Энергоресурсоэффективная модернизация тепломассообменных аппаратов и установок в нефтегазохимическом комплексе тема диссертации и автореферата по ВАК РФ 05.17.08, доктор наук Башаров Марат Миннахматович

• Башаров Марат Миннахматович
• доктор наук
• 2019

Оглавление диссертации доктор наук Башаров Марат Миннахматович

ВВЕДЕНИЕ

ГЛАВА 1 СПОСОБЫ ЭНЕРГОСБЕРЕЖЕНИЯ И КОМПЛЕКСНАЯ

ОЦЕНКА ТЕПЛОМАССООБМЕННОЙ И ЭНЕРГЕТИЧЕСКОЙ

ЭФФЕКТИВНОСТЕЙ ПРОМЫШЛЕННЫХ КОЛОННЫХ АППАРАТОВ

1.1 Общие принципы повышения эффективности процессов и снижения энергозатрат

1.2 Масштабные эффекты и энергозатраты

1.3 Высокоэффективные контактные насадки

1.4 Комплексная оценка тепломассообменных и энергетических характеристик насадок

1.5 Сравнительные характеристики контактных устройств

ГЛАВА 2 ЭФФЕКТИВНОСТЬ ПРОЦЕССОВ В ПРОТИВОТОЧНЫХ ТЕПЛОМАССОБМЕННЫХ АППАРАТАХ ПРИ

НЕПОСРЕДСТВЕННОМ КОНТАКТЕ ФАЗ

2.1 Теоретические основы моделирования тепломассопереноса

2.2 Математическая модель тепломассопереноса в колонне с провальными тарелками

2.3 Эффективность охлаждения газов и жидкостей в пенном слое

2.4 Математическая модель расчета эффективности насадочной тепломассообменной колонны

2.5 Эффективность охлаждения газов в противоточных насадочных

скрубберах

ГЛАВА 3 ПРИБЛИЖЕННЫЕ РАСЧЕТНЫЕ МОДЕЛИ ТРЕНИЯ И

ТЕПЛОМАССООТДАЧИ В ТУРБУЛЕНТНОМ ПОГРАНИЧНОМ СЛОЕ В

КАНАЛАХ ПРОМЫШЛЕННОГО ОБОРУДОВАНИЯ

3.1 Методы моделирования явлений переноса

3.2 Процессы переноса импульса и тепла в пограничном слое

3.3 Гидродинамическая аналогия

3.4 Модель Прандтля (двухслойная модель турбулентного пограничного слоя)

3.5 Модель диффузионного пограничного слоя Ландау - Левича

3.6 Развитие моделей турбулентности

3.7 Консервативные свойства пограничного слоя

3.8 Коэффициенты теплоотдачи в гладких каналах при турбулентном режиме

3.9 Теплоотдача от шероховатой поверхности

3.10 Расчет коэффициентов теплоотдачи при турбулентном пленочном течении при слабом и сильном взаимодействии с газом

3.11 Коэффициенты тепло- и массоотдачи в газовой фазе пленочных аппаратов (турбулентный режим)

3.12 Трение и тепло- массоотдача в зернистых и насадочных слоях

3.13 Массоотдача в двухфазных потоках в насадочном слое при пленочном режиме

ГЛАВА 4 ЭФФЕКТИВНОСТЬ ТУРБУЛЕНТНОГО ПЕРЕНОСА И ОСАЖДЕНИЯ ТОНКОДИСПЕРСНЫХ ЧАСТИЦ В ЖИДКОЙ ФАЗЕ И КОНСТРУКЦИИ АППАРАТОВ

4.1 Теоретические основы математического моделирования массопереноса частиц

4.2 Турбулентный перенос тонкодисперсных частиц в жидкой фазе динамических сепараторов

4.3 Эффективность турбулентного разделения в гидроциклонах

4.4 Конструкция и расчет тонкослойного отстойника с коагулятором

4.5 Эффективность физической коагуляции капель в хаотичной насадке

4.6 Определение эффективности очистки жидкостей пневматической флотацией

4.7 Выбор режима флотации по энергетическому коэффициенту

4.8. Конструкции комбинированных аппаратов для очистки жидкостей

ГЛАВА 5 МОДЕЛИ И АЛГОРИТМЫ РАСЧЕТА ЭФФЕКТИВНОСТИ ОЧИСТКИ ГАЗОВ (ПАРОВ) ОТ ДИСПЕРСНОЙ ФАЗЫ И КОНСТРУКЦИЯ КОМБИНИРОВАННОГО ГАЗОСЕПАРАТОРА. .191 5.1. Сепарационная и энергетическая эффективность аппаратов газоочистки

5.2 Турбулентная диффузия частиц

5.3 Скорость турбулентной миграции

5.4 Диффузионная и ячеечная модели

5.5 Модели насадочных и сетчатых газосепараторов

5.6 Эффективность каплеуловителей (демистеров)

5.7. Эффективность вихревых сепараторов

5.8 Конструкция комбинированного газосепаратора

5.9 Результаты расчета процессов сепарации

5.10 Определение тепловых потерь от газосепараторов

ГЛАВА 6 ПОВЫШЕНИЕ ЭФФЕКТИВНОСТИ РАЗДЕЛЕНИЯ СМЕСЕЙ НА ТЕПЛОМАССООБМЕННЫХ УСТАНОВКАХ И ЭНЕРГОСБЕРЕЖЕНИЕ

6.1 Повышение эффективности очистки углеводородных газов от

сероводорода

6.2. Модернизация узла дефлегмации

6.3. Теплотехнологическая схема концентрирования гидропероксида изопропилбензола в производстве фенола и ацетона

6.4. Модернизация технологической схемы

6.5. Энергосбережение на установке получения моторных топлив

6.6. Энергосбережение в производстве фенола

ГЛАВА 7 ПОВЫШЕНИЕ ЭФФЕКТИВНОСТИ УСТАНОВОК И

ЭНЕРГОСБЕРЕЖЕНИЕ В ПРОИЗВОДСТВЕ ЭТИЛЕНА

7.1. Повышение эффективности узла охлаждения пирогаза на установке

газоразделения (колонна К-201)

7.2. Обобщение результатов моделирования и промышленной эксплуатации насадочных колонн охлаждения и очистки газов водой

7.3. Результаты анализа работы ректификационной колонны разделения этан-этиленовой смеси)

7.4. Энергосберегающая модернизация колонны разделения этан-этиленовой

смеси с повышением нагрузки

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

Условные обозначения

Список литературы

ПРИЛОЖЕНИЕ 1 Применение комбинированного аппарата в очистки

сточных вод на ТЭС

ПРИЛОЖЕНИЕ 2 Акты и справки о внедрении и использовании

результатов диссертационной работы и научных публикаций

ПРИЛОЖЕНИЕ 3 Аннотации монографий

«Нет прикладных наук, есть только приложения науки»

Луи Пастер

«То, что сегодня наука, завтра - техника»

Эдвард Теллер

Введение диссертации (часть автореферата) на тему «Энергоресурсоэффективная модернизация тепломассообменных аппаратов и установок в нефтегазохимическом комплексе»

ВВЕДЕНИЕ

Актуальность темы исследования. Большинство промышленных установок на предприятиях нефтегазохимического комплекса и энергетики проектировались еще в СССР, и поэтому энергетический и производственный потенциал России в настоящее время устарел и является энергозатратным, за исключением некоторых новых или модернизированных предприятий. В результате энергоемкость ВВП России в 2-2,5 раза выше среднего мирового уровня и 2,5 - 3,5 раза уровня развитых стран [70, 85, 87, 128, 148, 274, 284, 285, 380-383]. В связи с этим энергосбережение и повышение энергоэффективности промышленных установок являются актуальными и важными направлениями экономического роста России [12, 255, 260, 276, 379].

