Гидродинамика и тепломассообмен при испарительном охлаждении воды в противо- и поперечноточных насадочных аппаратах тема диссертации и автореферата по ВАК РФ 05.04.03, кандидат технических наук Липа, Александр Иванович

• Липа, Александр Иванович
• кандидат технических наук
• 1984

Оглавление диссертации кандидат технических наук Липа, Александр Иванович

ВВЕДЕНИЕ

1. ТЕОРЕТИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ ПРОЦЕССОВ ИСПАРИТЕЛЬНОГО

0ХМ2ДЕНШ ВОДЫ. ОБЗОР МЕТОДОВ АНАЛИЗА

1.1. Описание процессов тепломассопереноса при непосредственном контакте газа и жидкости

1.1.1. Основные понятия и определения. Аддитивность фазовых сопротивлений

1.1.2. Среднедвижущие силы процессов переноса и интегральные выражения термических сопротивлений

1.2. Обзор существующих методов анализа

1.2.1. Методы анализа противоточного контактирования потоков

1.2.2. Методы анализа поперечноточного контактирования потоков

2. РАЗВИТИЕ МЕТОДОВ АНАЛИЗА

2.1. Развитие метода анализа процессов испарительного охлаждения воды при противотоке фаз

2.1.1. Введение понятия "вспомогательной" рабочей линии. Уравнения метода и порядок расчета.

2.1.2. Учет изменения массы жидкости в процессе испарения

2.1.3. Постановка расчета на ЭВМ. Блок-схема программы расчета

•2.1.4. Методологические вопросы. Влияние числа разбиений на результаты расчета

2.2. Развитие метода анализа процессов испарительного охлаждения воды при поперечном токе фаз

2.2.1. Расчет процессов обмена на основе суммарного числа единиц переноса

2.2.2. Учет термического сопротивления жидкостной пленки

2.2.3. Постановка расчета на ЭВМ. Блок-схема программы

3. ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНАЯ ЧАСТЬ

3.1. Разработка новых типов поверхностей обмена

3.1.1. Основные требования, предъявляемые к насадкам вентиляторных градирен. Выбор материала

3.1.2. Разработка насадочных элементов с искусственной шероховатостью. Выбор высоты и шага ребер шероховатости

3.1.3. Типы исследованных насадок

3.2. Экспериментальное оборудование

3.3. Результаты предварительного исследования и программа основных экспериментальных исследований

4. ИССЛЕДОВАНИЕ РАБОЧИХ ХАРАКТЕРИСТИК РЕГУЛЯРНЫХ

НАСАДОК.

4.1. Результаты исследований, выполненных при противотоке фаз

4.I.I. Особенности течения двухфазной системы в плотных насадочных структурах. Устойчивость. Предельные рабочие значения скорости газо- • вого потока.

4.1.2. Влияние режимных факторов на величину межфазной поверхности. Оптимальные значения плотности орошения

4.1.3. Соотношение фазовых термических сопротивлений

4.1.4. Гидродинамические и кинетические характеристики (эмпирические зависимости, рекомендуемые для расчетной практики)

4.2. Результаты исследований, выполненных при поперечноточном контактировании потоков

4.2.1. Распределение жидкостного потока в насадоч-ном слое в зависимости от типа насадки и плотности слоя. Гидродинамические зависимости

4.2.2. Кинетические характеристики и их анализ с учетом энергозатрат

4.3. Сопоставление рабочих характеристик разработанных регулярных насадок с данными других исследований

4.4. Практические результаты

Введение диссертации (часть автореферата) на тему «Гидродинамика и тепломассообмен при испарительном охлаждении воды в противо- и поперечноточных насадочных аппаратах»

Разработка и создание малогабаритной тепломассообменной аппаратуры испарительного охлаждения воды для народного хозяйства является актуальной задачей, стоящей перед наукой и промышленностью. Необходимость ее последовательного разрешения, т.е. дальнейшее развитие вопросов теории процессов, уточнение методик расчета, поиск новых перспективных типов рабочих поверхностей и совершенствование конструктивных решений отдельных узлов и аппаратов в целом диктуется, прежде всего, нарастающим дефицитом пресной воды и, в связи с этим, обязательным для всех отраслей народного хозяйства переходом на полное оборотное водоснабжение .

Ежегодное мировое потребление воды составляет приблизительно 3750 млрд.м3. В ближайшей перспективе, по прогнозам институ-. та водных проблем АН СССР, эта цифра удвоится /48/. В то же время, запасы пресной воды на Земле невелики. В общем водном балансе они составляют всего лишь 0,29% ( 97,57% - вода мирового океана, 2,14% - горные ледники и полярные льды, 0,005% воды находится в атмосфере ).

Основным потребителем воды является промышленность. Заводы сбрасывают в водоемы более 75 млрд.м3/год отходов различного происхождения /48/, что приводит к интенсивному загрязнению ( в том числе и тепловому, при использовании прямоточных систем охлаждения ) и качественному истощению водных ресурсов. За последние 10 - 20 лет дефицит пресной воды стал серьезной проблемой для ряда промышленно развитых стран. Почти полностью приведены в негодность водоемы Рейнско-Вестфальской области (ФРГ), западного Йоркшира ( Англия ). Голландия собирается завозить пресную воду из Норвегии. К 2000 году примерно I млрд. населения в 30 странах земного шара не будет иметь достаточного количества воды питьевого качества /121/. В связи с глобальностью этой проблемы Организация Объединенных Наций объявила период I98I-I990 г.г. десятилетием чистой воды.

Народное хозяйство СССР ежегодно расходует свыше 260 млрд. м3 воды, что первосходит потребление всех видов продукции вместе взятых: угля, нефти, чугуна, стали, цемента, тканей, пищевых продуктов и др. При этом ежегодный прирост потребления воды достигает 10 млрд.м3 /74/.

Основная масса воды, используемая промышленными предприятиями, идет для целей охлаждения. Данные по промышленности СССР приведены в табл. П.8.1. /10/. Величина расхода воды, идущей на охлаждение, значительна и для других стран : США - 80%, ГДР -- 70% от общего водопотребления /135/. В ГДР установлено около 13000 МВт электрических мощностей. Немецкие специалисты подсчитали, что для снятия эквивалентной тепловой нагрузки необходимо 150000 - 200000 м3/ч воды /135/. Если принять суточную норму человека в воде 150л, то только для нужд электростанций понадобится вдвое больше воды, чем составляет потребность населения. При этом ГДР располагает на I человека на 880 м3/год воды больше, чем индустриальная Европа ( 2000 - 3000 м3/год ). В СССР этот показатель выше - 15000 м3/чел.год, однако нужно учесть, что 80% естественного речного стока приходится на экономически малоосвоенные северные и восточные районы страны, где проживает около 15% населения /67/.

Плановое социалистическое хозяйство предполагает неуклонный рост выпуска промышленной продукции при рациональном использовании водных ресурсов, уменьшении водообеспеченности промышленности из городских систем водоснабжения и из подземных источников. Достижение этой цели возможно только при полном переходе на систему оборотного водоснабжения. В XI пятилетке предусмотрено дальнейшее развитие таких водоемких отраслей промышленности, как химическая и нефтехимическая ( объем производства увеличится на 30 - 33% ), черная и цветная металлургия ( выпуск основных видов продукции возрастет в 1,5 - 2,5 раза ), машиностроительная и металлообрабатывающая и др. /III/. При этом в решениях ХХУ1 съезда КПСС указывается на необходимость " . увеличить мощности систем оборотного и повторного использования вод, разрабатывать и внедрять на предприятиях бессточные системы' водоиспользования" /III/. К 1985 году, например, будет осуществлен полный переход на оборотное водоснабжение в цветной металлургии /12/.

