автореферат диссертации по химической технологии, 05.17.08, диссертация на тему:Процессы переноса в парогенерирующих аппаратах химической технологии. Теория и методы расчета

МОСКОВСКИЙ ОРДЕНА ТРУДОВОГО КРАСНОГО ЗНАМЕН» ИНСТИТУТ ХИМИЧЕСКОГО МАШИНОСТРОЕНИЯ

На правах рукописи УДК 536.24:532.529.5.575

СТЮШИН НИКОЛАЙ ГАВРИЛОВИЧ

ПРОЦЕССЫ ПЕРЕНОСА В ПАРОГЕНЕРИРУЮЩИХ АППАРАТАХ ХИМИЧЕСКОЙ ТЕХНОЛОГИИ. ТЕОРИЯ И МЕТОДЫ РАСЧЕТА

05.17.08 — Процессы и аппараты химической технологии

Автореферат диссертации на соискание ученой степени доктора технических наук

Москва 1989

Работа выполнена в Московском ордена Трудового Красного Знамени институте химического машиностроения.

Официальные оппоненты: доктор технических наук, профессор МАЙКОВ В. П.; доктор технических наук КИРИЧЕНКО 10. Д.; доктор технических наук И ИГМАТУЛ ИН Б. И.

Ведущее предприятие: УКРИИИХИММАШ.

Защита состоится «'«5» |_У 19^)0 г. час. мин. на заседании специализированного Совета по защите докторских диссертаций по специальностям 05.04.09 — машины и агрегаты нефтеперерабатывающих и химических производств и 05.17.08 — процессы и аппараты химической техно-логин при Московском ордена Трудового Красного Знамени институте химического машиностроения (Д003.44.01) по адресу: 107884, ГСП, Москва, Б-66, ул. К. Маркса, д. 21/4.

С диссертацией мо;к.го ознакомиться в библиотеке института.

Автореферет разослан «Я^» ¿р^Р'^-^^О г.

Ученый секретарь Совета, к. т. и. доцент

О. Н. ЕРМОЛАЕВ

о - 3 - .и

t\

ВВЕДЕНИЕ

Работа посвящена разработке теории и методов расчета интегральных* характеристик процессов переноса при кипении однокомло-нентных жидкостей, их бинарных смесей и растворов нелетучих ве-о ществ в условиях вынужденного движения и в большом объеме. Пер^ вые результаты автором получены в конце сороковых и в начале пятидесятых годов. Эти работы были посвящены практически не изученным в то время, но чрезвычайно важным для практики и для построения количественной теории рассматриваемых процессов вопросам о влиянии скорости на интенсивность теплообмена при кипении а на поверхностную плотность критических теплов: с потоков, соответствующих переходу пузырькового кипения в пленочное CJ,Kpj-

и пленочного кипения в пузырьковое ^^ . Дальнейшие работы автора были направлены на установление количественных зависимостей, необходимых для расчета испарителей различного технологического назначения. Применение в химической технологии теплоносителей о существенно различными.свойствами, а также необходимость обеспечения высокой точности расчета аппаратов значительно повышав! требования к устанавливаемым расчетным зависимостям. Они должны быть не только физически обоснованными и правильно отражать закономерности протекающих в аппаратах ггроцас-,сов, но и быть предельно универсальными, т.е. удовлетворительно .согласовываться о опытными данными, полученными при ж гит ¡различных жидкостей в широком диапазоне изменения режшных параметров, охватывающем условия работы испарителей, применяемых как в химической технологии, так и в энергетике.

Цель работы. Изучение физического механизма процессов переноса при кипении одаокомпоненткых жидкостей, их бинарных смесей и растворов нелетучих веществ в большом объеме и в условиях вынужденного движения; построение физически обоснованных обобщенных зависимостей, обеспечивающих достаточно высокую точность расчета испарителей различного технологического назначения.

Актуальность работы. Различного рога парогенерирующиэ аппараты широко представлены во многих отраслях современной техники. При этом масса испарителей часто составляет весьма значительный процент от массы всей прчмытленной установки (иногда до 30+40 %). Поэтому повышение экономических показателей уста-

с

новок, уменьшение их габаритов и снижение расхода металла (особенно дорогостоящих цветных металлов) является весьма важной задачей. Решение этой задачи возможно только на основе глубокого понимания закономерностей протекающих в аппаратах процессов, так как именно это обеспечивает правильный выбор формы их реа- . лизацш при аппаратурном оформлении технологических производств. Разумеется, необходимым условием решения указанной задачи является также повышение точности расчета испарителей. Разработка надежных методов расчета ларогенерирущих аппаратов на основе современных представлений о механизме процессов переноса при кипении, по-существу, и является содержанием работы.

Научная новизна. Работы автора диссертации (наряду с работами очень немногих других авторов, начавших в тот же период времени исследования в данной области),по-существу, открыли новое направление в теории теплообмена, связанное с проблемой совместного влияния скорости и плотности теплового потока на интенсивность теплоотдачи при кипении. Экспериментальное иссле-' дование закономерностей теплоотдачи к кипящей воде, омывающей плоскую пластину, ч также обработка подученных опытных данных, впервые выполненная в относительных величинах, позволили автору сделать существенный для всего дальнейшего вывод о том,' что значение коэффициента теплоотдачи при кипении в условиях вынужденного движения определяется соотношением между интенсивностью механизма переноса конвекцией в однофазной среде и интенсивностью механизма переноса, обусловленного процессом парообразования. Соотношение между интенсивностями обоих эффектов автором было выражено в виде отношения скорости движения жидкости к скорости парообразования-"^/[^/(г9")] [I, 2, 3, 4] . Таким образом, впервые был получен критерий подобия, определяющий относительное влияние скорости и плотности теплового потока на интенсивность теплообмена при кипении в условиях вынужденного движения. Новыми результатами также являются; . .

1, Экспериментальные зависимости С}^ и. С^крЗ от скорос?и жидкости при кипении в трубах;

2. Обобщенные зависимости: для расчета интенсивности теплообмена при гашении однокодаонентных жидкостей в большом объеме г в, условиях вынужденного движения; для расчета коэффициентов теплоотдачи при пшенки бинарных сквсей в большом объеме; для расчета .

истинного объемного паросодеркания потока У ; 3. На основе понятия концентрационного пограничного слоя получено новое физически обоснованное соотношение, определяющее . связь между критическими радиусами кривизны паровой фазы при кипении одаохомпонентных жидкостей и бинарных смесей....... о

Практическое значение и реализация результатов работы» . о Предложенные автором обобщенные зависимости характеризуются высокой универсальностью; они позволяют с необходимой степенью точности рассчитывать парогенерирующие аппараты, работающие в различных отраслях химической технологии, а также в энергетике». Метода расчета используются в НПО ИРЕА, в Астраханском научно-исследовательском и проектном институте газовой промышленности и в других организациях. Они могут быть использованы в конструкторских бюро, проектирующих парогенерирующие аппараты.

Апробация работы и публикации. Материалы по теме диссертации и ее основные положения докладывались на 1-м, 1У-и и УП-м Всесоюзных совещаниях по тепло- и массообмену (Минск, 1962, • 1972 и 1984 гг.), на Всесоюзных конференциях по теплообмену при кипении в Москве (1949 г.) и в Киеве (1951 г.), на Всесоюзных конференциях по теплообмену и гидравлическому сопротивлению при движении двухфазного потока в элементах энергетических машин и аппаратов (Ленинград, 1970, 1974 и 1978 гг.), на неученом семинаре в институте Теплофизики Сибирского отделения АН •СССР, на научно-технических конференциях ЫИХМ"а и др.

