Комплексное исследование процесса кипения на горизонтальных трубах применительно к судовым испарителям

Судовые испарители являются одним из основных элементов судовых энергетических установок, обеспечивающих безопасность и жизнедеятельность СЭУ и морского судна в целом. Создание компактных неметаллоемких, высокоэффективных испарителей судовых водоопреснительных установок и их элементов требует дополнительной информации о процессах теплообмена и парообразования при кипении воды, водных растворов и морской воды.

Кипению жидкостей в литературе посвящено более 10 000 работ. Однако данных о процессе кипения на горизонтальных трубах судовых испарителей очень мало. Проектирование испарителей в настоящее время выполняется, главным образом, по аналогии с подобными действующими. Поэтому дальнейшие исследования рабочих процессов судовых испарителей являются весьма актуальными.

Целью настоящей работы являлась разработка комплексной методики исследования процесса кипения на горизонтальных трубах в условиях свободной конвекции при атмосферном и пониженных давлениях (3,6. 100 кПа) и на ее основе изучить основные характеристики пузырькового кипения, в том числе — с помощью киносъемки процесса одновременно в двух проекциях, и разработать модели для уточненного расчета теплообмена в испарителях с горизонтальнотрубными греющими элементами с учетом всех важных параметров процесса.

Диссертационная работа выполнялась в рамках научно-технической программы Минвуза РСФСР «Исследования и освоение Мирового океана» 1976.1980 гг., направление — «Разработка методов и средств по опреснению, очистке и энерготехнологическому использованию вод Мирового океана» (пункты 6.2.2, 6.2.25), Общегосударственной комплексной программы «Мировой океан», проект «Энергетика» (периоды 1981.1985 гг., 1986.1990 гг., 1991.1995 гг.), Государственной программы фундаментальных исследований «Коренное повышение эффективности энергетических систем» АН СССР (период 1988. 1990 гг.).

Активное изучение процесса парообразования при пузырьковом кипении выполнялось исследователями главным образом на горизонтальных пластинах и тонких проволочках, поэтому большая часть расчетных моделей механизма отвода теплоты строится на базе именно этих данных. Законченные физико-математические постановки вопросов турбулентности и динамики двухфазного пограничного слоя сегодня отсутствуют, поэтому для обобщения экспериментальных данных используются методы теории подобия или анализа размерностей.

В диссертации изложены результаты многолетнего комплексного исследования процесса пузырькового кипения на горизонтальных трубах в широком диапазоне изменения всех параметров, включая диаметр труб. Изучение парообразования выполнялось с помощью киносъемки одновременно в двух проекциях, т. е. на каждом кадре отснятой кинопленки фиксировались одновременно две проекции (фронтальная и профильная). Киносъемка выполнялась кинокамерами «Красногорск» (48 1/с) и СКС-1М (до 1500 1/с). Внутренние характеристики процесса кипения, такие как отрывной объем парового пузыря, скорость его роста, частота отрыва и др. определялись при покадровой обработке кинограмм отснятой кинопленки.

Выделены дополнительные и новые физические особенности и понятия процесса пузырькового кипения на горизонтальных трубах, получены новые расчетные формулы, что определяет научную новизну результатов:

— в объеме жидкости, догретой до температуры насыщения, зарождение паровых пузырей происходит на нижней образующей горизонтальной трубы,.

— величина температурного напора начала пузырькового кипения определяет / уровень термодинамической границы устойчивости,.

— температурный напор начала пузырькового кипения на нижней образую- ^ щей значительно меньше, чем на остальном периметре трубы,.

— на верхней части горизонтальной трубы парообразование аналогично таковому на плоской поверхности нагрева,.

— существует новый процесс генерации паровых пузырей в турбулентном — вихре (в зоне отрыва двухфазного потока от поверхности горизонтальной трубы),.

— основная часть парового объема отводится с паровыми пузырями с нижней части горизонтальной трубы,.

— существует граничный уровень давления в вакууме, ниже которого меняется влияние давления на процесс кипения (уменьшается),.

— предложена и апробирована четырехкомпонентная модель для расчета теплового потока, отводимого от поверхности горизонтальной трубы,.

— на основе кинематографического исследования установлены три зоны ге-У нерации паровых пузырей,.

— показан азимут точки отрыва термодинамически равновесного двухфазного потока от поверхности одиночной горизонтальной трубы,.

— введено понятие толщины двухфазного потока по периметру трубы,.