Нормальное функционирование оборотных систем подразумевает использование, как неотъемлемой составной части, современной аппаратуры испарительного охлаждения. Помимо обоснованной необходимости применения такой аппаратуры, испарительное охлаждение дает возможность в районах с сухим климатом дополнительно сократить требуемый расход воды для снятия тепловых нагрузок по сравнению с прямоточной1 системой, т.к. в результате проведения процесса в градирнях достигается более низкая температура воды, чем температура речной воды в теплонапряженное время года ( табл. П.7.2 ). Приведенная в табл. П.7.2 температура t является теоретическим пределом охлаждения. Практически температура воды на выходе из градирни выше на 2 - 3°С в зависимости от к.п.д. аппарата и условий проведения процесса.

Оборотное водоснабжение можно осуществить в виде единой системы для всего промышленного предприятия либо в виде отдельных циклов для одного или группы цехов. Характерное для заводов рассредоточение водопотребителей по площади предприятия, стесненность производственных территорий, затрудняют создание централизованных систем, требующих больших свободных площадей. Так, например, для строительства типовой трехеекционной градирни обо щей площадью 24 м , требуемая нормативами свободная площадь для о ее размещения составляет не менее 900 м , т.е. почти в 40 раз превышает площадь аппарата /II/. Кроме того, водопотребление отдельных групп технологического оборудования невелико, и, как правило, не превышает 700-1000 м3/сутки /92/.

Создание локальных систем водооборота предполагает максимально возможное приближение сооружений оборотного цикла к потребителям воды, т.е. автономность и большую надежность системы, а также сокращение диаметров и протяженности трубопроводов и ряд других эксплуатационных преимуществ. Анализ опыта эксплуатации систем производственного водоснабжения, проведенный Московскими экономическими научно-исследовательскими лабораториями Минводхоза СССР в машиностроительной отрасли, доказывает целесообразность применения таких систем. При строительстве локальных систем охлаждения на предприятиях средней мощности объемы капитальных вложений уменьшаются на 30-45% по сравнению с единой системой, а себестоимость I м3 охлаждаемой воды на 35% /92/.

При наличии, типовых проектов градирен большой производительности ( 500-700 кВт ), предназначенных для единых систем водооборота, практически отсутствуют разработки градирен малой производительности. Выпуск в последние годы небольших партий противоточных градирен ГПВ ( разработка ВНИКТИХолодпрома ) производительностью до 370 кВт не смог удовлетворить потребности современного промышленного производства ни по объему выпуска, ни по стабильности рабочих характеристик. Подеречноточные вентиляторные градирни малой производительности, имеющие ряд конструктивных, эксплуатационных и др. преимуществ перед противо-точными, не разрабатывались.

Создание современных градирен должно идти по пути снижения их массогабаритных характеристик за счет интенсификации процесса испарительного охлаждения воды при небольших затратах энергии.

Для выполнения этой задачи необходимы :

- разработка элементов насадок, позволяющих существенно развить поверхность в единице объема насадочного слоя, а также способных обеспечить интенсификацию процесса;

- развитие методов анализа сложных процессов тепломассопе-реноса при непосредственном контакте воды и воздуха;

- детальное изучение гидродинамики двухфазных течений и кинетики процессов тепломассопереноса при проведении испарительного охлаждения воды в условиях противотока и поперечного тока в широком диапазоне нагрузок по газу и жидкости;

- получение эмпирических расчетных зависимостей.

Перечисленные вопросы явились целью настоящей работы.

На защиту выносятся следующие научные положения.

1. Гидродинамические особенности течения двухфазных потоков в каналах регулярных насадок с развитой поверхностью приводят к распределению термического сопротивления системы вода-воздух между фазами, при этом термическое сопротивление жидкостной фазы - величина одного порядка с термическим сопротивлением газовой фазы.

2. Искусственная шероховатость гофрированных элементов регулярных насадок в виде рифления, выполненного по образующей гофров, нормально расположенного к направлению течения жидкостной пленки, позволяет интенсифицировать процесс испарительного охлаждения воды.

Работа выполнялась в Проблемной научно-исследовательской лаборатории по холодильной технике Одесского технологического института холодильной промышленности в соответствии с коорди^-национным планом научно-исследовательских работ высших учебных заведений, включенных в целевую комплексную научно-техническую программу и программы по решению научно-технических проблем Госстроя СССР (проблема 055.04) на период 1976-1980 г.г.(постановление № 204 от 17.12.1975 г.) и на период 1981-1985 г.г. (совместное постановление Госстроя СССР, ГКНТ и Госплана СССР № 234/592/271 от 31.12.1980г.), а также в соответствии с координационным планом работ ГИАП (Государственный научно-исследовательский и проектный институт азотной промышленности и про дуктов органического синтеза) - головного подразделения Минхим-прома по процессам ректификации, абсорбции и экстракции, на период 1981-1985г.г. (приказ министра № 579 от 2.09.1971г.).

I.ТЕОРЕТИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ ПРОЦЕССОВ ИСПАРИТЕЛЬНОГО ОХЛА2ЩЕНИЯ ВОДЫ.ОБЗОР МЕТОДОВ АНАЛИЗА

Заключение диссертации по теме «Машины и аппараты, процессы холодильной и криогенной техники, систем кондиционирования и жизнеобеспечения», Липа, Александр Иванович

Результаты исследования представлены в 1У главе, разделы которой соответствуют перечисленным задачам.

Накопление и анализ экспериментальных данных осуществлялись при проведении опытов в виде режимов с изменением одного из факторов (как режимных, например, , с^^ , и т.д., так и геометрических: , Н ) при постоянстве остальных параметров. В ходе анализа опытного материала программа исследования подвергалась коррекции. Режимы проводились в сопоставимых условиях с обеспечением широкого диапазона значений варьируемого параметра. Каждый режим включал 10.15 экспериментальных точек. Всего на двух стендах снято около 2000 точек.

4. ИССЛЕДОВАНИЕ РАБОЧИХ ХАРАКТЕРИСТИК РЕГУЛЯРНЫХ НАСАДОК

4.1. Результаты исследований, выполненных при противотоке фаз

4.1.1. Особенности течения двухфазной системы в плотных насадочных структурах. Устойчивость. Предельные • рабочие значения скорости газового потока

При противоточном контактировании газа и жидкости гидродинамическая обстановка в насадочном аппарате является сложной и имеет свои специфические особенности. В зависимости от рабочих нагрузок ( , С^) двухфазная система может иметь различные режимы течения.

При умеренных нагрузках по жидкости гидродинамическая обстановка, в основном, определяется скоростью газового потока. Последовательное увеличение приводит к переходу от пленочного режима к режиму подвисания и далее к "захлебыванию" РН. Поскольку поведение системы в этих условиях хорошо изучено /63,89,101/ описание режимов не приводится.

Одной из основных задач при разработке новой насадочной аппаратуры является определение области устойчивой работы. Этому вопросу посвящено множество работ (подробные обзоры можно найти в /101,149/). Однако, как показано в /14/, рекомендуемые зависимости дают противоречивые результаты. Так, например, две наиболее употребительные корреляции по критической скорости газового потока, отвечающей точке захлебывания, -- соотношения Ю.Л.Сорокина /107,100/ и Г.Б.Уоллиса /112,113/ взаимоисключают друг друга, при использовании их в одних и тех же пределах определяющих геометрических параметров.

Вывод Ю.Л.Сорокина - независимость критической скорости от эквивалентного диаметра каналов для значений с1э > 10,2 мм. При этом, используя в качестве определяющего критерия число Кутателадзе /73/

К.«(4.1) получено Ки = 3,2 =-соп<и , (4.2) * где Кц определяется по ур. (4.1) при ч/г и является критерием устойчивости.

Г.Б.Уоллис утверждает пропорциональность ч/г С Км) корню квадратному из сЦс&о) для диапазона = 0,6. 140 мм. Рекомендуемая зависимость о,5" \г Ъо | (4.3) где безразмерный параметр представляет собой модифицированное число Фруда

4.4)

В зависимости от угла смачивания материала стенок трубы ( канала) |сг = 0,5.1,0. Влияние плотности орошения не зафиксировано. Введение числа Бонда (безразмерный диаметр)

Во = о£, С £ С^ -р^/с:0-', (4.5) выражающего отношение двух сил: подъемной силы, поддерживающей противоточное движение фаз и силы тяжести к силе поверхностного натяжения обусловлено тем, что в условиях малых с/э силы поверхностного натяжения стремятся создать в трубе (канале) жидкостные перемычки.