По теме диссертации опубликовано более 60 научных работ, в том числе учебное пособие "Гидродинамика и теплообмен при парообразовании", выпущенное издательством "Высшая школа" (1-е издание - 1977 г.,1 2-е издание.- 1983 г. и.3-е издание - 1986 год, соавторы A.M. Кутепов и Л.С. Стерман).

Полученные автором экспериментальные и теоретические ре-, зультаты вошли в учебную литературу и в монографии по гидродинамике и теплообмену в двухфазных средах.

Автор защищает. Результаты экспериментального и теоретического исследования совместного влияния скорости и плотности теплового потока на интенсивность теплообмена при кипении в условиях направленного движения жидкости.

Анализ влияния плотности теплового потока, концентрации и свойств бинарных смесей и растворов нелетучих веществ на

р

интенсивность теплообмена при кипении в условиях естественной конвекции.

Вывод физически более обоснованного соотношения между критическими радиусами кривизны зародышей паровой фазы цри кипении бинарных смесей и одаокомпонентных жидкостей.

Обоснование практически прямой пропорциональности между оС и при кипении жидкости в условиях существенного обеднения хегшоотдающей поверхности активными центрами парообразования.

Обоснование устремления к нулю разницы в значениях CJ,^ и ^ с ростом скорости при кипении жидкости в трубах.

Обобщенные зависимости: для расчета интенсивности теплообмена при кипении однокомпонентных жидкостей в большой объеме и в условиях вынужденного движения; для расчета коэффициентов теплоотдачи при кипении бинарных смесей в большом объеме; для расчета температуры начала развитого поверхностного кипения; для расчета значения f ; метода расчета испарителей с кипением жидкостей в большом объеме и в условиях принудительного движения (аппаратов о естественной и принудительной циркуляцией) с * использованием указанных зависимостей.

Структура и объем работы. Диссертация состоит из введения, шести глав, выводов, списка использованных, источников (268 наименований) я приложений. В приложениях приведены примеры расчета испарителя.с кипение жидкости в условиях естественной конвекции и конденсатора-испарителя с естественной циркуляцией. Приведен наиболее последовательный вывод правила фаз Тиббса. Основное содержание диссертации изложено на 244 страницах машинописного текста. Диссертация содержит 15 табл.',114 рисунков.

ОСНОВНОЕ СОДЕРЖАНИЕ ДИССЕРТАЦИИ

** » ...

В первой главе изложены современные представления о.физическом механизме процессов переноса при кипении жидкости. Дан анали? систем уравнений, описывающих процесс теплообмена при пузырьковом кипении, а также проанализированы совокупности характерных для этого процесса обобщенных переменных.

При пузырьковом кипении возникает значительно более мощный, по сравнению с конвективным теплообменом в однофазной среде, механизм переноса. Особенность этого механизма состоит в том, что в процессе генерации пара тепловой поток отводится от теп-

о

досылающей поверхности в форме гегиогы испарения, в виде избыточной энтальпии перегретой жидкости, выталкиваемой паровыми пузырями -из пристенной области, а также в форме рабоп, затрачи- -ваемой на образование поверхности раздела фаз. Наряду с этим, туфбулизация пристенной области паровыми пузырями интенсифици- () рует теплоотдачу от элементов поверхности, на которой нет активных центров парообразования.

В хишческой технологии широко представлены испарители, кипение в которых осуществляется на наружной поверхности труб, погруженных в жидкость, т.е. в условиях естественной конвекции, Методам теплового расчета таких аппаратов посвящена вторая глава диссертации.

Опубликованные к настоящему времени формулы для расчета интенсивности теплообмена в условиях естественной конвекции можно подразделить на три основные группы: I - формулы, полученные с . применением теории соответственных состояний; 2 - формулы, построенные на основе теории подобия или анализа размерностей; 3 -формулы, полученные на основе той или иной модели процесса.

Автором выполнены анализ и сопоставление с опытными данными наиболее распространенных в нашей стране формул. Особый интерес представляют формулы третьей группы. Так, формула С.С. Кутате-ладзе, А.И. Леонтьева и А.Г. Кирдяшкина

с«

получена на основе теории пограничного слоя и закономерностей свободной турбулентности. При т= 0,7 для отдельных групп жидкостей формула' (I) удовлетворительно согласуется с опытными данными. Однако при переходе от одной группы жидкостей к другой коэффициент Я меняется: для вода и этанола Л = 74; для н-геп-тана, н-пропана, н-пентана и бензола й = 25.

A.A. Волоппсо, предположив, что тепловой поток от греющей . стенки отводится в виде теплоты испарения (\2 и в виде избыточной энтальпии перегретой жидкости ь , получил формулу

^исп - ßPeKcn°'73|<t0'5 ' (2)

Расчеты показывают, что и в этой формуле коэффициент В жпяет свое значение при переходе от одной группы жидкостей к другой. Удовлетворительное согласование опытных к расчетных ветчин оС.

с

для каждой жидкости в отдельности и несоответствие, при переходе от одной груша жидкостей к другой свидетельствует о неполноте исходных предпосылок. Автором настоящей диссертации на оо-нове зависимости (2) предложена формула, обобщающая многочисленные опытные данные по теплообмену при кипении жидкостей о самыми различными свойствами. Формула получена в предположении, что тепловой поток, подведенный к кипящей жидкости, расходуется не только на испарение и ее перегрев, но и на образование поверхности раздела фаз Sh , Исходя из этого, уравнение теплового баланса, записанное A.A. Водошко в виде С^ = fy j,, было нами дополнено [б]членом, определяющим работу Lsu , затраченную на образование поверхности раздела фаз. Если пренебречь радиусом 1фивизны зародаша паровой фазы по сравнению с отрывным диаметром пузыря d0 , то для сферической формы последнего

(3)

С учетом (3) уравнение теплового баланса имеет вид п 5Г j 3/ мл'Ч/т ^ с CpSt У бб , ... *

Ч="7" ? ( ?--Г * d^ft

Из (4) следует, что обобщенная переменная Kß2= ß/(d09 Z) является мерой отношения работы, затраченной на образование . поверхности раздела фаз, к теплоте, необходимой для испарения жидкости в количестве, равном массе пара в объеме, ограниченном созданной поверхностью ^. Эта переменная приводится к

"к d0 Щ _ Л ¿-I

.^-СЩЩ '.-г V" ■

где ?">7 • Очевидно, что критерий

имеет тот яе физический сшсл, что и K6j,

Второй критерий в правой части формулы (2) представляет собой произведение трех комплексных переменных -

I/ (9п)2 -г _ к (9")2 ^

сРТн 91 {?'-?•) "W " s. 9W- Г)1 6 *

Как известно, слияние двух или нескольких переменных в од-с но число подобия является следствием пренебрежения теми или иными членами в исходах уравнениях, описывающих процесс. Вопрос о том, окажется ли потучекшЯ в результате слияния критерий о

(6)

п

о - Э - 1 .

единственным аргументом в обобщенном уравнении решается только на основе опыта, так как в большинстве случаев трудно предсказать, как повлияет на конечные'результаты исключение из уравнения одного из членов, даже, если он мал по сравнению с другими членами. Однако в нашем случае некоторые предварительные суждения оказывается можно сделать. 0 При испарении жидкости в паровой пузырь радиусом И относительная величина перегрева , необходимого для компенсации эффектов Лапласа и Томсона, приближенно может быть определена из уравнения Клапейрона-Клаузиуса

Дt 2 6 46

Т„ = "й^"" ^Г ' С другой стороны, из уравнения (4) следует -

ь^ь _ ЗГс>оЧ> г б 66 г

<\ъ ~ <5гд>) V?"2 = ,а0?9" " ,

Из (6) и (7) видно, что оба отношения и Ьл/С{,г) явля-

ются величинами одного и того же порядка. Но отношение /Т н играет весьма существенную роль в процессе теплообмена при кипении, в сущности определяя все особенности процесса образования паровой фазы (несмотря на то, что численное значение относительного перегрева, вообще говоря, величина, конечно, небольшая. Глубокий смысл этого сопоставления заключается в том, что • исключение из рассмотрения величины I иг. ведет к обеднгнно ло-дели процесса (хотя на тепловом балансе слагаемое фактически отражается, очень слабо).