— выделено пять термогидродинамических режимов пузырькового кипения воды на горизонтальных трубах в условиях атмосферного давления,.

— существует влияние температурного напора начала пузырькового кипения / на паросодержание двухфазного пограничного слоя,.

— определено начало переходной области от пузырькового кипения к пленочному,.

— определена степень экранизации поверхности трубы основаниями паровых / пузырей, которая соответствует понятию «паросодержание» термодинамически равновесного двухфазного потока по периметру трубы,.

— получены формулы для расчета процесса теплообмена при давлении 3,6—100 кПа, впервые обобщающие известные экспериментальные результаты для горизонтальных труб,.

— получена картина распределения накипи по периметру горизонтальной трубы диаметром 34 мм, покрытой никелем,.

— выполнено исследование процесса пузырькового кипения воды на пяти-рядном пучке горизонтальных труб из меди диаметром 34 мм для условий атмосферного и пониженного давлений,.

— предложены формулы для расчета горизонтального и вертикального шагов расположения труб в пучке,.

— получена формула для расчета теплообмена на пучке горизонтальных труб разного диаметра. /.

На основе результатов исследований автор разработал метод расчета теплообмена при пузырьковом кипении, который учитывает важные внутренние характеристики процесса кипения.

Получены новые формулы для теплового расчета горизонтальнотруб-ных испарителей, которые приводятся с необходимыми пояснениями по их применению. Они могут использоваться при проектировании новых и модернизации существующих испарителей различного назначения. Изложены основные рекомендации по проектированию судовых горизонтальнотрубных испарителей на основании новых формул и с использованием некоторых дополнительных внутренних характеристик процесса кипения воды на горизонтальных трубах.

Рекомендуются также возможные направления модернизации испарителей, которые проиллюстрированы на примере предлагаемых вариантов модернизации существующих испарителей судовых опреснительных установок. Изложенные в работе рекомендации имеют характер конкретных пояснений при использовании новых и дополнительных расчетных данных.

Практическая ценность работы. Разработана и реализована комплексная методика исследования процесса пузырькового кипения, когда парообразование и теплообмен изучаются одновременно и на основе всех важных параметров процесса, предложены научно обоснованные, новые конструкторские решения для модернизации существующих конструкций аппаратов, а также для создания новых более эффективных.

Разработаны новые формулы для теплового расчета горизонтальнотрубных судовых испарителей.

Заложены основы для создания новой методологии совершенствования судовых испарителей на базе полученных результатов.

Часть результатов автора, опубликованных в статьях, отдельных изданиях и в монографии, используются в учебном процессе в вузах (Дальневосточный государственный технический рыбохозяйственный университет, Дальневосточный государственный технический университет, Дальневосточная государственная морская академия — г. Владивосток, Дальневосточный государственный университет путей сообщения — г. Хабаровск, Балтийский государственный технический университет — г. Санкт-Петербург), в научной и практической работе организаций — Институт проблем морских технологий ДВО РАН (г. Владивосток), НПО «Солнце» АН Туркмении (г. Ашхабад), КБ при АО «Калужский турбинный завод», АО «Примагропромэнерго», Техуправление Тихоокеанского флота.

Автор защищает: 1. Комплексную методику исследования процесса кипения (парообразование и теплообмен) на горизонтальных трубах.

2. Совокупность результатов экспериментальных и теоретических исследований теплообмена и внутренних характеристик процесса кипения воды, водных растворов солей и морской воды.

3. Модели для расчета условий теплообмена при кипении применительно к испарителям с погружными греющими элементами из горизонтальных труб.

4. Рекомендации по тепловому расчету испарителей судовых водоопресни-тельных установок.

5. Новые формулы, понятия и физические представления, введенные автором по результатам обработки экспериментальных и теоретических обобщений.

Апробация работы. Основные результаты научных исследованийавтора — докладывались: на пятой, шестой, седьмой и восьмой Всесоюзных конфе-! ренциях по теплообмену и гидравлическому сопротивлению при движении двухфазного потока в элементах энергетических машин и аппаратов (Ленинград, 1974, 1978, 1985, 1990 гг.), на научно-технической конференции вопросы интенсификации теплообмена опреснительных установок" (Киев, 1974), XX Сибирском теплофизическом семинаре «Нелинейные волновые процессы в двухфазных средах (Новосибирск, 1977), ХХП Сибирском теплофизическом семинаре «Теплообмен и гидрогазодинамика при конденсации и кипении» (Новосибирск, 1979), IV Всесоюзной конференции «Проблемы научных исследований в области изучения и освоения Мирового океана» (Владивосток, 1983), П Всесоюзной конференции по энергетике океана (Владивосток, 1985), Ш Всесоюзной конференции по энергетике океана (Владивосток, 1990), Международной конференции «Нетрадиционная энергетика и технология» (Владивосток, 1996), Международной конференции «Проблемы транспорта Дальнего Востока» (Владивосток, 1997). 9.

