом (термоэлектрической батареей) для получения чистой воды из соленой в экстремальных условиях жизнедеятельности человека.

Разработана методика теплового расчета многоступенчатого вакуумного дистиллятора, включающая определение коэффициентов теплоотдачи при испарении пленки жидкости «и и конденсации пара а к на вращающейся теплообменной поверхности различной геометрической формы; теплоотдачи при конденсации пара на пленке охладителя, движущегося по вращающейся поверхности; гидродинамических характеристик пленки жидкости (средняя толщина пленки 51Ш , минимальная толщина пленки и минимальный смачивающий расход Опт) и коэффициента теплопередачи К.

Составлена математическая модель блока центробежной вакуумной дистилляции с тепловым насосом, позволяющая определять оптимальные характеристики системы. Выполненные методом математического моделирования исследования затрат энергии на производство дистиллята в зависимости от числа ступеней дистиллятора и скорости вращения ротора при заданной суммарной электрической мощности, выделенной на установку в целом, показали, что минимальные удельные энергозатраты будут соответствовать варианту блока "ЦВД с термобатареей" при числе ступеней, равных трем или четырем.

На экспериментальном стенде для исследования трехступенчатого вакуумного дистиллятора приведены опыты по выпариванию воды и раствора ЫаС1, имитирующие работу реального ЦВД с тепловым насосом. Опыты проведены в широком диапазоне изменения следующих параметров: скорости вращения ротора, тепловой нагрузки на дистиллятор (посредством электрического напряжения, подаваемого на термобатарею); температуры теплоносителей и концентрации обрабатываемого раствора.

Показано удовлетворительное согласование опытных данных и расчетных значений по коэффициенту теплопередачи Кд, температурам

теплоносителей (ti-u), производительности по целевому продукту-

дистилляту 0ц и удельным расходам энергии на его производство срд .

Предложенная математическая модель блока "ЦВД с тепловым насосом" может быть использована для проектирования систем регенерации (обессоливают) воды разного назначения (морские суда, экспедиции в безводные районы, космические станции).

Основное содержание диссертации опубликовано в следующих работах:

1. Барабаш П.А., Бобе JI.C., Риттенберг Б.Г., Никитенко Е.И. Тепломассообмен при испарении воды в воздушный поток в центробежном контактном аппарате.// Тезисы доклада 2-ой всесоюзной конференции «Теплофизика и гидрогазодинамика процессов кипения и конденсации», Рига, 26-28 декабря 1988г., т.2.-Рига, 1988г. - с.119-120.

2. Веревка Ю.В., Никитенко Е.И., Барабаш П.А. Риттенберг Б.Г. Исследования массоотдачи в центробежном контактном аппарате.// Тезисы доклада 3-й Всесоюзной конференции молодых исследователей «Актуальные вопросы теплофизики и физической гидродинамики», 2830 марта, 1989г. - Новосибирск, 1989г., с.211-212.

3. Риферт В.Г., Никитенко Е.И., Усенко В.И., Стрикун А.П., «Исследование характеристик центробежного дистиллятора с тепловым насосом» Новосибирск 1997г. изд-во кафедры Юнеско НГУ , препринт, 30 стр.

4. Никитенхо Е.И. «О разработке и оптимизации блока центробежной дистилляции с тепловым насосом». Новосибирск 1997., изд-во кафедры ЮНЕСКО НГУ, препринт 24 стр.

5. Rifert V.G., Pukhovoy 1.1., Nikitenko E.I., «Character of heat exchange at evaporation of the fluid film on the rotating disk.»/EDIZIONI ETS Piza Italy 1996 v.l p.249-252.

6. Rifert V.G., Pukhovoy I.I., Nikitenko E.I. « Character and intensity of the fluid film on the rotating disk. Pr. the 2 European Thermal-Sciences and 14 UIT National Heat Transfer Conference 1996, Piza, v.3 , p 134-137.

7. Rifert V.G., Nikitenko Е.1., «Heat exchange at evaporation of the fluid film on the rotating disk.» Novosibirsk «Heat and mass transfer» 1997, v.2.