Изменение значения константы 6 в формуле (2) при переходе от одной жидкости'к другой говорит о том, что интенсивность теплообмена при кипении не может быть в полной кзре количественно оценена только о помощью критериев Р е. ЕСЦ и К^. Здесь мы как раз встречаемся с тем случаем, когда наряду с критерием. К^ в числе аргументов должна быть одна ьз обобщенных переменных, в результате слияния которых получен этот критерий. Очевидно, что дополнительным аргументом может быть только критерий К6 , особенность которого, как показано автором диссертации, состоит в том, что для данной жидкости его значение а . весьма широком диапазоне изменения давления о' тается практичес-

-ГОки постоянным. Выразив константу Ь в формуле (2) в виде степенной функции критерия К6, автор получил зависимость для расчета коэффициента теплоотдачи оС при пузырьковом кипении в условиях естественной конвекции в виде

""иен = с[Реисп^*63-Кб°'Т = с гЛ (8)

В (8) для области развитого кипения, которая определяется условием М ^ Ю7 , С = 3,2-Ю~5 , а П = 0,75 . (9) В условиях неразвитого кипения (5-105-сМ'< ю^) - С = 0,101, «».0,25 . ' (10) В (8): М^- оС^/Л ; Ре иоп - ^/(г^а).

Формула (8) обобщает в основном с точностью-20 % опытные данные по теплообмену при кипении различных жидкостей в широком диапазоне изменения давления р и С^ : воды, спиртов, четырех-хлористого углерода, бензола, дифенила, алканов, аммиака, фрео-нов и др. Опытные данные при кипении криогенных жидкостей (кислорода, азота, водорода, неона, аргона, гелия) обобщаются с -точностью в основном ± 35 %, что является следствием их повышенной чувствительности к состоянию и свойствам поверхности нагрева.

На рис. I формула (8) сопоставлена с опытными значениями оС при кипении некоторых жидкостей. Здесь, кривая "а" на графике П отвечает зависимости (8) и обобщает данные для фреонов при давлениях р40,06 Р^ .'Данные для фреонов при р>0,1 Р _ обобщаются кривой "в", для которой коэффициент С в формуле (8) равен 5,1 «КГ5. В интервале изменения давленая (0,06-Ю,I) Р ^ для фре-. онов коэффициент С меняется по линейному' закону между его крайними значениями. Специфическая зависимость оС от Р при кипении »фреонов впервые была обнаружена Г.Н. Даниловой. .

Третья глава посвящзна описанию экспериментальных установок и методик проведения опытов для исследования теплообмена при кипении в условиях вынужденного движения жидкости..

В четвертой главе изложены результаты исследования зависимостей 0С= Н^о. V' ^кр1 и Я,кр2 Н(иг0).* Здесь хе рассмотрен вопрос о возможности применения гидродинамической теории теплообмена к двухфазному потоку. ,

На рис. 2 представлены некоторые результаты оштов автора, в которых установлена зависимость ОС от Ю^ и при омыввнии ки-пя::;эй жидкостью плоской пластины. При обобщении этих данннх ав-

Сопоставление опытных значений оС с формулой (8). Абсцисса графика I уменьшена в 10 раз

•-1 '

* О - 2

I: I - метан, р = 0,1+2,79-МПа (данные Кларка); 2+4 - н-пропан, н-гептан, н-пентан, р= 0,046+2,79 МПа (Кичелли, Боншша); П: фреон-12: I - + н = 15+19 °С Данилова, Мазюкевич); 2 - Ъ = в -15 °С (Лаврова); 3 - ^ = 16+19 °С (Ратиани, Авалиани); 4 -Ън -10+ +20 °С (Данилова, Вельский); фреон-21: 5 - ±й » 50 °С (Данилова, Куприянова); фреон-22: 6 - = 23 °С (Куприянова); 7-р/РКр = 0,093; 8 - р/р = 0,072; 9 - Р/Р = «0,05; Ю'-р/р = 0,022 (Поволоцкая); II - Ьн = 16+20 (Ратиани, Авалиани); 12 -"Ь д = -Ю-» +20 °С (Данилова); фреон-113: 13 - = 47 °С (Данилова, Вельский); фреои-142: Ы -

= -10+ +20 °С (Данилова); аммиак: 15 - 1Н = 15+19 °С (Данилова, Мазюкевич); 16 - Ьн = -40+ + 20 °С (Куприянова)

Рис. I

Зависимости Ос^ . р , ГЬ ) при кипении воды на медной плите, покрытой слоем никеля толщиной мкм

20

а> 10 8

6 20

оС,кВт/(м^К) -О1 ><р- о-е-« й

Г У в г Г*

Р = 0,098 НПс > И

—0 )=С - >— л и £ -•- • - 1 о - 2 в - 3 о-4 II 1 1

У

5)

ю

8 7

о и 1 с®, о -Г-

сС, К01 гД Ч- Ю ✓

-От

Р=0Д96МПа <

• - 1 О - 2 в - 3 в - 4 1 1 II

>-с 0.1

ф

17

сС, кВт/(НгК)

30

20

6)

■ю

Р=0,392МПа

9-е

сад

сот

&

40 60 80 ЮО

\

о - 42 » - 3 © - 4

иггтт

С 00 300 400 °

С^кВт/м

П= Р; 2 - п= 100; 3 - П. = 160; 4 - »г. = 250 п?

о

У

с - 13 -

о • - ..

тор исходил из того, что при кипении в условиях вынужденного движения коэффициент теплоотдачи определяется, суммарным

воздействием механизма переносе конвекцией в однофазной среде и механизма переноса, обусловленного процессом парообразования. ВЛияние первого механизма оценено скоростью жидкости иг , а , () второго - скоростью парообразования Ш = ). При кипении

в большом объеме с*-б0С/О иг*. При обработке этих опытов в относительных величинах (рис. 3) была получена основная обобщенная переменная, характеризующая теплоотдачу в условиях вынужденного движения [I, 2, 3, б]

^ * » e г + иг (II)

о6бо q,/(29") 4Л*?").

Обратная величина этого критерия в работах автора с Л.С. Стер-маном была обозначена символом 1^= [7] .

В этих опытах было установлено, что при каждой скорости наблюдаются три области с характерными доя них закономерностями процессов переноса: область доминирующего влияния конвективного теплообмена в однофазной среде, область, в которой теплоотдача практически полностью определяется процессом парообразования и переходная область - область совместного влияния конвекции и процесса парообразования. С ростом скорости переход к , развитому кипению происходит при более высоких значениях су, так как при большей турбулентности потока влияние процесса па-■ рообразования может проявляться только при большем числе актив-, ных зародашей паровой фазы. Кроме того, при большей скорости. . приближение к'развитому кипению происходит при меньшей температуре стенки, т.е.¡при меньшем перегреве жидкости. Следовательно, чтобы при большей скорости сохранить одно и то же значение относительной интенсивности механизма переноса, обусловленного процессом парообразования, необходимо повысить плотность теплового потока не только для компенсации боль-ей турбулентности течения жидкости, но и для компенсации эффекта уменьшения числ активных центров парообразования^]. . .