Личный вклад автора. В диссертации изложены результаты исследований, которые автор выполнил непосредственно сам, в том числе:

— постановка задач исследований и методики их решения;

— организация, планирование и проведение экспериментальных исследований и теоретических обобщений;

— разработка конструкций и изготовление экспериментальных установок;

— обобщение результатов теоретических и экспериментальных исследований, выявление и формулировка основных закономерностей процесса кипения воды, водных растворов и морской воды;

— обоснование физических и математических моделей и формул;

— разработка рекомендаций по использованию полученных результатов.

Диссертационная работа является обобщением научно-исследовательских работ автора, экспериментальная часть которых выполнена непосредственно автором в Дальневосточном государственном рыбохо-зяйственном университете (с 1980 г.), в Дальневосточном политехническом институте (до 1976 г.) и на «Дальзаводе» (1978;1980 гг.).

Публикации. Список публикаций по материалам диссертации включает 46 работ, в том числе — 7 отдельных изданий (Монография «Вопросы физики кипения жидкостей (на горизонтальных трубах)». Владивосток: Дальнаука, 1996.212 с. и др.).

В целом результатыизложенные в диссертации, являются существенным вкладом в развитие научных представлений о физике кипения жидкостей на горизонтальных трубах и представляют собой научно обоснованные технические и технологические решения в области рабочих процессов судовых испарителей, имеющие большое практическое значение для совершенствования судовых энергетических установок.

Автор признателен Ю. В. Якубовскому за полезные советы при отработке методики исследования и совместного проведения исследований теплоотдачи при кипении морской воды на одиночных горизонтальных трубах.

Результаты исследования (рис. 8.10) показывают, что качественный характер поведения кривых a =J{q) по рядам сохраняется таким же, как и при атмосферном давлении, однако пересечение и слияние кривых происходит при плотности теплового потока 60.80 кВт/м. Для Рн = 100 кПа слияние происходит при 80.95 кВт/м" .

Процесс кипения воды и термоумягченной морской воды изучался в испарительной камере на пучке горизонтальных труб, показанных на рис .8.2. Пучок горизонтальных труб изготовлен из меди и теплоносителем в нем был насыщенный пар повышенного давления. Термоумягченная морская вода, это солевой раствор, из которого удалили шлам и накипеобразующие с помощью высокотемпературного нагрева морской воды в специальном тепло-обменном аппарате [125]. Исследование кипения воды и термоумягченной морской воды выполняли при повышенном давлении 100.500 кПа. Эксперименты выполнялись совместно с Л. И. Сенем.

С увеличением давления отрывной размер паровых пузырей уменьшается, а частота их отрыва увеличивается. Процесс парообразования становится V устойчивым при 20.30 кВт/м" .

По сравнению с пресной водой, при Рн — 500 кПа, процесс кипения термоумягченной морской воды имеет некоторые особенности, а именно: частота отрыва паровых пузырей выше, количество паровых пузырей на боковой поверхности труб в п" чке больше, иногда происходит генерация паровых пузырей на боковой поверхности труб при q > 180 кВт/м2 и их слияние.

Вероятно, кристаллы солей в растворе, попадая на поверхность трубы, становятся потенциальными центрами генерации паровых пузырей.

Рис. 8.10. Зависимость коэффициента теплоотдачи от плотности теплового потока при кипении воды на горизонтальном пучке труб из меди диаметром 34 мм, пучок показан на рис. 8.4, при Рн = 200 кПа и 8/с1н = 1,32, по данным автора: 1, 2, 3, 4, 5 — номер ряда труб в пучке, О — одиночная труба,^{грграничное} значение плотности теплового потока, при которой происходит переход к «новому» термогидродинамическому режиму процесса пузырькового кипения.

