автореферат диссертации по энергетике, 05.14.05, диссертация на тему:Моделирование и разработка методов расчета процессов тепло- и массообмена при десублимации пара и регенерации десублиматоров

РГБ ОД

1 5 ДЕК 1996

На правах рукописи

Жучков Анатолий Витальевич

Моделирование и разработка методов расчета процессов тепло- и массообмена при десублимации пара и регенерации десублиматоров

Специальность 05.14.05 - Теоретические основы теплотехники

Автореферат диссертации на соискание ученой степени доктора технических наук

Воронеж 1996

N

Работа выполнена в Воронежском государственном техническом университете на кафедре промышленной теплоэнергетики

Научные консультанты: доктор технических наук, •

профессор Волынец А.З. Засл. деятель науки и техники РФ, доктор технических наук, профессор Фалеев В.В.

Официальные оппоненты: доктор технических наук,

профессор Маринюк Б.Т.

доктор технических наук, профессор Беспалов А.В.

доктор технических наук, профессор ХаринВ.М.

Ведущая организация: конструкторское бюро "Хинавтоматика", г. Воронеж.

Защита состоится " 27 " декабря 1996 г.в" 14 "часов

на заседании диссертационного совета Д 063.81.05 при Воронежском государственном техническом университете по адресу: 394026, г. Воронеж, Московский проспект, 14

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке Воронежского государственного технического университета

Ученый секретарь диссертационного совета "кандидат технических наук, доцент

Общая характеристика работы

Актуальность темы. Все возрастающий интерес к продуктам сублимационной технологии обусловлен их исключительно высокими потребительскими характеристиками. Технология сублимационного обезвоживания широко используется для сушки различных пищевых продуктов, бактериальных препаратов, составляющих крови и кровезаменителей, биологических и гормональных препаратов, сывороток, антибиотиков.

В энергетике сублимационная технология используется дня терноли мической аккумуляции тепла, очистки дымовых газов от вредных примесей.

В химической промышленности процессы сублимации и десублимации применяются для нанесения защитных покрытий на гранулы минеральных удобрений, очистки газообразного мономера десублииацией примесей, очистки технологических газов, крашения тканей и др.

Неотъемлемой частью практически любой установки сублимационного обезвоживания является десублиматор - аппарат, предназначенный для конденсации пара в твердое состояние, минуя жидкую фазу. Общепризнано,- что такой способ удаления пара наиболее экономичен.

В различных устройствах для очистки химических соединений десублиматоры служат дня выделения готового продукта или, наоборот, загрязняющих компонентов из газовой фазы.

Исследованию процесса десублимации уделено значительное внимание. На первой этиапе изучения этого процесса задачи, как правило, ставились в упрощенной постановке: при заданной постоянной температуре охлаждаемых поверхностей, отсутствии термического сопротивления на участке "хладагент - поверхность десублнтыащш", постоянном расходе пара па входе в десублиматор, на поверхностях простой формы и т.д.

На этапе практического проектирования десублиматоров возник ряд проблем, требующих своего разрешения. Поток пара на входе в десублиматор, например, изменяется во времени. По мере его уменьшения падает тепловой поток к хладагенту холодильной установки, что, в свою очередь, приводит к уменьшению давления и температуры кипения хладоиа. Коэффициент теплоотдачи при кипении хладона также зависит от теплового потока. Все эти обстоятельства необходимо учитывать при проектировании установок сублимационного обезвоживания.

Весьма актуальной также является проблема регенерации десублиматоров, т.е периодического удаления десублимата с рабочих поверхностей. Наличие эффективной системы регенерации позволяет повысить качество, снизить габариты и уменьшить энергопотребление установки.

Настоящая работа выполнялась в соответствии с координациониыни планами ГКНТ СМ СССР по созданию отечественного высокопроизво-дитеяьного оборудования (Постановления № 325 от 12.05.74, № 450 от 24.08.74, 430 от 30.11.76 гг.), комплексный планом научно-исследовательских работ Воронежского государственного технического университета на 1991...1995 гг.

Цепь работы. Дальнейшее развитие теории десублимации пара на охлаждаемых поверхностях; разработка физических и математических моделей процесса, максимально приближенных к реальным условиям эксплуатации и методов решения инженерных задач на их основе. Создание методики расчета процессов десублимации на оребренных поверхностях.

Разработка моделей процессов тепловой регенерации поверхностей десублимации за счет термического удара и конденсации греюшего пара непосредственно на свободной погерхиости десублимата. Получение основных расчетных зависимостей для процесса регенерации на основе этих моделей.

Научная новизна работы определяется следующими результатами:

1. Предложен ряд моделей процесса десублимации пара на охлаждаемых стенках канала:

- полная модель, включающая дифференциальные уравнения переноса массы, энергии и импульса;

- упрощенная модель, включающая дифференциальное уравнение переноса массы;

2. Предложена модель и получены решения для десублимации пара на поверхности прямоугольного и радиального ребра. С использованием методов обобщенного анализа результаты численного решения задач представлены в виде аппроксимирующих зависимостей, удобных дня инженерных расчетов.

3. Проведено исследование процесса регенерации поверхности десублимации методом термического удара. Разработана и экспериментально подтверждена модель процесса, определена максимальная толщина слоя десублимата, для которой осуществим данный процесс.

4. Выполнено систематическое исследование процесса плавления слоя десублимата под воздействием потока греющего пара в вакууме.

Получены аналитические решения для коэффициента теплоотдачи и времени процесса плавления слоя десублимата плоской и цилиндрической формы при конденсации на их поверхности чистого пара.

На основе пленочной теории разработана и экспериментально подтверждена модель плавления слоя десублимата при конденсации на нем пара из парогазовой снеси.

На защиту выносятся:

1. Общая физическая модель процесса десублимации пара из потока парогазовой смеси на охлаждаемых стенках плоского канала и алгоритмы численного решения задач, полученные на этой основе.

