Теоретические основы химической технологии, 2023, T. 57, № 4, стр. 399-407

ВВЕДЕНИЕ

Практически на всех промышленных предприятиях химии, нефтехимии, нефтегазопереработки, металлургии и т.д. применяются водооборотные циклы, где вода охлаждается в различных по типам и конструкциям градирнях. Наибольшее применение получили пленочные противоточные градирни, где контакт фаз организуется в блоках оросителей – регулярных или комбинированных насадочных устройствах. Известны сотни различных конструкций насадок [1–3] с интенсификаторами процесса тепломассообмена. Насадки исследуются на стендах различного размера, где получают экспериментальные данные по предельным нагрузкам, гидравлическому сопротивлению, коэффициента тепло- и массоотдачи, эффективности тепломассообмена и брызгоуносу [4–6]. В связи со сложностью и значительной стоимостью исследования перечисленных характеристик представляется целесообразным сокращение уровней (стадий) экспериментов, ограничиваясь в основном гидродинамическими параметрами, т.е. предельными нагрузками, перепадом давления и структурой потоков воды и воздуха. Данные характеристики можно исследовать при нормальных условиях, т.е. без нагрева и охлаждения воды, а определение эффективности охлаждения воды и нагрева воздуха далее выполнять с применением методов математического моделирования на основе частных форм записи законов сохранения импульса, массы и энергии, а именно моделей структуры потока.

Методы математического моделирования в химической технологии подразделяются на точные, численные, асимптотические и приближенные. В двухфазных средах с подвижной межфазной поверхностью получить точное решение практически невозможно, поэтому для расчетов тепломассообменных процессов применяются численные и приближенные методы [7–9]. Численное моделирование основано на компьютерном решении системы дифференциальных уравнений с частными производными и в основном применяется для научно-исследовательских задач и иногда при предпроектной разработке новых контактных устройств, с привлечением экспериментальных данных [10–12]. Например, на основе экспериментов и численной модели исследовано влияние неравномерностей распределение воды и воздуха в блоках оросителей на эффективность тепломассообмена [13, 14].

Аналитические решения, с получением в явном виде расчетных выражений или с итерационными процедурами вычислений для тепломассообменных характеристик двухфазных сред, могут применяться при проектировании или модернизации промышленных градирен. Однако для практических целей при определении эффективности тепломассообмена чаще применяются приближенные методы, а именно теория пограничного слоя гидродинамическая аналогия, модели структуры потоков и другие подходы [15–17].

Для расчета градирен в данной статье применяется приближенный подход, апробированный для насадочных пленочных скрубберов-охладителей газов водой [18]. В основе лежит ячеечная модель структуры потоков для газовой и жидкой фаз с использованием решения, приведенного в монографии [19], полученное для противоточного абсорбера.

Целью данной статьи является определение тепловой эффективности в газовой фазе на основе применения ячеечной модели с числом единиц переноса и далее расчет эффективности охлаждения воды на основе теплового баланса в фазах для различных регулярных насадок в градирнях.