На рис. 8.11 представлены экспериментальные данные по кипению дистиллята воды и термоумягченной морской воды на нижнем ряде пучка труб диаметром 36 мм при Рн = 500 кПа и 8/с1н = 1,25, а также экспериментальные данные по кипению морской воды при Рн = 100 кПа на одиночной трубе из меди диаметром 34 мм, покрытой никелем гальваническим способом. Сопоставление результатов исследований по теплообмену при кипении термоумягченной морской воды при Рн = 500 кПа и обычной морской воды при Рн = 100 кПа дает расхождения 56%, которое можно объяснить влиянием давления. При кипении термоумягченной морской воды раствор в испарительной камере был прозрачным и оставался таким в течение всего многочасового эксперимента, позволяя вести визуальное наблюдение за процессом кипения. При кипении же обычной морской воды (Рн=100кПа) раствор становился «мутным», за счет выпадения шлама. Через 15.20 минут после закипания раствора визуализация процесса становилась невозможной.

80 100 150 200 300 q, кВт/м2.

Рис. 8.11. Зависимость коэффициента теплоотдачи от плотности теплового потока при кипении дистиллята воды, морской воды и термо-умягченной морской воды по данным автора: О — дистиллят воды, Рн — 500 кПа, нижний ряд пучка труб из меди диаметром 36 мм, S/dH= 1,25, • - термоумягченная морская вода, Рн = 500 кПа, нижний ряд пучка труб из меди диаметром 36 мм, S/dH = 1,25 (пучок показан на рис. 8.3), Ф — морская вода, Рн = 100 кПа, одиночная горизонтальная труба из меди, покрытая никелем, диаметром 34 мм — по данным автора.

В условиях повышенного давления (Рн = 500 кПа) закипание раствора начинается, как и при атмосферном давлении, с зарождения паровых пузырей на нижней образующей горизонтальных труб первого ряда. Гидродинамика потока отличается тем. что паровые пузыри уменьшаются в размерах (примерно на 10. 15%), снижается скорость обтекания ими боковой поверхности труб в пучке при их всплытии.

Первичные данные (рис. 8.7.рис. 8.10) настоящей работы подтвердили основные экспериментально установленные закономерности теплообмена на пучках горизонтальных труб при кипении воды [36, 40, 49, 128, 129, 181, 194] и фреонов [49, 209 и др.].

1. Теплоотдача на горизонтальных рядах пучка увеличивается по высоте пучка. Отличие в теплоотдаче рядов труб в пучке велико), особенно при низ.

— у ких плотностях теплового потока — 6. 15 кВт/м, например, для пучка при 100 кПа коэффициент теплоотдачи на 5 ряде почти в 1,5.2 раза выше чем на 1 ряде (см. рис. 8.7).

2. При заданном давлении отличие в коэффициенте теплоотдачи полностью исчезает при определенной «граничной» плотности теплового потока дф. При <7,р < q теплоотдача протекает на всех трубах пучка одинаково, включая первый ряд, и соответствует теплоотдачи первого ряда.

3. Выше 5 и 6 рядов пучка (см. также [36, 49, 128, 129, 181]) интенсивность теплоотдачи отличается незначительно от теплоотдачи 6 ряда, поэтому можно принять, что коэффициенты теплоотдачи рядов труб в пучке относятся как aY6) = а6. (8.3).

При кипении воды, морской воды, термоумягченной морской воды (рис. 8.7 и рис. 8.10) в диапазоне изменения плотности теплового потока от 15 до 80 кВт/м кривые, а = f (q) располагаются веерообразно, при этом наибольшее значение коэффициента теплоотдачи (а) соответствует верхнему ряду пучка горизонтальных труб, а наименьшее нижнему ряду. Угол наклона этих кривых зависит от давления и диаметра, горизонтальной трубы. С увеличением плотности теплового потока кривые, а = f (q) сходятся и сливаются в одну линию с кривой для одиночной трубы. Очевидно, происходит переход к новому тепловому режиму. Зависимость этого граничного теплового потока от давления для трубы диаметром 34 мм показана на рис. 8.12.

Таким образом, результаты проведенного исследования по кипению воды и термоумягченной морской воды на пучках горизонтальных труб из меди диаметром 34 и 36 мм, при Сг = Св = 1,32 и Сг = Св = 1,25 позволяют сделать следующие выводы.

1. Процесс генерации паровых пузырей на нижнем ряде пучка горизонтальных труб при Рн = 100.500 кПа происходит аналогично таковому на одиночной горизонтальной трубе такого же диаметра при плотностях теплового потока от q0 до 60 кВт/м" «, однако образование «поверхностных» паровых пузырей на верхней части труб нижнего ряда происходит слабее, чем на одиночной трубе.