2. Модель и основанные на ней решения для десублимации пара на поверхности ребер различной геометрической формы. Методика расчета процесса десублимации на оребренных поверхностях.

3. Модель регенерации теплоотводящей поверхности десублиматора под воздействием термического удара.

4. Решения для коэффициента теплоотдачи при конденсации пара на оплавляемом слое десублимата плоской и цилиндрической формы.

5. Модель и методика расчета процесса плавления десублимата под воздействием потока парогазовой смеси.

Практическую ценность представляют следующие результаты работы:

1. Программы расчета процесса десублимации пара на охлаждаемых стенках канала, составленные с учетом термического сопротивления охлаждаемой стенки и слоя десублимата, диффузионного сопротивления потоку пара со стороны неконденсирующегося газа, характера теплоотдачи от стенки десублиматора к хладоносителю.

2. Алгоритмы, расчетные формулы для определения температуры и толщины слоя десублимата на поверхности прямоугольного и радиального ребра, методика расчета процесса десублимации на оребренной поверхности.

3. Рекомендации для расчета максимальной толщины и основных параметров процесса регенерации теплоотводящей поверхности методом термического удара.

4. Основные соотношения и методика расчета процесса регенерации десублиматоров в вакууме под воздействием потока как чистого пара, так и парогазовой смеси.

Результаты работы непосредственно использованы НПО "Вакуумнаш" при проектировании универсальной сублимационной установки УСУ-100, производительностью 100 кг/ч по влаге, РКК 'Энергия" ии. С.П. Королева при расчете системы заправки сублимационных охладителей твердым метаном, для расчета режимов эксплуатации оборудования на Воронежском шинном заводе и Воронежской ТЭЦ, при проведении практических занятий по дисциплине 'Тепломассообмен" на кафедре промышленной теплоэнергетики Воронежского государственного технического универтитета.

Апробация работы. Основные положения диссертационной работы изложены более чем на 20 международных, всесоюзных, всероссийских, региональных и вузовских конференциях и совещениях, в том числе: на 2 Минском международном форуме по тепломассообмену (1992 г.), всесоюзном научно-техническом совещании "Разработка и реализация региональных программ энергосбережения" (Ленинград, 1987 г.), зональном семинаре "Рациональное использование тепловой энергии и топлива промышленными и коммунальными потребителями" (Пенза, 1987 г.), всесоюзных конференциях: "Пути шггенсифнкации производства и применение искусственного холода в отраслях АПК (Москва, 1985 г.), "Проблемы эффективного использования энергоресурсов в промышленности" (Миасс, 1985 г.), "Тепломассообмен V" (Минск, 1976 г.), V Межотраслевой конференции "Состояние и перспективы развития методов получения и анализа ферритовых, сегнетопьезо-электрических и конденсаторных материалов и сырья для них" (Донецк, 1975 г.), региональном семинаре "Процессы тепломассообмена в энергомашиностроении" (Воронеж, 1991...96 гг.).

По материалам диссертации опубликовано более 30 работ, в том числе 18 - в центральной печати.

Объем и структура работы. Материал диссертации изложен на 205 страницах машинописного текста. Диссертация состоит из введения, четырех глав, выводов, списка литературы и приложений, содержит 78 рисунков, и 7 таблиц. Библиография включает 181 наименование.

Основное содержание работы

В первой главе изложены результаты теоретического и экспериментального исследования процесса при очень малом содержании

неконденсирующегося газа, не оказывающем заметного диффузионного сопротивления потоку пара.

Предложена модель, в которой рассматривается десублимация пара из потока, движущегося вдоль канала, на охлаждаемых стенках. Начальная концентрация неконденсирующегося газа весьма мала и его диффузионное сопротивление потоку пара не учитывается. Изменение общего давления по длине канала пренебрежимо мало.

По мере продвижения некоторого объема смеси вдоль канала концентрация пара, а значит его парциальное давление и температура насыщения, уменьшаются. Изменение температуры насыщения пара по длине канала с охлаждаемой нижней и теплоизолированной верхней стенками определяется следующим уравнением

®л = _ ьк» ГМ* Т-"Т' М< ('"'Р)' (0

»г К к

ще: Т. - температура насыщения пара; Ь - ширина канала; С„,т0 -массовые расход и концентрация пара на входе в канал; г - теплота сублимаций; Т, - температура хладагента; а, - коэффициент теплоотдачи к хладагенту; - толщины стенки и слоя десублимата; ^Д, -

коэффициенты теплопроводности материала стенки и десублимата; М„, Мг - молярные массы пара и газа.

ср ~ехр

ид т* т.

(2)

"Уравнение (I) с учетом (2) интегрируется численно методом Рунге-Кугга. При этом учитывается изменение расхода пара во времени, коэффициента теплоотдачи а, и температуры Т, в зависимости от основных параметров процесса.

Толщина слоя образующегося десублимата рассчитывается по уравнению теплового баланса

35, _ 1 Т.-Т,

(3)

Некоторые результаты численного интегрирования уравнений (I), (3) представлены на рис. I. Как видно, даже двадцатикратное увеличение коэффициента теплопроводности стенки не приводит к заметному увеличению протяженности участка десублимации. Если поверхности десублимации охлаждаются непосредственно кипящим хяадоном, величина коэффициента теплоотдачи к хладону зависит от удельного теплового потока. Расчет протяженности участка десублимации по среднему коэффициенту теплоотдачи приводит к значительному ее занижению. В этих условиях задачу о десублимации целесообразно рассматривать как сопряженную, поскольку увеличение толщины десублимата приводит не только к росту его термического сопротивления, но и существенному уменьшению коэффициента теплоотдачи к хладоносителю. Предложенная модель позволяет решать задачи подобного типа.