Поскольку качественная картина, складывающаяся по результатам настоящей работы соответствует выводам исследования Г.Б.Уоллиса, обработка опытных данных по захлебыванию исследуемых регулярных насадок сводилась к установлению значений , являющихся константами для конкретного типа РН. Необходимо отметить, что, хотя уравнение (4.3), как и (4.2), получены для одиночного канала, использование таких зависимостей для многоканальных структур вполне допустимо. К такому выводу пришли авторы исследования /149/ К.П.Лиу и К.Л.Тьен. Основное отличие многоканальных насадок от одиночного канала состоит во взаимодействии потоков, движущихся в соседних каналах, в случае, когда каналы РН раскрыты. В настоящем исследовании это каналы насадок РН (6.9). Однако, если задержка жидкости в слое мала, что имеет место для РН, то наложение дополнительных возмущений на течение в каждом отдельном канале многоканальной РН незначительно. В случае, когда -каналы насадок не сообщаются между собой, как у РН (1.5), взаимодействие потоков вообще исключено.

Фиксирование момента (точки) захлебывания производилось по данным визуальных наблюдений и по значению числа Кутателад-зе Км, отвечающему максимуму зависимости = (рис.4.1).

Для исследованных насадок получены следующие значения у* и соответственно Км :

- для насадок РН (1.5), составленных из ребристых листов мипласта, * 0,5 = 0,65 Ки. = 0,65 Во . I

Рис.4.1. Зависимость коэффициента гидравлического сопротивления ^ор от числа Кутателадзе ■ Ку» для насадок РН1 , 4 и РН9 при различных значениях Cj,^:

- 7,2; - 9,1; А - 11,0;

О - 17,0 м3/м2ч

- для насадок РН (6.9) с элементами "двойной прямой риф"

I - 0,60 f Ки - 0,60-8^ . (4.8)

Интересным представляется совпадение значений }fr для насадок РН (1.5) и для труб из плексигласа /113/ (рис.4.2).

В порядке обсуждения работ, выполняемых в настоящее время по проблеме устойчивости, можно отметить, что наибольший интерес вызывает анализ нарушения устойчивости нисходящего течения жидкостной пленки в противотоке с газом в каналах, трубах, проведенный в Дартмундском колледже (США) Г.Б.Уоллисом /112,113/, С.Маккенчери /ИЗ/, Х.Д.Рихтером /160/. Последнее исследование /160/ позволило автору получить единую обобщающую зависимость по критической скорости захлебывания в широком диапазоне d.3 , охватывающем условия проведения исследований /100/ и /ИЗ/. При этом Хорст Рихтер привел к соответствию корреляции Ю.Л.Сорокина и Г.Б.Уоллиса, показав, что соотношение (4.2) четко описывает данные по захлебыванию для Ы3 150 мм, а соотношение (4.3) - для ct3 £ 50,8 мм.

4.1.2. Влияние режимных факторов на величину межфазной поверхности. Оптимальные значения плотности орошения

Поверхность контакта фаз (в данном случае воды и воздуха) является одним из основных параметров, определяющих величины потоков тепла и массы в аппарате. В то же время точное определение поверхности F практически невозможно. Известен ряд способов определения величины F : орошение насадочной части раствором краски, с последующим вычислением окрашенной поверхности; измерение электропроводности жидкости в объеме насадоч

Рис.4.2. Зависимость критерия устойчивости Ки от безразмерного диаметра Во для различных каналов и труб:

А РН (6.9); ' О - РНЦ.5); ^ , Ц - трубы из плексигласа и стекла, соответственно /ИЗ/; --- — - трубы больших.диаметров /100/

- 125 ного слоя; сравнение количества жидкости, находящейся в слое в рабочем режиме и в условиях полного смачивания и др. Однако, как показал анализ работ по определению смоченной поверхности, их результаты противоречивы /49/. Это объясняется тем, что смоченная поверхность насадки мигрирует со временем по конструктивной поверхности элементов и не является фиксированной величиной.

В связи со сложностью определения величины поверхности контакта, при анализе кинетики процессов переноса обычно оперируют значением объемного коэффициента обмена К^ = К |к.п. • В настоящей работе используется отношение КР / ( ^ = ¿./КР/Рк.п. )• По определению А.М.Розена: ".насадочную колонну можно рассматривать как пленочный аппарат с переменной поверхностью контакта фаз, зависящей, в основном,от нагрузки по жидкости (при умеренных скоростях газа, когда гидродинамическое взаимодействие потоков фаз невелико) и от смачиваемости насадки" /105/, т.е. отношение кГ / Гк.п можно записать как к Чгде У = Р С с^ /Рк.п. - коэффициент смачивания.

Исследование зависимости термического сопротивления системы ( величина йг характеризует интенсивность процессов переноса) от плотности орошения позволяет оценить влияние с^ на величину коэффициента смачивания, а значит и на величину поверхности £ , а также установить область оптимальных значений нагрузки по жидкости.

Известно, что с ростом величина падает до определенной величины, которая при дальнейшем увеличении ¿^остается неизменной. Этот факт (для систем, контролируемых сопротивлением газовой фазы) объясняется исключительно возрастанием межфазной поверхности до своего максимального значения /101, 105, 139/ ( причем, для регулярных насадок Fm«.x = ^к.п. /50,101/, после достижения которого наблюдается лишь утолщение жидкостной пленки. Б связи с этим Б.А.Гладков /32/ рекомендует для вентиляторных градирен рабочие значения ^^ 5. 15 м3/м2ч. В.М.Рамм /101/ для регулярных насадок пленочных абсорберов указывает следующие цифры: 10.12 м3/м2ч, подчеркивая, что при больших значениях ty^ интенсивность изменяется незначительно, а затраты на осуществление процесса существенно возрастают.

Б настоящей работе получен аналогичный результат. На рис.4.3 представлены опытные данные для насадки РН1 , составленной из ребристых листов мипласта. Как видно из рис.4.3 зависимости Rx = í(CJ>c) имеют идентичный характер при различных гидродинамических режимах течения двухфазной системы ( при

Wr =1,7 м/с - пленочный режим, 2,6 м/с - режим подвисания, 3,4 м/с - начало захлебывания). По зависимости коэффициента эффективности от плотности орошения (рис.4.4) видно, что максимальное значение эффективности для мипластовых регулярных

О 9 насадок достигается в интервале ^ул. = 9.17 м /м ч.

Как уже отмечалось, с .ростом Cj,^ затраты на осуществление-процесса увеличивается. Поэтому при определении оптимальной области значений плотности орошения необходимо учитывать величину дРс . Изменение интенсивности процесса тепломассопереноса при испарительном охлаждении воды с учетом- энергозатрат можно проследить, например, по зависимости отношения ^.ор /^г от плотности орошения (рис.4.5). Из рис.4.5 видно,, что зависимости / для различных значений нагрузки по газу имеют четко выраженные минимумы, которые и определяют оп . . . , , ^ ™ --------------------- 1 '. >1

- 127

I-г

I ^У-с/кг

-1-1--1-1—I-1-1-1-г

1140

I 100. | 8060"

4030 v

Ju

JIIIIIL 3 4 6 8 10

20 30

Рис.4.3. Зависимость термического сопротивления системы Ях от плотности орошения с^для насадки РН1 , при нагрузке по газу : Д - 1,7; Д - 2,6; V - 3,4 м/с

3 4 6 8 10

20 30

Рис. 4.4. Зависимость коэффициента эффективности процесса Е от плотности орошения при различных нагрузках по газу (обозначения по рис.4.3)

3 4 6 8 10

20 30 ^.мУч

Рис. 4.5. Зависимость отношения ^ор/^ц от плотности орошения ^ул. при различных нагрузках по газу (обозначения по рис.4.3) М

0.40 1 0.»