ЯЧЕЕЧНАЯ МОДЕЛЬ

При применении ячеечной модели предполагается условное деление потоков в направлении движения газа и жидкости на ряд ячеек полного перемешивания (одномерная модель). Между ячейками перемешивание отсутствует, поэтому на границах сопряжения ячеек имеется некоторый скачек полей концентраций и температур. Число ячеек по газовой и жидкой фазам чаще всего не совпадает и определяется экспериментально для каждой конструкции контактного устройства различными методами, чаще вводом индикаторов в потоки. В результате обработки экспериментальных данных находятся коэффициенты обратного (продольного) перемешивания каждого потока и обобщаются в виде безразмерных комплексов-модифицированных чисел Пекле ${\text{P}}{{{\text{e}}}_{{{\text{эг}}}}} = {{{{w}_{{\text{г}}}}{{d}_{{\text{э}}}}} \mathord{\left/ {\vphantom {{{{w}_{{\text{г}}}}{{d}_{{\text{э}}}}} {{{D}_{{{\text{пг}}}}}}}} \right. \kern-0em} {{{D}_{{{\text{пг}}}}}}}$ и ${\text{P}}{{{\text{e}}}_{{{\text{эж}}}}} = {{{{u}_{{\text{ж}}}}{{d}_{{\text{э}}}}} \mathord{\left/ {\vphantom {{{{u}_{{\text{ж}}}}{{d}_{{\text{э}}}}} {{{D}_{{{\text{пж}}}}}}}} \right. \kern-0em} {{{D}_{{{\text{пж}}}}}}}.$ Известна приближенная связь между числами Пекле и числом ячеек. Для этого число Пекле записывают относительно высоты насадочного слоя Н, тогда ${\text{P}}{{{\text{e}}}_{{\text{г}}}} = {{Н{\text{P}}{{{\text{e}}}_{{{\text{эг}}}}}} \mathord{\left/ {\vphantom {{Н{\text{P}}{{{\text{e}}}_{{{\text{эг}}}}}} {{{d}_{{\text{э}}}}}}} \right. \kern-0em} {{{d}_{{\text{э}}}}}}$ и ${\text{P}}{{{\text{e}}}_{{\text{ж}}}} = {{Н{\text{P}}{{{\text{e}}}_{{{\text{эж}}}}}} \mathord{\left/ {\vphantom {{Н{\text{P}}{{{\text{e}}}_{{{\text{эж}}}}}} {{{d}_{{\text{э}}}}}}} \right. \kern-0em} {{{d}_{{\text{э}}}}}},$ тогда число ячеек $n = {{({\text{P}}{{{\text{e}}}_{{\text{г}}}} + 1.25)} \mathord{\left/ {\vphantom {{({\text{P}}{{{\text{e}}}_{{\text{г}}}} + 1.25)} {2.5}}} \right. \kern-0em} {2.5}}$ и $m = {{({\text{P}}{{{\text{e}}}_{{\text{ж}}}} + 1.25)} \mathord{\left/ {\vphantom {{({\text{P}}{{{\text{e}}}_{{\text{ж}}}} + 1.25)} {{\text{2}}{\text{.5}}}}} \right. \kern-0em} {{\text{2}}{\text{.5}}}}{\text{.}}$

Поток теплоты в элементарном объеме насадочного слоя запишем в виде

Используя подход Меркеля и аналогию Льюиса локальный поток теплоты записывается в форме $dQ = {{\beta }_{х}}dF(I* - I),$ где $I{\text{*}}$ – энтальпия газа вблизи межфазной поверхности при температуре ${{T}_{{\text{ж}}}}{\text{ и }}\varphi \,{\text{ = }}\,{\text{100\% }}$. Тогда полный поток теплоты (Вт) представим в известной форме [20]

Отсюда запишем отношение

где ${{N}_{{\text{г}}}}$ тепловое число единиц переноса, предложенное к применению В.В. Кафаровым для теплообменников [21].

При известных значениям n, m и ${{N}_{{\text{г}}}}$ для противотока решение ячеечной модели представлено в монографии [19] для процесса абсорбции газов, которое после некоторых преобразований для противоточной градирни получено в виде

где тепловая эффективность по газовой фазе где $I_{{\text{к}}}^{ * }$ – значение энтальпии влажного воздуха на выходе из слоя насадки градирни на линии насыщения при начальной температуре воды на входе ${{Т}_{{{\text{жн}}}}}.$

Тепловая эффективность охлаждения воды

Уравнение теплового баланса

где ${{Q}_{u}} = {{с}_{{{\text{рж}}}}}{{Т}_{{{\text{жк}}}}}G({{x}_{{\text{к}}}} - {{x}_{{\text{н}}}})$ – поток теплоты с испарившейся жидкостью, Вт.