Экспериментальное исследование процесса десублимации пара выполнено на стенде, принципиальная схема которого представлена на рис,2.

Рис. 1. Влияние термического сопротивления стенки на распределение десублимата. С}0 = Кг'ю / с; ю0 = 0.99; аг = 2000Вт/м2К; ТХ=253К; 5(=2нн; А-т = 1200с; Б-х = 3б00с; 1-Яс=5Вх/нК; 2-%с = ЮОВт/мК.

Рис. 2. Схема экспериментальной установки. 1 - лабораторный автотрансформатор; 2 - парогенератор; 3 - нагревательный элемент; 4,9,16,23 -вентили; 5 - рабочий участок; 6-рубашки; 7,19-ловушки; 8,21 вакууметры; 10,22-буферныеемкости; 11,2-вакуум-насосы; 12 - холодильная машина; 13 - теплообменник; 14 - змеевик; 15 - насос; 17 -капилляр; 18,20 - (/-образные манометры.

8 N

Подача пара осуществлялась из стеклянного цилиндрического парогенератора, емкостью 20 литров. В качестве нагревательного элемента 3 использовалась кварцевая лампа КГМ 220-1000 номинальной мощностью 1 кВт. Расход пара регулировался изменением мощности электрического тока в нагревателе автотрансформатором 1. Электрическая мощность измерялась ваттметром Д 566 ( на схеме не показан), классом точности 0.2.

Воздух для приготовления паровоздушной смеси требуемого состава подавался через вымораживатепь 19, капилляр17 и вентиль 16, служащий для регулирования расхода воздуха. Раход воздуха определялся по перепаду давления на капилляре 17, измеряемому 0- образным дифференциальным манометром 18. Водяной пар, содержащийся в атмосферном воздухе, вымораживался и через вентиль 16 в систему подавался практически сухой

воздух. Это позволило с достаточно высокой степенью точности определить состав паровоздушной смеси на входе в рабочий участок.

Система охлаждения поверхностей десублимации состоит из двухступенчатой парокомпрессионной холодильной машины 12 типа СФДС-0.4/70, зыеевикового теплообменника 13 и насоса 15. В качестве промежуточного теплоносителя использовался антифриз - 50-% раствор этиленгликоля в воде.

Теплообменник 13 представляет собой цилиндрический сосуд диаметром 400 мм и вьхотой 800 и и, в котором помещен змеевик, выполненный из медной трубы с наружным диаметром 32 мы и толщиной стенки 1.5 мм. Средний диаметр витка змеевика равен 280 мм, поверхность теплообмена -1.4 и2. Для уменьшения теплопритоков из окружающей среды, корпус теплообменника теплоизолирован слоем войлока толщиной 20 им.

Вихревой самовсасывающий насос 15 типа ВС-0.5/1.8 служит для обеспечения циркуляции хладагента через охлаждаемые участки канала. В зависимости от режима эксперимента, система охлаждения обеспечивала температуру верхней и нижней пластин канала в зоне десублимации в пределах от -15 до -35 °С.

Рабочий участок 5 выполнен в форме канала прямоугольного поперечного сечения. Верхняя и нижняя пластины канала, с размерами 1500x320x8 мм, изготовлены из стали XI3. Расстояние между поверхностями десублимации - 60 мм. Весь канал состоит из двух зон: зоны гидродинамической стабилизации с неохлавдаемыми стенками, длиной 800 мм, и зоны десублимации пара, длиной700 мм.

Боковые стенки канала изготовлены из органического стекла, что позволило визуально наблюдать и фотографировать образующийся спой десублимата.

В зоне десублимации на верхней и нижней пластинах канала с помощью прижимных болтов закрепляются рубашки, через которые прокачивается хладоноситель.

Измерение давления в рабочем участке в зависимости от рабочего диапазона осуществлялось термопарным вакуумегром 8 типа ВТ-3 или последовательно включенными и-образньш манометром 20 и иоиизационно-термопарным вакуумегром ВИТ-1А.

Температуры верхней и нижней пластин рабочего участка измерялись термоэлектрическим термометром. В качестве датчиков использовались недь-константановые термопары, изготовленные из проволоки диаметром 0.2 мм.

В ходе экспериментов измерялись температуры поверхности пластин со стороны хладоносителя и в парогенераторе, давление в канале, мощность

тока в нагревательном элементе, расход воздуха. Образующийся слой десублимата фотографировался через прозрачные боковые стенки. Последу-ющая обработка фотоснимков позволила построить профили десублимата на охлаждаемых поверхностях для различных моментов времени.

Во второй главе рассмотрен процесс десублимации пара на охлаждаемых стенках плоского канала, в присутствии неконденсирующегося газа.

Система основных уравнений процесса включает уравнения неразрывности потока, переноса импульса, энергии и массы пара

(4)

(5)

бт &п

и—— 8х бу

10 РО-

СТ)

где: р - плотность парогазовой смеси; и,у - проекции вектора скорости на оси х и у; Р - давление парогазовой смеси; р. - динамический коэффициент вязкости парогазовой смеси; I - энтальпия парогазовой смеси; ¡„,1Г - энталь-пии пара и неконденсирующегося газа; О -коэффициент диффузии пара; ш - массовая концентрация пара в смеси.

Граничные условия на входе в канал имеют вид: при х=0 Р=Р0, т = га0, и=и0, у = 0.

На поверхности десублимации при у=Н продольная скорость задается из условия прилипания: и = 0, поперечная скорость принимается равной скорости стефановского потока

и йп

(8)

Пар на границе раздела фаз считается насыщенным, что позволяет связать здесь давление пара с его температурой соотношением

Р'я = Кар

»Лт г

(9)

где: Р„",Т" - давление и температура тройной точки пара.