0,20 0.12 А

J' .Ill

3 6 7 9 12 2030 ts'tftf*

Рис.4.6. Зависимость отношения ^.ор/^г от плотности орошения ^эк. при =2,6 м/с для насадок : I - РН1 ; 2 - РНЗ; 3 - РН(4,5) тимальные значения cj,^ . Функция Cfa,c.=-fi4) по казана на рис.4.5 пунктирной линией. В диапазоне v/r = 1,7.3,4 м/с

Ч' "* ^ / С А,5 + 0,8 (4.9)

В то же время, в исследованном диапазоне значений эквивалентного диаметра каналов насадок РН(1.5) 3,7.7,9 мм оказалось, что значение с^не зависит от dLB (рис.4.6) (аналогичный результат получен для нерегулярных слоев /101/).

Известны многочисленные исследования по изучению влияния режимных факторов на величину межфазной поверхности в насадках нерегулярной структуры. Исследовались кольца Рашига, седла Бер-ля, кусковые насадки, шары, спиралевидные тела и др. Варьировались размеры насадочных элементов, использовался различный материал (кварц, бумага, нафталин, керамика и пр. ). Наиболее подробно результаты этих работ освещены в обзоре Н.М.Жаворон-кова /49/. Работ по исследованию смоченной поверхности в регулярных структурах относительно мало.

В НИИУИФ и МХТИ им.Д.И.Менделеева проведена комплексная работа по изучению процессов газовой абсорбции (система вода -- аммиак) в насадках, составленных из трубок, сотовых блоков, блоков с прямоугольными отверстиями, колец Рашига (загрузка в укладку) /29,30,50,54/. Материал насадок - керамика. Эквивалентный диаметр каналов 25,6.48,4 мм. Коэффициент смачивания для всех указанных насадок при cj,^ описан едином эмпирической зависимостью

N' 8 ^/(*>,& (4Л0)

Уравнение (4.10) не является универсальным, и не пригодно для насадок пленочных градирен.

Более общий вид имеет соотношение m

V - Сс^ (4 п) где показатель степени m зависит от смачиваемости материала. Величина гт\ для мипластовых насадок равна 0,55, если коэффициент У определять по зависимости суммарного сопротивления системы от ty^(рис.4.3j. Определение коэффициента смачивания через величину возможно для систем, контролируемых сопротивлением газовой фазы. Система воды - воздух относится к таким системам. Однако, в условиях плотного слоя в диапазоне рабочих нагрузок контактирующих потоков существуют различные гидродинамические режимы течения, что вызывает перераспределение термического сопротивления между фазами. Изменение нагрузки по жидкости сказывается не только на величине F , но частично и на общем коэффициенте обмена К (Kh) . Поэтому более корректно выражение коэффициента Ч* через отношение термических сопротивлений в газовой фазе Ч = Rr / Rr, где Rr определяется значением . с^ж, .

На рис. 4.7 показана зависимость 4^= для насадок

0,5 х

РН(1.5). Величина Ч* ^ovc . При cj^ ^ существует зависимость Ч' от нагрузки по газу. Если принять за единицу величину V в пленочном режиме ( wr = 1,7 м/с), то изменения Y* от nn'p следующие: \д/г = 2,6 м/с - Ч7* = 0,83;

3,4 м/с - V* = 1,11. То есть при переходе системы в режим подвисания величина Ч7* уменьшается. Это происходит, как считает В.М.Рамм ДОГ/, ссылаясь на работу /164/, за счет "отдувания" части жидкости газовым потоком. При нагрузках по газу, близких к состоянию начала захлебывания, Ч'* увеличивается за счет того, что утолщенная пленка как бы размазывается по поверхности.

-I-1-1—1-III I--1—I—Г—!-1-1-1—IЯ

1I■ ■ ■ I ' * * '

20 30

Рис. 4.7. Зависимость коэффициента смачивания Ч* от плотности орошения с^ при различных нагрузках по газу (обозначения по рис.4.3)

V 1.0 0.8 0.6 0.4 у

У г /

10 21 о э 0 Ч,ж1>&яГч

Рис. 4.8. Зависимость, коэффициента смачивания Ч от плотности орошения при = 3,4 м/с для насадок : РН1 (сплошная линия); РН9 (пунктир)

При значительных нагрузках по газу (2,5 .3,4 м/с) и жидкости (17.33 м3/м2ч) наблюдается интенсивное гидродинамическое взаимодействие потоков, возникает режим эмульгирования /64,65/. Контакт газа с жидкостью переносится в объем насадоч-ного слоя, при этом величина поверхности контакта увеличивается (рис.4.8). Из рис.4.9 видно, что режим эмульгирования имеет место, хотя и в сравнительно узком диапазоне нагрузок. За счет срыва утолщенной пленки и интенсивного перемешивания жидкостной фазы величина Я>с уменьшается, величина при этом несколько увеличивается из-за снижения линейной скорости газа. Однако, в отличие от скачкообразного увеличения интенсивности процессов переноса, зафиксированное В.В.Кафаровым /63.65/ при проведении процесса ректификации (система этиловый спирт -- вода) в колонне, заполненной кольцами Рашига, суммарное термическое сопротивление системы в данном случае уменьшилось незначительно. Функция = на рис.4.9 не характерна для режима эмульгирования. В связи с этим, учитывая существенные энергозатраты, а также опасность захлебывания аппарата при возможных колебаниях нагрузок, переход к режиму эмульгирования в исследованных плотных насадочных структурах не рекомендуется.

В расчетной практике и при эксплуатации противоточных вентиляторных градирен с мипластовыми насадками следует ОрИеНТИЯ роваться на значения нагрузки по жидкости Ч,*« , определяемые соотношением (4.9). —

Обобщение данных по величине для насадок РН не удалось провести в связи с недостаточно широким диапазоном значений плотности орошения, имеющем место в эксперименте с РН(6,7). * —

Значение для насадки РН9, наиболее перспективной для практического использования в противоточных аппаратах ГРН, со

1,8 2,0

4,0 */р,*/«

Рис.4.9. Зависимости термических сопротивлений , Яг и ^элот нагрузки по газу \л/г по данным насадки РН1 при различных значениях л ; О - 17,0; ф - 21,1; СП - 28,6; Ш - 33,I м3/м2ч

- 134 ставляет 13 м3/ыРч (рис.4.8).

4.1.3. Соотношение фазовых термических сопротивлений

Анализ процессов совместного тепломассопереноса при испарительном охлаждении воды, также как и близких процессов химической технологии - абсорбции и десорбции хорошо растворимых газов - обычно проводится на основе общего коэффициента обмена в предположении определяющего сопротивления газовой фазы. Из исследований последних лет в области создания компактной аппаратуры, использующей в качестве рабочих поверхностей плотные упорядоченные насадочные слои, следует, что такой подход не дает четкой физической картины протекания сложных процессов переноса. Монотонно изменяющаяся в широком диапазоне нагрузок по газу и жидкости функция общего коэффициента обмена соответствует различным по природе гидродинамическим режимам течения /79/.

Результаты экспериментов, выполненных на насадочных модулях высокой плотности с элементами различной конструкции (ми-пластовые сепараторы, гофрированные металлические листы с простым и двойным рифлением) показали, что при обычных для вентио 9 ляторных градирен величинах плотности орошения 5.25 м /м ч и соотношениях потоков £ = 0,5.1,5 существуют два основных гидродинамических режима (см.4.1.1). При этом, проведенный анализ кинетики процессов обмена на базе разработанного метода разделения общего коэффициента тепломассопереноса на частные дает картину изменения соотношения термических сопротивлений фаз, находящуюся в полном соответствии с гидродинамикой. Из рис.4.10 видно, что распределение фазовых сопротивлений определяется гидродинамической обстановкой в аппарате (см. зависи

Рис. 4.10. Зависимость фазовых термических сопротивлений R. и коэффициента ^ор от скорости движения газа \л/г для РН1 при С^с = 5,4 м3/м2ч мость ^ор 1Ч-) ). В области пленочного течения ( ) с ростом на поверхности стекающей пленки возникают турбулентные вихри, увеличивающие эффективную теплопроводность пленки (толщина пленки существенно не изменяется), что приводит к уменьшению Вэ*. . Величина в этом режиме не превышает 25$ . В условиях режима подвисания ( < ^ ) с ростом нагрузки по газу увеличивается задержка жидкости в слое насадки, жидкостная пленка при этом утолщается, Ку^с растет и достигает (50.60)$ .