Аналогичные зависимости Опри Uf = Const били получены позднее рядом исследователей'при кипении жидкостей в трубах. В этом случае с ростом массового паросодешания Х(или объемного расходного паросодержания ^ ) меняется структура

- 14 -

Обработка опытных данных, "представленных на рис. 2

гл

оСв 1,6

1,2

1 & * г£

Г 2г к'

Ь РИ ?

1 £1 И

1 ** -I" р л ЛсГ • -1 о-г

— ...и ь> х> 4

— —

1 1

5 ь 8 ю 1? 16 го 2к зг 40 50 ьо во юо

а - р 0,098 Ша;.б - р = 0,196 МПа; в - р = 0,392 МПа; I - П = 100 об/мин; 2 - И = 160 об/мин; 3 - П = 280 об/мин

Рис. 3

двухфазного потока, что при определенных условиях влияет на оС, Практически первая физически обоснованная формула для расг чета оС при кипении в трубах была предложена Л.С. Стерманом. Основой для её пс строения явились опытные данные, полученные Л «С. Стерманом при кипении вода и этанола в трубе диаметром С1ВН в 16 ш. Необходимо.однако отметить, что при развитом пузырьковом кипении коэффициент теплоотдачи не зависит от диаметра трубы, а из формулы следует, что

. С нашей поправкой ка диаметр трубы формула Л.С. Стермана имеет вид

оС

кип

•бк

9" ,1.45 к0ДЗ / а ,0.2851 0,7

(1Г)

J

(12)

Нами показано также, что при расчете оС по формуле (12) при всзх структурах потока, ¡предшествующих дисперсно-кольцевой, в критерий можно подставлять истинную, осре дне иную по попереч-сечению трубы, скорость жидкости и'. Б условиях дисперсно-кольцевой структуры интенсивность теплообмена определяется скоростью жидкости в пленке ^Гщ , которая меныге иг . Для определена значения иГ^ автором данной диссертации построен график, на . котором относительная скорость жидкости в щенке Шщ ДУ представлена в виде функции безразмерной приведенной скорости пара

Iг ^, г ^

V}.

пл

График построен по опытным данным Н.В. Тарасовой, полученным при при исследовании гидравлического сопротивления лр Тр при движении адиабатного пароводяного потока в трубах и в кольцевых каналах. Здесь представляет собой некоторую эффективную скорость жидкооти в пленке, при подстановке которой в формулу " Дарси значение ÄPTp совпадает о опытным. При этом коэй>ици~° ент гидродинамического сопротивления ^ определялся по формулам Елазиуса или Никурадзе в зависимости от значения Rj£= uT^d/V.

Для расчета величины UT и связанного с ней истинного объемного паросодержания f , автором предложена формула [6, 9~| с

I , Э rt 9':?"?5 10.5 U-CM2.-a .

— - 1 + a.VC-^r-) [ J <гз>

При построении формулы (13) автор исходил из общеизвестного пси ложения, что влияние критерия Фруда с ростом турбулентности потока ослабевает, поэтому показатель степени при этом критерии в (13) выражен в виде убывающей фунщии от скорости смеси

'П - 0,25 [ехр(0,025 ^СЕГ ) ] -1 .

Анализ к сопоставление с опытными данными формул для расчета ^ , предложенными другими авторами, показал, что только наша формула (13) и формула Д.А. Лабунцова с сотрудниками удовлетворительно согласуется с опытными данными в весьма широком диапазоне изменения массовой скорости - от диГ= 25-?50 кг/(л£с), ,'. характерных для работы многих аппаратов химической технологии, до 'jur, исчисляемых тысячами кг/(ы?с), наблюдаемых в энергетике. Формула.Г.Н. Даниловой и ее сотрудников удовлетворительно согласуется с опытными данными в интервале изменения ^иГот 25-кг/(^с) до 250 кг/О^с).

' Фор.'дула, предложенная автором данной работы для расчета при развитом пузырьковом кипении в условиях вынужденного движения, имеет вид [в, 101

' , - 1/3 ,„. ' , - 1/3 ,, 0,5

St(Kp ' • = I,25Kw(Pe'Hon ) -Ks. s 1,25-М . (14)

В (14): Ре'Шоп = Кр = pß^/G ; Ks = 5/(ОД;

Гсм ); St-üCACpf'llT^ ); В„ - [е/(9У*)]°'5

При развитом кипении К 0,3-10"® . (15)

При неразвитом кипении (0,01 •Ю~5< П ^0,3-Ю"-5 )

о

5t(K" Г1/3 . о,ш2[С(Ре;сп rI/3Ks0'5] 0'5 . (16)

По нашему мнению число St является наиболее рациональной формой безразмерного коэффициента теплоотдачи в условиях вынужденного движения.

Сопоставление формул (14) и (16) с опытными данным показано на рис. 4. Как видно из рисунка отклонение большинства опытных значений ОС от расчетных не превышает i 20 %.

Следует иметь в виду, что даже при соблюдении условия (15) процесс парообразования может не оказывать влияния на интенсивность теплообмена (область режимных параметров, характеризующаяся относительно низкими значениями О ). Относящиеся к этой области опытные значения сС при W0= Const и р —0, на рис, 4 группируются около горизонтальных прямых (прямая I, обобщающая опытные данные Е.К. Аверина и Г.Н. Кружилина: вода, р = 0,098 МПа, UT Q = 5,5 и/о, 0). Точки пересечения горизонтальных прямых с наклонной прямой определяют минимальное (пре- J дельное) значение Я- = Я-пр ' ниже КОТ°Р°Г0 процесс парообразования (при данных иГ0 , £ , р ,) не влияет на оС» Таким образом, при расчете ОС по форгуле (14) нужно установить к какой-области режимных параметров относятся заданные для расчета условия. Для этого необходимо сопоставить оС^д и сС без кипения -JoCgjj , рассчитанные, соответственно, Но формуле (14) и по формуле U,А. Михеева. В качестве расчетного принимается большее значение оС , ' *•

В формулу (14) не входят диаметр трубы и вязкость жидкости, ио ока качественно правильно отражает влияние этих параметров '.¡т процесс перехода от конвективного теплообмена и однофазной срсде к развитому пузырьковому кипению. На рис. 4 в точках .пересечения горизонтальной и наклонной прямых ОС ш = оС бк . При

UT0 , Const и JW = Conjt с ростом диаметра от d т до А 2 значение сС 0к в турбулентном потоке уменьшится в (сГ2 рази к горизонтальная прямая на рис. 4 расположится ниве. Соответственно yi/еньЕштся оС юга за счет уменьшения величины С\,Гр • Тсглм образом, в этом случае

2/3 J » 0,2 , ,j 0,3

'Чцрз'Ччй* - (CIj/cig) ИЛИ - С}^ (dj/dpJ ■ .

t)

Сопоставление формул (14) и (16) с опытными данными

60 80

о о

i , . -Ф 0,5 5

*«>--МРе«са) V10

Вода: I - р == 0,1+0,5 Ша (данные Аверина и Кружилина); 2 - р = 0,196+0,686 tina (Стерман, Стшин); 3 - р ^ 16,6 Ша (Тарасова и др.);14 - р = 12,7+19,6 МПа (Тарасова, Орлов); 5 - р = 0,49+3,03 Ша (Боришанский и др.); 6 - р = 0,01+0,098 Ша (Стшин, Элинзон); 7 - р = 0,196+0,686 Ша (Стерман); фреон-12: 8 - tH = -10+ +IQ °с (Богданов); 9 - tR = 7,5 °С (ЮсиДа, Ямагучи); н-бутан: 10 - р = 0,14+0,3 Ша (Блинов, Двойрис и др.); н-пропан: II - р = 0,294, 0,647 и 1,175 Ш1а (Блинов, Двойрис и др.); кислород: 12 - р я O.OS8 Ша (Виаь ' пев); фреон-22: 13 - t^ = -20+ +20 °С (Кирин)

Рис.- 4

При постоянных d. и Iti^ с увеличением вязкости жидкости от ¡^ до j\».g значение ^др также понижается. При этом, отношение

Ящй /W = (^/JV°'37(3/2) = .