Известное парциальное давление пара Р„ позволяет вычислить его масовую концентрацию

Р.М,

Р„МЯ+РГЧ

(10)

которая в свою очередь, связана с температурой уравнением теплового баланса

-V

Т-Т,

Орт 6т _

«М-» +

Я. X, а.

(II)

Здесь Т, - температура хладагента; - толщины слоя десублимата и стенки; X,, Хс - коэффициенты теплопроводности десублимата и материала стенки; а, - коэффициент теплоотдачи к хладагенту с наружной поверхности стенки.

Совместное решение системы уравнений (4).„(II) позволяет рассчитать температуру и концентрацию пара на границе раздела фаз при известной толщине слоя десублимата.

На нижней неохлаждаемой стенке канала граничные условия имеют

вид: при у = 0 и = 0, \ = — = 0, — = 0.

ду ду

Толщина образующегося слоя десублимата определяется из уравнения материального баланса для элемента поверхности

« от

1)р 5т

(12)

Начальное условие для 8,: при т = 0 5, = 0.

Для расчета коэффициентов переноса использованы зависимости

1 Р

|Т15

Т.

(13)

Индексом "0" здесь указаны параметры, относящиеся к нормальным условиям.

(14)

(15)

в которых

11

- / \ ■ -1/2 ( \

8- 1 +

1 Ь)

,1/!/ \1/4

М,

(16)

12 ч

Здесь II - число компонентов в смеси; - молярные доли

компонентов; ^ .ц, - динамические коэффициенты вязкости компонентов; М,,М} - молярные массы.

Безразмерный параметр Ф4) = 1, если

Динамические коэффициенты вязкости исходных компонентов парогазовой смеси рассчитывались по формуле Сатерленда

273 + СГ Т V5

где - динамический коэффициент вязкости компонента при Т=273 К; С - постоянная Сатерленда.

Коэффициенты теплопроводности компонентов определялись по интерполяционной формуле вида

Ма10 + а0(т-273). (18)

Плотность парогазовой смеси рассчитывалась с использованием законов идеальной газовой снеси

Р = —1—, (19)

где Я=8314 Дж/кноль К - универсальная газовая постоянная.

Численное интегрирование уравнений переноса в газообразной фазе выполнено с использованием метода Патанкара. Некоторые результаты численного решения представлены на рис. 4, 5. Полученные выражения для скорости, концентрации и температуры вполне согласуются с качественной картиной процесса. Профиль продольной составляющей скорости смещен в сторону охлаждаемой поверхности. Средняя продольная скорость парогазовой снеси значительно уменьшается по длине канала из-за уменьшения массового расхода, вызванного десублннацией пара. Темп изменения этой скорости по длине канала уменьшается во времени, что объясняется уменьшением скорости десублинации пара в канале из-за роста толщины и термического сопротивления слоя десублиыата. Профили массовой концентрации и

у, ни

20

10

/ 0.12 0.08 х=0.04 *

¡6 / ,

0.4 0.8 и, м/с

Я 0 05 0.10 0.15 чк/с

\ 0.12 х-0

о.о/

\ 3.08 •

а 0.2 0.4 0.Б П)

-30 -20 -10 0 I С

0.02 0.04 В.ОВ 0.08 0.10 X. м

Рис. 3. Результаты численного решения задачи при т =7200 с. = 16; Дх=0.01ы; ¿=11; Ду=0.003м;Дг = 600с; ц0 = 1.088 и/с; Ц = 10оС; , = -23°С; а1 = 1000В1/мгК; 5е =0.005нДс =40Вт/ы-К; Н=0.03н; Р0 = 533Па;

10 = 0.672.

О

6. 1Ш 16

и 8 4

О 60 12« Ш 140 300 360 42« х.иш

Рис.4. Распределение десубшшата при Р=227 Па,

С„ =2.6М0"4 кг/с,0, = 3.2-¡0"' кг/с, = -19 т = 3 Ч.

температуры идентичны что полностью согласуется с аналогией между процессами тепло- и иассообнена.

Практический расчет процесса десублимации по описанному алгоритму требует большого количества машинного времени. Даже при использовании сеток со сравнительно малым числом узлов (11*21), время счета может достигать 0.5...1 час. Скорость сходимости итерационного процесса, а значит и время счета, сильно зависят от исходных параметров и числа узлов сетки. В частности установлено, что при Яе>1000, или ш0 >0.95 возникают проблемы со сходимостью итераций. Как правило, сходимости всегда удавалось добиться использованием метода нижней релаксации, однако, это еще больше увеличивало время счета. При достаточно мелком шаге по х, у в время счета может составить десятки часов, что существенно ограничивает возможность практического применения разработанной программы для проектного расчета десублиматоров. Эту программу целесообразно использовать для оценки точности и границ применимости других, более простых моделей процесса, а также в тех случаях, когда интерес представляют поля концентрации, температуры и скорости, а не только распределение десубшшата на охлаждаемой поверхности.

С целью разработки более простой модели, позволяющей получить

эффективное решение, к ранее принятым допущениям , добавляются следующие:

1. Изменение энтальпии парогазовой смеси при охлаждении ее до температуры насыщения пренебрежимо мало по сравнению с теплотой десублимации пара.

2. Неконденсирующийся газ перемещается только в продольном направлении.

3. Плотность парогазовой смеси постоянна.

4. Продольный градиент давления по длине канала пренебрежимо

нал.

С учетом дополнительных допущений исходная система уравнений включает:

уравнение неразрывности потока -

бц дч . —+—= 0, дх ду

(20)

переноса кассы -

<5Р„ дРп Й2Р„ и—=Б—f да ду 8уг

(21)

скорости стефановского потока для величины V Р-Р„ау'

Уравнение теплового баланса на границе раздела фаз имеет вид

(22)

гРР 6Р„ (Р-Р„)ЯЛТ ду

т-т.

8, Я 1 '

1-Я + -+ —

Я, Я, о,

(23)

где Т - температура пара на границе раздела фаз (температура насыщения).