Европейский союз (ЕС) принял стратегический план ("План - 20-20-20"), в соответствии с которым к 2020 г. необходимо снизить энергопотребление всех стран Союза на 20% по сравнению с 2008 г., уменьшить на 20% выбросы парниковых газов и заменить на 20% традиционные источники возобновляемыми. В России также принята программа "Энергосбережение и повышение энергетической эффективности на период до 2020 года" [358, 379, 382]. Предполагается снижение энергоемкости ВВП РФ на 40%.

Известно, что основными потребителями природного топлива (нефти, включая газовый конденсат, природного горючего газа, угля) в России являются организации промышленного производства (34-37%), транспорта и связи (2227%) и население (32-36%). По потреблению тепловой энергии лидирующие позиции также занимают промышленные предприятия (43-47%) и население (3840%).

Одними из основных производителей тепловых ресурсов являются тепло- и электрогенерирующие станции (ТЭЦ, ТЭС, ГРЭС), а крупными потребителями тепловой и электрической энергий нефтеперерабатывающая, химическая и нефтехимическая отрасли промышленности.

Эффективным и необходимым инструментом для решения задач повышения энергоэффективности промышленных установок, с применением импортозамещающих аппаратов, является математическое моделирование проводимых процессов.

В диссертации рассматривается широкий спектр вопросов в области математического моделирования тепломассообменных и сепарационных процессов в аппаратах различных конструкций (главы 2-5). Конечной целью моделирования является определение эффективности проводимых процессов при проектировании или модернизации аппаратов. При этом уделяется особое внимание энергосбережению и повышению качества продукции.

Автор диссертации неоднократно сталкивался с поставленными производственными задачами, когда от формулировки технического задания (ТЗ) до выдачи технических решений (эскизного проекта) сроки составляли 2-3 недели, а иногда и несколько дней. Поэтому, в первую очередь, основное внимание в диссертации сосредоточено на математических моделях, которые в явном виде позволяют относительно быстро получать требуемый результат с достаточной точностью для предпроектной разработки установок.

В первой главе рассмотрены проблемы и задачи повышения

энергоэффективности и энергосбережения в промышленности и комплексной

оценки тепломассообменных и энергетических характеристик контактных

устройств промышленных аппаратов. Решению проблемы энергосбережения в

нефтехимическом комплексе посвящены работы многих исследователей

(Саркисов П.Д., Тимофеев В.С., Зельвенский Я.Д., Захаров М.К., Фарахов М.И.,

Мешалкин В.П., Алексеенко С.В., Капустин В.М. и др.). Автор не претендуют на

всестороннее рассмотрение этой сложной проблемы, а лишь на некоторые

прикладные аспекты при решении конкретных промышленных задач. Так, в

7

частности, в главах 6-7 показаны примеры энергосбережения и повышения эффективности тепломассообмена и разделения различных смесей в аппаратах на промышленных предприятиях. В главах 2-5 представлены математические модели и получены новые выражения для расчета тепломассообменных и сепарационных характеристик аппаратов.

Степень разработанности темы. Теоретические основы физического и математического моделирования тепломассообменных процессов и энергосбережения были сформулированы и развиты в многочисленных работах академиков АН СССР Жаворонкова Н.М., Кафарова В.В., Кутателадзе С.С., Леонтьева А.И., а так же профессорами Плановским А.Н., Касаткиным А.Г., Малюсовым В.А., Куловым Н.Н., Комиссаровым Ю.А., Кутеповым А.М., Дильманом В.В., Розеном А.М., Гортышовым Ю.Ф., Холпановым Л.П., Дьяконовым С.Г., Блиничевым В.Н., Голованчиковым А.Б., Систером В.Г., Саркисовым П.Д., Павленко А.Н., а так же Мешалкиным В.П., Алексеенко С.В. (с 2016 года - академики РАН), зарубежными учеными: Э.Ф. Тейлором, Данквертсом П.В., P.X. Jiang, S. Gurke, Хьюит Дж., Холландом Ч.Д. и многими другими. Достигнуты значительные научные и практические результаты по исследованию явлений переноса в аппаратах различных конструкций и проектированию установок. Однако в связи с повышением требований по энерго-и ресурсоэффективности процессов и аппаратов, а так же научно обоснованному выбору импортозамещающего промышленного оборудования необходимо продолжение исследований в данных направлениях.

Диссертационная работа выполнена в рамках госзаказа №13.405.2014/К

«Энерго - и ресурсосбережение и снижение техногенного воздействия на

окружающую среду на предприятиях топливно - энергетического комплекса»

(2014-2016 г.г.) и гранта Президента Российской Федерации научной школы НШ

- 9771.2016.8 под руководством А.Г. Лаптева «Математические модели и

импортозамещающие модернизации аппаратов разделения смесей и очистки

газов и жидкостей в нефтехимическом комплексе и энергетике» (2016-2017

г.г.), а так же в рамках базовой части государственного задания в сфере научной

8

деятельности (№13.6384.2017/БЧ): «Теоретические основы моделирования интенсифицированных процессов разделения и очистки смесей в нефтехимии и энергетике» (2017-2019 г.г.).

Цель работы: на основе применения методов математического моделирования тепломассообменных и сепарационных процессов разработать научно обоснованные энергоэффективные технические и технологические решения по энерго- и ресурсосберегающим модернизациям промышленных тепломассообменных и сепарационных аппаратов и установок с выбором импортозамещающего основного и вспомогательного оборудования.

Задачи исследования:

1) получить выражения для расчета локальных и средних коэффициентов тепло- и массоотдачи в контактных устройствах различных конструкций с одно-и двухфазными средами; в качестве экспериментальной информации использовать гидравлическое сопротивление;

2) с применением моделей структуры потоков получить системы уравнений для расчета профилей концентраций и температур в противоточных аппаратах газ-жидкость и вычислить их эффективность;

3) получить выражения для коэффициентов турбулентного переноса тонкодисперсной фазы в жидкостях и эффективности разделения эмульсий и суспензий в различных аппаратах;

4) получить выражения и алгоритм расчета эффективности и энергозатрат комбинированного газосепаратора аэрозолей;

5) выполнить и научно обосновать выбор отечественных высокоэффективных аппаратов и контактных устройств для внедрения в тепломассообменных и сепарационных установках;

6) разработать новые высокоэффективные конструкции аппаратов для очистки газов (паров) и жидкостей от дисперсной фазы в технологических схемах

различных производств с относительно небольшими затратами по внедрению и значительным энергосберегающим эффектом;

7) внедрить разработанные научно технические решения в промышленных аппаратах на действующих производствах с получением энергоресурсосберегающих эффектов.

Основные методы повышения энергоэффективности и энергосбережения, используемые в диссертационной работе, заключаются в следующем:

1. Замена устаревших контактных устройств в промышленных аппаратах на отечественные более эффективные, что обеспечит интенсификацию тепло- и массообменных процессов, повышение качества выпускаемой продукции, снижение энергозатрат на единицу продукции.