Понижение значения tynp с Ростш d и JM при UT0= Const объясняется тем, что в этих случаях переход к развитому кипению происходит при более высокой температуре стенки, т.е. в более благоприятных для процесса парообразования условиях.

При турбулентном течении однофазного потока с ростом скорости от W^ до U^ значение оС6'к увеличится в (иГ2/1лГ^)0»8 раза. Следовательно

W /^npl > - Cure/Wi)0/8(3/&> = (UГг/Щ)1'2 . Объяснение столь значительной зависимости от скорости

дано на стр. 13 .

По формулам (14) и (16) москно рассчитывать коэффициент теплоотдачи в широком диапазоне изменения паросодержания, пока на отенке сохраняется сплошная пленка жидкости. .

Формула (14), по-видимому, является единственной формулой, по которой мол'но рассчитывать оС при развитом кипении в условиях ламинарного течения жидкости.

На основе гидродинамической теории теплообмена автором получена формула, связывающая коэффициент теплоотдачи с напряжением трения в двухфазном потоке 1/ . Вывод сделан применительно к кольцевой структуре течения смеси для условий, когда процесс парообразования не влияет на интенсивность теплообмена. В турбулентной части пленки принят степенной закон изменения скорости иГ/цГГр ~ ($/fi) . На основании балансного соотношения для расхода жидкости в пленке .

У OT-JUr2flr<*-«J)c

скорость на границе пленки с паровым ядром потока UTrp выражена через среднюю скорость жидкости в пленке Wjyj . Для значений критерия Рг , не сильно отличающихся от единицы формула имеет над Г <~

-Lp--. , . (Г?)

■ JL MS Ti + -I-S( Рг- 1.0 ) T raL Re1'8 PV'6

Рассчитанные по формуле (17) коэффициенты теплоотдачи сопоо-ггзг.енн с их опытны;® значениями, получпшшми в ЦКТ11. В отчете

ЦКГИ приведены не только значения ОС, но . Всего было просчитано более 40 опытов, в которых можно было предполагать,, что влияние процесса парообразования на оС было незначительным. Расчеты показали, что отклонение опытных значений ОС от расчетных в основном лежит в пределах ± 35 %. Такой результат следует признать удовлетворительным, учитывая сложность расчета (в некоторых случаях опытные значения ДРТр отличались от их значений, рассчитанных по методике авторов отчета ДКГИ на 25+30 %).

В 4-й главе изложены также результаты исследования влияния скорости циркуляции на значения С),^ и Я'крЗ * 0пыты проводились на воде, этиловом и изопропиловом спиртах ]12, 13]. Экспериментальные кривые экстраполированы авторами работы [12] в область больших скоростей, рис. 5. Показано, что разница в значениях Якр1 и Чкр2 0 РОСТОм скорости дсигана стремиться к нули. На основе установленных закономерностей теплообмена при кипении в условиях вынужденного движения дано объяснение этому явлению.

Анализ особенностей механизма переноса при поверхностном, кипении (5-я глава) приводит к заключении, что процесс формирования двухфазного пристенного слоя определяется совокупным

о 1

Зависимость С^^ (а) и Ц,Кр2 (б) от 1аГ0 при кипении изопропилового спирта (р= 0,196 МПа, р = 0}

^рпЧкр^ Вт/М • 3 У

а А" __^ ' у

К [ У у

<г •ч 9. >

30 57 «0 гхГо1м/с

0(1 0,1 0,3 <$ 5" ± 2 5 5 -ГО 20

- - экспериментальные кривые; ---экстраполяция

Рис. 5

влиянием иг0 , с^ и недогрева жидкости до температуры насыщения . Значение ЪС существенно зависит от интенсивности

«СД

ммссообменных процессов между ядром потока и пристенным двухфазным слоем. Вторжение в пристенную двухфазную область переохлажденной жидкости из ядра потока может полностью исключить возможность образования паровых пузырей на поверхности нагрева.

Если в трубу парогенерирующег'о аппарата входит неДогретак до температуры насыщения жидкость, тО-на отдельных участках • трубы можно наблюдать несколько зон с различными закономерностями теплообмена: зона конвективного теплообмена в однофазной среде, зона неразвитого поверхностного кипения, зона развитого поверхностного кипения и зона кипения насыщенной жидкости [14] . В зоне неразвитого поверхностного кипения.температура стенки трубы выше температуры насыщения, но число активных зародышей паровой фазы здесь настолько мало, что процесс парообразования не влияет на оС. При некоторой температуре устанавливается развитое поверхностное кипение. Автором дано определение этой величины как температуры потока, при которой двухфазный пристенный слой обеспечивает такие же условия для зарождения к роста паровых пузырей, как и при кипении насыщенной жидкости. Автором показано, что при развитом поверхностном кипении значение ОС мсскно определять по формулам, установленным для кипения насыщенных жидкостей, если плотность теплового потока относить к температурному напору /Л = "Ьст - [14] .

Дня расчета Ъык автором получена обобщенная зависимость, удовлетворительно согласующаяся с опытными данными, рис, б[б,

141 275 /<юЦ°'21 рз0'5

Для кольцевых каналов с!вн-с1экв • Физические константы жидкости и определяются при температуре насыщения .

, -Экспериментальное исследование теплообмена и гидродинамического сопротивления показали, что и при развитою поверхностном кипении при относительно низких значениях процесс парообразен вакая не влияет на интенсивность теплообмена [15, 1б]. При таких режимах, отмеченное в опытах [15]'существенное увеличение оС по длине обогреваемой трубы, обусловлено только ростом истинной скорости жидкой фазы и . Г1реположив, что при турбулентном те-

чении ^('Ш'Я. , >',автор данной диссертации получил соотношение, определяющее связь между оС и в любом сечении трубы на участке с поверхностном кипением,.справедливое при р' , [1б]

* - I - (

00 о ^1.25 оС •$

(19)

где сС 0 и с<чу - соответственно значения коэффициентов теплоотдачи при 0 и при'5,> 0. Оба значения оС рассчитываются по формуле М.А, Михеева при подстановке в нее в первом случае скорости циркуляции и/"0 , а во втором - истинной скорости жидкоо-ти Ш'.

Сопоставление формулы (18) с опытными данными

(^дач-г-5

Вода: I - р = 4,9+19,6 МПа, кольцевые каналы (данные Тарасовой и Орлова); 2 - р = 0,98 и 1,47 Мйа, труба <1= 6,4?. мм (Тарасова и др.); 3 - р = 0,Го и 0,25 МПа, труба (1= 0,96 мм (Стшм, Варшяей); Азот: 4 - Тн = 93,4, 97,5 и 102 К, кольцевые каналы ( Пронько и лр); н-пропиловый спирт: 5 - р = 0,15 и 0,25Ша труба с1= 8,Э6 мм (втюшин, Варшней)

Рис. 6

Итак, если в аппарат, входит недогретая до температуры насыщения жидкость, то вся дайна трубы с точки зрения расчета оС может быть разбита на два участка. На первом - от входного сечения до сечения, в котором температура жидкости становится равной "Ь нч , рассчитывается по формулам конвективного теплообмена в однофазной среде, а на остальном - по формулам, установленным для расчета сС при кипении насыщенной жидкости, например, по нашей формуле (14).