2. При давлениях 100.500 кПа паровые пузыри, отрываясь от нижних труб пучка, обтекали при всплытии боковую часть вышерасположенных труб, интенсифицируя теплоотдачу.

1 1 1 1.

200 —.

150 см союо — — ¦—.

60- 1 1 1 * 1 >

30 50 100 150 200.

Рн, кПа.

Рис. 8.12. Зависимость величины граничного значения плотности теплового потока от давления насыщения при кипении воды на пучке горизонтальных труб из меди диаметром 34 мм, по данным автора.

3. В условиях вакуума, 1^= 26.50 кПа паровые пузыри образуются главным образом на нижней части горизонтальных труб. Они зарождаются на нижней образующей, растут, обтекая нижнюю часть периметра трубы, отрываются от центра зарождения и всплывают, обтекая боковую часть периметра вышерасположенных труб. Будучи больших размеров в профильной проекции, чем расстояние между боковыми поверхностями труб горизонтального ряда, паровые пузыри деформируются, принимая форму межтрубного канала, при этом они увеличиваются в размерах за счет избыточной энтальпии перегретого слоя жидкости под паровым пузырем.

4. На нижней части горизонтальных труб нижнего ряда паровые пузыри зарождаются при меньших перегревах стенки труб чем на верхних трубах, на которых образование пузырей происходит при таких же перегревах стенки как и на одиночной трубе.

5. При давлениях выше атмосферного — Рн = 200.500 кПа отрывной размер паровых пузырей с нижней части труб на 5. 15% меньше, чем при атмосферном давлении, а частота их отрыва — больше. При плотностях теплового потока от 10 до 20 кВт/м" «начинается устойчивый процесс генерации паровых пузырей.

8.5. Влияние термогидродинамических условий на теплообмен при кипении воды на пучке горизонтальных труб.

По результатам исследований автора и данных других исследователей [36, 128] можно сделать вывод о том, что при низких плотностях теплового потока коэффициент теплоотдачи на верхних рядах пучка труб выше чем на нижних рядах (рис. 8.7, рис. 8.8, рис. 8.9, рис. 8.10). Такое отличие в значениях коэффициентов теплоотдачи, вероятно, вызвано влиянием движения двухфазного потока с нижних рядов пучка труб. В этом случае интенсивность отвода теплового потока обусловлена главным образом механизмом турбулентного переноса (см. гл. 5). При увеличении плотности теплового потока это отличие снижается и при q > 180 кВт/м2 для 100 кПа отличие в коэффициентах теплоотдачи на 1 и 5 рядах пучка не проявляется рис. 8.7. Эта особенность процесса теплообмена отмечена так же в [36, 49, 128].

Анализ результатов исследований автора и других работ [128, 129] показал, что теплообмен при кипении на пучке труб со смещенной компоновкой и с обычным коридорным их расположением в пучке протекает примерно одинаково. Автором были установлены гидродинамические ограничители (см. рис. 8.13), цель которых, приблизить рабочие условия в испарительной камере к таким же, как и у реального испарительного аппарата.

Рис. 8.13. Схема расположения пучка труб с гидродинамическими ограничителями: 1 -корпус испарительной камеры, 2 — гидродинамические ограничители, 3 — трубы пучка без термопар, 4 — рабочие участки. 8 Г — горизонтальный шаг компоновки труб в пучке, 8В — вертикальный шаг.

После установки гидродинамических ограничителей, с увеличением плотности теплового потока (q > 120 кВт/м2) на верхних рядах пучка происходило слияние паровых пузырей в паровые «конгломераты». При плотности теплового потока q > 150 кВт/м2 на верхних рядах пучка образовывались паровые «конгломераты», т. е. формировался переходный режим к «запариванию», минуя Ш, IV и V области кипения. При этом температура стенки на 5 ряде превышала температуру стенки трубы нижнего ряда примерно на 2.4 °С. Таким образом, увеличение паросодержания термически равновесного двухфазного потока при кипении воды на пучке горизонтальных труб сопровождалось началом «запаривания» верхних рядов труб в пучке, т. е. происходила «имитация» перехода к пленочному режиму кипения на верхних рядах пучка низких плотностях теплового потока (120.150 кВт/м" «). Однако по показаниям термопар переход к пленочному режиму кипения затягивался при Рн = 100 кПа в область более высоких плотностей теплового потока. Увеличение степени экранизации поверхности горизонтальных труб (Е2 > 0,05) в пучке, при плотности теплового потока q < 150 кВт/м2 указывает на то, что скорость эвакуации паровых пузырей с верхних рядов труб в пучке ниже скорости их генерации, а это значит, что кризис пузырькового кипения будет иметь гидродинамическую природу [14, 49, 53, 60, 67, 73, 114, 121, 122, 126 и др.].