2. Обоснованный выбор энергоэффективного технологического режима, с точки зрения минимизации энергетических затрат, при заданном качестве выпускаемой продукции и экологической безопасности производств.

3. Модернизация или замена вспомогательного оборудования на тепломассообменных установках для обеспечения высокой степени энергоэффективной очистки теплоносителей, технологических потоков, газовых и жидких выбросов.

4. Изменения в теплотехнологических схемах с целью энергоэффективного распределения тепловых нагрузок.

Ресурсосбережение заключается в повышении срока работы оборудования за счет очистки рабочих сред от коррозионно-активных примесей. Повышение срока эксплуатации сорбентов в массообменных аппаратах.

Объектами исследования в диссертационной работе являются промышленные тепломассообменные установки, аппараты очистки газов (паров) и жидкостей от дисперсной фазы и вредных примесей для решения задач энергосбережения, охраны окружающей среды, повышения качества выпускаемой продукции и производительности.

Методы решения поставленных задач заключаются в математическом описании явлений переноса импульса, массы и энергии на различных иерархических уровнях с учетом пространственно - временных масштабов (пузырек, элемент насадки, пленка жидкости, насадочный слой, барботажная тарелка, тепломассообменный аппарат, промышленная установка). Взаимодействие между этими уровнями, как правило, слабое и это дает возможность учесть взаимодействия в математических моделях параметрически. Для моделирования явлений используются частные случаи фундаментальных законов сохранения и термодинамического равновесия, а именно модели структуры потоков, модели пограничного слоя, модели турбулентной миграции тонкодисперсных частиц в газах и жидкостях.

Для выбора энергосберегающих научно-технических решений, на уровне масштаба насадочного слоя и барботажной тарелки, использование энергетических коэффициентов и их модификаций.

На уровне масштаба теплотехнологической схемы (промышленной установки) - применение термодинамического метода анализа с вычислениями тепловых и эксергетических коэффициентов полезного действия. Кроме этого, использование пакетов прикладных программ (ChemCad и др.) для расчета теплотехнологических схем.

Методы моделирования основаны на использовании математических следствий фундаментальных законов сохранения импульса, массы и энергии, совместно с условиями термодинамического равновесия. В частности: применение систем уравнений переноса (моделей структуры потоков) для вычисления полей концентраций и температур в двухфазных средах. Учет второй фазы (дисперсной) за счет локальных межфазных источников и коэффициентов турбулентного обмена. Для определения кинетических характеристик переноса импульса, массы и тепла использование различных моделей пограничного слоя и определение параметров данных моделей с учетом различных возмущений, основываясь на консервативности законов трения и теплообмена к возмущениям с

применением гидравлического сопротивления контактных устройств.

11

Применение теории турбулентной миграции тонкодисперсной фазы в газах и жидкостях и моделей структуры потоков для вычисления эффективности разделения неоднородных сред в аппаратах различных конструкций.

Импортозамещение заключается в научно обоснованном выборе отечественных контактных устройств (тепломассообменных насадок, тарелок, сепарирующих элементов и т.д.) не уступающих по теплогидравлической, массообменной и сепарационной эффективностям зарубежными аналогам, а так же технологичным в изготовлении и монтаже.

В диссертации получил дальнейшее развитие подход В.В. Кафарова, И.Н. Дорохова С.Г. Дьяконова, В.И. Елизарова и А.Г. Лаптева [115-121, 153-157] к математическому моделированию процессов переноса в двухфазных средах промышленных тепломассообменных аппаратов и подход А.Г. Лаптева и М.И. Фарахова к энерго-и ресурсосберегающим модернизациям и проектированию новых энергоэффективных тепломассообменных и сепарационных (очистка газов и жидкостей) промышленных аппаратов в нефтегазохимическом комплексе и энергетике [214, 220, 221, 349, 351].

Научная новизна диссертационной работы:

1. Получены системы уравнений математических моделей тепло- и массопереноса в противоточных тепломассообменных колоннах для расчета эффективности процессов с тарелками и контактными насадками с минимальным привлечением экспериментальных данных, построенные на основе систем уравнений структуры потоков; получены модифицированные энергетические комплексы для научно обоснованной оценки эффективности тепломассообмена и выбора новых конструкций контактных устройств.

2. Получены выражения для расчета средних и локальных значений

коэффициентов переноса импульса и тепло- и массоотдачи с использованием

различных моделей турбулентного пограничного слоя. Определение параметров

полученных выражений для коэффициентов переноса импульса, тепла и массы

компонента в пограничном слое с возмущениями (шероховатость поверхности,

контактные насадки, закрутка потоков и двухфазность) выполняется на основании

12

консервативных свойств законов трения и теплообмена (подход С.С. Кутателадзе, А.И. Леонтьева и др.) и учет возмущений выполнен параметрически на основе балансовых соотношений переноса импульса, что дает возможность выполнять расчеты с использованием коэффициентов гидравлического сопротивления контактных устройств.

3. В результате применения данного подхода получены:

- выражение для расчета среднего коэффициента теплоотдачи от различных шероховатых поверхностей при турбулентном режиме;

- выражение для расчета среднего коэффициента теплоотдачи в турбулентной пленке жидкости при слабом и сильном взаимодействии с газовым потоком;

- выражения для расчета коэффициентов тепло- и массоотдачи в газовой фазе пленочных аппаратов при противотоке и прямотоке с жидкостью в режиме слабого и сильного взаимодействия фаз;

- выражение для расчета коэффициента массоотдачи в газовой фазе при закрученном движении с пленкой жидкости в прямотоке в цилиндрическом контактном устройстве;

- выражения для расчета коэффициентов тепло- и массоотдачи в сухих и орошаемых стационарных хаотичных насадочных слоях при противотоке газа и жидкости;

Показана возможность по полученным выражениям выполнять расчет локальных коэффициентов тепло- и массоотдачи на входных участках контактных устройств.

4. Получены выражения для расчета коэффициента турбулентного переноса (миграции) тонкодисперсной фазы и профиля концентрации в жидкостях (в эмульсиях и суспензиях) при турбулентном режиме движения вдоль гладких и шероховатых поверхностей с учетом осаждения частиц на стенки каналов. Использованы модели турбулентного пограничного слоя и модифицированные модели структуры потоков. Необходимой экспериментальной информацией для

расчетов является гидравлическое сопротивление каналов.

5. Разработана математическая модель и получены уравнения для коэффициентов турбулентного переноса частиц от ядра потока жидкой фазы к границе вязкого подслоя на стенке (поверхности контактных устройств); получены выражения для определения эффективности физической коагуляции мелких капель (<100мкм) эмульсии на поверхности неупорядоченных контактных элементов (насадок) в коалесцере с учетом структуры потока и участка гидродинамической стабилизации при турбулентном режиме.

6. С использованием полученного коэффициента переноса импульса в гидроциклоне установлены выражения для расчета средней окружной скорости и коэффициента турбулентного переноса тонкодисперсной фазы из ядра потока к границе вязкого подслоя на стенке и эффективности сепарации эмульсий.

7. На основе решения одномерного уравнения массопереноса тонкодисперсной фазы и теории турбулентной миграции частиц к поверхности пузырей разработан метод определения эффективности барботажных флотаторов очистки воды от нефтепродуктов на ТЭС и промышленных предприятиях.