Уравнение для расчета толщины слоя десублимата

Р,

БР 8?,

Я ду

(24)

т-н

Граничные условия на входе в канал:

при х = 0 Рп=Рй. и = и0

1-

где , и0 -парциальное давление пара и осевая скорость на входе в зону десублимации.

Толщина слоя десублиыата в начальный момент времени равна

нулю.

Связь между температурой и давлением на границе раздела фаз определяется соотношением (9).

Перехода к безразмерным переменным

_2у

Р-Р.

у1-—, <р У Н* * Р-Р„

Р-Ри т; д, _ 2А

и„Нг Р-Р./ ~Н' 1 Т" Н'

4хРР . .

—д=яж

ядн'р,

X, а.

\ з ) г\

вде Рга - равновесное давление пара для температуры хладоносителя, получаем

(25)

(26) (27)

ще

Т' =

I--_/„

Т'Я.

Р-едфф-

Р-Р*езр

И.ТТ Т'

Р*

яг(Тг-Т^) 1 (бчд'Хф-Фх)'

"А

ш

и

■

1

■ --тигр. -1КШ 1

Л.1

О 60 120 18» 140

360 429 х, им

Рис. 5. Профильдесублимата при и0 = 5.84 и/с, Р = 22бПа, Р^ = 220 Па, т=5ч.

Д

нм 12

\ 1 ч

\ ч

1 -нор. -иш. \ 1

1 4^1 1 ■ 1 ' в 1

О 30 60 90 120 150 180

•ис. 6. Профиль десублимата при и0 = 1.13 и / с, Р = 557 Па, Р„о = 382 Па, т = 5 ч.

т*я я т

я = —, Т, р* - температура и давление тройной точки пара. шР

Краевые условия:

рр

при х' = 0 4» = %, где при у' = 0 £ = 0.

чУ

Задача решалась численно с использованием неявной схемы для аппроксимации уравнения (25) конечно- разностным аналогом. Время счета на ЭВМ по этой программе на один - два порядка меньше, чем по предыдущей программе, основанной на полной модели. Пробпен, связанных с устойчивостью вычислений здесь также не возникает.

На рис. 5, 6 представлены некоторые результаты расчета процесса десублимацин. Сравнение полученного решения с экспериментальными данными, а также с результатами расчета на основе полной модели, позволяют рекомендовать его дня проектных расчетов десублиматоров при начальной массовой концентрации пара 80...99 %.

При начальной концентрации пара более 99 %, следует использовать решения, полученные без учета диффузионного сопротивления потоку пара.

При концентрации пара меньше 80 %, перепад температуры в слое десублимата мал. Термическое сопротивление десублимата можно не учитывать. Здесь можно использовать более простые решения, в том числе и

результаты исследования процесса конденсации пара в жидкое состояние из потока пароговой смеси.

В третьей главе приведены решения, получение для десублниацни пара на поверхности прямоугольного и радиального ребра. Благодаря сведению исходных уравнений и краевых условий этих задач к безразмерному виду, решения представляются в форме достаточно простых зависимостей, универсальных графиков и таблиц. Выполнено экспериментальное , исследование процесса, приведено сопоставление экспериментальных и ■ расчетных результатов.

В первой части главы рассмотривается процесс десублимацин пара на боковой поверхности ребра прямоугольной формы длиной Ь, шириной-Ь, толщиной - 2Ь, при следующих допущениях:

1. Процесс десублимацин пара из смеси является квазистационарным. Распределение температуры по длине ребра соответствует стацио-нарному при существующем, в рассматриваемый момент времени, слое десублимата.

2. Теплота охлаждения пара до температуры насыщения пренебрежимо мала по сравнению с теплотой сублимации.

3. Ребро тонкое, перепад температуры по толщине ребра отсутствует.

4 Теплоотдача к торцевой поверхности ребра (при х=Ь) пренебрежимо мала.

5. Объемная десублимация пара отсутствует. Уравнение теплового баланса для элемента ребра имеет вид

вк

1+

2 М.„

= —г-®> ХрЬ5,

(28)

це: И - половина толщины ребра, я, - коэффициент теплопроводности материала ребра.

Толщина слоя образующегося десублнмата определяется из уравне-ш теплового баланса

«^-гЛ-п

(29)

■де г - теплота сублимации пара.

В безразмерных переменных имеем

5'

V

(30)

(31)

де:х' = х/Ь, т[0-

Т-Т 5*,0Ь в'= 8' = -^, г

Т,-Т„ 1,1) РЛГ

ГуЛ

Краевые условия:

@'(г',0) = 1, |—| =0, 5'(0,х') = 0. - Лм

Результаты численного решения задачи для яо=0 представлены на рис. 7,8.

Они аппроксимируются выражением

(гелт4)

Р. Г

ехр

-0.54 х

РА«"

©оЧьЧ/

(32)

Небходимая длина ребра и масса десублимата, образовавшегося на одной стороне ребра, в этом случае будут равны

Ь„ = 2.5

аи

(33)

Мр = 1.5Ь(х,Р,хХ)а

(34)

Аналогично ставится и решается задача о десублимации пара на поверхности радиального ребра, внутренний радиус которого равен К0, а наружный - а,. Результаты аппроксимаций соответствующего численного решения имеют вид:

^ = ^+2.4

ЧЧь'^

М. -112 р х„ь

I «р.*-.) РА*о

©о^ЬЧ^

кРАгК£

(35)

(36)

Экспериментальная проверка полученных решений выполнена на установке, принципиальная схема которой показана на рис. 9.