Шестая глава посвящена анализу механизма переноса теплоты при кипении растворов нелетучих веществ и бинарных смесей жидкостей, а также разработке методов расчета аппаратов с кипением бинарных смесей в большом объеме. Основная особенность процесса теплообмена при кипении растворов и смесей заключается в том, что у поверхности растущих на стенке паровых пузырей формируется концентрационный пограничный слой (КИС) с большей концентрацией нелетучего вещества в растворе Юш с большей концентрацией вы'сококипящего компонента (ВК-компонента) смеси по сравнению с их значениями в основном объеме (вдали от поверхности пузыря). Возникающие в неоднородном концентрационном поле градиенты химических потенциалов вызываю встречные потоки компонентов раствора (смеси), затрудняющие приток жидкости к поверхности пузыря.

Образование (КПС) влечет за собой повышение температуры насыщения у поверхности пузыря на величину Д"^ . Таким образом, для того,чтобы раствор или смесь испарялись бы в паровой пузырь жидкость должна быть перегрета не только на величину сЛ ^необходимую дая компенсации эффектов Лапласа и Томсона, но и на величину . Именно этим объясняется существенное снижение числа активных зародышей паровой фазы и частоты отрыва пузырей при кипении смеси (раствора) по сравнению с кипением однокомпо-нентной жидкости или чистого 'растворителя.

Величина ¿и зависит от разности концентраций АС в пределах (КПС) и от производной (А1^н /¿с . Последняя определяет свойства раствора (смеси), в то время как ДС зависит также от-' режимных параметров. Например, в условиях вынужденного движения наложение турбулентного обмена на' диффузионные процессы в (КПС) может существенно изменить интенсивность теплообмена. В отличие • от кипения сднокомпонентннх жидкостей при кипении растворов

(смесей) с ростом скорости изменяется не только динамика процесса парообразования, но и интенсифицируются процессы в (КШ) [17, И].

Когда концентрация раствора у поверхности цузыря достигает концентрации насыщения, то дальнейшее повышение величины д! н. и, соответственно, депрессирующего воздействия (Ж) на теплоотдачу становится невозможным. Однако, увеличение оС при дальнейшем повышении концентрации раствора мсжно будет наблюдать только в том случае, если изменение теплофизических свойств не окажет отрицательного влияния на интенсивность теплообмена.

При кипении смеси температура жидкости у поверхности цузыря (как и при кипении раствора) больше ее температуры в основном объеме на сумму + ). Очевидно, что отношение радиусов кривизны зародышей паровой фазы при кипении смесей и при кипении однокомпонентных жидкостей [б, 19] (в-кр )ом д1+_д*н _

со -■-а = I +

( fcjp )0 At . At

или

(R-KP >СМ /(RKP >0°° 1 + dtn Mt . (20)

Для бинарных смесей величина dt н определяется из уравнения Ван-дер-Ваальса. При кипении смесей зависимость оС от концентрации Н.К.-компонента экспериментально строят либо в условиях постоянного давления и переменной в связи с изменением состава температуры насыщения, либо при X н = Const и переменном давлении. Следовательно, в обоих случаях при любом промежуточном значении С нк коэффициент теплоотдачи определяется при неизменном для данного опыта давлении. Это значит, что изменение концентрации и температуры в (КИС) в процессе формирования последнего всегда происходит при р = Const . Тогда из уравнения Ван-дер-Ваа: зса получим 1

нк

н = (S"-5V- ¿C^ODS/cjc;^ •

Подставив (21) в (20),, получим

ty« со I - АСнкС^Мси/и

(RKp)0 (S"-s')- ACHK(^s/^c^)pTSyt Г

Из (22) следует, что (Я ^ )см > (Я ^ )0 .

Соотношение (22) отличается от аналогичного соотношения, • полученного Л.Н. .Григорьевым и А.Г. Усмановым не только внешне, но и по-существу. Принципиальная разница заключается в том, что Л.Н. Григорьевым и А.Г. Усмановым не были определены условия, в которых следует рассматривать производную от по

9 «• л " О

снк •

Автор предлагает следующую структуру обобщенного уравнения для расчета интенсивности теплообмена пря кипении бинарных смесей:

иг/а, <4 ,дснк, , (23)

В этой зависимости ОС и оСатт соответственно действительное .

ад

значение коэффициента теплоотдачи при кипении смеси и аддитивное его значение (оСвк'С'вк +°^Нк'Снк вк и ^нк " коэффициенты теплоотдачи при кипении ВК и НК-компонентов при давлении смеси. Они определяются по опытным данным соответствующих авторов. Если данные отсутствуют, то рассчитываются по нашей формуле (8); 2 - изобарно-изотермический потенциал; <2. -дифференциальная теплота парообразования; разность температур насыщения ВК-компонента и смеси при давлен нии и концентрации смеси с'нк ; - вк ~ ^ нк - разность температур насыщения ВК и НК-компонентов при давлении смеси, являющаяся масштабом отнесения для величины оЬ; 81/¿Л - переменная, отражающая влияние производной с)"Ьн ; д*Г/Тн - относительная величина масштаба отнесения; ДС^ - разность концентраций (доли моля) НК-коыпонента в паровой и жидкой фазах. ч

Переменная ДСнк.оказывает существенное влияние на теплоотдачу при кипении смесей, определяя в значительной мере интенсивность дедрессирующего воздействия (КПС). Однако, при анализе зависимости сС от С^ необходимо учитывать также изменение свойств смеси в связи с изменением концентрации одного из компонентов. При этом решающим фактором является в каком направлении меняются свойства смеси. Влияние этого фактора мсасет не только усилить или ослабить, но и полностью компенсировать отрицательное воздействие величины ДСНК ^2о][ . Например, по

опытным данным Л.Н. ^Григорьева и А.Г. Усманова при кипении смеси этанол-бензол в интервале изменения С^ от нуля до концентрации азеотропа коэффициент теплоотдачи непрерывно увеличивается, хотя если судить по зависимости ДСЯК от С'нк кривая оС = -£( С'нк) должна была бы проходить через минимум. Здесь за счет "улучшения" (с точки зрения теплообмена) свойств смеси полностью компенсировано депрессирующее теплоотдачу воздействие величины АСНК. Для смесей с небольшими значениями величин &СНК и разности температур насыщения компонентов коэффициенты теплоотдачи можно рассчитывать по формулам, установленным доя кипящих одно-компонентных жидкостей. Так, наша формула (8) удовлетворительно обобщает опытные данные при кипении смесей этанол-бензол, метил-этилкетон-бензол, бензол-циклогексан и др.

Для расчета коэффициента теплоотдачи при кипении смесей со средними значениями величин дСнк и Лt= "£вк - Ънк автором предложена следующая формула

оС/сСад = I - В , • (24)

St °»4 л+ "1/4

8=0,35(-|1-) . (дснк ) •

Формула (24) в пределах ±10-»15 % согласуется с опытными данными Л.Н. Григорьева и А.Г. Усманова для смесей этанол-бен-. зол, этанол-вода, метанол-вода, ацетон-бутанод, этанол-бутанал; с'данными Б.В. Васильева для смесей н-пропаноя-н-амиловый спирт, метилэтилкетон-бутанол, метилэтилкетон-бензол, циклогексан-бен-зол, циклогексан-бутанол, бензол-бутанол; с данными В.Н. Филат-кина для смеси аммиак-вода; с данными.В.А. Кравченко для смесей легких углеводородов этилен-этан, рис. 7.