8. С применением теории турбулентной миграции тонкодисперсных частиц в газах и моделей структуры потоков получены выражения для расчета эффективности очистки газов и паров от аэрозольных частиц в вихревых и насадочных газосепараторах (демистерах). Получен модифицированный энергетический комплекс для научно обоснованного выбора конструктивных и режимных характеристик комбинированного газосепаратора аэрозолей.

Теоретическая значимость диссертации.

1. В рамках рассмотренного подхода получены апробированные выражения,

в виде безразмерных комплексов для расчета локальных и средних

коэффициентов тепло- и массоотдачи при турбулентном движении одно- и

двухфазных сред в аппаратах различных конструкций. Теоретическим путем, в

рамках применения моделей пограничного слоя, установлена связь чисел

Шервуда и Нуссельта с гидравлическим сопротивлением новых контактных

14

устройств в тепло- и массообменных аппаратах, а так же при использовании различных интенсификаторов процессов.

2. Развита модель турбулентной миграции тонкодисперсных частиц в жидкостях и получены выражения для расчета коэффициентов турбулентного осаждения частиц на стенки каналов и хаотичную насадку.

3. Получены модифицированные выражения (показатели) энергетических коэффициентов для научно обоснованного выбора контактных устройств на этапе предпроектной разработки конструкций аппаратов.

4. Изложенные апробированные уравнения математических моделей тепломассопереноса в двухфазных средах газ (пар) - жидкость и процессов турбулентной сепарации дисперсной фазы в газах и жидкостях, позволяют выполнять расчеты эффективности промышленного оборудования, с привлечением экспериментальных данных по гидродинамическим характеристикам новых контактных устройств и выбирать наиболее энергоэффективные обоснованные научно-технические решения.

5. Выбраны и доказаны применения научно обоснованных высокоэффективных импортозамещающих контактных устройств аппаратов разделения и очистки смесей, обеспечивающие значительное повышение энергоэффективности проводимых процессов в промышленных условиях.

Практическая значимость диссертационной работы.

1. Разработаны и запатентованы высокоэффективные конструкции

комбинированных аппаратов очистки газов (паров) и жидкостей: насадочно-

вихревой газосепаратор удаления из газов капельной влаги и струйный флотатор с

тонкослойным разделением жидкостей от тонкодисперсной фазы; разработаны

алгоритмы расчета разделительной и энергетической эффективностей данных

аппаратов; на основе использования однопараметрической диффузионной модели

структуры потока выполнены расчеты эффективности новых

тепломассообменных насадочных контактных устройств в аппаратах разделения

15

смесей в технологических установках очистки газов от серы, выделение этилена, очистки и охлаждения пирогаза; выполнены расчеты энергоэффективности данных процессов; снижены энергозатраты на 15-20% и более;

2. Выполнены эксергетические анализы работы промышленных тепломассообменных установок по выпуску фенола и этилена на ОАО «Казаньоргсинтез». Вычислены тепловые и эксергетические коэффициенты полезного действия. Разработаны, раскрыты и внедрены научно-технические решения с энергосберегающим эффектом; снижены энергозатраты 7 - 45%.

3. По полученным уравнениям математических моделей выполнены расчеты эффективности очистки сточных вод ТЭС от нефтепродуктов и очистки широкой фракции легких углеводородов (ШФЛУ) от свободной воды. Показано влияние конструктивных и режимных характеристик тонкослойного отстойника с насадочным коагулятором на эффективность очистки.

4. Разработаны и реализованы импортозамещающие энергоресурсоэффективные научно-технические решения по модернизации узла охлаждения и очистки пирогаза в производстве этилена на ОАО «Казаньоргсинтез». Выполнена замена контактных устройств в колонне охлаждения (К-201) и оснащен тонкослойными элементами отстойник очистки охлаждающей воды. Стабилизирован температурный режим охлаждения пирогаза и снижена нагрузка на узел компримирования. Повышен энергетический коэффициент в два раза. Выполнено тиражирование разработанного варианта модернизации на другие установки газоразделения. Это дало возможность повысить производительности установок на 40% и более.

5. Разработаны энергоресурсосберегающие научно - технические решения и проведена модернизация двух колонн (абсорберов) очистки углеводородных газов от сероводорода на ОАО «ТАНЕКО» (нефтеперабатывающий комплекс). Выполнено внедрение новых импортозамещающих насадок в колоннах. Повышена эффективность очистки углеводородных газов от сероводорода до требуемой нормы. Выполнено аналогичное внедрение модернизированного

аппарата на Бавлинском НПЗ (нефтеперерабатывающем заводе). Увеличен ресурс работы оборудования.

6. Разработаны и показаны варианты модернизации технологических схем очистки циркуляционных и сточных вод ТЭС от нефтепродуктов. Установлены энергосберегающие эффекты за счет внедрения комбинированных тонкослойных отстойников и флотаторов.

7. Разработан и изложен вариант энергосберегающей модернизации технологической схемы установок моторных топлив (УМТ) на Сургутском заводе стабилизации газового конденсата с экономией 4741 Гкал (19864ГДж) тепла в год.

8. Разработано и внедрено техническое решение по модернизации узла дефлегмации колонны отбензинивания ЭЛОУ - АВТ на АО «ТАНЕКО». В результате повышена производительность установки и завода бензинов на 1215%. Реальный экономический эффект составляет более 3 млрд. руб. в год.

Достоверность выполненных исследований, разработанных математических моделей и научно-технических решений подтверждается:

- корректным и обоснованным применением математических следствий законов сохранения импульса, массы и энергии в интегральной и локальной формах, а так же использованием экспериментальных исследований различных авторов и данных работы промышленных аппаратов;

- применением известных и апробированных моделей турбулентного пограничного слоя и определение параметров полученных уравнений, при наличии различных возмущений, на основе использования консервативных свойств законов трения и теплообмена с применением балансовых соотношений переноса импульса;

- применением апробированных выражений при расчете коэффициентов тепло-и -массоотдачи в барботажном слое на тарелках и в насадочных колоннах;

- согласованием результатов расчета коэффициентов тепло- и массоотдачи по полученным уравнениям для различных контактных устройств с известными экспериментальными данными;

- согласованием результатов расчета эффективности очистки газов от аэрозолей с известными экспериментальными данными;

- согласованием результатов расчета эффективности процесса флотации с известными экспериментальными данными;

- использованием апробированных высокоэффективных отечественных контактных устройств при модернизации тепломассообменных аппаратов;

- успешными внедрениями в промышленность разработанных научно -технических решений в ректификационной колонне выделения этилена; в трех колоннах охлаждения и очистки пирогаза; в трех колоннах очистки углеводородных газов от серы; в колонне отбензинивания ЭЛОУ-АВТ; в отстойниках очистки воды от дисперсной фазы; очистки газов в газосепараторах и демистерах. Все внедрения удовлетворяют техническим заданиям предприятий.