С увеличением плотности теплового потока паровые пузыри начинали образовываться и на нижней образующей нижних труб обоих боковых рядов. При плотности теплового потока q > qx (см. гл. 6) начинал действовать процесс генерации паровых пузырей на нижней образующей вышерасположенных труб пучка и при q> q2 (см. гл. 6) на нижней образующей всех труб пучка происходила генерация паровых пузырей. Всплывая, эти паровые пузыри обтекали боковые поверхности вышерасположенных труб соседних рядов, присоединяя к потоку, растущие на этих трубах паровые пузыри. На этих тепловых режимах, а именно qA < q < q2, увеличивалось паросодержание потока, и росла вертикальная скорость двухфазного потока, подъем которого ускоряли паровые пузыри, обтекающие боковые поверхности соседних труб. Это обусловлено тем, что скорость обтекания паровым пузырем боковой поверхности горизонтальной трубы диаметром 34 мм составляет 0,485 м/с (см. гл. 5, п. 5.1), а скорость всплытия парового пузыря в объеме жидкости колеблется от 0,3 до 0,35 м/с [37, 94].

Наблюдения за процессом кипения на пучке горизонтальных труб показали, что на боковых поверхностях труб, обтекаемых двухфазным потоком, как и на одиночной трубе, генерации паровых пузырей не происходило, и процесс генерации паровых пузырей с нижней части вышерасположенных труб был слабее чем на нижних трубах.

При я > 60 кВт/м2 паросодержание двухфазного потока на верхних рядах труб в пучке было таким, что он заполнял весь объем межтрубного канала, а оставшаяся часть потока «выжималась» в свободную от боковых труб область. С увеличением плотности теплового потока (ц > 80 кВт/м2) иногда происходило слияние паровых пузырей на верхних рядах пучка. Следуя [182], этому процессу соответствует тепловой режим IV для одиночной трубы (<7 > <73), при котором начинается тепловое и силовое взаимодействия между паровыми пузырями и условия теплообмена формируются самим процессом парообразования, как и для одиночной горизонтальной трубы.

Таким образом, если переход к 4 режиму пузырькового кипения в IV области (см. рис. 6.21) на одиночной горизонтальной трубе диаметром 34 мм начинается при q > 220 кВт/м2, то при пузырьковом кипении на верхних рядах горизонтальных труб пучка переход к этому тепловому режиму начинается при 80 < <?з < 150 кВт/м2.

Рассмотрим изменение наклона кривых зависимости, а =Дд) на трубах коридорного пучка (трубы из меди диаметром 34 мм), представленных на рис. 8.7.рис. 8.10. Условия теплообмена при пузырьковом кипении воды описываются известным эмпирическим уравнением вида: а = А-?, где, А — численный коэффициент, учитывающий влияние разных факторов на процесс кипения.

В диапазоне изменения плотности теплового потока от д0 до 80 кВт/м тангенс угла наклона линий 1.5 и их показатель степени изменяются от п = 0,7 для одиночной трубы до п = 0,10 на трубе в пучке пятого ряда, при Рн=200 кПа. Результаты экспериментальных данных по величине «и» представлены в табл. 8.1.

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

.

В соответствии с поставленными задачами в диссертации разработана методика комплексного исследования процесса кипения на одиночных горизонтальных трубах и на пучках горизонтальных труб (применительно к судовым испарителям), созданы совершенные экспериментальные установки, позволяющие глубже познать механизм процесса кипения и получить все необходимые его характеристики.

На основе комплексного исследования получены следующие основные результаты, определяющие научную новизну и практическую значимость выполненной работы.

1. Разработана и апробирована методика комплексного исследования процесса пузырькового кипения, которая позволяет изучать одновременно процессы теплообмена и парообразования — коэффициенты теплоотдачи и внутренние характеристики процесса кипения, в том числе — на основе скоростной киносъемки процесса кипения одновременно в двух проекциях.