Для смесей с очень большими разностями температур кипения компонентов и большими значениями &'снк , например, для смеси бензол-дкфенил расчетное'уравнение автора имеет вид

оС/рСад = I - (25)

где

б'=1,72(ЛСнк)°'3 (,Т/ТН )°'6 _<*/>

Эта формула обобщает опытные данные Л.С. Стермэпа к Л.И, А^г^г/о-

ва для смеси бензол-цифенил с точностью 1154 20 %. Формула (25) также удовлетворительно обобщает опытные данные В.А. Кравченко для смеси метан-этан, но с коэффициентом в выражении для в' 1,42 (вместо 1,72). На рис. 7 приведены результаты сопоставления формулы (24) с опытными данными, полученными при кипении ряда смесей. 0

Формулы (24) и (25) отличаются, .от аналогичных формул других авторов тем, что в них но входит""ковдентрация смеси или какая-либо комбинация из концентраций компонентов смеси (так, называемый концентрационный критерий); Автор считает, что интенсивность теплообмена при кипении смесей должна определяться их тецыофизическими свойствами и величинами, отражающими специфические особенности процесса парообразования при кипении смесей, в частности, величинами и производной <5"tH .

Некоторые общие замечания к расчетным зависимостям

г

1. Опытные данные говорят о том, что при пузырьковом кипении снижение уровня гравитации по сравнению с земным на два порядка или его повышение на два порядка практически не влияет

ыа интенсивность теплообмена. Следовательно, при расчете <Х по формулам, в которые входит величина ускорения свободного падения, в них следует подставлять не действительное значение <J , при котором работает аппарат, а величину 9о= 9,81 i^/c. Отметим, что только формулы Д.А. Лабунцова и Ю.А. Кириченко дают правильную зависимость ОС от ^ .

2, Если теплоотдающая поверхность существенно обеднела центрами парообразования, то область развитого кипения смещается

в сторону больших значений CJ, . Так, при кипении воды на по/ш-р-ванных латунных трубках и при давлениях р < 0Í5 МПа развитое кипение устанавливалось только при CJ, >Ю5 Вт/ьг. В переходной области наблюдается практически прямая пропорциональность между ОС и С^. (о£ео <^Р»95) ^21] . При атмосферном давлении, г. е. при меньших значениях радиуса кривизны зародышей паровой фазы, нижняя граница области развитого кипения смещается в сторону ь,еньишх значений с^ . Таким образом, при расчете аппаратов, работающих под вакуумом, этот эффект следует учитывать, хотя при капе кии на трубах с обычной технической шероховатостью он выражен зачительно слабее.

(оС/о£дд ) =£(СуК)при кипении смесей: этанол-вода (а); мета-1-нал-вода (б); ацетон-бутанал (в); этанал-бутанол(г); циклогек-

сан-бутанол (д); бензол-бутанол (е

а;?,мак-вода (ж) ;метан-этан

сС

0.9

О,Б 05 1,0 0,9 0,8

0,7 0,6 0,5

а • -1 о-г х-3 + ■ V, 23 * + 1

141 1

Г2 <ш

1 5 • / По ФОРМУЛЕ (26)

V— + А , \ ио0/с

•V 1]

"л*

1 \ -157.

3 л- 5 А-6 ▼-7 8 11/

< /

к

V 1 1

М -8%

V е По (26) К

/

V А г

д \1 15*5

| [ |

1 6 8 /

✓ о" >4

\ V \

30 Г ¿8%

3 г

(кВт/м2): I - 232; 2 - 174; 3 - 116; 4 - 58,2;-5 - 105; 6 - 70; 7 - 52; 8 - 29; 9 - 17,4; 10 - 11,6; И - 5,82; 12 - 190; 13 - 90; 14 - 50.

Рис. 7

вывода

1. На основа современных представлений о механизме переноса теплоты в кипяцих жидкостях оказалось возможным предложить обобщенную зависимость (8) для расчета коэффициента теплоотдачи при кипении в большом объеме. Формула построена в предположении, что тепловой поток отводится от уеплоотдающей поверхности еь форме теплоты испарения, избыточной энтальпии жидкой фазы и в виде. • работы, затрачиваемой на образование поверхности раздела фаз ¿д. Влияние величины Да отражено критерием Ке= значение которого дня данной жидкости в широком диапазоне изменения давления'насыщения не меняется. Введение критерия КБ в число аргументов позволило получить расчетную формулу, характеризующуюся высокой степенью общности. Пренебрежение величиной ¿¿г. ведет к обеднению модели процесса и, как следствие, к снижению общности расчетных зависимостей.

2. Оцределены общие условия применимости формул для расчета .

при пузырьковом кипении в большом объеме.

3. Установлены общие закономерности совместного влияния скорости жидко:ти и плотности теплового потока на интенсивность теплообмена при кипении. В условиях вынужденного движения на основную турбулентность потока, обусловленную при прочих равных условиях скоростью жидкости, накладывается дополнительная тур-булизация пристенной области паровыми пузырями; на механизм переноса конвекцией в однофазной среде накладывается влияние механизма переноса, обусловленного процессом парообразования. При. кипении в большом объеме интенсивность переноса теплоты механизмом, обусловленным процессом парообразования, много.больше интенсивности переноса теплоты естественной конвекцией, поэтому влияние последнего проявляется только при малых значениях .

В условиях вынужденного движения интенсивность переноса теплоты тем-и другим механизмом может быть одинаковой при любрх значениях <\, . Между областью режимных параметров, в которой интенсивность-теплообмена полностью определяется конвекцией в одно-, фазной среде, и областью, в которой теплоотдача полностью определяется | ' . ' процессом парообразования, имеется переходная область, в которой действуют оба рассматриваемых механизма переноса. Соотношение между интенсивностью механизма переноса конвекцизй и интенсивностью механизма переноса, обусловленного

процессом парообразования, автором количественно определено в виде отношения скорости жидкости к скорости парообразования -

ыУв/и?")].

4. Предложенные автором формулы (14) и (16) для расчета ОС в условиях вынужденного движения обобщают опытные данные при . кипении жидкостей с точностью 4 25 % во всем диапазрне бескризисных режимов теплообмена. Формула (14) не содержит диаметр трубы и вязкость жидкости, но она правильно отражает влияние этих параметров на процесс перехода от конвективного теплообмена в однофазной среде к развитому кипению. При развитом пузырьковом кипении.по формуле (14) можно рассчитывать оС не только в условиях турбулентного, но и ламинарного режимов течения.

5. По формуле (14) можно рассчитывать также интенсивность теплообмена при развитом поверхностном кипении, которое устанавливается при температуре потока ~ЬНК . При этой температуре двухфазный пристенный слой обеспечивает такие же условия для зарождения и роста паровых пузырей на стрнке, какие устанавливаются при кипении насыщенной жидкости. Температура "Ьнк определяется по формуле автора (18).

Если в парогенерирующий канал входит недогретая до тетера-туры насыщения жидкость, то на участке трубы от входа до сечения, в котором температура потока становится равной температуре t нк , коэффициент теплоотдачи рассчитывается, по формулам конвективного теплообмена в однофазной среде. На остальном участке трубы - по формуле (14), если в конце трубы не возникнет кризис теплообмена второго рода.

Если при поверхностном кипении процесс парообразования не влияет на значение суС , то рост коэффициента теплоотдачи при движении потока вдоль поверхности обогреваемой трубы обеспечивается возрастанием истинной скорости жидкости. В этом случае по известному распределению по длине трубы оС можно рассчитать значение истинного объемного паросодержания в любом сечении трубы по предложенному автором соотношению (19).

6. Предложенная автором обобщенная зависимость дня расчета ^ в двухфазном потоке (13) хорошо согласуется с опытными денным не только при больших массовых скоростях, но и при очень малых значениях <риг , характерных для работы многих аппаратов хишческой технологии.