Теоретическая и практическая значимость подтверждена справками и актами об использовании научно-технических результатов диссертации в научных, проектных и образовательных организациях и промышленных предприятиях: АО "Казаньоргсинтез"; ООО «Газпром переработка» (г. Сургут); Институт теплофизики им С.С. Кутателадзе СО РАН (г Новосибирск); ООО Инженерный центр «Нефть и Газ» (г. Самара); Институт механики и математики Казанского научного центра РАН (ИММ КазНЦ РАН); Московский государственный университет им. М.В. Ломоносова (филиал в г. Душанбе); ООО «Волга НИПИТЭК» (г. Самара); АО «ТАНЕКО» (г. Нижнекамск); ООО Инженерно - внедренческий центр «Инжехим» (г. Казань); АО «Татнефть», НПФ "Миксинг" (г. С. - Петербург); ПИ "Союзхимпромпроект" КНИТУ; КГЭУ и др.

Личное участие автора заключается в:

- разработке вариантов научно обоснованной импортозамещающей модернизации аппаратов установки газоразделения в производстве этилена. Выборе технических решений по модернизации колонных аппаратов и отстойников; внедрении маслоуловителя - газосепаратора на линии товарного этилена;

- развитии идеи использования теории турбулентной миграции тонкодисперсной фазы в газах для моделирования процессов переноса в жидкостях: каналах тонкослойных отстойников, насадочном коагуляторе и гидроциклонах; получение расчетных выражений для определения эффективности разделения неоднородных систем;

- получении расчетных выражений для коэффициентов переноса импульса, и на их основе уравнений для расчета коэффициентов тепло- и массоотдачи в турбулентной пленке, от шероховатых поверхностей и с учетом закрутки потока, а так же в парогазовой фазе пленочных аппаратов и насадках;

Список литературы диссертационного исследования доктор наук Башаров Марат Миннахматович, 2019 год

№ Формула Литература

1. ^ = о.оъхк у+)4, у+<5 V [261]

2. ^ = ВЯ; В = П-ехр(-у + / А)2], где А = 26; V Ь J Я = Х2(у+)2, у+ = м*у / V [261]

3. к 2 ^ = с^ — («к—е»)—модель 8 —

4. V 2 г л — = 0Д24 и+у +- ехр(-0Д24и+у+ )1 у + = у / у*; и + = и / щ; V у* = V / щ [98]

5. ( + V V т = у при 0<у+<5; ^ = 0,2 у + - 0,959 при 5<у+<30 V ^ ,4,5) V [144]

6. V, = 0,001 V (у+)3 при 0<у+<5; V, = 0,012 V (у+-1,6)3 при 5<у+<20; V т = X V (у+-10) при 20<у+<^ щ / V [408]

7. ^ = (у+)а Ю00(2,5 -Ю7 /Яе) ; 1 + \ 0,08 + + а = 400-(у+) , Ь = у+ /(400 + у+) [390]

8. vт = хЯ -, щ(у / )п при у< 51; V т = и^у , при у>51 [209]

Напомним, что Левич В.Г. [256] в двухслойной модели для вязкого подслоя записывал функцию в виде vт (у)~и0у (у/б!)п, где и0 - характерная скорость

турбулентных пульсаций, м/с; п=2 - для двухфазных сред с подвижной поверхностью раздела и п=(3-4) - для твердой стенки.

Для характеристики процессов турбулентного переноса импульса и тепла применяются турбулентные числа Прандтля. Если механизм турбулентного переноса одинаков для всех субстанций, то выполняется полная аналогия процессов и Ргт = 1. В действительности же полной аналогии между процессами

переноса различных субстанций не существует. Если для области пограничного слоя, где распределение осредненной скорости описывается логарифмическим законом, величина Ргт «0,85, то оценки числа Ргт в вязком подслое часто противоречивы. Это объясняется тем, что в этой области начинает играть роль молекулярный механизм переноса субстанции и число Ргт являются сложной функцией числа Рг среды и расстояния до поверхности [179, 184].

В прикладных расчетах обычно ограничиваются средним значением Ргт в пограничном слое. В области вязкого подслоя большинство экспериментальных данных дают среднее значение Ргт « 0,7 - 0,9.

Применение модели диффузионного пограничного слоя рассмотрено в следующих разделах, а также в главе 4 для вычисления коэффициентов переноса тонкодисперсной фазы в жидкостях при турбулентном режиме.

3.6. Развитие моделей турбулентности

Следующим развитием теории пристенной турбулентности была форма представления распределения турбулентной вязкости с использованием демпфирующего множителя Дайслера, позволяющего получать гладкую зависимость (кривую) турбулентной вязкости и соответственно скорости:

^ = Кв (ху + )2 ±

V йу

С \

и

\ и* у

(3.22)

На основе теории затухания волновых функций Ван-Дристом была получена следующая формула демпфирующего фактора, показанная в общем виде [261]:

Ко =

1 - ехр

"УХ'

(у+)2

ч1/П

(3.23)

где у+ = и*у / V - безразмерная координата в пограничном слое; п = 2 (в оригинальной работе Ван-Дриста), у = 0,0092 - опытный коэффициент Дайслера.

Демпфирующий множитель Кв учитывает скорость затухания турбулентных пульсаций при приближении к стенке.

Представляя верхний предел интегрирования в виде переменной величины в выражении (3.5), в результате численного интегрирования получена зависимость,

которая хорошо аппроксимируется данной функцией [194, 207] (при 50<Р§<4000):

щ

у = .

Д1 + 11п(Я5 - Ь) Х

(3.24)

где Д1 =5,22; ¿=0,124 или =5,31, Ь=0; х =0,4.

Многие авторы полагают, что изменение турбулентной вязкости в вязком подслое пропорционально координате ~у4. На основании этого Дайслер и Ханратти получили формулу:

* = *х4 (У+Г.

(3.25)

где к « 0,01 - коэффициент пропорциональности. Рекомендуются следующие функции[264]:

V.

^ = 0,01Х4(У +) , у +< 5

V.

V

V.,

= 0,2 у +- 0,959, 5< у +<30;

= 0,4 у + - 1при у+ >30.

(3.26)

(3.27)

(3.28)

п

После численного интегрирования (3.15), с данными функциями, автором получена зависимость для определения коэффициента переноса импульса в виде [194, 207] (50<Я5<4000):

У =-^-, (3.29)

Я{ + Я{ 1п (Я2 / Я,) + —1п (Я8 / Я2)

X

где Я, =5 - безразмерная толщина вязкого подслоя в трехслойной модели; Я2 = 30 - безразмерная толщина буферной области; х = 0,4 - константа турбулентности. Здесь значения Я,, Я2, х - приведены для плоского пограничного слоя без возмущений (т.е. без шероховатости, кривизны и т.д.).

Первое слагаемое в знаменателе учитывает сопротивление переносу в вязком подслое, второе в буферной (переходной) области, третье - в турбулентной области пограничного слоя.

Полученные уравнения (3.24) и (3.29) позволяют учесть влияние входного участка в канале на теплоотдачу за счет расчета щ и Я8 на входе (раздел 3.8).

В табл. 3.2 приведены выражения для коэффициентов переноса импульса, полученные на основе различных моделей пограничного слоя [18, 117, 193, 194, 207, 209, 327].

На рис. 3.1 представлены результаты расчета коэффициентов импульсоотдачи у в безразмерном виде по уравнениям (1) — (6) из табл. 3.2 для плоской пластины при различных числах Я 8.

На рис. 3.2 представлены результаты расчета коэффициентов переноса импульса у в безразмерном виде по уравнениям (1) — (6) из табл. 3.2 для трубы при различных Яе = и^й / V.