Из выражений (6)–(8) следует отношение

которое дает возможность вычислить эффективность охлаждения воды ${{Е}_{{\text{ж}}}}$ при известном значении тепловой эффективности ${{Е}_{{\text{г}}}}$ (4), (5).

АЛГОРИТМ РАСЧЕТА

Таким образом, алгоритм расчета градирни имеет вид:

1. Задаются расходы фаз – L, G, начальная ${{Т}_{{{\text{жн}}}}}$ и требуемая температура воды ${{Т}_{{{\text{жк}}}}};$ начальные параметры воздуха ${{Т}_{{{\text{гн}}}}},$${{х}_{{\text{н}}}},$${{I}_{{\text{н}}}};$ конструктивные характеристики насадки – ${{a}_{{\text{v}}}},$ ${{\varepsilon }_{{{\text{св}}}}},$ ${{d}_{{\text{э}}}}.$ Первое приближение высоты насадочного слоя, например $Н = 1.0{\text{ м}}{\text{.}}$

2. Вычисляется тепловое число единиц переноса (3), которое для насадки представим в более удобной форме

Коэффициент массоотдачи ${{\beta }_{х}}$ можно определить экспериментально или вычислить с применением математической модели [22, 23], где основной информацией о насадке является коэффициент гидравлического сопротивления. Коэффициент смачиваемости ${{\psi }_{w}}$ рассчитывается по эмпирическим выражениям в зависимости от материала и конструкции насадки [3, 19].

3. Числа Пекле по жидкой и газовой фазам вычисляются по выражениям для заданного типа насадки [3, 19, 24] и далее находится количество ячеек n и m.

4. По одной из зависимостей (4) или (5) находится эффективность ${{E}_{{\text{г}}}}$ и далее эффективность охлаждения воды по соотношению (9). Находится температура воды на выходе ${{Т}_{{{\text{жк}}}}} = {{Т}_{{{\text{жн}}}}} - $ $ - \,\,{{Е}_{{\text{ж}}}}({{Т}_{{{\text{жн}}}}} - {{Т}_{{{\text{мт}}}}}).$ Если значение ${{Т}_{{{\text{жк}}}}}$ близко к требуемому, то расчет заканчивается, а если нет то изменяются конструктивные характеристики насадки, в первую очередь высота слоя.

ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ ДАННЫЕ

Для проверки представленных выше выражений использованы экспериментальные данные, полученные авторами на макете градирни с насадкой из вертикальных полиэтиленовых труб с дискретно-регулярной шероховатостью. Диаметр макета градирни 200 мм (внутренний – 190 мм), высота два метра, высота трубчатой насадки Н = = 1.0 м, диаметр труб 50 мм, число труб – 10, удельная поверхность ${{а}_{{\text{v}}}} = 110{\text{ }}{{{{{\text{м}}}^{{\text{2}}}}} \mathord{\left/ {\vphantom {{{{{\text{м}}}^{{\text{2}}}}} {{{{\text{м}}}^{3}}}}} \right. \kern-0em} {{{{\text{м}}}^{3}}}};$ ${{\varepsilon }_{{{\text{св}}}}} = 0.95.$

Движение воздуха и воды пленочное противоточное. Начальная температура воды ${{Т}_{{{\text{жн}}}}} = 35{\kern 1pt} - {\kern 1pt} 40^\circ {\text{С}};$ ${{Т}_{{{\text{гн}}}}} = 24{\kern 1pt} - {\kern 1pt} 28^\circ {\text{С}}{\text{.}}$ Плотность орошения от 8.8 до 19.4 м³/(м² ч), скорость воздуха на поперечное сечение градирни без насадки ${{w}_{{\text{o}}}} = 0.8{\kern 1pt} - {\kern 1pt} 2.5\,\,{\text{м/с}}{\text{.}}$ В эксперименте измерялись температуры воды и воздуха на входе и выходе, влагосодержание на входе и выходе, расходы воздуха и воды, перепад давления. В результате обработки экспериментальных данных получены значения коэффициентов гидравлического сопротивления сухой ${{\xi }_{{{\text{сух}}}}},$ сопротивления орошаемой насадки ${{\xi }_{{{\text{ор}}}}}$ (рис. 1) и объемного коэффициента массоотдачи ${{\beta }_{{x{\text{v}}}}},$ (рис. 2), где