2. Установлена зависимость температурного напора начала пузырькового кипения (ЛТо) от давления насыщения, диаметра горизонтального цилиндрического нагревателя и теплофизических свойств кипящей среды.

3. Выявлен граничный уровень давления (Рг), ниже которого изменяется его влияние на величину АТ0 и на внутренние характеристики процесса кипения.

4. Установлено, что основной объем пара, отводимый от поверхности горизонтальной трубы паровыми пузырями, генерируется с ее нижней части.

5. Изучена динамика роста паровых пузырей на нижней части горизонтальной трубы и выявлена зависимость отрывных размеров паровых пузырей от давления насыщения (5. 100 кПа) и диаметра горизонтальной трубы.

6. Апробирована четырехкомпонентная модель отвода теплового потока от горизонтальных труб диаметром 10, 34 и 70 мм при пузырьковом кипении. Выявлена зависимость теплового потока, отводимого паровыми пузырями, от давления насыщения, диаметра горизонтальной трубы и удельной тепловой нагрузки.

7. Исследованы термогидродинамические режимы пузырькового кипения на одиночных горизонтальных трубах разного диаметра. Выявлены зависимости этих режимов от плотности теплового потока и от диаметра горизонтальной трубы.

8. Установлено влияние термогидродинамических режимов пузырькового кипения на процесс накипеобразования при кипении морской воды.

9. Установлены параметры термогидродинамического режима двухфазного потока при переходе пузырькового кипения в пленочное.

10. Исследован коэффициент теплоотдачи при кипении воды и морской воды на одиночных горизонтальных трубах из меди диаметром 10, 16, 24, 34 и 70 мм и установлены его зависимости от плотности теплового потока, давления насыщения и диаметра горизонтальной трубы.

11. Установлена зависимость для расчета коэффициента теплоотдачи при кипении воды и морской воды на одиночных горизонтальных трубах в условиях вакуума, в диапазоне изменения давления насыщения 3,6. 100 кПа и плотности теплового потока — до.200 кВт/м .

12. Выполнены исследования теплообмена и парообразования при кипении воды и термоумягченной морской воды на пучке горизонтальных труб. Выявлены зависимости коэффициента теплоотдачи от положения ряда труб в пучке и получена обобщающая формула для расчета теплообмена при кипении воды и морской воды на пучке труб. Эту формулу рекомендуется применять в диапазоне изменения давления 26.500 кПа и плотности теплового потока <7о—<7гр •.

13. Выявлена граничная плотность теплового потока (дф) при кипении дистиллята воды, воды и морской воды на пучке горизонтальных труб, характеризующая переход к новому термогидродинамическому режиму, при котором расчет коэффициента теплоотдачи выполняют для каждого ряда в пучке по уравнению для расчета, а на нижнем — первом ряде труб.

14. Установлена зависимость, а от давления насыщения (Рн) и диаметра горизонтальной трубы в пучке (?4).

15. Выявлены предельные значения шага установки труб в пучке и определены значения относительных шагов труб в зависимости от внутренних характеристик процесса кипения.

16. Разработана методика расчета «оптимальной» плотности теплового потока, ограничивающая количество рядов труб в пучке в вертикальном сечении испарителя, чтобы избежать «запаривания» труб верхних рядов пучка.

17. Во всех необходимых случаях на основе экспериментальных исследований и теоретических обобщений получены расчетные формулы, которые составляют основу для проектирования и модернизации судовых горизон-тальнотрубных испарителей.

18. Предложены рекомендации для расчета испарительных аппаратов с погружными горизонтальнотрубными греющими элементами, которые позволяют проектировать более экономичные и компактные испарители судовых энергетических установок.

Таким образом, в диссертационной работе представлены научно-обоснованные технические и технологические решения по повышению эффективности теплообменных процессов на пучках горизонтальных труб, внедрение которых позволяет при тех же массогабаритных характеристиках аппаратов получить большую производительность испарительных установок.

УСЛОВНЫЕ ОБОЗНАЧЕНИЯ, а — коэффициент температуропроводности, м/с.

А, А", С, С" - численные коэффициенты.

С — удельная изобарная теплоемкость, Дж/(кг-град).

Сг — относительный горизонтальный шаг компоновки труб в пучке.

Св — относительный вертикальный шаг компоновки труб в пучке.

0 — отрывной размер парового пузыря с нижней части трубы, м. с! и — диаметр горизонтальной трубы, м.