Патрубок 2 охлаждался жидким азотом. Его наружная поверхность теплоизолировалась споем поролона. Десублимация пара осуществлялась на поверхностях ребра 3. В ходе экспериментов измерялось давление пара

Рис. 9. Принципиальная схема экспериментальной установки дня исследования процесса десубликации пара на поверхности ребра. 1 - вакуумная камера; 2 - охлаждаемый элемент; 3-ребро; 4 - тепловая изоляция; 5 - парогенератор; 6 - мерная трубка парогенератора: 7 -электронагревательный элемент; 8 - регулировочный автотрансформатор; 9 - патрубок для заполнения парогенератора водой; 10,11,13 - вентили; 12 - ловушка для пара; 14, 19-буферные емкости; 15, 20-вакуум-насосы.

Д. ии

ч

и V \ Ч г \

X

те

12

16

га

24

га х. I

Рис. 10. Распределение десублимата по длине ребра при Р, = 24.7 Па, Т, =240К; Т0 = 209 К; г = 1800 с; 1 - эксп., 2 - теор. (д0 = 0)

в вакуумной камере 1. Слой десублииата, образующийся на поверхности ребра, фотографировался через смотровое окно камеры.

Сравнение расчетных и экспериментальных профилей десублииата (рис. 10) позволяет сделать заключение об адекватности принятой модели реальному процессу.

Масса десублимата, образующегося на сребренной стенке, равна

М = 50р,Гт]

(37)

где т) - коэффициент эффективности оребренвя стенки, который показывает, во сколько раз увеличивается масса десублимата на охлаждаемой стенке за счет ее оребрения и определяется по формулам

Г Г

П= —+1.06—

р Я.г-Ь'

V" » /

• для стенки с прямоугольными ребрами,

(38)

т)= —+1.26 1 Г Г ХрЬ2

Г. К' (трЛ.Т(®ЛЪгт

ч ®ог

д ля стенки с радиальными ребрами.

в

В четвертой главе изложены результаты теоретического и экспериментального исследования процессов регенерации десублиматоров, заключающихся в периодическом освобождении рабочих поверхностей от образу-ющегося десублината.

Рассмотрены два наиболе перспективных способа регенерации. Первий способ -"термического удара" - заключается в быстром нагревании рабочей поверхности, при котором происходит взрывообразное разрушение слоя десублината. Вопреки распостраненному мнению о том, что причиной разрушения слоя десублината являются термические напряжения, возникающие при быстром нагревании, нами установлено, что разрушение слоя происходит под воздействием давления пара, образующегося в полости между рабочей поверхностью и споен десублината. Взрывообразный процесс разрушения слоя льда на плоской поверхности происходит при 8, /Ь <0.03, где Ь - характерный разнер рабочей поверхности. Если десублимация пара протекает на трубах, то реализовать этот метод не удается, поскольку напряжения, возникающие в слое в этом случае примерно на порядок ниже, чем дня плоской поверхности.

Второй, весьма эффективный и надежный способ регенерации, заключается в оплавлении слоя льда за счет конденсации на йен греющего пара, подаваемого в десублииатор.

Нами скорректированны известные решения Нуссельта для конденсации пара с учетом того факта, что причиной образования жидкости в стекающей по поверхности конденсации пленке является не только конденсация пара, но и плавление десублината. Выражения для коэффици-ента тепоотдачи в этом случае имеют вид:

«=0.943

Рж8гк^ж Г„

для конденсации на вертикальной пластине десублината,

(40)

а =0.728

РжВ&м

(41)

- для горизонтального цилиндра, где рж, Яж, V, - плотность, коэффициент теплопроводности и кинематический коэффициент вязкости жидкости,

соответственно, гк,г, - теплоты конденсации пара и плавления десублнмата. Наличие в этих выражениях множителя

чОЙ

учитывающего образование жидкости из-за плавления десублимата, предопределяет значительное уменьшение коэффициента теплоотдачи в этом процесое по сравнению с конденсацией на твердой неоплавляемой поверхности. Для конденсации пара на слое льда коэффициенты теплоотдачи почти в два раза меньше, чем для конденсации на неоплавляемых поверхностях.

На основе решений (40), (41) получены выражения, для времени плавления десублнмата:

■с = 1.06р,5,

8Р»

(42)

- для вертикальной пластины,

т = О.549р(<10

м ш" 1 т

К] ЕРх

Г.

(43)

- для горизонтального цилиндра.

Экспериментальное исследование поцесса выполнено на лабораторном стенде, принципиальная схема которого показана на рис. 12.

Образцы предварительно замороженного льда 3 в форме пластины или цилиндра располагались на технических весах 2 в вакуумной камере 1. После вакуумирования системы в нее подавался пар из парогенератора 5, под воздействием которого образцы оплавлялись. В ходе экспериментов измерялись масса образцов, давление пара в вакуумной камере, температура в парогенераторе.

Отклонение массы образцов, рассчитанной с использованием соотношений (40), (41) от опытных значений не превысило 10% (рис. 13).

В заключительной части главы рассмотрен процесс конденсации пара на слое десублимата, протекающий в присутствии неконденсирующегося газа, который может натекать в десублиматор через различные неплотности или попадать с греющим паром. Влияние возникающего при этом диффузионного сопротивления потоку пара со

Рис. 12. Принципиальная схема экспериментальной установки для исследования процесса плавления десублимата. 1 - вакуумная камера; 2 - технические весы; 3 - образец десублимата; 4-автотрансформатор; 5 - парогенератор; 6 - тернопара;7, 8,17 - вентили; 9 - десублиматор; 10, 15 - буферные емкости;11,16 - вакуум-насосы; 12,14 -термопарные вакууметры; 13 -и-образный манометр,

М. кг

г.а 1.Б 1.2 0.8

0.4

/

2 \ч \\ /

Л,

ч

Р, Пи 1000

900

ВПО

ТОО

бао

120 240

ЭБП 489 Б00 с, С

Рис. 13. Плавление вертикальной пластины из льда при конденсации чистого пара Н=317 мм, 5, =37 мм, Ь=200 мм. 1 - расч., 2 - эксп.