где $\Delta {{P}_{{\text{г}}}}$ – перепад давления сухого $\xi = {{\xi }_{{{\text{сух}}}}}$ и орошаемого $\xi = {{\xi }_{{{\text{ор}}}}}$ насадочного слоя, Па; ${{K}_{r}}\, = \,\,1\, - \,{{{{с}_{{{\text{рж}}}}}{{Т}_{{{\text{жн}}}}}} \mathord{\left/ {\vphantom {{{{с}_{{{\text{рж}}}}}{{Т}_{{{\text{жн}}}}}} r}} \right. \kern-0em} r}$ – поправка Меркеля.

На рис. 1 представлены экспериментальные данные по коэффициентам гидравлического сопротивления насадки из шероховатых труб.

Кривые 1, 2 ${{\xi }_{{{\text{ор}}}}} = f({{q}_{{\text{ж}}}},{{w}_{{\text{о}}}})$ и кривая 3 ${{\xi }_{{{\text{сух}}}}} = f({{w}_{{\text{о}}}})$ аппроксируются эмпирическими зависимостями (±10%)

где ${{\operatorname{Re} }_{{{\text{эг}}}}} = {{{{w}_{{\text{o}}}}{{d}_{{\text{э}}}}} \mathord{\left/ {\vphantom {{{{w}_{{\text{o}}}}{{d}_{{\text{э}}}}} {{{v}_{{\text{г}}}}}}} \right. \kern-0em} {{{v}_{{\text{г}}}}}}$ – число Рейнольдса в газовой фазе $(2200 < {{\operatorname{Re} }_{{{\text{эг}}}}} < 5500)$; ${{\operatorname{Re} }_{{\text{ж}}}} = {{4{{q}_{{\text{ж}}}}} \mathord{\left/ {\vphantom {{4{{q}_{{\text{ж}}}}} {({{a}_{{\text{v}}}}{{v}_{{\text{ж}}}})}}} \right. \kern-0em} {({{a}_{{\text{v}}}}{{v}_{{\text{ж}}}})}}$ – число Рейнольдса в жидкой фазе $(90 < {{\operatorname{Re} }_{{\text{ж}}}} < 220);$ ${{q}_{{\text{ж}}}} \sim {{{\text{м}}}^{{\text{3}}}}{\text{/(}}{{{\text{м}}}^{2}}{\text{с)}}{\text{.}}$

Средний поверхностный коэффициент массоотдачи можно вычислить по выражению, полученному на основе теории пограничного слоя и модификации гидродинамической аналогии для шероховатых поверхностей [23]

Выражение (13) применяется для регулярных насадок, как с гладкой поверхностью $({{\operatorname{Re} }_{{{\text{ог}}}}} > 3000),$ так и с поверхностными интенсификаторами $({{\operatorname{Re} }_{{{\text{ог}}}}} > (500{\kern 1pt} - {\kern 1pt} 1000)).$ Объемный коэффициент массоотдачи ${{\beta }_{{х{\text{v}}}}} = {{\rho }_{{\text{г}}}}{{\beta }_{{\text{г}}}}{{a}_{{\text{v}}}}{{\psi }_{w}},$ вычисленный с применением выражению (13) удовлетворительно согласуется с экспериментальными данными (рис. 2), с расхождением ±12–16%.