Таким образом, в реальных условиях работы тепломассооб-менных аппаратов, при конечной толщине жидкостной пленки, имеет вполне определенную величину. В таблицу 4.1 сведены данные по величине , полученные в ходе проведения массообмен-ных и тепломассообменных процессов в колонной аппаратуре химической технологии (абсорберы и ректификационные колонны) и холодильной техники (градирни, контактные камеры обработки воздуха) при работе с системами, для которых обычно полагалось = 0.

Приведенные данные наглядно свидетельствуют о том, что сопротивление жидкостной фазы может достигать значительной величины и пренебрегать им нельзя. Однако, следует заметить, что результаты реферируемых работ получены в довольно узком диапазоне рабочих нагрузок, что не позволило авторам выявить причины перераспределения фазовых сопротивлений.

Ю.А.Закгейм /54/, исследуя процесс абсорбции аммиака водой в аппаратах с различными регулярными насадками: кольца Ра-шига, уложенные регулярно; блоки; хордовые насадки ( Ыэ = = 5,6.22 мм), пришел к выводу, что соотношение фазовых сопротивлений в основном зависит от числа t . Для всех насадок

Данные по величине сопротивления жидкостной фазы

Авторы исследования

Система

Процесс

Список литературы диссертационного исследования кандидат технических наук Липа, Александр Иванович, 1984 год

1. Авдонин Ю.А., Олевский В.М., Попов Д.М. Исследование массообмена в трубках с орошаемыми стенками при противотоке газа. Химическая промышленность, 1966, J II, с. 59-64

2. Алексеев В.П., Поберезкин А.Э., Браун В.М. А.с. 2I8I22 (СССР). Регулярная насадка для тепло- и массообменных аппаратов. -Опубл. в Б.И., 1968, 17

3. Алексеев В.П., Поберезкин А.Э., Герасимов П.В. Некоторые гидродинамические характеристики ректификационных аппаратов с регулярными гофрированными насадками. -Химическая промышленность, 1970, 8 с. 615-617

4. Алексеев В.П., Дорошенко А.В. Ступенчатый расчет процессов переноса тепла и массы в системе вода воздух. -Известия Вузов. Энергетика, 1973, 1 10, с. 93-98

5. Алексеев В.П., Дорошенко А.В. А.с. 415027 (СССР). Насадка для массообменных колонн. Опубл. в Б.И,, 1974, 6.

6. Алексеев В.П., Дорошенко А.В. К теории испарительного охлаждения воды. Инженерно-физический журнал, 1975, т.ХХУШ, }Ь 2, с. 370

7. Алексеев В.П., Дорошенко А.В., Липа А.И. Повышение эффективности испарительного охлаждения воды в вентиляторных градирных-. В кн.: Тезисы докладок Всесоюзного семинара "Использование достижений холодильной техники и технологии в целях повышения эффективности пищевых производств", 22-24 сент. I98I г. Таллин: Б.И., I98I, с. 57-58

8. Алексеев В.П., Дорошенко А.В., Сикорская Е.М., Липа А.И. Разработка типоразмерного ряда вентиляторных градирен с регулярными насадками. В кн.: Тезисы докладов Всесоюзного семинара "Использование искусственного холода для сокращения потерь пищевых продуктов важное средство в решении

9. Альбом рабочих чертежей"Малогабаритные высокопроизводительные градирни" ГПИ Строймаш, Брянск, I97I

10. Андоньев С М Особенности промышленного водоснабжения. Киев; Будивельник, 1967. 254 с.

11. Антонов А.Г., Барменков Р.А. Оптимизация оборотных циклов водоснабжения с применением малогабаритных вентиляторных градирен серии МГ. В кн.: Системы водоснабжения и канализации предприятий машиностроения. М.: Щ Н Т П 1972, с. II0-II2

12. Антонов В,Н., Якименко П.М. Оборотное водоснабжение главное направление в охране водных ресурсов. В кн.: Труды н. -и. и проект, ин-т по обогащ. руд цвет.метал. "Камеханобр.", 1978, с. 3-10

13. Баклич Б«С.Упрощенная формула эффективности теплообменника с перекрестным током теплоносителей. Труды Американского общества инженеров-механиков. Серия С, 1978, J 4,с. 206 14. Безродный М.К. О режиме захлебывания при противоточном течении пленки жидкости и потока газа в вертикальных трубах. Химическое и нефтяное машиностроение, 1980, Л 5, с. 30-32

15. Берге А. Интенсификация теплообмена. В кн.: Теплообмен. Достижения. Проблемы. Перспективы. М.: Мир, I98I, с. 145-192

16. Берман Л.Д. О роли термического сопротивления жидкости в некоторых случаях испарения жидкости и конденсации пара из парогазовой смеси в пленочных аппаратах. Журнал технической физики, 1954, т. 24, J 6, с. I022-I034

17. Берман Л.Д. Испарительное охлаждение циркуляционной воды. М.; Л.:ГЭИ, 1957. 318 с.

18. Берман Л.Д. К расчету процессов тепло- и массопередачи при перекрестном токе. Еурнал прикладной химии, I960, т.ХХХШ, вып. 12, с. 2789-2791

19. Берман Л.Д. Вопросы расчета башенных градирен. Теплоэнергетика, 1966, 8, с. 87-90

20. Богданов G.H., Иванов О.П., Куприянова А.В. Свойства рабочих веществ, теплоносителей и материалов, используемых в холодильной технике. Л.: изд-во Ленингр. ун-та, 1972. 148 с.

21. Бэйкер Д.Р., Шрайок Г.А. Полный анализ характеристик работы градирен. Труды Американского общества инженеров-механиков. Серия С, I96I, I 3, с. I36-I5I

22. Вайнштейн Г.Е. Исследование и математическое моделирование процессов и аппаратов испарительного охлаждения: Автореф. дисс. канд.техн. наук. Одесса, 1977. 20 с.

23. Варгафтик Н.Б. Справочник по теплофизическим свойствам газов и жидкостей. М.: Наука, 1972. 720 с.

24. Васильев М.А. Сравнение эффективности гидродинамических структур потоков при массообмене. В кн.: Энтропийные методы моделирования в химической технике. М., I98I, с. 59-66

25. Вдовиченко В.В., Лихтенштейн Э.Л., Тонконогий А.В. Оценка эффективности испарительного охлаждения воды при перекрестном течении контактирующих сред. В кн.: Энергетика, АлмаАта. 1976, вып..6, с. 71-77

26. Воронцов Е.Г. Влияние вида и размеров упорядоченной шероховатости на течение плeнкIf жидкости. Журнал прикладной химии, 1978, т. 51, i M с. 773-779

27. ВукалоБИЧ М.П. Таблицы термодинамических свойств воды и водяного пара. М.; Л.: Энергия, 1965. 408 с.

28. Гильденблат И.А. Исследование массоотдачи в газовой фазе и

29. Гильденблат И.А., Гурова Н.М., Жаворонков Н.М. и др. Исследование влияния высоты насадки и способа распределения орошения на эффективность абсорбции в насадочных колоннах. В кн.: Труды МХТИ им. Д.И.Менделеева, 1963, вып. 40, с. 35-47

30. Гладков В.А,, Барменков Р.А. Использование пластмассового оросителя для вентиляторных градирен. В кн.: Труды ВОДГЕО. Сер. Водоснабжение, 1964, вып. 8

31. Гладков В.А., Арефьев Ю.И. Интенсификация охлавдения воды в пленочных вентиляторных градирнях. Водоснабжение и санитарная техника, 1975, J 2, с. 12-15

32. Гладков В.А., Арефьев Ю.И., Пономаренко B.C. Вентиляторные градирни. М.: Стройиздат, 1976. 216 с.