Из рис. 3.1 и 3.2 видно, что полученные выражения (1) и (2) из табл. 3.2 для коэффициентов переноса импульса удовлетворительно согласуются с известными выражениями. Расхождение результатов лежит в пределах 10-15%, причем при больших числах Яе (>106) расхождение составляет менее 1% для плоской пластины.

Таблица 3.2.Формула для коэффициентов переноса импульса

№ Формула

1. и У =-:-^- (3.29) Я + Я 1п ( Я2 / Я1 | + —1п (Я§ / Я2)

2. щ у = (3.24) 5,22 + 2,51п( Я5- 0,124)

3. щ У = [39] 7,71 + 2,51п (0,4 Я§-3)

4. у= * (3.18) я— + —1п ^ 1 X Я—

5. У Xя— -1 /г, (в + 2)2 , (2 - в) у31п —--— + 6атсг%--+ к В(В -1) + 1 6 В^3 + 1п(Я5 / Я1) -1 [209]

% Я1 6л/3В 2

6. Д Щу1 хЯ -1 У = Я1 ля двухфазных сред 1п Г ^ агсг^ хЯ 1 + ^; 1-1 [209]

Рис.3.1. Зависимость комплекса от Яе для плоской пластины (обозначения на рис. 3.2)

X

и

Яе

у

Рис. 3.2. Зависимость комплекса — от числа Яе для трубы:

Формула 1 Формула 2 Формула 3

.................. Формула 4

------ Формула 5

----Формула 6

3.7. Консервативные свойства пограничного слоя

Рассмотренные выше уравнения для определения коэффициентов переноса импульса и тепла справедливы для плоского пограничного слоя (или с малой кривизной поверхности тел) без возмущений. В данном разделе рассмотрен подход определения параметров уравнений (для коэффициентов у и а) для пограничного слоя с различными возмущениями. Использованы консервативные свойства пограничного слоя (т.е. наличие возмущений можно учесть параметрически).

Выразим значение параметра Я1ш через известное число Я ~ 11,6 на гладкой пластине [114, 117]. Запишем отношение:

Я

и §1

Я

1ш

(иЛ)

(3.30)

ш

где параметры с индексом «ш» относятся к пограничному слою на шероховатой пластине, а без индекса - к гладкой.

Коэффициенты трения Фаннинга на гладкой и шероховатой пластине соответственно записываются в виде:

2х 2т

С — С — ш

С/ ~Т 7-2 , С/ш ~т т2

(3.31)

Р^оо Р^О ш

Воспользовавшись известным фактом о том, что поток импульса поперек вязкого подслоя - величина постоянная, касательное напряжение представим в форме:

Т = Ур

/ Л

щ V8! У

' ш

ур

/ Л

и! V8! У

(3.32)

Таким образом, согласно уравнениям (3.30) - (3.32), значение параметра на пластине с элементами шероховатости получено в виде [194, 207]:

Я1ш =

Или с коэффициентом ^=4С/ имеем:

Я1ш =

С

/

С

(3.33)

/ш

(3.34)

'ш

Запишем аналогично Я2 ш « Я^л/£ / .

Значение безразмерной толщины пограничного слоя можно получить из выражения потока импульса (3.4) и формул для у (3.24) и (3.29) [207]. Соответственно имеем:

Я§ = ехр

Я = ехр

0,4

0,4

и

V и*

и

и.,.

5,22

5,17

+ 0,124

(3.35)

(3.36)

где отношение ио / и* для пластины равно .^2/ С/ , так как и* = ио^С/ / 2.

Расчеты Я§ по формулам (3.35) и (3.36) дают близкие результаты (±5-7%) и удовлетворительно согласуются с значениям Я§, полученного с использованием

логарифмического профиля скорости в турбулентном пограничном слое [251]:

99

Я5 = ехР

0,4

и

и

5,5

(3.37)

где для пластин иж / 2 / С у .

В качестве примера в работе [237] определен Я5, используя безразмерный степенной профиль скорости в известном виде:

— С1

и*.

(п )

/ Л1/п

уиг

V

С(п)(у + )1/п,

(3.38)

где С — 8,74, п — 7, при 40</<700; С=9,6, п=8, при 70<у+<1100 [374]. На границе вязкого подслоя, при у — §1, функция (3.38) имеет значение:

^ = и*§1 = с

V

(п)

/М*§1 Л V V У

1/п

Отсюда запишем:

п-1

С(п) = Я1п .

При у — § из (3.39) имеем:

(3.39)

(3.40)

и

и±

п

С,

(и )

5ц,

V V У

С(п) Я

1/п

(3.41)

Тогда

С(п) —

и

Г , Л1/п

V Я У

В результате из (3.39) и (3.41) получим [237]:

Я§ —-г

§ оп-1

/ \п

'и Л

^ г/"*

яп

V и* у

Для пластины и* — Ц^Су / 2 и тогда:

(3.42)

(3.43)

Я§ — я- п-1)

Л Ли

1

(3.44)

или

С _ \п/2

. (3.45)

Я8 = я— (п—1

Ч / У

При ^ = 11,6 получим (п = 7) [237] (40<Кз<700):

Я5 = 4,1 • 10"7(С/ / 2)"3,5. (3.46)

Аналогично с коэффициентом £=4С/:

Я^ = 4,110" 7(^ / 8)"3,5. (3.47)

Следует отметить, что коэффициент гидравлического сопротивления трения £ [1, 89, 186] в литературе также обозначается X [151] и др., а коэффициент £ - местных сопротивлений.

3.8. Коэффициенты теплоотдачи в гладких каналах при турбулентном

режиме

Для определения коэффициентов теплоотдачи от гладких поверхностей и поверхностей с интенсификаторами используются различные теоретические, численные и полуэмпирические методы [75, 89, 91, 94, 95, 98 - 100, 107, 132, 133, 135, 259, 269, 309, 313, 314, 377, 378, 389] и др.

Рассмотрим применение полученных в диссертации выражений в разделах 3.4 и 3.6. первоначально на простых примерах.

На основе применения двухслойной модели турбулентного пограничного слоя получены выражения для расчета среднего коэффициента теплоотдачи от плоской гладкой поверхности (3.18) и (3.21):

а =-1 РСрЩ-, (3.48)

т—1

Рг т

Я+!]п (ъ/ я,) X

а =-- , (3.49)

т—1 ' у 7

Рг„

Я1Рг т + р^ 1п (Я5/Я1) X

2 3

где а - коэффициент теплоотдачи, Вт/(м К); р - плотность среды, кг/м ; ср -удельная теплоемкость, Дж/(кгК); щ - динамическая скорость (скорость касательного напряжения), м/с; Рг - число Прандтля; % - константа турбулентности (% = 0,4); Я! - безразмерная толщина вязкого подслоя (Я! = 11,6); Я§ - безразмерная толщина динамического пограничного слоя.

_( ^^_1)/^^

Здесь следует пояснить зависимость коэффициента а ~ Рг у } . Чилтон и Кольборн в гидродинамической аналогии (3.10) полагали т=3. Различными исследователями для тепло- и массообменных процессов установлен довольно широкий интервал т=2^4. Значение т=2 более справедливо для двухфазных сред. Для твердой стенки рекомендуется т=3^4 [135, 143, 158, 159, 256, 408]. В каналах (в частности в трубах) известно, что коэффициент теплоотдачи

а ~ Рг_(0,56"0,6) [1, 98, 132, 135, 266] и др. Уменьшение показателя степени т< 3 объясняется периодическим формированием и разрушением вязкого подслоя [23, 133, 159, 325, 377].