Экспериментальные данные по структуре потоков не получены, поэтому воспользуемся эмпирическими выражениями для трубчатой насадки из работ [16, 24]. В жидкой фазе (в пленке) выражение для модифицированного числа Пекле имеет вид [19]

Коэффициенты A и m зависят от ${{\operatorname{Re} }_{{\text{ж}}}}$

В газовой фазе для регулярной трубчатой насадки [24]

РЕЗУЛЬТАТЫ РАСЧЕТА

При скорости воздуха ${{w}_{{{\text{о}}}}} = 1.2{\text{ м/с}}$ и плотности орошения ${{q}_{{{\text{ж}}}}} = 8.8{\text{ }}{{{{{\text{м}}}^{{\text{3}}}}} \mathord{\left/ {\vphantom {{{{{\text{м}}}^{{\text{3}}}}} {{\text{(}}{{{\text{м}}}^{{\text{2}}}}\,{\text{ч)}}}}} \right. \kern-0em} {{\text{(}}{{{\text{м}}}^{{\text{2}}}}\,{\text{ч)}}}}$ экспериментально получено: ${{\beta }_{{x{\text{v}}}}} = 1.14{\text{ кг/(}}{{{\text{м}}}^{{\text{3}}}}\,{\text{с);}}$ ${{\xi }_{{{\text{ор}}}}} = 0.168;$ ${{E}_{{\text{ж}}}} = 0.251;$ ${{E}_{{\text{г}}}} = 0.464;$ ${{I}_{{\text{н}}}} = 43.19{\text{ кДж/кг;}}$ ${{Т}_{{{\text{жн}}}}} = 35.0^\circ {\text{С;}}$ ${{Т}_{{{\text{мт}}}}} = 15.4^\circ {\text{С}}{\text{.}}$

Результаты расчета: ${{\operatorname{Re} }_{{\text{ж}}}} = 97;$ ${\text{G}}{{{\text{a}}}_{d}} = 223\,941;$ $\theta = 4.4 \times {{10}^{{ - 5}}},{\text{м;}}$ число ${\text{P}}{{{\text{e}}}_{{\text{ж}}}} = 10.33$ при Н = 1.0 м. Число ${\text{P}}{{{\text{e}}}_{{\text{г}}}} = 30$ при ${{d}_{{\text{э}}}} = 0.035{\text{ м;}}$ Н = 1.0 м. Число ячеек m = 5; n = 15.

Тепловое число единиц переноса

Тепловая эффективность (4) ${{E}_{{\text{г}}}} = 0.49.$ Экспериментально полученное значение ${{E}_{{\text{г}}}} = 0.464.$ Расхождение около 5%, что вполне допустимо для двухфазных сред.

При ${{q}_{{\text{ж}}}} = 19.4{\text{ }}{{{\text{м}}}^{{\text{3}}}}{\text{/(}}{{{\text{м}}}^{{\text{2}}}}\,{\text{ч);}}$ ${{w}_{{\text{о}}}} = 1.2{\text{ м/с}}$ получаем ${{E}_{{\text{г}}}} = 0.523;$ экспериментальное значение ${{E}_{{\text{г}}}} = 0.535.$ Расхождение около 2%.

Далее приведены результаты расчетов ${{E}_{{\text{г}}}}$ для сетчатой трубчатой насадки из полиэтилена в колонке диаметром 200 мм с числом элементов – 18 и высотой слоя Н = 0.4 м, d_э = 0.027 м [25]. При скорости воздуха w_о = 1.07 м/с и q_ж = 4.93 м³/(м² ч) экспериментально получено тепловое число единиц переноса N_г = 0.542. Расчет числа ячеек показывает n = 6, m = 5. Тогда из (4) имеем ${{E}_{{\text{г}}}} = 0.35.$ Экспериментальное значение ${{E}_{{\text{г}}}} = 0.31.$ Согласование удовлетворительное.

Таким образом, подтверждена адекватность представленной выше математической модели тепловой эффективности для двух типов регулярных трубчатых насадок в интервале w_о = = 1.07–2.5 м/с и q_ж = 4.93–19.8 м³/(м² ч), т.е. практически во всем рабочем режиме работы пленочных градирен.