33. Гладченко И.П., Прокопенко Е.Г. Из опыта разработки технологии изготовления оросителей градирен из пластмасс. В кн.: Труды координационных совещаний по гидротехнике, 1968, вып. 44, с. 288-289

34. Градирни вентиляторные для систем оборотного водоснабжения до 500 м/ч. РТМ 23.4.287-77, Одесса, 1977

35. Гуревич Б.И., Дорошенко А.В., Липа А.И. и др. Положительное решение ВНИИГПЭ по заявке "Элемент насадки тепломассообменного аппарата". Заявл. 10.06.83, ie 3603330/23-26 f

36. Демьяненко Ю.И. Разработка и исследование тепломассообменной аппаратуры для судовой холодильной техники: Автореф. дисс. канд. техн. наук. Одесса, 1983, 21 с.

37. Долежел Б. Коррозия пластических масс. М.: Химия, 1964.248 с.

38. Дорошенко А.В., Липа А.И, Испарительное охлаждение воды в аппаратах с плотными насадочными слоями. Холодильная техника, I98I, 1 3, с. 24-28

39. Дорошенко А.В., Липа А.И., Рожкова Л.Ф. Рабочие характеристики противоточных пленочных тепломассообменных аппаратов испарительного охлаждения. В кн.; Тезисы докладов Всесоюзной научно-технической конференции "Пути повышения эффективности и качества исследований и разработок судовых систем кондиционирования воздуха и ускорение внедрения результатов в производство", 26-28 сент. 1978 г. Николаев: Б.И., 1978, с. 22-25

40. Дорошенко А.В., Липа А.И., Вистяк В.Б. Разработка компактной аппаратуры испарительного охлаждения для химической промышленности и энергетики. В кн.: Тезисы докладов Всесоюзной научно-технической конференции "Проблемы использования вторичных энергоресурсов химических предприятий для получения холода, тепла и электроэнергии", 16-18 окт.1979г. Л.: Б.И., 1979, с. 80-82

41. Дорошенко А.В., Липа А.И., Сикорская Е.М. Рабочие характеристики регулярных насадок поперечноточных вентиляторных градирен.- Холодильная техника, 1982, J 9, с. 23-29

42. Дорошенко А.В., Липа А.И., Сикорская Е.М., Литвинов С П Опыт.промышленного внедрения противоточных вентиляторных градирен и перспективы использования поперечноточных аппа43. Дорошенко А.В., Кологривов М.М., Угольникова Н.П., Грандов А.А. Градирни с подвижной насадкой для холодильной техники. Холодильная техника, 1982, l 12, с. 3 9 3 i

44. Дорошенко А.В., Липа А.И., Титаренко Т.В., Сикорская Е.М. Анализ процессов испарительного охлаждения воды в поперечноточных тепломассообменных аппаратах. В кн.: Холодильная техника и технология, 1983, вып. 36, с. 52-59

45. Дорошенко А.В., Липа А.И., Сикорская Е.М. Интенсификация процессов тепломассопереноса при непосредственном контакте газа и жидкости в каналах с ребрами регулярной шероховатости. В кн.: Тезисы докладов Ш Всесоюзной научной конференции "Современные машины и аппараты химических производств Химтехника-83", 4-6 окт. 1983 г. Ташкент: Б.И., 1983, ч. II, с. 93-95

46. Жаворонков Н.М., Романков П.Г. Основные направления научных исследований в области массообменных процессов химической

47. Жунко В.И., Шпильфогель П.В. Применение новых органо-минеральных наполнителей в пластических массах, используемых в строительстве градирен. В кн.: Труды координационных совещаний по гидротехнике, 1968, вып. 44, с. I0I-I05

48. Задорский В.М., Тарат Э.Я., Васин Н.В., Олемберг В.И. Совершенствование конструкций регулярных насадок для промышленных массообменных аппаратов. Журнал прикладной химии, 1982, т. 52, J 8, с. I784-I790 a

49. Закгейм А.Ю. Исследование регулярных насадок для абсорбционных башен сернокислого производства: Автореф. дисс. канд. техн..наук. М., 1962. 15 с.

50. Захаров Ю.В., Андреев Л.М. Оборудование судовых систем кондиционирования воздуха. Л.: Судостроение, I97I. 319 с.

51. Исаченко В.П., Осипова В.А., Сукомел А.С. Теплопередача. М.: Энергоиздат, I98I. 416 с.

52. Исследование динамических и кинетических характеристик процессов испарительного охлаждения в малогабаритных вентиляторных поперечноточных тепломассообменных аппаратов с регулярными насадками нового типа и выработка -исходных расчетных зависимостей (отчет)/ Одес. технол. ин-т" холод. пром-сти. ТР 1979. 59 с.

53. Исследование и разработка малогабаритных противоточных вентиляторных тепломассообменных аппаратов с упорядоченными насадками нового типа для испарительного охлаждения воды (отчет)/ Одес. технол. ин-т холод, пром-сти. 1Ь ГР76078291 инв. Б 633

54. Одесса, 1977. 65 с. 76078291., инв. Б 844

55. Каневец Г.Е. Обобщенные методы расчетов теплообменников. Киев: Наукова думка, 1979. 352 с.

56. Каталог градирен кооператива "Клима", Будапешт, ВНР

57. Каталог небольших градирен фирмы "ИЛКА", Цвикау, ГДР

58. Кафаров В.В. Основы маесопередачи. М.: Высшая школа, 1979. 439 с.

59. Кафаров В.В., Бляхман Л.И., Плановский А.Н. Явление скачкообразного увеличения тепло- и массообмена мезвду газовой и жидкой фазами в режиме инверсии фаз. Открытие А? 141 (21.03.1974) Опубл. в Б.И., 1974, В 30

60. Кафаров В.В., Бляхман Л.И., Плановский А.Н. Явление скачкообразного увеличения тепло- и массообмена между газовой и жидкой фазами в аппаратах с насадкой. Теоретические основы химической технологии, 1976, т.Х, i 3, с. 331-339

61. Керн Д., Краус А. Развитые поверхности теплообмена. М.: Энергия, 1977. 464 с.

62. Кирилин В.А. О мерах по дальнейшему улучшению охраны природы и рациональному использованию природных ресурсов. Правда, 1972, 264

63. Клипов И.Я. Коррозия химической аппаратуры и коррозионностойкие материалы. М.: Машиностроение, 1967, 468 с.

64. Кокорин О.Я., Гоголин В.А., Саришвили М.Д. Применение вентиляторных градирен в системах кондиционирования воздуха. В кн.: Труды ЦНИИПромзданий, 1972, вып.23, с.87-114

65. Колев Н. Достижения в области абсорбционных насадочных колонн. В кн.: Тепло- и массообмен в многокомпонентных системах газ жидкость. Материалы Международной школы, Вар66. Колев Н., Коларж В. Рабочие характеристики насадок из просечно-вытяжной жести для массообменных колонн. Химическая промышленность, 1978, J 10, с. 51-55

67. Кольцов К С Плановский А.Н. Влияние концентрации и физико-химических свойств

68. Кутателадзе С., Стырикович М.А. Гидродинамика газожидкостных систем. М.: Энергия, 1976. 296 с.

69. Кутырин И.М. Охрана воздуха и поверхностных вод от загрязнения. М.: Наука, 1980. 86 с.

70. Кучеренко Д.И., Гладков В.А. Оборотное водоснабжение (система водяного охлаждения). М.: Стройиздат, 1980. 169 с.

71. Крейт Ф., Блэк У. Основы теплопередачи. М.: Мир, 1983. 512 с.

72. Крылов B.C. Теоретические аспекты интенсификации процессов межфазного обмена. Теоретические основы химической технологии, 1983, т. Х У Н I, с. 15-30

73. Кэйс В.М., Лондон А.Л. Компактные теплообменники. М.; Энергия, 1967. 223 с.

74. Липа А.И. Соотношение фазовых термических сопротивлений при испарительном охлаждении воды. М.; I98I. 13 с. Рукопись деп. в ВИНИТИ, J 5245-82 Деп.