На основе модели Дайслера и Ханратти выражение для расчета коэффициента у получено в виде (3.29).

Тогда с учетом, что а ~Рг 0,57 и аналогии (3.11), запишем:

РСри*

а = у

Я1 + Я11п (Я2 / Я1) +11п (Я / Я2 )

(3.50)

Рг0,57

X

а с использованием трехслойной модели получена формула (3.24) [209]:

а =-------:р '.....— 0,57.' (З.51)

рсрУ,^

[5,22 + 2,5( 0,124)] Рг0,

О

Соотношение а~Рг-, рекомендуется при 0,6<Рг<2500 [266]. Однако по

данным Дайслера при Бс и Рг >103 т=4 и тогда а ~ Рг _0,75.

В качестве тестовой проверки приведенных уравнений рассмотрим процесс теплоотдачи при турбулентном движении потока вдоль гладкой пластины и в трубе.

Теплоотдача на пластине. Полученные выше выражения запишем в безразмерном виде, учитывая, что для пластины и* — Су/2 , где [/«.-средняя

скорость в ядре потока, м/с; Су - коэффициент трения, получим (Яеь>2-105):

Яе Тл/С7/2 Рг°,43

КиТ — М ---, (3.52)

1 Я1 + 2,51п (Я§/Я) 4 '

Яе цСШ Рг0,43

КиТ —--, (3.53)

Т 5,22 + 2,51п( Я§- 0,124) 4 7

ЯеТ 4С712 Рг0,43 КиТ —--=-, (3.54)

я' + Я11п (Я2/Я') +11п (Я §/Я2) где КиТ — аТ/X -число Нуссельта, X - коэффициент теплопроводности

I

среды, Вт/(мК); Ь - длина пластины, м. Я1 — 5; Я2 — 30; Я1 —11,6.

На пластине локальная и средняя толщина гидродинамического пограничного слоя, соответственно, вычисляются по формулам [374]:

. 0,37 х „ 1 0,205Т

§

, 8 =1 [bYdx = , (3.55)

Т J x üa0,2 v 7

x Re^' L J x Re^2

где x - продольная координата в направлении движения среды, м; Re x = x/ v; ReL = U^L/v - числа Рейнольдса.

Используя среднюю толщину 5 и динамическую скорость и* для пластины, запишем:

0,205LU^ICf/2 ns .-

Res =-n o2 = 0,205ReL'8 JCfT2 • (3.56)

v ReL'

Как известно, на пластине при 2 -105 < ReL < 5 -106 формула для коэффициента трения имеет вид [374]:

Cf = (3.57)

f ReJ

Следует отметить, что результаты расчетов Я§ по формулам (3.46) и (3.56)

согласуются в интервале ±8%.

Для сравнения значений чисел № (3.52) - (3.54) используем известную формулу для пластины (Яеь>5 105):

N ь = 0,037Яе2'8Рг0'43. (3.58)

Как показывают расчеты по (3.52) - (3.54) и (3.58), расхождение результатов составляет в пределах ±(2-8)%, что является подтверждением адекватности полученных уравнений для средних коэффициентов теплоотдачи.

Расчет локальных коэффициентов. Если известен локальный коэффициент трения на начальном участке канала, то не составляет большого труда вычислить все остальные характеристики процесса.

В качестве примера используем выражение (3.51) для расчета локального числа Нуссельта Ких при турбулентном режиме на начальном участке пластины.

Запишем

Рсри*х

а х =

[5,22 + 2,51п(Я §х)]Рг

0,57 '

(3.58.1)

где Ких = ахх / X; и*х = иС^ /2 ; Сд = 0,058Яех0,2; Яех = их / V.

Очевидно, что значение параметров связанных с гидродинамикой потока, будут зависеть от расстояния Ох от передней кромки пластины. Безразмерная толщина пограничного слоя запишется в виде

,5х _0,37хиСА/2

и^х ^

Я 8х =-

V

V Яе

0,2

(3.58.2)

Из выражения (3.58.2) получим локальное значение

Я 8х = 0,063Яе

0,7

(3.58.3)

Тогда имеем

Яе^С Л/2Рг

0,43

5,22 + 2,51п(0,063Яех,7)

(3.58.4)

Известное выражение для Ких имеет вид (2 10 <Яех<10 )

104

х

Шх = 0,0293Яех8 Рг0,43. (3.58.5)

В результате расчетов №х по приведенным формулам получено расхождение не более 8%. Если в качестве безразмерной толщины Я§х

х7 / \х3,5

использовать формулу (3.46) Я5х = 4,1 -10 (Сух /2) , то расхождение по

числам №х составляет не более 5%. Таким образом показана еще одна из тестовых проверок выражения (3.24), полученного с применением модели турбулентности Дайслера и Ван-Дриста.

Теплоотдача в трубе. Следует пояснить вопрос о правомерности использования теоретических результатов по моделям переноса в пограничном слое на пластине применительно к круглой трубе. Как отмечено в классической монографии Л.Г. Лойцянского ответом является соображение, что "рассмотренное плоское течение можно представить как предельный случай движения в трубе, если при фиксированном расстоянии у точки потока от ее стенки устремить к бесконечности расстояние между плоскостями в плоской трубе или радиус в круглой цилиндрической трубе" [261]. Правильность такой трактовки подтверждена в цитируемой монографии, где логарифмический профиль скорости записывается при у=Я, и=итах. Таким образом область пограничного слоя распространяется до оси трубы далее участка гидродинамической стабилизации потока (>20ё). Это говорит о идентичности локальных свойств турбулентного движения в этих областях [261].

На основании изложенных выше соображений, найдем эквивалентную толщину гидродинамического пограничного слоя в круглой трубе, относительно

л

плоской поверхности. Площадь поверхности в трубе Б=л^Н, м . Объем жидкости

2 3

в трубе Уж= ^ Н/4, м . Отсюда эквивалентная толщина пристенного слоя жидкости в трубе, приведенная к плоской поверхности 5=Уж/Е=0,25ё, м или Я § = 0,25и* ё/ V.

Косвенным подтверждением этого вывода являются экспериментальные

данные Рейхарда, Бринкворта и Смитта по распределению безразмерного

значения турбулентной вязкости Vт / и*Я по радиусу трубы. Получено, что при

105

0<y/R<0,4 - турбулентная вязкость увеличивается, при y/R- 0,4 ^ 0,5 принимает почти постоянное значение, а при y/R>0,5 и до y/R=1 незначительно уменьшается, отсюда 5-0,25d или 5-0,5R, м.

Тогда для круглой трубы с гладкими стенками параметры уравнений (3.48) - (3.51) имеют вид:

U* = «срТ^8 ,

Rg = 0,25Re^V^/8, (3.59)

где иср - средняя скорость среды в трубе, м/с; £ - коэффициент

гидравлического сопротивления. По Блазиусу £ = 0,316Re^°'25 (104 < Red < 105).

По Никурадзе £ = 0,0032 + 0,221Re^0,237; [1, 186] Red = ucp d/v.