На рис. 5 представлено сравнение экспериментальных и расчетных значений тепловой эффективности исследованной насадки из полиэтиленовых труб с шероховатой поверхностью. Расчеты сделаны по выражениям ячеечной модели (4), (5) и модели идеального вытеснения газа ${{E}_{{\text{г}}}} = 1 - ( - \exp {{N}_{{\text{г}}}}).$ Из расчетов следует, что не учет структуры потока дает завышенные результаты по значениям тепловой эффективности ${{E}_{{\text{г}}}}$ на 8–15% (кривые 1а и 2а) по сравнению с расчетом по ячеечной модели.

На рис. 6 представлены результаты расчетов по требуемой тепловой эффективности градирни Е_г для рекомендуемых в справочниках летних условий эксплуатации в г. Казани. Начальная температура воздуха ${{Т}_{{\text{н}}}} = 26.8^\circ {\text{С;}}$ относительная влажность φ = 43%; температура мокрого термометра ${{Т}_{{{\text{мт}}}}} = 18.7^\circ {\text{С}}{\text{.}}$ Энтальпия воздуха на входе ${{I}_{{\text{н}}}} = 51\,100$ Дж/кг. Начальная температура воды, подаваемая на охлаждение ${{Т}_{{\text{н}}}} = 40^\circ {\text{С;}}$ требуемая конечная температура воды ${{Т}_{{{\text{жк}}}}} = 28^\circ {\text{С}}$ и ${{Е}_{{\text{ж}}}} = 0.56.$ Из рисунка видно, что при увеличении плотности орошения требуемая тепловая эффективность в газовой фазе повышается при заданных температурах воды на выходе ${{Т}_{{{\text{жк}}}}}$ и входе ${{Т}_{{{\text{жн}}}}}.$

На рис. 7 даны зависимости высоты блоков оросителей для трех конструкций регулярных насадок, которые обеспечивают требуемую тепловую эффективность Е_г для заданных выше условий процесса охлаждения воды. Рассмотрены насадки из полиэтиленовой сетки в виде трубок (диаметром 50 мм), насадка из полиэтиленовых элементов 2К МГУИЭ [2] и насадка исследованная авторами в данной работе.

Насадка из полиэтиленовой сетки имеет удельную поверхность ${{a}_{{\text{v}}}} \approx 140{\text{ }}{{{{{\text{м}}}^{2}}} \mathord{\left/ {\vphantom {{{{{\text{м}}}^{2}}} {{{{\text{м}}}^{3}}}}} \right. \kern-0em} {{{{\text{м}}}^{3}}}}$ и исследована в работе [25].

Регулярная насадка 2КР МГУИЭ (ун-т инженерной экологии) представляет собой пакеты размером 1.0 × 0.5 × 0.5 м, разделение по высоте приставками размером по 1.0 × 0.5 × 0.21 м, выполненных в виде блока регулярно уложенных винтовых элементов из полиэтилена с условным диаметром 70 мм и шагом винта 100 мм. Удельная поверхность насадки 115.2 м²/м³; свободный объем 0.95. Перепад давления сухой и орошаемой насадки дан в работе [2]. Так, пример при скорости воздуха ${{w}_{{\text{o}}}} = 1.0{\text{ м/с}}$ значение ${{\Delta Р} \mathord{\left/ {\vphantom {{\Delta Р} Н}} \right. \kern-0em} Н} = 12{\text{ Па;}}$ при ${{w}_{{\text{o}}}} = 2{\text{ м/с;}}$ ${{\Delta Р} \mathord{\left/ {\vphantom {{\Delta Р} Н}} \right. \kern-0em} Н} = 40{\text{ Па;}}$ при плотности орошения от 5 до 15 м³/(м² ч). Для сравнения перепад давления исследованной насадки из шероховатых труб при ${{w}_{{\text{o}}}} = 2{\text{ }}{{\text{м}} \mathord{\left/ {\vphantom {{\text{м}} {\text{c}}}} \right. \kern-0em} {\text{c}}}$ и ${{q}_{{\text{ж}}}} = 8.8{\text{ }}{{{{{\text{м}}}^{3}}} \mathord{\left/ {\vphantom {{{{{\text{м}}}^{3}}} {({{{\text{м}}}^{2}}{\text{ч}})}}} \right. \kern-0em} {({{{\text{м}}}^{2}}{\text{ч}})}}$ составляет ${{\Delta P} \mathord{\left/ {\vphantom {{\Delta P} H}} \right. \kern-0em} H} = 14{\text{ Па}}{\text{.}}$