7. Формула (17), полученная на основе гидродинамической теории теплообмена удовлетворительно согласуется с опытными данными, если процесс парообразования не оказывает заметного влияния на интенсивность теплообмена. Расчет ведется по истинной скорости жидкости и/', а в условиях дисперсно-кольцевой структуры - по средней скорости жидкости в пленке и/^. Для определения иг т автором построен обоб1ыешшй график. Формула (17)° удовлетворительно согласуется с оштиыми данными.

8. Полученные автором экспериментальные зависимости Ц, ^

и от скорости циркуляции экстраполированы в область боль-

ших скоростей. Показано, что с ростом скорости разница в значениях Я' кр1 и Ч кр2 Д11™"3 стремиться к нулю.

9. Выполнен анализ влияния концентрационного пограничного слоя и свойств теплоносителя на теплоотдачу при кипении растворов и смесей жидкостей. Получена физически обоснованная зависимость (22), определяющая соотношение между критическими радиусами кривизны зародышей паровой фазы при кипении бинарных смесей

и однокомпонентных жидкостей. Анализ показал, что обобщенную зависимость для расчета коэффициента теплоотдачи при кипении бинарных смесей в большом объеме можно получить, не вводя в число аргументов непосредственно концентрацию или какую-либо комбинацию из концентраций компонентов смеси. В обобщенных зависимостях автора (26) и (27) влияние концентрации отражено величинами, характеризующими специфические особенности .процесса парообразования при кипении смесей. Автором сделан наиболее последовательный вывод правила фаз Гиббса.

10. Совокупность полученных автором обобщенных зависимостей обеспечивает надежный расчет теплоотдачи в испарителях различного технологического назначения.

Некоторые работы автора,, относящиеся к теме диссертации

1. Стюшин Н.Г. Исследование влияния скорости движения жидкости на коэффициенты теплоотдачи при кипении на догруженной тепло-обменной поверхности,- Н/т отчёт МО ЦКТИ, 1949, 19 о.

2. Стюшин Н.Г. Влияние скорости принудительного движения жидкости на теплообмен при кипенш! в большом объеме при повышениях давлениях.- Н/т отчет Ю ЩИ, 1952, 28 с.

3. Сткш1н Н.Г,, Стерман Л.С, Влияние скорости циркуляции на теп-

. лообмен при кипений,- ЖТФ, 1951, т. XXI, в. 4, с. 448-452.

4. Стгошин Н.Г. Исследование влияния скорости принудительного движения жидкости на теплообмен при кипении под давлением.-

. ЖТФ, 1953,.т. XXlil, вып. II, с. 1920-1930.

5. Стюшин Н.Т. К теории процесса теплообмена при пузырьковом кипении в условиях естественной конвенции,- В кн.: Труды МИХМ, 1976, с. 67-76.

6. Кутепов A.M., Стерман Л.С., Стюшин Н.Г. Гидродинамика и теплообмен при парообразоыании.- М., ВШ, 1986, 448 е., 3-е изд.

7. Стерман Л.С., Стюшин Н.Г. Влияние скорости циркуляции.на теплообмен при кипении,- В кн.: Труды ЦКТИ, кн. 21, М.,

.'Машгиз, 1951, с. 59-82.

8. Стюшин Н.Г. Интенсивность теплообмена при {сипении в условиях вынужденного движения.- В кн.: Теплообмен и гидродинамика.-Л.,. Наука, 1977, с. 39-47.

9. Стюшин Н.Г. Об относительном движении паровой (газовой) фазы при адиабатическом течении двухфазного потока в верти-, кальных трубах.- Труды МИХМ, 1969, т. I, вып. 2, с. 87-91.

10. Стюшин Н.Г. Метод расчета коэффициента теплоотдачи при.кипении жидкости в условиях вынужденного движения,- В кн.: Тепло- и массоперенос, т. П, ч. I.- Минск, 1972, с. 164-163.

11. Стюшин Н.Г. К расчету интенсивности теплообмена при кипении в условиях вынужденного движения жидкости.,- В кн.: Теплообмен и теплообменная аппаратура химических производств (труды МИХМ, вып. 42).- М., 1972, с. 26-31.

12. Стерман Л.С., Стюшин Н.Г. Исследование влияния скорости ■ циркуляции на значения критических тепловых потоков при кипении жидкости в трубах,- ЖТФ, 1952, т. ХХП, вып. 3,

. с. 446-454.

13. Стерман Л.С,, Стюшин Н.Г., Морозов В.Г. Исследование зависимости критических тепловых потоков от скорости циркуляции.- ЖТФ, 1956, т. Ш1, вып. 10, с. 2323-2328.

14. Стюшин Н.Г. Новые результаты исследования 'теплообмена при кипении в трубах.- В кн.: Тепло- и массоперенос.- Минск, изд. АН БССР, т. 2,. 1962, с. II4-II9.

15. Styu:3hin II.G., Varahn-y B.S. Studien of hint transfer rate of r. nubcoDled boiling liquid in tub^a. - Int..T.of "i-:-U ar.d ТЛазя Transfer, 1967, v. 10, pp. 1349-135').

16. 'Стшин Н.Г., Ряб;;нин Г.А. Метод расчета гидравлического сопротивления и. теплообмена при поверхностном кипении гид-костей в трубах,- Цинтихимнефгемаш, Кислородное.,и автоген. ное машиностроение, 1965, * I, с. 12-14,.

17. Стшин Н.Г. , Астафьев В.И. К вопрооу о теплообмене при кипении растворов,- TOXI, 1975, т. IX, Ji 4, с. 555-562.

18. Астафьев В.И., Стюшин Н.Г. Анарз влияния концентрационного пограничного слоя на теплообмен ^Нри' кипении в большом объеме и в трубах,- Изв. вузов СССР, энергетика, 1979, № 12,

. с. 35-39. .

19. Стшин "Н.Г. Радиус кривизны зародыша паровой фазы при кипении однокомпонентных. жидкостей и бинарных смесей.- ТОХТ, 1985, т. XIX, » 6, с. 831-834.

20. Стшин Н.Г., Астафьев В.И. Анализ зависимости коэффициента теплоотдачи от концентрации при кипении бинарных смесей в большом объеме.- ТОХТ, 1978, т. ХП, № 6* с. 856-862.

21. Стшин Н.Г., Васильев Б.В. Правило фаз Гиббса для систем с П, степенями свободы.- Изв. вузов СССР, химия и химическая технология, 1987, т. 30, вып. 3, с. I28-I3I.

22. Стюшин Н.Г., Элинзон Л.М. Исследование интенсивности теплопередачи к кипящим жидкостям при атмосферном и пониженных давлениях в условиях естественной конвекции,- ИФХ, 1969,

т. Ш, * I, о. 54-58.

23. Зайцев A.A., Казенин Д.А., Кутепов А.М., Стюшин Н.Г. О ферме представления экспериментальных данных по теплообмену при кипении,- В кн.: Тепломассообмен-УП.- Минск, изд. АН рССР, . 1984, г. 4, ч. I, с. 69-74. "

0 Принятые обозначения '

• , CI ,Ср , j4 , V> - соответственно, плотность, тепло-

проводность, поверхностное натяжение, температуропроводность, теалоемкость, динамическая вязкость, кинематическая вязкость жидкости; $>"- плотность пара; 3 теплота парообразования; . oi~ коэффициент теплоотдачи; плотность теплового потока; <Г- напряжение трения; UT _ скорость; - скорость циркуляции; иГ', Ur'i Шо» ^ о "* соответственно, истинные и приведенные ¡скорости жидкой и паровой фаз; ß - истинное и расходное объемное гшросодерс,;ания потока.