Ет — степень экранизации основаниями паровых пузырей верхней части горизонтальной одиночной трубы и паросодержание потока. £2(о)" степень экранизации основаниями паровых пузырей нижней и боковой частей горизонтальной одиночной трубы и паросодержание потока.

— поверхность нагрева горизонтальной одиночной трубы, м. g — ускорение свободного падения, м/с .

К — количество паровых пузырей, расположенных на нижней части трубы. Ьг — работа образования парового пузыря критического радиуса, Дж. / - линейный размер, м. т — номер ряда труб в пучке. т* - частота отрыва паровых пузырей с нижней образующей, (м-с)" «1. N — количество паровых пузырей, оторвавшихся с нижней части горизонтальной одиночной трубы за время т, с» 1. Рн — давление насыщения, кПа. Рг — граничный уровень давления, кПа.

— плотность теплового потока начала пузырькового кипения на нижней образующей горизонтальной одиночной трубы, кВт/м2.

7, — плотность теплового потока начала образования паровых пузырей на верхней части одиночной горизонтальной трубы, кВт/м2.

— плотность теплового потока начала генерации паровых пузырей в турбулентно-вихревой зоне отрыва двухфазного потока от боковой поверхности одиночной горизонтальной трубы, кВт/м2.

73 — плотность теплового потока начала теплового и силового взаимодей2 ствия между фазами, кВт/м .

— плотность теплового потока, при котором начинается переход к плеу ночному режиму пузырькового кипения, кВт/м" «. <7рр — граничный уровень плотности теплового потока при кипении на пучке у горизонтальных труб, кВт/м» «. г — теплота парообразования, Дж/кг .

Тн — температура насыщения, °С. Тс — температура стенки, °С. Гж — температура жидкости, °С.

А Т0- температурный напор начала пузырькового кипения, °С. АТС — температурный напор (перегрев стенки трубы), °С. 5 г — горизонтальный шаг компоновки труб в пучке, мм.

— вертикальный шаг компоновки труб в пучке, мм. У0 — отрывной объем парового пузыря, м3. со — скорость эвакуации паровых пузырей, м/с. л, а — коэффициент теплоотдачи, кВт/(мград) а0 — коэффициент теплоотдачи одиночной горизонтальной трубы, кВт/(мград) а! — коэффициент теплоотдачи на первом ряде пучка труб, кВт/(м2-град) ат — коэффициент теплоотдачи на остальных рядах пучка труб, кВт/(мград).

5 — толщина двухфазного потока по периметру горизонтальной трубы, м.

X — коэффициент теплопроводности, Вт/(м-град).

V — коэффициент кинематической вязкости, м2/с. р' и /У — плотность жидкости и пара, кг/м3. окоэффициент поверхностного натяжения, Н/м. твремя, с. т0 — время роста парового пузыря на нижней части одиночной горизонтальной трубы, с. р®- - азимут точки отрыва двухфазного потока от поверхности трубы, рад.

ИНДЕКСЫ н — насыщение, ж — жидкость, с — стенка, п — пар, к — значение параметра в критической точке, гр — граничное значение.

КРИТЕРИИ ПОДОБИЯ И БЕЗРАЗМЕРНЫЕ КОМПЛЕКСЫ.

Nuq = aQl / X — критерий Нуссельта для одиночной горизонтальной трубы, Nup = а01р / X — тепловой критерий Нуссельта,.

Nul=all//1 — тепловой критерий Нуссельта для первого нижнего ряда труб в пучке,.

Num = aml IXтепловой критерий Нуссельта для пучка труб,.

Pr = v I, а — критерий Прандтля,.

Ja0 = (К0 — pi р" «У1 — начальное число Якоба,.

KQ = г / С • АТ0 — термогидродинамический критерий, отражающий фазовый переход первого рода, Кр = Р / д/сг — g (pр") — критерий капиллярного давления,.

Rер = со-lp / v — тепловой критерий Рейнольдса,.

Re^ = q-l / v-p" «r — пузырьковый критерий Рейнольдса,.

Pem = V0m* la — пузырьковый критерий Пекле для пучка труб, lp= RK ¦ СATс — pip" «- линейный размер, м, = д/сг / g{p — р») — постоянная Лапласса, м,.

Ф — 1 + [(dH / /) — l]exp (-10~JdH 11) — комплекс, учитывающий влияние диаметра горизонтальной трубы на процесс кипения, сор = q / р" «г — скорость отвода пара от поверхности нагрева, м/с.

<"