стороны неконденсирующегося газа учтено на основе пленочной теории. Полученные на этой основе решения подтверждены экспериментальным исследованием. Отклонение расчетных значений массы образцов от опытных данных не превысило 15 %. И хотя наличие неконденсирующегося газа приводит к увеличению времени плавления слоя десублимата в 2...4 раза, оно обычно не превышает 0,5 часа при достаточно высокой температуре насыщения греющего пара (50...80 °С).

Выводы

1. Развита теория процесса десублимации пара, протекающего в условиях, характерных для работы промышленных десублиматоров.

Установлено, что интенсивность процесса десублимации взаимосвязана с характером охлаждения теплоотводящей поверхности десублимагора.

При начальной концентрации неконденсирующегося газа до 1% диффузионное сопротивление потоку пара практически на воем участке,

занятом десублиматом, пренебрежимо мало и в расчетах его можно не учитывать. Исключение составляет конечный участок. Расчет процесса здесь необходимо выполнять с учетом процесса массообмена в газообразной фазе.

2. Созданный опытно-промышленный экспериментальный стенд позволяет исследовать процесс десублимации при остаточном давлении до 1 Па, расходе пара до 0.001 кг/с, температуре хладагента 240...270 К.

3. Разработаны модели процесса десублимации, построенные с учетом термического сопротивления слоя десублимата и процессов тепломас-сообмена в газообразной фазе.

При концентрации неконденсирующегося газа от 1 до 20 % необходимо учитывать как термическое сопротивление слоя десублимата, так и диффузионное сопротивление потоку пара.

При концентрации неконденсирующегося газа более 20% влияние термического сопротивления слоя десублимата мало и им можно пренебречь.

4. Усовершенствована полная модель процесса десублимации пара, основанная на дифференциальных уравнениях переноса импульса, энергии и массы, путей перехода к переменным "проекции вектора скорости -давление", что позволило получить более эффективное решение задачи.

В условиях слабого влияния процессов переноса импульса и энергии в газообразной фазе, модель, построенная с учетом только процесса массопереноса в газообразной фазе, позволяет получить более простое численное решение, практически не уступающее в точности полному решению.

5. Выполнено теоретическое и экспериментальное исследование процесса десублимации пара на поверхности плоского и радиального ребра.

Разработаны алгоритмы численного решения задач. Применение метода характеристических масштабов позволило представить результаты численного решения задач в виде универсальных, и в то же время , достаточно простых аналитических зависимостей, удобных для инженерных расчетов.

Предложена инженерная методика расчета процесса десублимации пара на оребренных поверхностях.

6. Процесс регенерации рабочих поверхностей десублиматора за счет термического удара эффективен в случае их плоской формы и достаточно малой толщины слоя десублимата. Он практически не

реализуем на поверхностях сложной геометрической формы: оребренных, выполненных в виде трубных пучков, коллекторах и т.д.

7. Полученные в данной работе решения для для конденсации пара на оплавляемых поверхностях льда дают значения коэффициента теплоотдачи примерно в два раза меньше, чем соответствующие решения Нуссепьта для конденсации пара на неоплавляеиых поверхностях.

Учет влияния неконденсирующегося газа на прооцесс плавления десублината под воздействием потока пара может осуществляться на основе пленчной теории. Точность получаемых результатов в этом случае достаточна для инженерных расчетов.

Основное содержание диссертации опубликовано в работах:

1. Волынец А.З., Жучков A.B., Матханова В.Э. Некоторые результаты применения метода электрической аналогии к расчету процесса десублимации И Материалы Всесоюзн. научн.-техн. конф.-Казань, 1972.-С.18-23.

2. Матханова В.Э., Жучков A.B. Применение метода электрической аналогии для исследования процессов десублимации // Материалы XI научной конференции ВСТИ, -Улан-Удэ: Изд. ВСТИ, 1973.-С. 26-32.

3. Волынец А.З., Евтюгин А.Г., Жучков A.B., Сафонов В.К. Десублимация и вопросы аппаратурного оформления криохимии II Состояние и перспективы развития методов получения и анализа ферритовых, сотютопьезоэлектрических и конденсаторных материалов и сырья для них: Тез. докл. V межотраслевой конференции.-Донецк, 1975.-С.П0.

4. Гухман A.A., Волынец А.З., Жучков A.B., Матханова В.Э., Сафонов В.К. Исследование десублимации пара из потока парогазовой смесив

вакууме // Тепломассообмен V: Сб. научн. тр. т. IV.-Минск: Изд. ИТМО, 1976.-С. 189-197.

5. Васильев В.В., Евтюгин А.Г., Жучков A.B. Регенерация теплоотводящей поверхности в вакууме // Сб. тр. МИХМ I Теплообыенные процессы и аппараты химических производств: -М.: 1976,-С. 134-137.

6. Волынец А.З., Жучков A.B. Десублимация пара из потока парогазовой смеси при ламинарном течении в канале / Деп. в ЦИНТИХИМНЕФТЕМАШ 12.12.77.-I2c, № 365/77 деп.

7. Баранников Н.М., Жучков A.B., Бараков A.B. К расчету регенеративного теплообменника с подвижным кипящим слоем II Изв. вузов. Энергетика.-1983-№ 3-С.34-35.

8. Агапов Ю.Н., Бараков A.B., Жучков A.B. Определение порозносги тонкого направленно перемещающегося вдоль наклонной газораспределительной решетки псевдоожиженного слоя // Химическая проыьшшеяносгь.-1984.-№ 2.-С.48-49.

9. Бараков A.B., Баранников Н.М., Жучков A.B. Формирование псев-доожижеиного слоя, перемещающегося вдоль наклонной газораспределительной решетки // Инженерно-физический журнал,-1984.-Т. 46, № 2.-С.261-264.