Для расчета Rs так же можно использовать формулы (3.35) и (3.36) при U»= Umax, где Umax = Ц;р+4,08и * .

Уравнения (3.48) - (3.51) в безразмерной форме запишутся в виде:

=-Re^ Pf-, (3.60)

d ' / Л 1 / ч

R1 + R{ ln(R2 / R1 ) + -in(Rg / R2)

Re^V^/8 Pr0,43 R + 2,5ln (Rg / R1),

Nu d = „ .iV: , ^, (3.61)

Ки Яе^У^8 Рг0,43 (3б2)

Л 5,22 + 2,51п (Я§- 0,124)' '

где — аd| X -число Нуссельта; d - диаметр трубы, м; R1=11,6, % =0,4.

Расхождение результатов расчетов Киа по формулам (3.60), (3.61), и (3.62) не более 2%. Аналогичные результаты дает формула №3 из таблицы 3.2 (стр. 97), приведенная к числу

Сравнение результатов расчетов по (3.60) - (3.62) с известной формулой:

Nu d = 0,021Re0,8 Pr0,43 (3.63)

показывает согласование Киа с расхождением не более ±5% при 10 < Яе^ < 10 . (Результаты расчетов [29] не представлены ввиду их очевидности).

В выражениях (3.52) - (3.54) и (3.60) - (3.62) можно ввести известный

множитель (Ргж/Ргст )0,25, который учитывает зависимость физических свойств

жидкости от температуры и влияние направления теплового потока.

Аналогично, как показано для пластины можно вычислить локальную теплоотдачу на начальном участке трубы до расстояния, где происходит гидродинамическая стабилизация потока.

Если в каком-либо канале, например со стекающей по стенкам пленкам жидкости, локальные характеристики трения не получены (из опыта проще получить средние значения С/ или £) то приближенно влияние входного участка можно учесть за счет изменения безразмерной толщины пограничного слоя Я§х = и*§х / V, где §х в первом приближении принять как для пластины (3.58.3). Известно, что на начальном участке теплоотдача происходит более интенсивно, чем на стабилизированном.

Выполним оценку длины участка гидродинамической стабилизации в канале с радиусом Я. На основе выражения (3.55) при х=/ст, получим

/ г, Л5/4

и =

R

ст

V

л4

V 0,37 ,

^ да

V

(3.63.1)

Например, для воды при Re^ = 10 (R = 0,0125 м) имеем /ст = 0,43 м (или

/CT/d=17) при Red=105, /ст=0,77 м (/cT/d=30).

Расчет коэффициента теплоотдачи ax (3.58.1) на начальном участке трубы

(x< /ст) показывает, что при x=2d значение ax больше на 21,1% (Red=104), чем на

участке стабилизированного течения (x> /ст), а при x=10d, больше на 3,8%. При

x= /ст значения ax и a (3.50) практически совпадают.

Следует отметить, что при Pr^l длина участка гидродинамической

стабилизации /ст и участка типовой стабилизации не равны. Средний коэффициент

теплоотдачи (число Нуссельта) на начальном участке трубы можно приближенно

вычислить по любой из формул (3.52-3.54). Так, например при //d=1 и Red=2104

107

получаем а/ на входном участке больше а на стабилизированном в 1,61 раз. Эмпирическое значение составляет 1,51 [266]. При //ё=5 имеем, соответственно, 1,15 и 1,27. Расчет выполнялся по средней скорости в трубе. Учитывая, что при турбулентном режиме на входе ида=иср, а при /= /ст, ида=1,15 иср, расхождение с опытом при //ё=5 будет меньше (1,24 и 1,27).

Следует отметить, что выражения для чисел Нуссельта, по форме Ки=1?(Яе,^,Рг) были получены различными авторами еще 1950 - 70 гг. для пластины и трубы с гладкой поверхностью, но без учета затухания турбулентных пульсаций в вязком подслое. Приведенный в данном разделе материал имеет больше методологическое значение, так как явления переноса в гладких каналах хорошо изучены. Значительно более сложной задачей является определение теоретическим путем коэффициентов теплоотдачи для поверхностей с элементами интенсификации (шероховатость, выступы, кольцевые накатки и т.д.) и особенно в двухфазных средах. В настоящее время для этого используются в основном различные численные методы, полуэмпирические подходы и экспериментальные исследования.

3.9. Теплоотдача от шероховатой поверхности

Для интенсификации теплообмена могут использоваться как активные, так и пассивные методы. К последним относятся шероховатость поверхности, лунки, кольцевые накатки, закрутка потока, пористые вставки, мелкие насадки и др.

Ниже показан пример использования уравнений, полученных для плоского пограничного слоя (раздел 3.8), а учет возмущений, вызванных интенсификацией явлений переноса учитывается параметрически, что позволяет приближенно вычислять средние коэффициенты теплоотдачи с использованием коэффициентов гидравлического сопротивления.

Далее в работе рассмотрено применение уравнений (3.48) - (3.51) для шероховатых поверхностей [194, 216].

Известно, что если кщ/V < 5 (к - высота выступов, м), то все элементы шероховатости расположены внутри вязкого подслоя, их обтекание происходит без вихреобразований, и шероховатость не оказывает влияние на характеристики турбулентного течения. Если 5 < ки*/V < 70, то элементы шероховатости выступают из вязкого подслоя, вызывают дополнительное сопротивление и интенсификацию теплоотдачи. Если киV > 70 - режим с полным проявлением шероховатости и коэффициент сопротивления не зависит от числа Рейнольдса, а определяется только величиной относительной шероховатости.

Для расчета коэффициентов шероховатых поверхностей используются полуэмпирические зависимости или графики [1, 75, 186, 261, 306, 316, 374].

Значения безразмерных параметров Я1 и Я§ в выражениях (3.52) - (3.54) и (3.60) - (3.62) для шероховатых поверхностей будут отличаться от значений Я, и Л (3.59) для гладких поверхностей. Расчет Л1ш и Л5 для поверхностей с элементами интенсификации можно выполнять по зависимостям (3.34) и (3.59) с (для круглых каналов):

— П^ш — (3.64)

0,25Яе^\ш /8, (3.65)

где , - коэффициенты сопротивлений гладкой и шероховатой трубы.

Значительно более сложной задачей является определение средней динамической скорости на стенке с элементами интенсификации.

Если кщ/V < 70, то с небольшой погрешностью можно использовать известные выражения для пластины и трубы:

и*ш — и^Суш/2 , Щш — иср\1 £ш/8 . (3.66)

При ки*/V > 70 применяется подход вычисления щ с использованием средней скорости диссипации энергии [22, 23, 46, 117, 209, 252, 336].

Выражение (3.61) для расчета числа Нуссельта от шероховатой поверхности с параметрами (3.64)-(3.66) получено в виде [212, 216].

Ыы

Яе^У^Щ78 Рг

0,43

ш

. 11,

(3.67)

у

где при 4 103<Кес1<105, ^=0,136Яеа'

■0,25.

при 105< Яеа<2-106,

^=0,0032+0,22Яе /,237 [186].

Аналогично можно записать и выражения (3.60), (3.62). Число Нуссельта для шероховатой поверхности запишется в форме

Яе^У^ЩТз Рг0,43

Ыыш =

(3.67.1)

5,22^^ + 2,51п(0,25Яе^У^Т8) .