75. Липа А.И., Дорошенко А.В. Кинетические закономерности процессов совместного тепломассопереноса при испарительном охлаждении. М., 1977. 15 с. Рукопись деп. в ВИНИТИ, В 1028-78 Деп.

76. Липа А.И., Титаренко Т.Е., Сикорская Е.М. Исследование гидродинамики и тепломассопереноса при испарительном охлавдении воды в поперечноточных насадочных аппаратах. М., I98I. 14 с. Рукопись деп. в ВИНИТИ, В 5246-82 Деп. 83. Мак-Адамс В.Х. Теплопередача. М Металлургиздат, I96I. 686 с.

77. Мамаев В.А., Одишария Г.Э., Клапчук О.В. и др. Движение газожидкостных смесей в трубах. М.: Недра, 1978, 270 с.

78. Михеев М.А., Михеева И.М. Основы теплопередачи. М.; Л.: Энергия, 1973. 320 с.

79. Мэгуро Кэндзиро, Уэло Минору. Смачивание поверхности твердых тел различными жидкостями (перевод с япон.). Кагаку то Коге, 1969, т. 22, }Ь 10, с. II89

80. Недвига Ю.С., Васильев А.П. Градирни ФРГ. Л.: Энергия, 1974. 68. с.

81. Новикова Т.Е. Проблемы применения пластмасс в строительстве башенных градирен. В кн.: Труды Теплоэлектропроекта, 1967, вып. 4, с. 19-25

82. Олевский В.М., Ручинский В.Р. Ректификация термически нестойких продуктов. М.: Химия, 1972, 200 с.

83. Олевский В.М., Ручинский В.Р. Роторно-пленочные тепло- и массообменные аппараты. М.: Химия, 1977. 208 с.

84. Паписов В.К., Баранова В.В., Соколова О.А. Эффективность использования водных ресурсов на машиностроительных заводах. М.: Машиностроение, 1977. 160 с.

85. Пахомов А.Б. К вопросу применения пластмасс в конструкциях .градирен. В кн.: Сборник докладов по гидротехнике, 1970, вып. II, с. 286-291

86. Плановский А.Н., Вертузаев Е.Д.

87. Плановский А.Н., Николаев П.И. Процессы и аппараты химической и нефтяной технологии. М.: Гостоптехиздат, I960. 551 с.

88. Позин М.Е.. Тепло- и массопередача при перекрестном токе. Журнал прикладной химии, 1952, т. ХХУ, 1 10, с. I032-I04I

89. Позин М.Е. Теплообмен в перекрестном токе при испарении и конденсации. Журнал прикладной химии, 1953, т. ХХХУ1, J II, с. II33-II56

90. Провести исследование рабочих характеристик малогабаритных противоточных вентиляторных пленочных градирен с упорядоченными насадками, работающих в условиях бескомпрессорного охлаждения, и выдать практические рекомендации на разработку аппаратов (отчет)/ Одес. технол. ин-т холод, пром-сти.} ГР 76078291., Инв. Ш Б 756

92. Проектирование холодильных сооружений (Справочник). М Пищевая промышленность, 1978. 255 с.

93. Рамм В.М. Абсорбция газов. М.: Химия, 1976. 656 с.

94. Рашковский П.В., Лесохин Е.И., Рукин В.Л. Решение проблемы многоходовости при расчете поверхностей конденсаторов химико-технологических процессов. Лурнал прикладной химии, 1982, т. 55, В 3, с. 602-606

95. Рейнольде А.Дж. Турбулентные течения в инженерных приложениях. М.: Энергия, 1979. 408 с.

96. Розен A.M. Проблемы теории и инженерного расчета процессов массообмена. Химическая промышленность, 1965, 1 2, с. 85-91

97. Розен A.M., Мартюшин Е.И., Олевский В.М. и др. Масштабный переход в химической технологии. Разработка промышленных аппаратов методом гидродинамического моделирования. М.: Химия, 1980. 320 с.

98. Создать новые более эффективные системы вентиляции и кондиционирования, обеспечивающие улучшение санитарно-гигиенических условий и экономию энергетических ресурсов в общественных зданиях различного назначения (отчет) /Одес. технол. ин-т холод, пром-сти. А ГР 76078291., Инв. Б 921

100. Сорокин Ю.Л., Кирдяшкин А.Г., Покусаев Б.Г. Исследование устойчивости пленочного режима течения жидкости в вертикальной трубе при восходящем движении газа. Химическое и нефтяное машиностроение, 1965, J. 5, с. 35-38 f

101. Стерман Л С Покровский В.И. Химические и термические методы обработки воды на ТЭС. М.: Энергия, I98I. 232 с.

102. Тихонов Н.А. Основные направления экономического и социального развития СССР на I98I-I985 годы и на период до 1990 года. Правда, I98I, J 64 i

103. Уоллис Г.Б. Одномерные двухфазные течения. М.: Мир, 1972. 440 с. И З Уоллис Г.Б., Маккенчери Явление висящей пленки в вертикальном кольцевом двухфазном потоке. Труды Америк9.нского общества инженеров-механиков. Серия С, 1974, 3, с. 218-219

104. Хабиби Г.И. Исследование тепло- и массообмена в роторных контактных теплообменниках систем вентиляции и кондиционирования: Автореф. канд. техн. наук. М., I98I. 21 с.

105. Хаузен X. Теплопередача при противотоке, прямотоке и перекрестном токе. М Энергоиздат, I98I. 384 с.

106. Холпанов 1,11., Шкадов В.Я., Малюсов В.А., ]лаворонков Н.Ь Влияние газового потока на течение тонких слоев жидкости при волнообразовании. Теоретические основы химической технологии, 1973, т. 7, A 5-, с. 788-792 l

107. Холпанов Л.П., Малюсов В.А., 1{аворонков Н.М. Гидродинамика и тепломассообмен в пленке жидкости при наличии га108. Шервуд Т., Пигфорд Р., Уилки Ч. Маесопередача. М.; Химия, 1982. 696 с.

109. Экспериментальные исследования рабочих характеристик аппаратов протиБоточного типа с новыми насадочными поверхностями регулярной структуры на созданном экспериментальном оборудовании (отчет) Одес. технол. ин-т холод, промти. ГР 76078291., Инв. J Б 595

111. Якоб М. Вопросы теплопередачи. -М.: Изд-во иностр. лит., I960. 516 с.

112. Ambroggi R.P. Water. Sci. Amer., 1980, v.243, N 3, p.90-96, 100-104, 192

113. Anzelius A. tlber Erwarmmig ver mittels durchstromender Medien. z. angew. Math, Mechn., 1926, Bd.6, s.291

114. Berliner P. Kuhlturme. Grundlagen der Berechnung und Konstruktion. Springer-Verlag., Berlin-Heidelberg, New-York, 1975, 189 s.

115. Bowman R.A., Mueller A.C,, Nagle W.M. Mean temperature., differences in heat exchanger design. Transactions of ASME, 1940, V.62, p.283-294

116. Broz Z., Pascalev G.P. The efficienty of the vertically arranged expanded metal sheets for evaporative cooling and air humidification. Collect. Czech. Chem. Communs#, 1977, V.42, N 4, p.1118-1128

117. Cribb G. Liquid phase resistance in water cooling. British Chemical Engineering, 1959» v.4, N 5, p.264-266

118. Шеие Entwicklungen bei Querstrom-Verdunstungskuhlern. Zalte, 1967, N 5, s.228-230

119. Flooding in vertical gas-liquid countercurrent flow through parallel paths. EPEI Techn. Kept. Sum. Nucl. Power Div., 1982, N NP 2262, IV, 2-pp.