Из рис. 6 следует преимущество по тепловой эффективности насадки 2КР МГУИЭ и насадки из шероховатых труб, исследованная авторами в данной работе.

РЕЗУЛЬТАТЫ РАСЧЕТА МИНИ ГРАДИРНИ

На промышленных предприятиях все чаще стали применятся мини градирни, которые характеризуются большими удельными нагрузками по воде и воздуху, а также небольшими габаритами. Тепловая и гидравлическая нагрузки мини градирен могут 2–5 раз превышать нагрузки крупномасштабных градирен. Так как объемы мини градирен относительно небольшие, то в них могут использоваться более конструктивно сложные и дорогостоящие контактные устройства с повышенной эффективностью за счет различных интенсификаторов [1–3, 26–28].

На основе применения представленной математической модели показаны примеры расчетов некоторых современных металлических регулярных насадок [2, 3], для мини градирни, которые в химической технологии в основном применяются в колоннах ректификации и абсорбции.

Примем термодинамические параметры воды и воздуха: ${{T}_{{{\text{жн}}}}} = 38.4$°С; ${{T}_{{{\text{мт}}}}} = 16.7^\circ {\text{С;}}$ ${{I}_{{\text{н}}}} = 47.1$ кДж/кг; $I_{{\text{к}}}^{*} = 147.27$ кДж/кг; ${{Е}_{{\text{ж}}}} = 0.39$. Плотность орошения ${{q}_{{\text{ж}}}} = 22.0$ м³/(м² ч), скорость воздуха ${{w}_{{\text{о}}}} = 2.2{\text{ м/с}}{\text{.}}$ Требуемая тепловая эффективность (9) ${{Е}_{г}} = 0.791$ при заданной ${{Е}_{{\text{ж}}}} = 0.39.$

Рассмотрим три вида регулярных насадок:

1. Вертикальная металлическая насадка ПИРАПАК (вариант G) [2]. Насадка ПИРАПАК благодаря специальному расположению слоев, создает условия для зигзагообразного движения жидкости и газа. Удельная поверхность ${{а}_{{\text{v}}}} = 180$ м²/м³ (${{d}_{{\text{э}}}} = 0.021$ м).

Из расчетов получаем высоту насадки Н = 0.45 м и перепад давления $\Delta {{Р}_{{{\text{ор}}}}}$ = 55 Па.

2. Сегментная регулярная рулонная насадка “Инжехим” [3], образована сдвоенными листами, один из которых имеет гофры треугольной формы, на сторонах гофров выполнены лепестки в виде круговых сегментов, при этом хорды сегментов смежных сторон гофров расположенных под углом друг к другу. Насадка изготавливается в виде круглого пакета из перфорированных сплошных лент шириной 40 мм методом штамповки с удельной поверхностью 180–480 м²/м³ (в зависимости от размера гофр).

Примем удельную поверхность ${{а}_{{\text{v}}}} = 180$ м²/м³ при свободном объеме ${{\varepsilon }_{{{\text{св}}}}} = 0.95$ (${{d}_{{\text{э}}}} = 0.021$ м). При ${{Е}_{г}} = 0.791$ требуемая высота насадки Н = 0.5 м, перепад давления $\Delta {{Р}_{{{\text{ор}}}}}$ = 50 Па.