Условные обозначения

К — коэффициент теплопередачи, Вт/(м2 °С);

а — коэффициент теплоотдачи, Вт/(м2оС);

Q — количество теплоты, Вт;

q — плотность теплового потока, Вт/м2;

V — объем, м3;

F — площадь поверхности теплообмена, м2;

5 — толщина пленки жидкости, м;

Р — угол конусности;

п — число ступеней дистиллятора, шт;

щ — число оборотов ротора дистиллятора, об/мин;

со — угловая скорость вращения диска, рад/сек; И — текущий радиус, м;

X, V, р, г. а, Ср - теплопроводность, кинематическая вязкость, плотность, теплота фазового перехода, коэффициент поверхностного натяжения, теплоемкость, Вт/(м°С); м2/с; кг/м3; Дж/кг; Н/м; Дж/(кг °С) соответственно.

С — концентрация, г/л; в — расход жидкости, кг/с; I — температура, °С; А1 — разность температур, °С; N — электрическая мощность, Вт; и — электрическое напряжение, В; т — время, мин;

*

ср — коэффициент эффективности; Г — плотность орошения, кг/(м с); Р — давление в системе, мбар;

Безразмерные комплексы

V Г осй

Рг = — Леш = — N11 = —

а ур X

в 2ю284 „ а2 К4

\Уе = ---Ре =--ва = -

4 с Б Зау у

2

Индексы

min — минимальный; max - максимальный; к - конденсация; и - испарение; с - стенки; о - орошения (начальный); н - насыщение; Т - турбулентный; лв - ламинарно-волновой; в - волновой; вх - входа; вых - выхода; кр - критический; \ пл - пленочный; извл - извлечения; Г - "горячий" контур; х - "холодный" контур; сум - суммарный; зад - заданный; Д - дистиллятора; ДВ - двигателя; ТБ - термобатареи; элн - электронагревателя; ст - ступени; депр - депрессии; ж - жвдкости; цк - циркуляционного контура; опр - определяющий.

ei

Рис Л Гидравлическая схема стенда для испытания трехступенчатого центросеаяого дистиллятора с термобатареей..

I-дистиллятор; 2-черпакоеый насос; 3-рессивер; 4-вакуумнасос; 5-емкость с исходной жидкостью; 6-гидроавтомат;7-сборник дистиллята; 8-манометр; 9-мерный сосуд; 10-отборник дистиллята;

II-теплообменник; 12-термоэлекгр;:ческая батарея; 13-датчих' температуры; 14-слиьной штуцер "холодного" контура; 15-ротаметр; 16-вентиль; 17-сборник концентрата; 18-заггравочный штуцер "ЛЛРЯОТЛ^Г" .кяугу^г?.

Рис.2 Зависимость удельного расхода энергии на производство дистиллята и коэффициента тепловой эффективности термобатареи от числа ступеней дистиллятора.

1 - фд для блока «ЦВД с термобатареей» при Ск= 45%

2 - фд для блока «ЦВД с термобатареей» при Ск= 3.5%

3 - фд для блока «ЦВД с нагревателем» при С,,= 45%

4 - ф^ при Ск= 45%

5 - ф^ при Ск= 3.5%

Рис.3 Динамика изменения производительности по дистилляту и температуры теплоносителей в контурах при работе дистиллятора на солевом растворе.

1 - температура раствора на входе в нагревающую полость термобатареи (11, рис 1).

2 - температура раствора на выходе из нагревающей полости термобатареи (М, рис 1).

3 - температура конденсата на входе в охлаждающую полость термобатареи (в, рис 1).

4 - температура конденсата на выходе из охлаждающей полости термобатареи ((4, рис 1).

5 - производительность дистиллятора по дистилляту.

К-103,Вт/м2оС

10

£ <! > . f с Р

8__-1" i—-- Г 1 i 3

Т 1- а 2-А 3- о 4- +

24

26

28

30

32

34

UTE> В

Рис.4 Коэффициенты теплопередачи в дистилляторе при различных скоростях вращения ротора. 1 - 750 об/мин: 2 - 1500 об/мин;

3 - 2000 об/мин; 4 - расчетные значения для 1 500 об/мин.

Ф-гб, Вт-час/л

Рис.5 Зависимость удельного расхода энергии на производство дистиллята от нагрузки на термобатарею при различных скоростях вращения ротора дистиллятора.

1 - 750 об/мин ; 2 - ЮООоб/мин ; 3 - 1500 об/мин.