120. Fritzshe P. Der Kreustrom-Kuhlturm. Brennstoff-WarmeKraft, 1968, Bd.20, s.61-64

121. Pujita H., Takahama H., Yabashi H., Takagi E. Effects of wall roughness on heat and mass transfer characteristics in counter-current flow of air and water film. Transactions of the Japan Society of mechanical engineers, 1978, V.44, N 377, p.135-143

122. Pujita H., Takahama H., Asano H. Heat and mass transfer in countercurrent flow of air and water film (effects of cylinders installed in the air flow), Transactions of the Japan Society of mechanical engineers, 1982, v,48, N 427, p.518-525

123. Furuya I., Fujita H., Nakashima H. Turbulent boundary layers on plates roughened by wires in equal intervals. Transactions of the Japan Society of mechanical engineering, 1967, V.33, N 250, p.939-94-6

124. Gianetto A., Sicardi S, Interfacial areas in countercurrent absorption colimms. Quad. Ing. Chim, Ital., 1972, v.8, N 6, p.181-182

125. Goorge O.G., lof J.C, Economics of thermal pollution control. Journal Water Pollution Control Federation, 1970, V.42, N 12, p.158-160

126. Hampe E. Kuhlturme. Berlin, 1975. 192 s.

127. Hayashi Y., Hirai B. Method of calculation of overall volumetric enthalpy transfer coefficients in cross-flow cooling towers, Heat Transfer Japanese Research, 1973» v.2, N 3, p.22-26

128. Hayashi Y., Hirai E., Okubo M. Volumetric film coefficients in cross-flow cooling towers. Heat Transfer Japanese Research, 1973, V.2, N 2, p.1-6

129. Hayashi Y., Hirai E., Ito N. An analysis of cross-flow со- oling towers. The change in the water flow rate is considered. Journal of Chemical Engineering of Japan, 1976, V.9, N 6, p.458-463

130. Hickling P. Plastics for design of water cooling towers. Engineering Digest, 1971, v.17, N 7, p.38-42

131. Hofmann W.M. Ein Beitrag zur Berechnung des WarmB und Stoffiibergangs von geradlining durchstromten Kreuzstrom-Rieselfilmsystemen fur die Klimatechnik. Diss. Dokt.-Ing. Univ. Stuttgart, 1975, 151 s.

132. Inazumi H. Chemical Engineering og Japan, 1955| v.19, p.579-585

133. Inazumi H., Kageyama S. A succeassive graphical method of design of a cross-flow cooling tower. Chemical Engineering Science, 1975, v.30, N 7, p.717-721

134. Jernqvist Ake. Simultaneous mass and heat transfer In the system: pure liquid inert gas. Chalmers tekniska hogskolas handlingar, 1965, N 297, 7 p.

135. Krueger H.R. Pioneering with plastics in cooling tower design. Point Technology, 1965, v.68, N 806

136. Kuhne H. Schaubilder zur Ermittlung der Temperaturen von Kreuzstromwarmeaustauschern. Haustechnische Rundshau, 1944, Bd.49, N 17/18, s. 161-164

137. Lakovic S. Povecanje intenziteta prenosa toplote i mase turbuli zacijom granicnog sloja kod kula za hladenje motora. Termotehnika, 1979, t.5, N 1, s.24-36 149. Liu С Р Tien C.L. A review on gas liquid countercurrent flov/ through multiple paths. Heat Transfer Nuclear React. Safety Seminar. Dubrovnik, Sept. 1-5, 1980, Washington e.a,, 1982, 2.5., p.33-359

138. London A.L., Seban R.A. A generalization of the methods of the methods of heat exchanger analysis. International Journal of Heat and Mass Transfer, 198O, v.23, N 1, p.5-16

139. Mason j.L. Heat transfer in cross-flow. Proceedings of the Second U.S. National Congress of Applied Mechanics, ASME, New York, N,Y., 1955, p.801-803

140. Merkel F. Verdunstungs Kuhlung. V.D.I. Verlag G.M.B.H., Berlin SWI9, 1925, Heft 275, 48 s.

141. Mickley H.S, Design of forced draft air conditioning equipment. Chemical Engineering Progress, 1949, v.45, N 12, p.739-745

142. Nusselt W. Der Warmeiibergang im Kreuzstrom. Zeitschrift des vereines deutsher ingenieure, 19II, Bd,55, s.2021-2024

143. Nusselt W. Eine neue formel fur den warmedurchgang im Kreuzstrom. Technische Mechanik und Thermodynamik, 1930,

144. Ohta R., Hojoh K, A study of counterflow type cooling tovver. Heat Transfer Japanese Research, 1974, v.3, N 3, p.82-96 157» Parker R.O., Treyhal R.E, The heat, mass transfer characteristics of evaporative coolers. ChBmical Engineering Progress Simposium Series, I960, v.57, N 32, p.138-149

145. Pinczewski W.V., Pell C.J.D., Erceg C D Comparison of tower fills for counterflow cooling towers, Australian Chemical Engineering, 1974, v,15, N 1-2, p.3-8

146. Poppe M. Warme und Stoffiibertragunghei der Verdunstungskiihlung im Gegen- und Kreustrom. Diss. Dokt.-Ing. Рак. Maschinenw. Techn. Univ, Hannover, 1972, 153 s»

147. Richter H.J. Flooding in tubes and annuli. Heat Transfer Nuclear React. Safety Seminar, Dubrovnik, Sept.1-5, 1980, Washington e.a., 1982, 2-5, p.343-359

148. Rortsel W, Mittlere tempe2?aturdifferenz bei kreuzstrom in einem rohrbundel-warme-tauscher. Brennstoff-Warme-Kraft, 1969, Bd.21, N 5, s.246-250

149. Sams E.W. Heat transfer and pressure drop characteristics of wire-coil-type turbulents promoters.- Reactor Heat Transfer Conference of 1956. AEC Report, TID-7529, p.390-415 163- Seban R.A., Faghri A. Wave effects on the transport to falling laminar liquid fims. Trans. ASME. J. Heat Transf,, 1978, v,100, N 1, p.143-147 164, Shulman H,L,, Ullricht С Р Well S.N. AJCHE Journal, 1955, V.I, N 2, p.247

150. Smith D, Mean temperature difference in crossflow. Engineering, 193, p.p.479-481, 606, 607

151. Staudte W. Entwicklung und Einsatz von Rirselfilm Ver- dunstungskiihlturmen rait Zwangsbeliiflung. Preiberger Porsochundhefte, Ser. A., 1967, N 414

152. Tezuka S, Performance of aqueous-film-type packing of cooling tower. Heat Transfer Japanese Eesearch, 1973» V.2, N 3, p.40-52

153. Tezuka S., Tanaka Y., Inoue T, Effect of surface conditions of aqueous film-type packing on cooling tower performance. Heat Transfer Japanese Research, 1974, v.3, N 2, p.23-36

154. Teziika S., Pujita T. PerfoiTnance of an induced draft cooling tower packed with parallel plates. Proceedings of the XV International Congress of Refrigeration, Yenezia, 1979, N B1-49, 11 p.

155. Thibodeaux L.J. Continuous crosscurrent mass transfer in towers. Chemical Engineering, 1969, N 2, p,167-170

156. Thomas W.J., Houston P. Simultaneous heat and mass transfer in cooling towers Part

157. British Chemical Engineering, 1959, V.4, N 3, p.160-163

158. Torri di raffreddamento centrifughe. Serie TV. Delchi, 20058, Villasanta, 1978 175. llchida H. Graphical analysis of a cross-flow cooling tower. ASHRAE Journal, 1961, N 5, p.53-55

159. Uchida Н., Muneoka Н,, Tezuka S. Performance of cooling tower packing. ASHRAE Transactions, 1966, v.72, N 1, p.221

160. Vouyoucalos S. Cross-flow cooling towers analysed. British Chemical Engineering, 1968, v.13, N 7, p.1004-1006

161. Water cooling towers. Mining magazine, 1967, v.116, N 5, p.361, 363

162. Webb R.L., Eckert E.R.G., Goldstein R.J, Generalized heat transfer and friction correlations for tubes with repeated -rib roughness. International Journal of Heat and Mass Transfer, 1972, v.15, N 1, p.180-184

163. Wilkie D. Forced convection heat transfer from surfaces roughened by transferee ribs. Proceedings of the Third International Heat Transfer Conference, Chicago, 1966, v.1, p.1-19

164. Wimmerstedt R. Berechnung und Auslegung von KreuzsromkuhIturmen. Klima-Kalte-Technik, 1973, N 4, s.86-89, N 5, s. 105-107