3. Регулярная рулонная гофрированная насадка с шероховатой поверхностью (Инжехим) [3], в зависимости от высоты гофры может иметь удельную поверхность 180–350 м²/м³. Для расчетов примем ${{а}_{{\text{v}}}} = 180$ м²/м³. Необходимая высота насадки Н = 0.54 м. Перепад давления имеется значение $\Delta {{Р}_{{{\text{ор}}}}}$ = 43 Па.

Как следует из расчетов все три рассмотренные современные регулярные насадки примерно равнозначные.

В качестве примера в табл. 1 приведены подробные результаты расчетов сегментно-регулярной рулонной насадки “Инжехим” при различной скорости воздуха.

Из приведенных расчетов следует, что при ${{Е}_{{\text{ж}}}} = 0.39$ целесообразно проводить охлаждение воды при ${{w}_{{\text{о}}}} = 2.2{\kern 1pt} - {\kern 1pt} 2.5$ м/с, а при заданной эффективности ${{Е}_{{\text{ж}}}} = 0.5$, целесообразная требуемая скорость воздуха в интервале ${{w}_{{\text{о}}}} = 2.6{\kern 1pt} - {\kern 1pt} 2.8$ м/с.

В рассмотренных насадках при ${{w}_{{\text{о}}}} \geqslant 3$ м/с резко возрастает перепад давления, поэтому скорость воздуха в насадочной мини градирне должна быть не выше 2.8 м/с.

ВЫВОДЫ

Повышение эффективности тепломассообменных процессов возможно за счет применения как поверхностных, так и объемных интенсификаторов. В пленочных контактных устройствах наибольшее применение получили поверхностные интенсификаторы в виде различных выступов, накаток, просечек и других завихрителей потоков. При решении таких задач важное значение имеет достоверное определение гидравлического сопротивления, коэффициентов тепломассоотдачи и эффективности явлений межфазного переноса теплоты и массы. Если гидравлическое сопротивление контактных устройств с интенсификаторами практически всегда исследуется экспериментально, как и предельные нагрузки, то методы определения эффективности тепломассообмена имеют как полуэмпирический характер, так и с применением численных или приближенных математических моделей. К приближенным математическим методам относятся модели структуры потоков, активное применение которых началось во второй половине прошлого столетия для насадочных и тарельчатых колонн. Причем применение таких моделей в инженерных расчетах аппаратов обеспечивает достаточно высокую точность определения режимных и конструктивных характеристик при заданных требованиях к проведению процесса. В данной статье наглядно показано применение решения ячеечной модели структуры потока для расчета тепловой эффективности в газовой фазе пленочных блоков градирни, а на основе теплового баланса и определение эффективности охлаждения воды. Причем основными параметрами применяемых выражений являются объемной коэффициент массоотдачи, число единиц переноса и количество ячеек полного перемешивания в газовой и жидкой фазах, которые связаны с числами Пекле обратного перемешивания потоков. Определение данных параметров может выполняться как экспериментальными, так и теоретическими методами. В статье представлены результаты экспериментальных исследований регулярной насадки из вертикального пучка труб с шероховатой поверхностью и показано удовлетворительное согласование результатов расчета тепловой эффективности по ячеечной модели с экспериментом. Таким образом, применение ячеечной модели позволяет учесть структуру потоков в газовой и жидкой фазах в расчетах эффективности пленочных контактных устройств с интенсификаторами и находить рациональные режимные и конструктивных характеристики процесса охлаждения воды в градирнях.

Представленные экспериментальные данные и алгоритм расчета пленочных градирен могут применяться при решении задач их проектирования или модернизации.

Исследование выполнено в рамках научного проекта РНФ 21-79-10406.

УСЛОВНЫЕ ЗНАЧЕНИЯ

КОМПЛЕКСЫ

НИЖНИЕ ИНДЕКСЫ