10. Авт. св. № 1145228 СССР, Кл. F 27 В 15/10 I Печь для обжига мелкозернистого материала в псевдоожиженноы слое / Ю.Н. Апшов, A.B. Бараков, A.B. Жучков, A.B. Саннюсов.-М.:ВНИИПИ ПС СССР, 1984.-Зс.

И. Жучков A.B., Агапов Ю.Н., Бараков A.B. К расчету регенеративного теплообменного аппарата с псевдоожюкенным слоем про-межуточного теплоносителя II Промышленная теплоэнергетика,-1985,-№ 6, С.34-35.

12. Авт. св. №1281864 СССР, Кл. В 01 F 28 19/02, F 23 L 15/02/ Регенеративный теплообменник / Ю.Н. Агапов, A.B. Бараков, A.B. Жучков, A.B. Санников.-М.:ВНИИПИ ПС СССР, 198б.-3с..

13. Авт. св. №1256888 СССР, Кл. F 26 В 17/10/ Сушилка кипящего слоя для термолабильных сыпучих материалов / Ю.Н. Апшов, A.B. Бараков, A.B. Жучков, A.B. Санников.-М.:ВНИИПИ ПС СССР, 1986.-2с.

14. Агапов Ю.Н., Бараков A.B., Жучков A.B. Исследование движения псевдоожиженного слоя влоль наклонной газораспределительной решетки II Теоретические основы химической теанологии.-1986.-Т. 20, № 1.-C.1I1-1I5.

15. Жучков A.B., Агапов Ю.Н., Бараков A.B. Теплообмен в, аппарате с направленно перемещающимся псевдоожюкенным слоем II i Изв. вузов. Эиергепйса.-1986.-№ 7.-С.90-93.

16. Жучков A.B. Приближенный расчет производительности аэрожедоба // Изв. вузов. Химия и химическая технология.-1987.-Т.ЗО, ВЫП.6.-С.106-109.

17. Жучков A.B. Расчет вреиени сублимации сферической частицы II Межвуз. сб. науч. тр, I Теплообмен в энергетических установках и повышение эффективности их работы.-Воронеж: Политехи, ин-т.-1989.- С. 7-11.

18. Жучков A.B. Нестационарная сублимация твердой сферической частицы II Межвуз. сб. науч. гр. I Теплообмен в энергетических установках и повышение эффективности их работы.-Воронеж: Политехи, ин-т,-1990.- С. 4-8.

19. Жучков A.B. Расчет процесса десублимации пара из потока парогазовой смеси // Межвуз. сб. науч. тр. I Теплообмен в энергетических установках и повышение эффективности их работы.-Воронеж: Политехи, ин-т.- 1991,- С. 15-22.4-8.Теплообмен в энергетических установках и повышение эффективности их работы: Межвуз.сб. научн. тр.-Воронеж: Изд. ВПИ, 199I.-C.15-22.

20. Волынец А.З., Жучков A.B., Матвеев А.П. Десублимация пара из потока парогазовой смеси при несимметричном охлаждении поверхности десублимации // Тепломассообмен ММФ-92. Тепломассообмен в двухфазных системах. Т. IV, ч.2.-Минск.-С.122-125.

21. Бражников С.М., Волынец А.З., Жучков A.B. Вакуум-сублимационная технология твердофазных реагентов и материалов II Вакуумная техника и технология.-1992.-Т.2, № 1.-С. 19-20.

22. Жучков A.B. Анализ режимов работы парогенератора системы регенерации десублиматора II Межвуз. сб. науч. тр. / Теплообмен в энергетических установках и повышение эффективности их работы.-Воронеж: Политехи, ин-т.- ¡992,- С. 4-9.

23. Жучков A.B., Матвеев А.П. Расчет процесса регенерации десублиматора водяным паром II Межвуз. сб. науч. тр. / Теплообмен в энергетических установках и повышение эффективности их работы.-Воронеж: Политехи, ин-т.- 1992,-С. 41-47.

24. Авт. св. №1731259 СССР, Кл. В 01 D 47/14 / Устройство для эчиспсм газа / Ю.Н. Агапов, A.B. Бараков, A.B. Жучков, A.B. Санников.-М.:ВНИИПИ ГК СССР, 1$92.-Зс.

25. Жучков A.B. Расчет десублимации пара на поверхности радиального ребра //Химическая промышленность.-1992.-№ 7.-С.47-49.

26. Волынец А.З., Жучков A.B. Регенерация десублиматора потоком lapa в вакууме II Теоретические основы химической технологии.-1993.-Т. !7,№6.-С.597-601.

27. Жучков A.B. Численное моделирование процесса десублимации lapa из потока парогазовой смеси II Промышленная теплотехника,-1993.-\15,№2.-C.33-39.

28. Жучков A.B., Матвеев А.П. К расчету процесса регенерации оверхносги десублиматора водяным паром в вакууме II Холодильная ехника.-1995.-№ 3.-C.31-3I.

29. Жучков A.B. Конденсация пара на вертикальной пластине из льда // Региональный межвузовский семинар "Процессы теплообмена в энергомашиностроении": Тез.докл..- Воронеж: ВГТУ.-1995.-С.29.

30. Жучков A.B., Фалеев В.В. Расчет процесса плавления льда под воздействием потока пара II Тез. докл. XV Российской школы по проблемам проектирования неоднородных конструкций,- Миасс: Миасский научно-учебный центр.-1996.-С.53-54.

31. Жучков A.B., Фалеев В.В. Влияние режима охлаждения поверхности десублнмации на характер распределения десублимата // Межвуз. сб. научн. тр. / Теплоэнергетика -Воронеж: ВГТУ.- 1996. - С. 4144.

32. Жучков A.B. Десублимация чистого пара на поверхности ребра постоянного сечения II Межвуз. сб.научнлр.: Теплоэнергегнка:-Воронеж: