WWW.DISSERS.RU

БЕСПЛАТНАЯ ЭЛЕКТРОННАЯ БИБЛИОТЕКА

   Добро пожаловать!

На правах рукописи

ГАРЯЕВ АНДРЕЙ БОРИСОВИЧ

СОВЕРШЕНСТВОВАНИЕ МЕТОДОВ РАСЧЕТА АППАРАТОВ И УСТАНОВОК ДЛЯ ГЛУБОКОЙ УТИЛИЗАЦИИ ТЕПЛОТЫ ВЛАЖНЫХ ГАЗОВ И РАЗРАБОТКА МЕР ПО ПОВЫШЕНИЮ ЭФФЕКТИВНОСТИ ЕЕ ИСПОЛЬЗОВАНИЯ

Специальность 05.14.04 – Промышленная теплоэнергетика

АВТОРЕФЕРАТ

диссертации на соискание учёной степени доктора технических наук

Москва – 2010 г.

Работа выполнена на кафедре Тепломассообменных процессов и установок Московского энергетического института (технического университета).

Научный консультант: доктор технических наук, профессор Данилов Олег Леонидович

Официальные оппоненты: заслуженный деятель науки и техники РФ доктор технических наук, профессор Рудобашта Станислав Павлович доктор технических наук, профессор Щеренко Александр Павлович доктор технических наук, доцент Попов Станислав Константинович Ведущая организация ОАО «Объединение ВНИПИ Энергопром».

Защита диссертации состоится 28 апреля 2011 года в 15 час.30 мин. в аудитории Г-406 на заседании диссертационного совета Д 212.157.10 при Московском энергетическом институте (техническом университете) по адресу: Москва, Красноказарменная ул., д. 17.

Отзывы на автореферат в 2-х экземплярах, заверенные печатью организации, просим направлять по адресу: 111250, Москва, Красноказарменная ул., д.

14, Ученый Совет МЭИ (ТУ).

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке Московского энергетического института (технического университета).

Автореферат разослан «__ » ___________ 2011 г.

Ученый секретарь диссертационного совета к.т.н., доцент Степанова Т.А.

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность работы. Одним из способов повышения эффективности использования энергии является утилизация теплоты вторичных энергетических ресурсов (ВЭР). Среди тепловых ВЭР важное место занимают влажные газы. К ним относятся продукты сгорания влажных топлив и топлив с высоким содержанием водорода, отходящие газы различных технологических установок, влажный воздух, удаляемый из помещений системами вентиляции и другие. Потенциал энергосбережения за счет утилизации явной и скрытой теплоты влажных газов в России достигает 10 млн. т у. т. в год и в настоящее время используется недостаточно. Глубокая утилизация теплоты влажных газов в конденсационных теплоутилизаторах (КТУ) позволяет существенно повысить эффективность теплотехнических установок и получить ряд преимуществ при их эксплуатации.

Для более широкого внедрения установок для глубокой утилизации теплоты влажных газов и повышения эффективности их работы необходимо решение ряда проблем, возникающих при их проектировании и использовании. Одной из них является трудоемкость и невысокая точность методов расчета КТУ, связанная со сложностью и недостаточной изученностью протекающих в них процессов. Это приводит к неоправданному росту их материалоёмкости, либо (при дефиците поверхности) к их недостаточной тепловой производительности или к недостижению заданных значений параметров теплоносителей. В результате снижается эффективность применения теплоутилизационных установок и отсутствует возможность с необходимой точностью проводить расчеты их техникоэкономических показателей.

При неправильном проектировании и эксплуатации теплоутилизационных установок возникает вероятность нежелательных режимов работы, связанных с конденсацией влаги на внутренних поверхностях дымовых труб и вентиляционных шахт, возникновением на поверхности теплообмена т.н. «сухих» зон или зон с обмерзанием поверхности. Невозможность точного определения условий, при которых возникают нежелательные режимы работы, часто приводит к неполному использованию располагаемой теплоты при эксплуатации установок, а в ряде случаев к отказу потребителей от их применения. Отсутствуют рекомендации по выбору режимных параметров теплоносителей, применению оребренных поверхностей и методов интенсификации теплообмена в КТУ.

Важным вопросом при проектировании теплоутилизационных установок является определение параметров выбрасываемых в атмосферу влажных газов, при которых концентрация вредных примесей на местности не превышала бы допустимые значения. Для его решения необходимо определить закономерности распространения влажных газов в атмосфере с учетом объемного выпадения влаги (туманообразования).

При конденсации пара из парогазовых смесей на процессы тепло- и массообмена влияет большое количество различных факторов, таких как наличие на поверхности теплообмена пленки конденсата, поток Стефана, изменение коэффициентов тепло- и массоотдачи за счет массового потока вещества к поверхно сти из пограничного слоя, изменение эффективности оребренных поверхностей при увеличении теплового потока к поверхности ребер и т.д. Вследствие широкого диапазона изменения температур, влагосодержаний и скоростей теплоносителей в КТУ, а также различия их конструкций, указанные выше факторы могут проявляться по-разному. В настоящий момент чаще всего нельзя указать условия, при которых их влияние должно быть учтено при расчете КТУ. В результате тот или иной расчетный метод часто используется без достаточного обоснования. Для правильного подбора и проектирования КТУ необходимо совершенствование методов их расчета и проведение исследований их локальных характеристик с учетом особенностей протекающих в них процессов тепло- и массообмена при конденсации пара из парогазовых смесей в широком диапазоне изменения режимных параметров теплоносителей.

Целью работы является определение закономерностей процессов тепло- и массопереноса в аппаратах и установках для глубокой утилизации теплоты влажных газов в различных отраслях промышленности и в коммунальном хозяйстве, разработка и совершенствование на этой основе методов расчета таких установок и рекомендаций по повышению эффективности использования утилизируемой теплоты.

Для достижения указанной цели поставлен и решен ряд научно-технических задач, включающий:

- разработку математических моделей и прикладных программ для расчета и изучения закономерностей процессов тепло- и массообмена при течении парогазовых смесей в КТУ различного назначения и конструкций, входящих в состав теплоутилизационных установок и работающих в широком диапазоне изменения концентраций пара, температур и расходов теплоносителей;

- проверку адекватности предложенных математических моделей путём сопоставления результатов расчёта с экспериментальными данными и данными натурных испытаний, полученными различными исследователями;

- численное и аналитическое исследование режимов работы различных видов КТУ и влияния режимных параметров теплоносителей (расход, начальная температура и влагосодержание) на их тепловую производительность, коэффициент теплопередачи, тепловую эффективность;

- определение степени влияния различных физических процессов, протекающих при движении конденсирующихся парогазовых смесей, на работу КТУ и необходимости их учета в расчетных методах при различных конструкциях аппаратов и режимных параметрах теплоносителей;

- разработку инженерных методов расчета КТУ и теплоутилизационных установок, мер по повышению их эффективности за счет рационального выбора режимных параметров теплоносителей, исключения нежелательных режимов работы, изменения их конструкций и подбора конструкционных материалов;

- разработку математических моделей и метода расчета распространения примеси после теплоутилизационных установок при объемной конденсации водяных паров в атмосфере.

Научная новизна.

1. Разработаны математические модели для описания работы КТУ различных конструкций, в том числе гладкотрубных и оребренных калориферов и кожухотрубчатых теплообменников с различными схемами взаимного движения теплоносителей, пластинчатых оребренных теплоутилизаторов, гигроскопичных теплообменников. Модели позволяют исследовать особенности протекания процессов тепло- и массообмена в широком диапазоне изменения расходов и режимных параметров теплоносителей.

2. Разработано теоретическое описание процессов тепло- и массообмена в прямоточных и противоточных поверхностных и смесительных КТУ, а также в КТУ перекрестного тока при выполнении аналогии между тепло- и массообменом. Получены аналитические и численные решения, позволившие найти характерные распределения температур, влагосодержаний и энтальпий теплоносителей и объяснить поведение температурных и энтальпийных кривых. Уточнены условия, при которых для расчета площади поверхности КТУ можно использовать средний логарифмический энтальпийный напор (уравнение Меркеля).

3. Показано, что распределение эффективного коэффициента теплопередачи в КТУ может быть немонотонным. Определены характерные точки на диаграмме влажного воздуха, позволяющие определить характер изменения и условия существования экстремума эффективного коэффициента теплопередачи.

4. Получены новые данные о характере и степени влиянии режимных параметров теплоносителей на коэффициент теплопередачи, тепловую эффективность КТУ и на образование «сухих» зон. Показана возможность образования зон с испарением конденсата в КТУ при его стекании с верхних труб и предложены модели, позволяющие рассчитать эффективный коэффициент теплопередачи в таких зонах.

5. Впервые получены аналитические зависимости, позволяющие определить значения предельно возможного повышения КПД и экономии топлива за счет регенеративного использовании теплоты в энергетических и технологических установках при глубокой утилизации теплоты влажных газов.

6. В предположении о выполнении аналогии между процессами тепло- и массообмена впервые получены аналитические решения уравнений, описывающих перенос теплоты в пластинчатых КТУ с гладкой и оребренной поверхностью теплообмена и позволяющие определить передаваемый в них тепловой поток.

7. На основании численных исследований определены области режимных параметров КТУ и температуры поверхности теплообмена, при которых наличие пленки конденсата, поток Стефана и массовый поток пара из пограничного слоя не оказывают существенного влияния на суммарный тепловой поток, передаваемый в кожухотрубных КТУ с горизонтальными трубками.

8. Определены значения относительного снижения теплового потока при конденсации водяного пара из парогазовых смесей в присутствии неконденсирующихся газов с различной молекулярной массой (воздух, СО2, СН4) в диапазоне массовых концентраций 0-10%. Показано, что тепловые потоки, переда ваемые в КТУ при конденсации смесей, содержащих одинаковые объемные концентрации воздуха, СО2 и CH4, могут отличаться на величину до 25%.

9. Решена задача о нахождении концентрации примеси при распространении влажных газов в атмосфере после теплоутилизационных установок с учетом объемной конденсации водяных паров. Показано, что существуют условия, при которых объемная конденсация существенно влияет на процесс распространения примеси, поскольку увеличивает высоту подъема газовой струи.

Практическая ценность работы.

1. Разработаны математические модели, методы и программные модули, предназначенные для проектных расчетов и выбора КТУ, выпускаемых промышленностью; расчетов мероприятий по предотвращению конденсации паров в дымовых трубах и газоходах; расчета распространения примесей в атмосфере при объемной конденсации; повышения эффективности теплоутилизационных установок путем их параметрической оптимизации.

2. Разработаны инженерные методы, позволяющие существенно упростить расчеты КТУ различных конструкций, в том числе: гладкотрубных и трубчатых оребренных КТУ, пластинчатых КТУ. Методы позволяют определить условия возникновения нежелательных режимов работы: образования «сухих» зон на теплообменной поверхности, а также зон с ее обмерзанием.

3. Разработаны практические рекомендации по выбору режимных параметров, монтажу КТУ, применению в них оребрения и методов интенсификации теплообмена, использованию новых конструкционных материалов, позволяющие повысить эффективность утилизации теплоты.

4. Разработана диаграмма, дающая возможность определить, в каких случаях поток Стефана, отсос массы пара из пограничного слоя и наличие пленки конденсата должны быть учтены при расчете КТУ. Диаграмма позволяет выбрать наиболее рациональный по точности и сложности метод расчета КТУ.

Полученные в ходе работы над диссертацией результаты были использованы при выполнении НИР по аналитической ведомственной целевой программе “Развитие научного потенциала высшей школы” и федеральной целевой программе «Научные и научно-педагогические кадры инновационной России». Разработанные математические модели использовались проектными организациями для расчетов и разработки конструкций КТУ и энергоаудиторскими организациями для расчетов энергосберегающих мероприятий по глубокой утилизации теплоты влажных газов.

Научные и практические результаты работы используются в учебном процессе и в учебно-методической литературе при изучении курсов «Тепломассообменное оборудование предприятий», «Энергосбережение в теплоэнергетике и теплотехнологиях», в курсовом и дипломном проектировании студентами специальностей 140104 «Промышленная теплоэнергетика» и 140106 «Энергообеспечение предприятий». Материалы диссертационной работы были использованы при написании учебника и ряда учебных пособий.

Достоверность полученных результатов обеспечивается удовлетворительными результатами сопоставления полученных в работе данных с эксперимен тальными данными и данными промышленных испытаний, приведенными в литературных источниках, сравнением результатов аналитических и численных расчетов с расчетами других авторов.

Автор защищает:

1. Математические модели для описания процессов тепло- и массопереноса в проточных частях КТУ различного назначения и конструкций, работающих в широком диапазоне режимных параметров теплоносителй.

2. Установленные закономерности изменения параметров теплоносителей по поверхности КТУ и влияния режимных параметров на тепловую производительность, коэффициент теплопередачи, эффективность КТУ и на образование «сухих» зон.

3. Разработанные в диссертации инженерные методы расчета КТУ различных конструкций и назначения, в том числе: кожухотрубных теплообменников, гладкотрубных и оребренных калориферов с различными схемами взаимного движения теплоносителей, пластинчатых оребренных теплоутилизаторов и гигроскопичных теплообменников.

4. Рекомендации по выбору режимных параметров и расходов теплоносителей, конструированию и монтажу КТУ, позволяющие повысить эффективность утилизации теплоты влажных газов.

5. Аналитические и численные решения, позволяющие в условиях выполнения аналогии между процессами тепло- и массопереноса найти распределения температур, влагосодержаний и энтальпий теплоносителей по поверхности прямоточных, противоточных КТУ, а также КТУ перекрестного тока и объяснить поведение температурных и энтальпийных кривых.

6. Зависимости, позволяющие определить значения предельного КПД и экономии топлива при регенеративном использовании теплоты в теплоэнергетических и теплотехнологических установках при глубокой утилизации теплоты влажных газов.

7. Положение о том, что развитие поверхности путем оребрения и применение методов интенсификации теплообмена в КТУ с газообразными теплоносителями предпочтительнее производить со стороны холодного теплоносителя.

8. Диаграмму режимов работы КТУ, позволяющую определить степень влияния потока Стефана, отсоса пара из пограничного слоя и наличия пленки конденсата на суммарный тепловой поток, передаваемый в КТУ.

9. Математическую модель и метод расчета распространения примеси после теплоутилизационных установок и полученные на их основе данные о влиянии объемной конденсации паров на высоту подъема струи отходящих газов.

Апробация работы. Основные результаты диссертационной работы были доложены на следующих международных, Всероссийских и Всесоюзных конференциях: «Научные основы создания энергосберегающей техники и технологии», Москва, 1990; «Проблемы энергетики теплотехнологии», Москва, 1991;

Первой, Второй, Третьей, Четвертой и Пятой Российской национальной конференции по теплообмену (РНКТ), Москва, 1994, 1998, 2002, 2006, 2010; Научнопрактической конференции «Экологические проблемы крупных административ ных единиц мегаполисов», Москва, 1997; Научно-технической конференции «Инженерная экология - XXI век». Москва, 2000; Первой, Второй и Третьей Международной научно - практической конференции "Современные энергосберегающие тепловые технологии (СЭТТ)", Москва, 2002, 2005, 2008; Первой, Второй, Третьей и Четвертой и Пятой Всероссийской школе - семинаре молодых учёных и специалистов "Энергосбережение - теория и практика". Москва, 2002, 2004, 2006, 2008, 2010; XXV Научно-технической конференции «Москва: проблемы и пути повышения энергоэффективности», Москва, 2008; Всероссийской научно-практической конференции «Повышение надежности и эффективности электрических станций и энергетических систем», Москва, 2010.

Публикации. Основные научные положения и выводы изложены в 55 опубликованных работах, в том числе 12 работ опубликовано в изданиях, рекомендованных ВАК РФ, 2 патента на полезную модель.

Структура и объём работы. Диссертация состоит из введения, 7 глав, заключения, списка литературы, включающего 218 наименований, и приложения.

Общий объём диссертации составляет 326 страниц, включая рисунки и таблицы.

ОСНОВНОЕ СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Во введении рассмотрены установки, утилизирующие теплоту влажных газов в различных отраслях промышленности и коммунального хозяйства. Описаны проблемы, связанные с недостаточной изученностью процессов тепло- и массообмена при утилизации теплоты влажных газов в КТУ и с недостаточной точностью методов их расчета. Сформулирована цель, обоснована актуальность, показана научная новизна и практическая ценность работы. Отражены основные положения, выносимые на защиту.

В первой главе проведен анализ применения установок для утилизации теплоты влажных газов в промышленности и ЖКХ, обзор результатов исследований процессов тепло- и массоообмена в КТУ при конденсации пара из парогазовых смесей и методов их расчета. Рассмотрены методы защиты газодымового тракта от конденсации на поверхностях дымовых труб и газоходов и вопросы распространения в атмосфере примесей, содержащихся во влажных газах.

Влажные нагретые газы образуются в различных отраслях промышленности: при сжигании топлива в котельных и промышленных печах, при сушке материалов, в технологических процессах химической промышленности, в целлюлозно-бумажной промышленности, производстве цемента, в системах вентиляции и кондиционирования воздуха и т.д. С конденсацией из парогазовых смесей приходится иметь дело при разделении газов, осушке сжатого воздуха и в других технологических процессах.

В главе приведены технологические схемы установок для глубокой утилизации теплоты влажных газов.

Скрытая и явная теплота влажных газов может применяться для таких целей, как подогрев подпиточной воды котлов, воздуха и топлива, идущего на горение, подсушка топлива, подогрев приточного воздуха в системах вентиляции и кон диционирования, нагрев воды, идущей на горячее водоснабжение. Теплообменные аппараты, применяемые для утилизации теплоты влажных газов, более компактны вследствие более высокого коэффициента теплопередачи; позволяют полезно использовать конденсат, а в ряде случаев и содержащийся в нем технологический продукт; отходящие газы являются более чистыми из-за частичного растворения газообразных примесей в конденсате.

В то же время, имеется ряд проблем, затрудняющих внедрение теплоутилизационных установок, к которым относятся недостаточно высокий температурный уровень, запыленность, высокая коррозионная активность многих влажных газов. Одной из главных проблем является относительно слабая изученность протекающих в КТУ физических процессов, отсутствие достаточно точных и надежных методов их расчета.

Процессы тепло- и массообмена в парогазовых смесях, а также вопросы применения и расчета КТУ рассматривались в работах Л.Д.Бермана, Л.С.Бобе, О.Я.Кокорина, В.Н.Богословского, Е.Е.Карписа, И.И. Гогонина, И.З. Аронова, О.Л.Данилова, Б.И.Леончика, Ж.Ф.Сергазина, А.П.Баскакова, А.А.Кудинова, Л.Г.Семенюка, В.И.Гомона, Г.А.Пресича и Р.А.Надворской, Е.Н. Бухаркина, В.М.Кейса и А.Л. Лондона, H.Kremer, R.E.Silliven, M.Stadelman, T.Fuji и J.W.Rose, H.Uehara, S.K Park и других авторов.

В работах этих авторов показано, что процессы тепло- и массоообмена, протекающие в КТУ, отличает существенное изменение их интенсивности по поверхности теплообмена, возможность возникновения «сухих» зон, наличие термического сопротивления пленки конденсата, изменение эффективности влажных ребер и оребренных поверхностей, возможное влияние потока Стефана, поперечного потока массы на тепло- и массообмен и т.д. На основании проведенных экспериментальных и теоретических исследований созданы методы расчета различных типов теплообменных аппаратов, разработаны схемы применения теплоутилизационных установок в различных областях, предложены методы борьбы с конденсацией влаги в газоходах и дымовых трубах.

Однако не были установлены многие важные закономерности тепло- и массообмена в КТУ, в том числе поведение локальных характеристик процессов, не изучено влияние режимных параметров теплоносителей и конструктивных особенностей аппаратов на их теплопроизводительность, коэффициент теплопередачи, тепловую эффективность. Многие методы расчета не обладают достаточной точностью, либо слишком сложны. Не определены условия, при которых при расчете КТУ требуется учет тех или иных протекающих в них физических процессов. Отсутствуют оценки максимальной экономии топлива, которую можно получить путем глубокой утилизации теплоты влажных газов. Не достаточно исследованы режимы работы аппаратов, связанные с образованием «сухих» зон, а также с обмерзанием поверхности теплообмена. Не решены многие вопросы, связанные с применением оребрения, методов интенсификации теплообмена, использования в конструкции КТУ неметаллических материалов. Практически не рассмотрены вопросы распространения влажных газов после тепло утилизационных установок в условиях объемной конденсации влаги в атмосферном воздухе.

На основании проведенного анализа в первой главе обоснованы цель диссертационной работы и решаемые в ней задачи.

Во второй главе выбран и обоснован используемый в диссертационной работе метод исследования процессов в КТУ. Разработаны математические модели процессов тепло- и массопереноса в рекуперативных и смесительных КТУ различного назначения и с различной формой теплообменной поверхности, утилизирующих теплоту газов в широком диапазоне влажности и температуры. Предложенные модели позволяют описывать протекающие в КТУ процессы с единых позиций и унифицировать их расчет.

Модели учитывают основные особенности, отличающие процессы в КТУ от процессов в других теплообменных аппаратах. Они представляют собой системы одномерных уравнений для распределения средних по сечению температур и концентраций пара в каналах теплообменных аппаратов для горячего и холодного теплоносителей, уравнения роста пленки конденсата, балансовые уравнения передачи теплоты через пленку конденсата и разделяющую стенку, а также уравнения, связывающие значения температуры и концентрации водяного пара в состоянии насыщения. Для КТУ с оребренными поверхностями модели дополняются соотношениями, описывающими эффективность передачи теплоты смоченными ребрами. Значения коэффициентов теплоотдачи при «сухом» теплообмене считаются постоянными по сечению канала и рассчитываются по критериальным уравнениям вида Nu=f (Re,Pr). При низких температурах поверхности теплообмена и низких концентрациях пара в горячих газах для определения коэффициента массоотдачи используется соотношение Льюиса. При нарушении аналогии между процессами тепло- и массообмена для определения тепловых и массовых потоков вводятся поправки, учитывающие наличие потока Стефана, а также потока массы к поверхности из пограничного слоя при конденсации.

Принятые при формулировке моделей допущения об одномерности изменения параметров смеси по продольной координате позволяют избежать необходимости решения задачи сопряженного теплообмена между теплоносителями при учете изменения параметров по поперечной координате. Получаемая при этом погрешность для сомкнутых течений в каналах невелика, а результаты решения легче поддаются анализу и обобщению.

На основе балансов тепла и массы на элементарном участке прямоточных и противоточных КТУ, работающих в широком диапазоне влагосодержаний газа и температур поверхности теплообмена, сформулирована базовая модель (1), содержащая основные уравнения и математические соотношения, которые были использованы в других, производных от нее моделях, учитывающих особенности тепло- и массообмена в конкретных КТУ.

2b b dt1 = 011( )( )- 1-cpп ( ) Lcp1 t1 - tw 1b cw Le-(1-n) c1 - cw cp1 t1 ;

dF 2b ( )( )- 1-1 Le-(1-n) c1 - cw dt2 011 b = ( ) r-cpкtw cp1 ; (1) Gcp2 t1 - tw dF 1b cw 012 b (c1 - cw) ( ) dc = Le-(1-n) ;

Lcp1 1-cw dF w (1-c ) 012 b ( ) 011 b t + 1 1 Le-(1-n) - cw r -cpкtw = 2 tw -t2.

( ) ( ) () (c1 ) cp1 -cw cpв,cpп, ср1, срк - удельные теплоемкости воздуха, пара, парогазовой Здесь смеси и конденсата, 1 b,2 b - функции, учитывающие изменения коэффици( ) ( ) ентов теплоотдачи и массоотдачи из-за массового потока пара на поверхность теплообмена соответственно, b=(1-с)/(1-сw), Le -число Льюиса, n- показатель степени при числах Прандтля и Шмидта в критериальных зависимостях для определения числа Нуссельта. При пленочной конденсации модель была дополнена уравнениями роста пленки конденсата и баланса теплоты на ее поверхности, записанного с учетом термического сопротивления пленки.

Путем модификации базовой модели получены модели, предназначенные для расчета КТУ в случаях разных видов относительного движения теплоносителей, различных видов теплообменных поверхностей, температур и концентраций теплоносителей.

Для течения в КТУ с прямоточной и противоточной схемой течения, а также с фазовым переходом холодного теплоносителя система уравнений для определения температур и влагосодержаний имеет вид:

dt1 1 d(d1) = - (t1 - tw ) ; = - (d1 - dw ) ;

dF G1 Cp1 dF G1 Cpdt2 1 1 r d1 - dw = ±( (t1 - tw ) + ) ; (2) dF G2 Cp2 Cp1 G2 Cp2 10-n 1 d1 - dw i 1 t1 - tw + r = + ( ) ( ) tw - t2 ;

cp 1000 2 i i ps 3987 dw = 622 ; ps = 1,33 exp 18,57 - .

Pб - ps t + 233, При наличии двух знаков в уравнениях системы верхний знак соответствует прямоточной, а нижний – противоточной схеме движения теплоносителей.

Граничными условиями являются: х = 0: t1 = t10 ; d1 = d10; t2 = t20.

Для используемых в промышленности КТУ, имеющих сложные схемы движения теплоносителей и оребрённые поверхности теплообмена, в которых изменение параметров происходит по двум координатам, теплообменник разбивается на участки с одинаковой поверхностью в направлении координат x и y, причём на каждом участке температуры теплоносителей, влагосодержание газа и теплообменная поверхность считаются постоянными (рис. 1).

Рис.1 Расчётная схема теплообменника – утилизатора В этом случае математическое описание процессов тепло- и массообмена записывается в виде системы конечноразностных уравнений.

Соответствующая компоновка участков позволяет описать распределение температур и влагосодержаний в тех случаях, когда в теплообменном аппарате имеется несколько рядов труб, либо если несколько аппаратов соединены по газу последовательно или более сложным образом.

Расчёт эффективности ребра, на котором происходит влаговыпадение, производится по формуле А.А.Гоголина, однако, вместо среднего значения коэффициента влаговыпадения в КТУ используется его местное значение() :

2 2 r d1 - dw m = () = ;

1+ cp t1 - tw d th(m h ) d -1 F = ;op = 1 - (1 -p ), где =. (3) р Fd m h dПри этом считается, что коэффициент теплоотдачи от поверхности ребра к окружающей среде постоянен для всей поверхности; теплоотдача с торца ребра пренебрежимо мала; началом возникновения «сухой» зоны в КТУ является точка, в которой температура вершины ребра превышает точку росы. Модель позволяет рассчитывать теплообменник как при наличии на его поверхности областей, в которых конденсация не происходит (т.н. «сухих» зон), так и зон с испарением, появляющихся при стекании пленки конденсата с верхних рядов труб на «сухие» зоны.

Приведенные модели справедливы не только для описания рекуперативных теплообменных аппаратов, но и контактных теплообменников при известных значениях коэффициентов теплоотдачи при «сухом» теплообмене (например, для вентиляторных градирен).

Для пластинчатых оребренных КТУ перекрестного тока, широко применяемых в системах вентиляции и кондиционирования, модель имеет вид системы дифференциальных уравнений в частных производных:

W t = - ( t1 - t ) ;

w L x 1 y W C p t ( d - d ) 2 1 2 1 w = - Cp ( t1 - t ) + A r ;

1 w L y 101 x W d (4) = - ( d - d ) ;

1 w L x 1 y ( d - d ) 1 w ( t1 - t ) + A r = ( t - t ) ;

1 w 2 w 1 0 0 Здесь tw = f(dw), A = 1, если tw tp; A = 0, если tw tp. Граничные условия: x=0:

t1=t1’; d1=d1’; y=0: t2=t2’; d2=d2’.

Модель учитывает наличие на поверхности теплообмена как «сухой», так и «влажной» зоны. При ее записи считается, что удельная теплоемкость парогазовой смеси слабо меняется в пределах изменения влагосодержаний, характерных для таких теплообменников, пренебрегается физической теплотой пара, содержащегося в воздухе, и физической теплотой конденсата.

Для аппаратов с гигроскопичной поверхностью теплообмена, обеспечивающей проникновение влаги из горячего в холодный теплоноситель, система уравнений имеет вид:

W t1 W t 1 = - ( t1 - t ) ; = - ( t - t ) ;

w w L x L y 1 y 2 W d W d 11 (5) = - ( d - d ) ; = - ( d - d ) ;

1 w w L x L y 1 y 2 x ( d - d ) 1 w ( t1 - t ) + A r = ( t - t ) ;

1 w 2 w 1 0 0 Здесь, как и ранее, tw = f(dw), A = 1, если tw tp; A = 0, если tw tp.

Модель записана при малом диффузионном сопротивлении разделяющей поверхности с теми же граничными условиями, что и у системы (4).

Таким образом, сформулированы математические модели процессов тепло- и массообмена в КТУ различных типов, положенные в основу их теоретического анализа и разработанного в диссертации программного обеспечения, предназначенного для их расчета и численного исследования их теплотехнических характеристик. Модели дают возможность исследовать влияние различных физических процессов на работу КТУ и определить необходимость учета тех или иных факторов в расчетных методиках.

Разработанные математические модели были реализованы в виде программных модулей в среде визуального программирования Simulink 6.0. Решение задач осуществлено методом Адамса.

В третьей главе проведено теоретическое исследование характера распределения температур, энтальпий и концентраций пара в КТУ с прямоточной и противоточной схемой течения теплоносителей, работающих в условиях выполнения аналогии между процессами тепло- и массообмена.

Путем линеаризации зависимости энтальпии и температуры насыщенного влагой газа вблизи стенки на некотором участке теплообменной поверхности Hw = Hw0 +B·tw получено аналитическое решение системы (2), позволяющее рассчитывать распределения энтальпий и температур влажного газа. Они имеют вид:

H H = H -0 [ - e x p ( - m F ) ] 11 0 2 W m 1 H / c 0 p t = t ± 1 (6) [ - e x p ( - m F ) ] 2 0 2 2 W m 2 H / c H 0 p t =+ t ± [ - e xp( - m F ) ] w 02 2 cW m 2 p 1 2 1 1 BB где Здесь H0 - разность m = ± 1 + = c ons t 2 W W C p C p 1 2 1 1 2 энтальпий горячего теплоносителя и стенки на входе в аппарат, определяемая из c ( H - H ) = (tw 0 - t20 ) баланса теплоты на стенке ( ). При необхо1 pw 1 димости учета термического сопротивления стенки вместо 1/ в решении сле1/ дует использовать полное сопротивление теплопередаче + / .

2 Решение позволяет понять характер изменения температур и влагосодержаний теплоносителей по поверхности F, а также выявить закономерности, которым они подчиняются. Получены также аналитические решения, позволяющие производить расчеты распределения разности температур и влагосодержаний парогазовой смеси в рекуперативных теплообменных аппаратах:

1 1 B t = t0 exp(- F ) - A) + A exp( F ), (W1 W2 cp 1 1 B d = d0 exp- F (1- C)+ C exp F.(7) W1 W2 cp Здесь А и С – определенные в работе константы, В – коэффициент пропорциональности в линейной зависимости энтальпии и температуры.

В частном случае при отсутствии влаговыпадения полученные решения приводят к экспоненциальному распределению температур теплоносителей и средней логарифмической разности температур, которые имеют место в теплообменных аппаратах без выпадения влаги. Используя решение (7), можно определить значения температур и влагосодержаний газа на выходе КТУ, необходимые для расчета теплоутилизационной установки, и которые нельзя получить из уравнения теплового баланса. Достоверность полученных результатов подтверждена сопоставлением аналитических решений с более общими численными решениями полученными автором, а также сравнением результатов с расчетными данными других авторов.

Для потоков с постоянной температурой теплообменной поверхности справедливо определение средних значений разности энтальпий, температур и влагосодержаний как среднелогарифмических. Путем разложения решения в ряд получены соотношения, позволяющие определить, в каких случаях с приемлемой для инженерных расчетов точностью можно использовать приближение постоянной температуры стенки для расчета теплообменных аппаратов.

На основе численного решения системы (2) исследовано распределение энтальпии, температуры, влагосодержания при различных режимах работы КТУ.

Объяснен немонотонный характер изменения разности энтальпий и влагосодержаний при различных режимах работы аппаратов. Он может существенно отличаться от случая теплообменных аппаратов без выпадения влаги (рис.2). Исследования показали, что характер распределения температур и энтальпий по длине теплообменного аппарата определяется параметром m1 - соотношением водяного эквивалента холодного теплоносителя и эффективного водяного экви 1 1 dH dt w w валента влажного газа. В КТУ, в отличие от обычm =± 1 W W C p 1 2 1 ных теплообме/нных аппаратов, это соотношение не остается постоянным. Особо следует подчеркнуть, что при перемене знака m1 разность энтальпий горячего теплоносителя и теплообменной поверхности, определяющая величину суммарного теплового потока, в противоточных теплообменниках ведет себя сложным образом и может сначала возрастать, а затем убывать по длине аппарата. Это обусловлено немонотонным поведением разности влагосодержаний. Разность температур всегда изменяется монотонно, хотя и может отличаться от ее распределения в обычных теплообменниках.

При умеренном изменении температуры теплообменной поверхности КТУ, когда ее связь с энтальпией насыщенной парогазовой смеси близка к линейной, для расчета КТУ можно использовать выражения для средней логарифмической разности энтальпий горячего теплоносителя и стенки (уравнение Меркеля). Определены условия, при которых расчет площади поверхности КТУ по средней логарифмической разности энтальпий горячего теплоносителя и стенки приводит к неточным результатам, и необходимо использовать другие методы расчета.

Рис.2 Характерные распределения энтальпий, температур и влагосодержаний в противоточных теплообменниках с влаговыпадением при выполнении аналогии между процессами тепло- и массообмена.

Исследование изменения эффективного коэффициента теплопередачи в КТУ показало, что его значение не остается постоянным и может иметь максимум или минимум в определенной точке теплообменной поверхности (рис. 3).

Введены характерные точки на H-d диаграмме влажного воздуха, положение которых для заданных параметров теплоносителя на входе определяет поведение коэффициента теплоотдачи, а также состояние горячего теплоносителя на выходе.

Рис.3. Различные случаи распределения коэффициентов теплопередачи в КТУ.

Их можно определить, проведя касательные из точки, соответствующей состоянию влажного газа, к линии =100%. Они характеризуют температуры теплообменной поверхности, при которых наблюдается наибольшая теплопроизводительность аппарата. Взаимное расположение точки К и точек 2’ и 2’’ определяет условия, при которых газ в КТУ может достигать насыщенного состояния, а коэффициент теплопередачи может иметь экстремум (рис.3).

Рис. 4. - Сравнение расчета вентиляторной градирни по предлагаемой методике (пунктир) с результатами В.А.Гладкова (сплошная линия).

На основе полученных в данной главе аналитических решений предложен метод инженерного расчета поверхностных и смесительных КТУ для противоточной и прямоточной схем относительного движения теплоносителей. Относительно небольшое изменение температуры межфазной поверхности в градирнях и скрубберах, а также преимущественно противоточная или прямоточная схема движения теплоносителей позволяют успешно использовать предлагаемый метод для их расчета.

На рис. 4 представлены результаты сопоставления расчета вентиляторной градирни по предлагаемой методике с решением В.А. Гладкова, основанном на численном интегрировании системы дифференциальных уравнений. Различие в определении энтальпии воздуха на выходе из градирни составляло 5,2%.

В четвёртой главе проведены расчетные исследования работы промышленных трубчатых оребренных газожидкостных теплоутилизаторов, применяемых для утилизации теплоты отходящих газов котельных установок и промышленных печей в диапазоне режимных параметров, соответствующем условиям их промышленного использования.

Адекватность использованной математической модели проверена путем сопоставления результатов численных расчетов и натурных испытаний, проведенных А.А.Кудиновым на теплоутилизационной установке, смонтированной на Ульяновской ТЭЦ-3 после котлоагрегата ДЕ – 10 – 14ГМ, работающего на природном газе. Установка выполнена на базе биметаллического калорифера КСК – 4 – 11 Костромского калориферного завода (рис.5). Проведено сопоставление расчётных и экспериментальных значений теплотехнических показателей КТУ:

переданной тепловой нагрузки, коэффициента теплопередачи, температуры и влагосодержания теплоносителей на выходе из аппарата для двенадцати режимов работы теплоутилизационной установки.

Рис. 5. Сравнение результатов расчета теплопроизводительности (а), коэффициента теплопередачи (б), температур теплоносителей (в) и влагосодержания дымовых газов (г) в КТУ с результатами натурных испытаний А.А.Кудинова.

Расхождение средних значений расчетных и экспериментальных данных составляет: по теплопроизводительности КТУ - 13,5 %; по коэффициенту теплопередачи 15,9 %.

Показано, что физическая теплота конденсата в тепловом балансе КТУ при утилизации теплоты продуктов сгорания природного газа в котельных установках (t=110-130оС, d= 120 г/кг) может составить 3 - 10% в зависимости от влагосодержания отходящих газов и температуры поверхности теплообмена.

Установлено, что влажный газ на выходе из КТУ может находиться не в насыщенном состоянии, даже в тех случаях, когда в КТУ конденсируется значительное количество пара (более 50 %) из парогазовой смеси. Относительная влажность газа при этом может составлять от 60 %. Использование в расчетах параметров насыщенного газа может привести к существенным ошибкам в расчетах конечного влагосодержания.

Показана возможность существования таких режимов работы, при которых на нижних трубках происходит испарение стекающего конденсата. При этом происходит заметное уменьшение эффективного коэффициента теплоотдачи за счет изменения направления скрытого потока теплоты. Предложены схемы соединения КТУ в единый блок, позволяющие избежать указанных режимов.

В диапазонах начальных температур (80 140) C, влагосодержаний газа (80 160) г / кгс.в. и температур охлаждающей воды (5 25) C исследовано влияние расходов теплоносителей на образование «сухих» зон и определены границы области их возникновения. Линии на рис. 6 разделяют область с частично «сухими» зонами (I) и область рекомендуемых рабочих режимов (II). Рост начальной температуры воды, влагосодержания и расхода газа увеличивает возможность возникновения «сухих» зон. Наибольшее влияние на образование «сухих» зон оказывает отношение расходов холодного и горячего теплоносителей.

Рис.6. Влияние расходов и начальных параметров теплоносителей на образование «сухих» зон в КТУ КСК-4-11.а) 1- t20 = 50C ; 2- t20 = 150C ; 3- t20 = 250C ; б).1- t10 = 800C ; 2 - t10 = 1100C ; 3 - t10 = 1400C в) 1- d10 = 80 г / кг.с.в.; 2- d10 = 120 г / кг.с.в ;3- d10 = 160 г / кг.с.в Показано, что эффективность влажных круглых ребер, используемых в промышленных теплообменниках в диапазоне параметров, характерном для эксплуатации трубчатых оребренных КТУ, заметно ниже эффективности сухих ребер ( до 15%) и ее уменьшение должно быть учтено при расчетах КТУ.

Для определения влияния режимных параметров теплоносителей на теплопроизводительность, коэффициент теплопередачи и эффективность теплообменного аппарата проведены численные исследования режимов работы КТУ (табл.

1,2).

Таблица 1.

Показатели КТУ при изменении начальной температуры и скорости влажного газа.

Таблица Показатели КТУ при изменении начальной скорости и температуры холодной воды.

Они позволили определить качественное и количественное влияние режимных параметров теплоносителей на теплотехнические показатели КТУ и дать рекомендации по их выбору. Значение среднего по площади теплообменного аппарата коэффициента теплопередачи в диапазоне исследуемых параметров увеличивается от 1,6 до 3,5 раз по сравнению со случаем без выпадения влаги.

Тепловая эффективность КТУ изменяется при этом в пределах E = 52 - 78 %.

На основе анализа тепловой эффективности КТУ получены зависимости для определения предельного повышения КПД и экономии топлива в энергетических и теплотехнологических установках при регенеративном теплоиспользовании за счет глубокой утилизации теплоты влажных газов (рис.7).

Рис.7. К определению предельного повышения КПД теплоутилизационной утановки Возвращаемый в установку тепловой поток зависит от тепловой эффективности КТУ, которая при конденсации влаги на всей поверхности теплообмена определяется как:

" Q G1(H - H ) G2Cp2 (t2 - t2 ) реал 1 E == =. (8) Qидеал G1(H - H (t2 )) G1(H - H (t2 )) 1 1 1 Предельное повышение КПД теплоиспользующей установки за счет глубокой утилизации теплоты, рассчитанное через высшую теплоту сгорания топлива:

Qпол Qпол = = ' ' Qвр Bт -Qог EQвр Bт -Wог H1 - H t2 E ( ) () (9) Максимальная относительная экономия топлива за счет глубокой утилизации теплоты влажных газов составит:

Wог E (Н1 - Н(t2 )) Bm Вт=. (10) Bm0 Qнр В главе показано, что максимальное значение эффективности применяемого в установке КТУ, входящее в формулы (9,10) может быть вычислено, как 1 1 BB . (11) E = 1 - exp - - 1 + F 1 W1 W C p1 C p1 2 2 Из формулы (11) видно, что в отличие от эффективности обычных теплообменников, эффективность КТУ зависит от уровня температур теплоносителей, определяющих значение параметра В.

В пятой главе Рассмотрены пластинчатые теплообменники перекрестного тока, широко используемые в качестве утилизаторов теплоты в системах вентиляции и кондиционирования воздуха (рис.8).

Спецификой таких теплообменников является низкая температура поверхности теплообмена (обычно до 25оС) и ее малое изменение в аппарате. В этих условиях предположение о линейной зависимости энтальпии насыщенного газа на поверхности теплообмена от температуры поверхности выполняется более строго, чем в теплообменниках, утилизирующих теплоту влажных продуктов сгорания. С этим допущением записана математическая модель для определения распределения температур и влагосодержаний в КТУ при условии выпадения влаги на всей его поверхности.

Рис. 8. Система координат для записи математической модели пластинчатого КТУ.

Доказано, что путем введения новых независимых переменных L B L 1 0 1 1 y 1 0 1 1 x = a x = a y и, W C p W B 1 01 где a = 1, исходную систему уравнений можно свести к одному 1+ Cp1 2 02 2 дифференциальному уравнению гиперболического типа второго порядка:

H H H + + =. (12) 1 = F1 / Fгладкое = F2 / Fгладкое - коэффициенты оребрения поверхноЗдесь и сти со стороны горячего и холодного теплоносителей; о1, о2 КПД влажной горячей и сухой холодной оребренных поверхностей; Lx и Lу – линейные размеры теплообменника, B - коэффициент пропорциональности в линейной зависимости между температурой и энтальпией, взятый при температуре поверхности в начале координат.

Для определения разности энтальпий влажного газа в потоке и у поверхности теплообмена получено аналитическое решение (13), включающее модифицированную функцию Бесселя первого рода нулевого порядка I0. Указанное решение является обобщением решения Анцелиуса, полученного для случая пластинчатых теплообменников перекрестного точка без выпадения влаги.

Н = Н0 · ехр[ (1 + 1)]· I0(2· 1 1 ). (13) Здесь Н, Н0 – разность энтальпий горячего теплоносителя и насыщенного пара вблизи поверхности теплообмена в текущей точке и в начале координат соответственно. Полученное распределение разности энтальпий позволяет найти количество переданной теплоты в теплообменнике при заданных расходах и параметрах теплоносителей на входе и заданных его размерах 1 Lx Ly Q =H (x, y)dxdy. (14) сp1 0 В условиях работы систем вентиляции и кондиционирования конденсация влаги из теплого воздуха, удаляемого из помещения, может приводить к более чем двукратному увеличению теплопроизводительности пластинчатых оребренных теплоутилизаторов.

На основании решения (13) предложен способ определения режимов работы, при которых на поверхности аппаратов возникают «сухие» зоны и зоны с обмерзанием поверхности. Координата, соответствующая началу образования сухой зоны, находится на той грани теплообменника, куда входит горячий теплоноситель, т.е. там, где температура холодного теплоносителя принимает наибольшее значение (рис. 9). Её начало соответствует линии х=0 ( = 0). Также можно определить координату начала влажной зоны х1 и координату, где поверхность аппарата приобретает отрицательную температуру х2 (рис. 9б). Для этого нужно рассматривать решение (14) на оси х (при у=0).

а) б) в) Рис. 9. К определению границ сухой и влажной зоны в теплообменнике.

а) распределение энтальпий и температур теплоносителей и стенки в начальных сечениях; б) к определению координаты границы «сухой» зоны; в) к определению координаты границ «влажной» зоны и зоны с отрицательной температурой стенки.

Установлено, что в пластинчатых теплообменниках «газ-газ» оребрение (либо интенсификация теплообмена) с холодной стороны гораздо более целесообразно, чем со стороны горячего теплоносителя (рис.10). Это связано с тем, что снижение средней температуры поверхности теплообмена за счет оребрения приводит к существенному росту концентрационного и энтальпийного напора между влажным газом и стенкой. Чем выше температура холодного теплоносителя, тем меньший положительный эффект оказывает оребрение теплообменной поверхности со стороны горячего теплоносителя, даже в том случае, если оребрение является идеальным.

а) б) Рис.10. Влияние степени оребрения поверхности теплообмена и влагосодержания горячего теплоносителя на теплопроизводительность КТУ: W1= W2=100 Вт/К; Lx=Ly=1 м;

t1=+25o C; t2=0o C; а) оребрение со стороны холодного теплоносителя; б) со стороны горячего теплоносителя. 1 теплообменник с гладкими пластинами ( = 0;); 2 - = 2; 3 - = 4.

Этот вывод справедлив и для теплообменников с другими видами поверхностей теплообмена, например, трубчатых калориферов.

В последнее время появились предложения использовать пластинчатые КТУ, изготовленные из полимерных материалов, которые в десятки раз дешевле металлических и имеют гораздо больший срок службы. В работе проведены сопоставительные расчеты КТУ из алюминия и полимерных материалов при различных термических сопротивлениях стенки и различных коэффициентах теплоотдачи, которые показали, что даже при термических сопротивлениях стенки 0,005( м2 К) /Вт снижение передаваемого теплового потока составляет всего 5-%, что свидетельствует о перспективности применения полимерных КТУ.

С использованием изложенного выше подхода получено решение системы уравнений, описывающее распределение разности энтальпий и температур по поверхности пластинчатых гигроскопических теплообменников при выполнения аналогии между процессами тепло- и массообмена, при малом термическом и диффузионном сопротивлении стенки. Разработан метод расчета, позволяющий вычислить передаваемые в них полный, скрытый и явный тепловые потоки.

В шестой главе рассмотрен процесс конденсации пара из парогазовой смеси в теплообменных аппаратах с высокими (выше 200 г/кг) значениями концентраций пара в парогазовой смеси (ПГС). Разработана математическая модель и проведены расчеты процессов тепло- и массообмена при конденсации пара из парогазовых смесей различного состава в кожухотрутрубчатых теплообменниках с вертикальными и горизонтальными трубками (рис.11).

Рис.11. Схема процесса конденсации пара из ПГС:

а) на вертикальной трубе ; б) на горизонтальной трубе Основные допущения модели: течение считается одномерным; коэффициенты тепло- и массоотдачи определяются по критериальным зависимостям как функция чисел Re и Pr; режим течения пленки - ламинарный либо ламинарноволновой; трение на границе раздела фаз не приводит к сдуванию пленки.

Для вертикального кожухотрубного теплообменника модель включает:

- дифференциальные одномерные уравнения теплового баланса для охлаждающей воды и ПГС:

dt2(x) qw(x) n d=± x=0 : t2=t20 ; (15) dx G2(x) Cpdh1(x) qw(x) n d=- x=0 : h1=h10; (16) dx G1(x) - дифференциальное уравнение сохранения массы пара и выражение для массового потока конденсирующегося пара с учетом потока Стефана:

dG1(x) dmП (x) == - j(x) n d2 x=0 : G1=G10, mП=mП0 ; (17) dx dx C1(x) - C (x) j(x) = (x). (18) 1- C (x) Для диффузионного числа Нуссельта предлагается зависимость, полученная Д.В.Роузом для конденсации на вертикальной поверхности, учитывающая влияния поперечного потока массы на распределение скорости, концентрации и температуры в ПГС. Для учета влияния рода газа на тепло- и массообмен в уравнение, полученное Д.В.Роузом, введен корректирующий множитель (RНКГ/Rвоздух)0,:

1/ -0, (1-) / -} {1+ 4.57 Sc-0.04 NuD D RНКГ =, где NuD =Rex1/ 2 , (19) x 2.28 Sc-0.04 (1-) Rвоздух = Sc1/ 2 (27.8 + 75.9 Sc0.306 + 657 Sc)-1/ 6 ; = 1- C1 / 1- C, (20) ( ) ( ) mП (x) (MrП / MrНКГ ) ps где C1(x) = и C = (21) mП (x) + mНКГ P + (MrП / MrНКГ -1) ps Связь парциального давления пара в смеси и температуры на линии насыщения ps = 133.3exp 18,57 - 3967 / ts + 233.8 ; (22) ( ) - баланс тепловых потоков на поверхности пленки конденсата:

q(x) = пл(x) (t (x) - tw1(x)) = 1(x) (t1(x) - t (x)) + j(x) r ; (23) t (x) - t2(x) q(x) = ; (24) z + + + w 2 z w пл - уравнения для расчета коэффициентов теплоотдачи от ПГС к пленке со стороны охлаждающей воды и от пленки конденсата к поверхности трубки:

Nux x 0.1 =, где Nuх = 0.33 Re0.5 Pr0.43 Prпл/ Prw1 x / d, Re<2300; (25) () ( ) x 0. Nud d Pr 2 =, где Nu2 = 0.021 Red 0.8 Pr0.4 l, Re >104; (26) Prw 1/ пл / g Nuпл,волн ( ) -0,пл =, где Nuпл,волн == 0.88 Reпл Re <1600, (27) 1/ / g ( ) Reпл = 4( /ж ), (28) х где средняя скорость стекания пленки конденсата:

Cf gж пU x = + . (29) ж 4 3ж - дифференциальное уравнение роста пленки записано с учетом трения на границе пленка – ПГС:

j ж / ж d ( ) = x=0: =0. (30) dx пU Cf + gж Для расчета процесса конденсации пара из ПГС на горизонтальных трубах и при поперечном обтекании вертикальных трубок использовались соответствующие уравнения для расчета средней интегральной скорости пленки, дифференциальное уравнение роста пленки, выражения для диффузионного числа Нуссельта и для безразмерного конвективного коэффициента теплоотдачи от ПГС.

Математическая модель дополнена уравнениями для определения физических свойств ПГС в зависимости от ее температуры и состава. В качестве граничных условий задавались параметры теплоносителей на входе в теплообменный аппарат. Толщина пленки конденсата в начальном сечении равна нулю.

Адекватность разработанной математической модели подтверждена сопоставлением расчетов с опытными данными Л.Д.Бермана (рис.12) и А.Ф.Миллса (рис.13) при конденсации на горизонтальных трубах для смеси водяного пара с воздухом и с данными Ф.Н.Филипповой (рис.14) для смесей водяного пара с углекислым газом СО2, и воздухом в вертикальном теплообменном аппарате. Результаты настоящих расчетов совпадают с экспериментальными данными с отклонением 5-18%. На рис.15 также для сравнения представлены результаты расчетов по инженерным методикам А.П.Кольборна-О.А.Хоугена и Д.И.Уарда.

Предложен метод оценки толщины пленки конденсата и температуры ее поверхности при конденсации пара из ПГС на вертикальных и горизонтальных трубах, основанный на решении дифференциального уравнения роста пленки.

Данное решение основано на введении понятия коэффициента влаговыпадения , равного отношению полного теплового потока к явному. В результате получаем следующие уравнения роста пленки:

4 -1 4t 3 для вертикальной трубки + = x, (31) 3 r 2 g 3 4 -1 2t 4 для горизонтальной трубки + = d, (32) 3 r g где t = t0 - tW. Данные уравнения позволяют оценить среднюю толщину пленки конденсата, а также величину суммарного теплового потока на стенку для условий, соответствующих выполнению аналогии между тепло- и массообменном.

Для случая конденсации чистого пара ( ) решение преобразуется в формулу Нуссельта, для случая течения сухого газа ( 1) уравнение имеет единственное решение: = 0. Границы использования предложенной зависимости могут быть расширены путем введения поправок на поток Стефана, отсос пара и образование волн на поверхности пленки конденсата.

q, кВт/мq, кВт/мСНКГ, % СНКГ, % Рис.12. Сравнение с экспериментом Рис. 13. Сравнение с экспериментальными о Л.Д.Бермана: – tПГС= 80,5 C, UПГС= данными А.Ф.Миллса (), линия - резульо 1,5 м/с; – tПГС=80,5 C, UПГС= 0,таты расчетов.

м/с; линии - результаты расчетов.

q, кВт/мq, кВт/м80 55 30 0 1 2 3 4 5 6 7 8 0 1 2 3 4 5 6 7 СНКГ, % СНКГ, % а) водяной пар-воздух б) водяной пар-СОРис. 14. Сравнение с экспериментальными данными Ф.Н.Филипповой при PПГС=1,7 атм, (U·)ПГС= 0,5 кг/м2с: точки - -t=6 оС, - t=9 оС, -t=12 оС; линии - расчеты.

q, кВт/м2 q, кВт/мРис 15. Сравнение с экспериментами Ф.Н.Филипповой при конденсации смеси водяной пар- воздух при PПГС=1,7 атм, (U·)ПГС = 0,5 кг/м2с и температурном напоре ПГС-стенка -t=6 оС, - t=9 оС, -t=12 оС – эксперимент; расчет по модели.

- - - расчет по методикам а) А.П.Кольборна-О.А.Хоугена б) Д.И.Уарда На практике парогазовая смесь, конденсирующаяся в теплообменниках, может содержать не только воздух, но и другие неконденсирующиеся газы (НКГ). Расчеты теплообменника, в котором конденсировалась ПГС, содержащая примесь СО2 (Mr=44 г/моль), воздуха (Mr=28,9 г/моль), и паров метана CH(Mr=16 г/моль), показали, что при заданных ниже условиях отличие средней плотности теплового потока от смеси с примесью воздуха составило от 0% до 25% (рис.16).

Это свидетельствует о необходимости учета рода неконденсирующегося газа в расчетах рассматриваемых теплообменников уже при его малых концентрациях. Результаты получены в диапазоне PПГС=0,8-2атм, U1=0,3-4м/с, t’2=1095оС. Показано, что не существует монотонной функциональной связи между молярной массой НКГ и снижением передаваемого в теплообменнике теплового потока, что объясняется сложным влиянием молярной массы НКГ на коэффициент взаимной диффузии пар – НКГ и на парциальное давление пара в смеси.

Рис 16. Снижение коэффициента теплоотдачи от ПГС с НКГ различного рода в зависимости от массовой концентрации примеси.

PПГС=1,0 атм, t1-w=6оС, UПГС= 0,4 м/с.

Для наглядного отображения влияния таких факторов, как отсос пара, поток Стефана и термическое сопротивление пленки конденсата на расчетный суммарный тепловой поток была предложена диаграмма режимов работы кожухотрубных теплообменных аппаратов конденсационного типа. Для аппаратов с горизонтальными трубками диаграмма была преобразована к безразмерному виду (рис. 17). По оси ординат отложена основная движущая сила процесса - концентрационный напор с учетом потока Стефана, по оси абсцисс – комплекс (Re·B).

Рис. 17 Диаграмма режимов работы теплообменных аппаратов конден-сационного типа с горизонтальными трубками при подаче ПГС сверху.

На диаграмме нанесены зоны, в которых один или несколько из вышеперечисленных факторов оказывают заметное влияние на тепломассообмен.

Границы зон соответствуют 5% погрешности определения полного теплового потока, вызываемой пренебрежением в расчетах тем или иным фактором. Зона I соответствует области выполнения аналогии между процессами тепло- и массообмена. В зоне II, где велик массовый поток на стенку из-за большой разности концентраций, следует учитывать отсос пара из пограничного слоя газа. В зоне III необходим учет потока Стефана, но можно не учитывать влияние отсоса пара из пограничного слоя газа на коэффициенты тепло- и массоотдачи. В области IV необходимо учитывать оба этих фактора. В зоне V при вычислении массового и теплового потоков на стенку появляется необходимость учитывать термическое сопротивление пленки конденсата. Их расчет должен производиться не по температуре стенки, а по температуре насыщения пара на границе раздела фаз. В зоне VI кроме указанных выше факторов необходимо учитывать и влияние трения между потоком газа и пленкой конденсата.

Для КТУ, используемых в различных отраслях промышленности (табл. 3), проведена оценка изменения суммарного теплового потока за счет потока Стефана, отсоса пара и термического сопротивления пленки конденсата. Для оценки использованы значения параметров:

q,0 - q q,б / пл - q = 100%, пл = 100% ;

q q где q - суммарный тепловой поток на стенку, вычисленный с учетом всех факторов, оказывающих влияние в данной области режимных параметров; q,0 - суммарный тепловой поток на стенку, вычисленный по зависимостям, рекомендованным для зоны I; q,б/пл - суммарный тепловой поток, вычисленный без учета термического сопротивления пленки.

Таблица Рекомендации по выбору алгоритмов расчетов КТУ различного назначения Рабочие Рекомендации по расчету тепломасНаименование процесса. Зона параметры сообмена.

Утилизация Сохранение аналогии между процесT0 = 120-140 0C I продуктов сгорания сами тепло- и массообмена.

C = 0,08 - 0,после котельных установок. = / Cp Tw = 10-20 0C Системы кондиционирования Сохранение аналогии между процесT0 = 20-28 0C I воздуха. сами тепло- и массообмена.

C = 0,01 - 0, = / Cp Tw = 5-20 0C Утилизация теплоты отходя- Нужен учет Стефанова потока. ДопусT0 = 160-180 0C III щих газов при мокром спосо- кается расчет = / Cp C = 0,2 - 0,IV бе производства цемента.

Tw = 40-70 0C = 10 - 15 %, пл=0 – 1.5% Утилизация теплоты отходя- Так как разброс концентраций очень III щих газов после аппарата по- T0 = 100-200 0C* велик, необходимо проводить анализ IV гружного горения в произ- C = 0,11 - 0,89 для каждого отдельного случая.

V водстве хлора и каустической Tw = 40-70 0C = 6 – 80 %, пл=0.5 - 8% соды.

Утилизация теплоты и очистка T0 = 85-125 0C Обязательный учет Стефанова потока, V парогазовых выбросов при C = 0,7 - 0,95 отсоса пара, термического сопротивVI сульфатном способе варки Tw,вх = 10-25 0C ления пленки и трения потока. = целлюлозы. Tw,вых = 34-75 0C - 90 %, пл=2 - 20% Конденсаторы паровых турбин T0 = 100-140 0C Обязательный учет Стефанова потока, VI Конденсаторы пароэжектор- C = 0,97 - 0,999 отсоса пара, термического сопротивленых Tw = 15-70 0C ния пленки. Возможен расчет по завихолодильных установок. симостям для конденсации чистого пара с поправкой на неконденсирующиеся примеси. = 90 - 100 %, пл=30 - 230% Разработаны рекомендации, позволяющие упростить алгоритмы расчета ряда теплообменных аппаратов с выпадением влаги из парогазовой смеси.

В седьмой главе рассмотрено распространение влажных газов при их выбросе в атмосферу после теплоутилизационных установок. Для проектирования установок глубокой утилизации теплоты необходимо знать, с какими параметрами можно выбрасывать влажные газы в атмосферу, так, чтобы концентрация вредных примесей на местности не превышала допустимые значения. Эти параметры определяют количество теплоты, которое допустимо утилизировать в установке. С этой целью была решена задача о подъеме влажных отходящих газов из дымовой трубы при объемной конденсации влаги.

Рис. 18. Система координат для записи математической модели распространения примеси из дымовой трубы.

Предложена одномерная модель для описания распространения примеси с учетом объемного выпадения влаги в струе дымовых газов. На основе этой модели расчетным путем показано влияние объемной конденсации на эффективную высоту подъема примеси и на размеры области ее распространения. Разработан расчетный модуль, позволяющий определять траекторию струи и распределение средних значений скорости, температуры, энтальпии, концентрации примеси по ее длине. На основании численных расчетов по предложенной модели показано, что струя влажного газа за счет объемной конденсации содержащихся в ней паров поднимается на дополнительную высоту, которая зависит от количества выпадающей влаги, что приводит к уменьшению приземной концентрации примеси. Температура и скорость в такой струе медленнее уменьшаются по длине. Величина дополнительного подъема увеличивается с расстоянием от источника примеси и может составлять несколько десятков метров (рис.19). Это явление наиболее сильно проявляется в зимний период года при малых скоростях ветра. Степень его проявления зависит от ряда факторов, в том числе от параметров газа после КТУ. от температуры и влагосодержания наружного воздуха и т.д.

Полученные результаты могут быть использованы для уточнения расчетов распространения примеси, проводимых на основе существующих инженерных методик в случае объемной конденсации влаги.

Рис.19. Траектории струй газа, выходящих из дымовой трубы: 1 нагретая струя с объемной конденсацией;

2 – то же без конденсации; 3 – холодная струя. а) U0=м/с; б) U0=10 м/с;

Для более детальных расчетов распространения примеси, в т.ч. при объемной конденсации рассмотрено уравнение диффузии, описывающее поле примеси от точечного источника в свободном турбулентном потоке при постянной скорости ветра, направление которой совпадает с направлением оси x:

2 2 C C C C C + u = K+ + (33) 2 2 x x y z Сделано предположение о том, что коэффициент турбулентной диффузии прямо пропорционален расстоянию частиц от источника примеси K= A x (рис.19). Для реального распространения примеси в атмосфере ширина факела много меньше его длины и выполняется соотношение x R, где R = x2 + y2 + z2. В стационарном случае уравнение (33) примет вид:

C C C C u = A R + A R + A R (34) x x x y y z z Граничным условием является постоянство потока примеси через сферу с площадью поверхности S вокруг источника, при ее радиусе, стремящемся к нулю (35). Граничным условием на бесконечности является равенство нулю концентрации примеси (36).

C C ds ds (35) Q = - K + uC = - AR + uC = const R R ss R , C (x, R) (36) Получено решение уравнения (34), позволяющее найти поле примеси на местности:

Q u x w z C ( R, x ) = exp - 1 - exp - 1 - (37) 8 A R 4 A R4 A R Константа А, входящая в модель, определяется характеристиками турбулентности в атмосфере. Показано, что отношение u/А имеет смысл турбулентного диффузионного числа Пекле PeD=(u·R)/K. Значение A найдено для различных классов устойчивости атмосферы на основе опытов Паскуилла (таблица 4).

Таблица 4.

Значения турбулентного диффузионного числа Пекле для различных степеней устойчивости атмосферы.

Класс устойчивости по Паскуиллу.

A B C D E F Значение Pe=u/А для обтекания гладкой поверхности 90.9 208.3 454.5 833.3 2222.2 6250. В отличие от существующих решений, полученное решение позволяет найти распределение примеси в непосредственной близости от источника (при x 0) и учесть влияние на него продольной диффузии. Предлагаемый подход дает возможность учитывать подъем примеси из-за вертикальной составляющей скорости w в пограничном слое на поверхности. Показано, что модель хорошо описывает экспериментальные данные по распределению концентрации, на ко торых основаны современные инженерные методики расчета распространения примеси в приземном пограничном слое (рис.20).

Рис.20. Сопоставление результатов решения (21) и расчета по методике Паскуилла (сплошная линия) (пунктир). Q=0,1 кг/с; u=5 м/с;

класс устойчивости С. 1 - С=1,56 мг/м3; 2 – С = 0,42 мг/м3.

Предложенная модель для коэффициента турбулентной диффузии позволяет использовать уравнение турбулентной диффузии для расчетов распространения пассивной примеси в неограниченных и полуограниченных турбулентных потоках для более сложных случаев: при сложном рельефе, при осаждении примеси, в течениях с химическими реакциями, для нагретой и тяжелой примеси, а также для течений газов с объемной конденсацией влаги. При этом необходимо производить совместное решение уравнений движения, энергии и массы компонента, с учетом теплоты, выделяемой при объемной конденсации.

ОСНОВНЫЕ ВЫВОДЫ В результате выполнения диссертационной работы решена важная научно- техническая проблема: совершенствование методов расчета и разработка мер по повышению эффективности установок для глубокой утилизации теплоты влажных газов. В работе получены следующие основные результаты:

1. Разработаны математические модели для описания процессов тепло- и массообмена в КТУ различных конструкций, работающих в широких пределах изменения температур теплоносителей и концентраций пара в парогазовой смеси. Модели сформулированы в рамках единого подхода и позволяют рассчитывать локальные значения тепловых и массовых потоков.

2. В предположениях о выполнении аналогии между процессами тепло- и массообмена, а также о постоянстве коэффициента теплоотдачи при «сухом» теплообмене, разработано теоретическое описание процессов в прямоточных и противоточных КТУ. В частности:

- получены аналитические решения уравнений, позволяющие определить распределение энтальпий, температур, влагосодержаний парогазовой смеси при умеренных изменениях температуры теплообменной поверхности;

- на основе численных исследований получены характерные распределения энтальпий, температур и влагосодержаний в КТУ. Дано объяснение немонотонному характеру изменения разности энтальпий и влагосодержаний при различных режимах работы аппаратов;

- уточнены условия, при которых для расчетов КТУ можно использовать выражения для среднелогарифмической разности энтальпий горячего теплоносителя в потоке и вблизи теплообменной поверхности (уравнение Меркеля);

- показано, что эффективный коэффициент теплопередачи в КТУ существенно изменяется по поверхности теплообмена и его изменение может быть немонотонным. Объяснен характер изменения и определены условия существования экстремума эффективного коэффициента теплопередачи;

- разработан метод инженерного расчета рекуперативных испарителей, конденсаторов, а также других рекуперативных КТУ с противоточной и прямоточной схемой движения теплоносителей, смесительных КТУ, основанный на использовании полученных в данной работе аналитических решений;

3. Проведено исследование процессов тепло- и массообмена при течении парогазовых смесей в трубчатых гладкотрубных и оребрённых конденсационных теплоутилизаторах (КТУ) в типичном для их работы диапазоне рабочих параметров, в результате которого:

- установлен характер и степень влияния скоростей, начальных температур теплоносителей и влагосодержания влажного газа на коэффициент теплопередачи, теплопроизводительность и эффективность КТУ;

- определено влияние расходов и начальных параметров теплоносителей на образование «сухих» зон и на границы области их возникновения ;

- на основе численного эксперимента показана возможность существования режимов работы, при которых на нижних трубках происходит испарение стекающего конденсата, сопровождающееся заметным уменьшением коэффициента теплопередачи. Предложены схемы соединения КТУ в единый блок, позволяющие избежать указанных режимов работы КТУ;

- впервые получены аналитические зависимости, позволяющие определить значения предельного повышения КПД и экономии топлива за счет регенеративного использовании теплоты в энергетических и технологических установках при глубокой утилизации теплоты влажных газов;

- расчётным путём показано, что влажный газ на выходе из КТУ может находиться в далеком от насыщения состоянии, даже в тех случаях, когда из парогазовой смеси конденсируется значительное количество пара (более 50 %);

поэтому используемое на практике допущение о насыщенном характере газа на выходе из КТУ может приводить к существенным ошибкам при расчёте количества выпавшего конденсата выделившейся при этом теплоты;

- установлено, что эффективность смоченных круглых ребер в диапазоне параметров, характерном для эксплуатации трубчатых оребренных КТУ, существенно отличается от эффективности сухих ребер (на 12-15 %), что должно быть учтено при расчетах КТУ.

4. В результате исследований процессов передачи теплоты в пластинчатых КТУ перекрестного тока:

- на основе допущения о линейной зависимости температуры и энтальпии на линии насыщения получено аналитическое решение системы уравнений переноса теплоты и разработан метод расчета, позволяющий найти теплопроизводительность теплообменника для случаев, когда выпадение влаги происходит на всей поверхности;

- разработан способ определения режимов работы, при которых на теплообменной поверхности КТУ появляются «сухие» зоны и зоны с обмерзанием;

- показано, что в условиях работы систем вентиляции и кондиционирования конденсация влаги из теплого воздуха, удаляемого из помещения, может приводить к более, чем двукратному увеличению теплопроизводительности пластинчатых оребренных теплоутилизаторов;

- установлено, что в КТУ оребрение и интенсификация теплообмена с горячей стороны гораздо менее эффективны, чем со стороны холодного теплоносителя; это связано с тем, что снижение средней температуры поверхности теплообмена приводит к существенному росту концентрационного и энтальпийного напора между влажным газом и стенкой;

- на основе сопоставительных расчетов КТУ из алюминия и полимерных материалов при различных термических сопротивлениях стенки и различных коэффициентах теплоотдачи показана перспективность применения полимерных КТУ в системах вентиляции и кондиционирования;

- разработан метод расчета пластинчатых гигроскопических теплообменников, основанный на предположениях о выполнении аналогии между процессами тепло- и массообмена, а также о малом термическом и диффузионном сопротивлении стенки; метод позволяет вычислить передаваемые полный, скрытый и явный тепловые потоки.

4. В результате комплексных теоретических исследований процессов тепло- и массообмена при глубокой утилизации теплоты газов со средним и высоким d > 200 г / кг с.в.

влагосодержанием ( ) в кожухотрубных конденсационных теплоутилизаторах:

- разработана математическая модель и программа расчета процессов тепло- и массообмена при утилизации теплоты высоковлажных газов в кожухотрубных КТУ при конденсации пара из парогазовой смеси на поверхности вертикальных и горизонтальных труб. Модель учитывает трение между пленкой и потоком газа, влияние потока Стефана и изменение толщины гидродинамического пограничного слоя вследствие массового потока пара;

- определены значения относительного снижения теплового потока при конденсации водяного пара из ПГС в присутствии различных неконденсирующихся газов (воздух, СО2, СН4) в диапазоне массовых концентраций НКГ 0-10%.

Отличие переданного в КТУ теплового потока при конденсации смесей, содержащих одинаковые объемные концентрации СО2 и CH4, от теплового потока при конденсации смеси с примесью воздуха достигало 25%;

- разработана диаграмма режимов работы КТУ, позволяющая оценить степень влияния таких факторов, как массовый поток пара, Стефанов поток и термическое сопротивление пленки конденсата на тепло- и массоотдачу; проведена оценка влияния указанных факторов на суммарный тепловой поток для конден сационных утилизаторов, работающих в различных отраслях промышленности:

в производстве цементного клинкера, при получении хлора и каустической соды, при сульфатном способе варки целлюлозы;

- разработан упрощенный метод оценки толщины пленки конденсата и температуры ее поверхности при конденсации пара из ПГС на вертикальных и горизонтальных трубах, основанный на решении дифференциального уравнения роста пленки.

5. В результате исследования распространения влажных конденсирующихся газов в атмосфере:

- разработан метод расчета распространения примеси с учетом выпадения влаги в струе дымовых газов, позволяющий определять траекторию струи, распределение средних значений скорости, температуры, энтальпии, концентрации примеси по длине струи;

- на основании численных расчетов показано, что струя влажного газа, уходящего из дымовой трубы, за счет конденсации содержащихся в ней паров поднимается на дополнительную высоту, которая зависит от разности влагосодержаний газа и атмосферного воздуха; величина дополнительного подъема может достигать нескольких десятков метров и приводить к снижению уровня опасной приземной концентрации на местности на 20-30%;

- разработана модель распространения примеси в свободном турбулентном потоке, которая позволяет описать поле концентрации примеси в тех случаях, когда имеет место отличие в характере турбулентного переноса импульса и массы компонентов примеси. В приближении модели получено аналитическое решение уравнения турбулентной диффузии, позволяющее определить поле примеси от единичного точечного источника, которое может быть использовано для описания течения газов с объемной конденсацией влаги.

ОСНОВНЫЕ ОБОЗНАЧЕНИЯ t- температура,оС; с–массовая концентрация; d- влагосодержание, г/(кг сухого газа); H - энтальпия влажного газа, Дж/кг; F - площадь поверхности теплообмена, м2; L - расход сухого газа, кг/с; G – массовый расход, кг/с; W- полная теплоемкость теплоносителя, Вт/К; 1- коэффициент теплоотдачи влажного газа при «сухом» теплообмене, Вт/(м2·К); - коэффициент массоотдачи, отнесенный к разнице концентраций, м/с; K – эффективный коэффициент теплопередачи в КТУ, Вт/(м2·К); E – эффективность КТУ; q - плотность потока теплоты, Вт/м2; j – плотность потока массы, кг/(м2с); - коэффициент развития поверхности теплообмена; D- коэффициент взаимной диффузии, см2/с; ,w,z- толщина пленки конденсата, теплопередающей стенки, отложений, м; 0 - КПД оребренной поверхности теплообмена; - КПД теплоутилизационной установки; Mr- молярная масса компонента, г/моль; В – коэффициент пропорциональности в линейной зависимости энтальпии и температуры на линии насыщения, Дж/(кг·K);. m- расход компонента ПГС, кг/с; x,y – декартовы координаты, м; Qв, Qн – теплота сгорания топлива высшая, низр р шая, кДж/кг; Pб – барометрическое давление, Па ; p – парциальное давление, Па. Индексы: 1 - влажный газ; 2- холодный теплоноситель; w- стенка; о - вход в аппарат. Сокращения: КТУ – конденсационный теплоутилизатор;

ПГС – парогазовая смесь; НКГ - неконденсирующийся газ.

ОСНОВНЫЕ ПОЛОЖЕНИЯ ДИССЕРТАЦИИ ИЗЛОЖЕНЫ В СЛЕДУЮЩИХ ПУБЛИКАЦИЯХ 1. Гаряев А.Б., Доброчеев О.В., Мотулевич В.П. Об аналогии процессов конвективного переноса с различными объемными источниками в пограничном слое // Журнал прикладной механики и технической физики.1988.-№1.-С. 133-143.

2. Гаряев А.Б., Ефимов А.Л., Удыма П.Г., Шорникова Т.В. Способ обезвреживания сточных вод, содержащих низкокипящие компоненты // Химическое и нефтяное машиностроение.-1993.-№7.-С. 36-39.

3. Гаряев А.Б. Влияние продольной диффузии на поле концентрации примеси от непрерывного источника // Вестник МЭИ.-1996.-№ 5.-С. 39-41.

4. Гаряев А.Б., Цепляева Е.В. Расчёт утилизации теплоты влажных газов в теплообменных аппаратах перекрёстного тока // Вестник МЭИ.-2003.-№ 5.-С. 82-85.

5. Гаряев А.Б. Исследование распределения температур и энтальпий теплоносителей в поверхностных конденсационных теплоутилизаторах // Теплоэнергетика.-2005.-№7.-С. 55-59.

6. Гаряев А.Б. Моделирование процессов тепло- и массообмена в пластинчатых теплоутилизаторах перекрестного тока. // Вестник МЭИ.-2006.-№.5-С.

106-110.

7. Гаряев А.Б. Особенности расчета установок для утилизации теплоты влажных газов // Энергосбережение и водоподготовка.-2006.-№8.-С. 13-15.

8. Гаряев А.Б. Учет механизмов тепло- и массопереноса при выборе метода расчета конденсационных теплоутилизаторов // Энергосбережение и водоподготовка.-2007.-№4.-С. 51-54.

9. Гаряев А.Б. Решение уравнения диффузии для распространения примеси в свободном турбулентном потоке // Теплоэнергетика. -2009.-Т.4.-С. 51-53.

10. Дудник Н.М., Гаряев А.Б. Моделирование процесса пленочной конденсации пара из парогазовых смесей различного состава на наружной поверхности вертикальных труб теплообменного аппарата // Теплоэнергетика.2010.-№6.-С. 63-68.

11. Телевный А.М., Гаряев А.Б., Сынков И.В.Экспериментальное исследование процессов тепло- и массообмена в трубчатых оребренных теплообменных аппаратах с орошаемой поверхностью // Энергосбережение и водоподготовка.-2010.-№2.-С. 49-52.

12. Гаряев А.Б., Цепляева Е.В., Шаповалова Г.П. Система теплоснабжения на основе тепловых насосов, утилизирующих теплоту влажных газов // Промышленная энергетика.-2010.-№8.-С. 25-29.

13. Гаряев А.Б., Краузе Х., Мотулевич В.П., Сергиевский Э.Д. Расчет трехмерного поля скоростей ламинарной свободной струи, вытекающей из прямоугольного сопла // Изв. СО АН СССР. Сер. техн. наук. -1984.-№16.-С. 63-66.

14. Гаряев А.Б. Доброчеев О.В., Мотулевич В.П. Исследование закономерностей турбулентного переноса в пограничном слое реагирующего газа // Известия АН БССР. Сер. физ.- энерг. наук.-1985.-№5.-С. 55-60.

15. Гаряев А.Б. Влияние степени использования теплоты дымовых газов на затраты топлива при термическом обезвреживании стоков и отходов // Научные основы создания энергосберегающей техники и технологии: Тез. докл. Всесоюз. научн. конф. -М.: МЭИ.-1990.-С. 112.

16. Гаряев А.Б. Ефимов А.Л. Удыма П.Г. Метод очистки промышленных сточных вод, содержащих низкокипящие компоненты // Проблемы энергетики теплотехнологии: Тез. докл. Всесоюзн. науч. конф.- М.: МЭИ.-1991.-Т.2.-С.84.

17. Гаряев А.Б. Исследование скорости распространении примеси от непрерывного источника в турбулентном пограничном слое // Российская национальная конференция по теплообмену: Тр. I-й конф. -М.: МЭИ.-1994.-Т.3.-С. 76-81.

18. Гаряев А.Б., Коновальцев С.И., Шаповалова Г.П. Энергосберегающая оптимизация плотности потока излучения при радиационной и смешанной сушке // Новые методы и средства экономии энергоресурсов и эколог. проблемы энергетики: Тез. докл. II-й Межд науч. конф. -М.: МЭИ.-1995.-С. 238-240.

19. Гаряев А.Б. Исследование закономерностей распространения опасных веществ в атмосфере // Экологические проблемы крупных административных единиц мегаполисов:Тр. научн.- практ. конф. -М.: Прима-пресс.-1997.-С. 35-36.

20. Гаряев А.Б., Коновальцев С.В., Шаповалова Г.П., Шувалов С.Ю. Методические аспекты определения энергосберегающего эффекта при неравномерном тепломассообмене в сушильной установке // Энергосбережение в сельском хозяйстве: Тез. докл. Межд. научн.-техн. конф.-М: Изд-во ВИЭСХ.-1998.С. 26-27.

21. Гаряев А.Б., Данилов О.Л., Коновальцев С.И., Шаповалова Г.П. Энергетическая оптимизация в фильтрационных сушильных установках // Энергосбережение в сельском хозяйстве: Тез. докл. Межд. научн.-техн. конф. -М.: Изд-во ВИЭСХ.-1998.-С. 33-34.

22. Гаряев А.Б., Шитов Н.Ф. Определение концентрации примеси от непрерывного источника при изменяющихся метеоусловиях.- М.:Изд-во МЭИ. 1998.-с.

23. Гаряев А.Б. Войтенкова Е.А., Харамильо А.В. Исследование скорости распространения фронта концентрации примеси от точечного источника в потоке жидкости // Российская национальная конференция по теплообмену: Тр. II-й.

конф.- М.: Изд-во МЭИ.-1998.-Т.2.-С. 78-80.

24. Гаряев А.Б. Ситулина Е.Н. Исследование интенсивности испарения при нестационарном теплоподводе // Российская национальная конференция по теплообмену: Тр. конф.- М.: Изд-во МЭИ.-1998.-Т.8.-С. 90-91.

25. Гаряев А.Б. Распространение опасных веществ при промышленных авариях. - М.:Изд-во МЭИ.- 1998.-28 с.

26. Гаряев А.Б. Применение аналитических решений уравнения турбулентной диффузии для исследования закономерностей распространения примеси в атмосфере // Инженерная экология - XXI век: Тез. докл. научн.-техн. конф.- М.:

МЭИ.-2000.-С. 77-78.

27. Цепляева Е.В., Гаряев А.Б. Математическая модель для описания процессов тепло- и массообмена в теплообменникках с выпадением влаги из парогазовых смесей // Современные энергосберегающие тепловые технологии (сушка и тепловые процессы) СЭТТ-2002: Тр. I-й Межд. науч.- практ. конф.- М.: МГАУ.2002.-Т.2.-С. 110-113.

28. Гаряев А.Б. Модель распространения пассивной примеси в свободном турбулентном потоке // Российская национальная конференция по теплообмену: Тр.

III-й. конф.- М.: Издательство МЭИ.-2002.-Т.5.-С. 191-194.

29. Нефёдова Н.И., Гаряев А.Б., Данилов О.Л. Моделирование процесса конденсации пара из парогазовой смеси на вертикальной пластине // Промышленная теплотехника.-2003.-№4.-С. 415 - 417.

30. Гаряев А.Б. Данилов О.Л., Шаповалова Г.П. Управление неравномерностью тепло- и массообмена в теплотехнологических установках // Проблемы промышленной теплотехники: Тез. докл. III-й Межд. конф.- Киев.-2003.-С. 5155.

31. Garjaev A.B., Tseplyaeva E.V. The calculation method of condensation cross-flow heat exchangers for heat utilization of flue gases. // Sur l’efficacite energetique:

PROCEEDINGS 1 conference internationale.-Alger. -2003.-T. 1.-Р. 187-191.

32. Гаряев А.Б., Цепляева Е.В. Метод расчёта теплообменных аппаратов с выпадением влаги из парогазовой смеси // Энергосбережение - теория и практика:

Тр. I-й Всерос. школы - семинара молодых учёных и специалистов М.:Издательство МЭИ.-2004.-С. 80-82.

33. Гаряев А.Б. Волков С.В. Энергосбережение при конвективной сушке влагонепроницаемых материалов // Энергосбережение – теория и практика: Тр. I-й Всерос. школы - семинара молодых учёных и специалистов -М.:Издательство МЭИ.-2004.-С. 299-303.

34. Гаряев А.Б., Волков С.В. Моделирование процесса сушки влагонепроницаемых материалов // Актуальные вопросы теплофизики и физической гидрогазодинамики: Тр. II-й науч. шк.-конф.-Украина: Изд. НАН Украины-2004.-вып. 2.- ч.1 - С. 128-130.

35. Гаряев А.Б. Гавашелишвили Г.В. Нарушение аналогии между трением и теплообменом при переменных граничных условиях в теплообменных аппаратах // Энергосбережение – теория и практика: Тр. I-й Всерос. школы - семинара молодых учёных и специалистов -М.:Издательство МЭИ.-2004.- С. 304-307.

36. Нефёдова Н.И., Гаряев А.Б. Оценка влияния термического сопротивления пленки конденсата на суммарный коэффициент теплоотдачи при конденсации пара из парогазовой смеси // Энергосбережение – теория и практика: Тр. I-й Всерос. школы - семинара молодых учёных и специалистов -М.:Издательство МЭИ.-2004.- С. 328-332.

37. Гаряев А.Б. Анализ механизмов тепло- и массопереноса в конденсационных теплоутилизаторах // Современные энергосберегающие тепловые технологии (сушка и тепловые процессы) СЭТТ-2005: Тр. II-й Межд. науч.- практ. конф., в 2-х томах. -М.: МЭИ.-2005.-Т. 2.-С. 28-31.

38. Нефёдова Н.И., Гаряев А.Б. Расчет теплообмена при ламинарной пленочной конденсации пара из парогазовой смеси на вертикальной стенке // Проблемы газодинамики и тепломассообмена в энергетических установках: Трудов XV-й Школы-семинара молодых учёных и специалистов под руководством академика РАН А.И. Леонтьева, в 2-х томах.- М.: Издательство МЭИ.-2005.-Т.2.-С.

253-256.

39. Практическое пособие по выбору и разработке энергосберегающих проектов / Гаряев А.Б. Костюченко П.А. Данилов О.Л., Ефимов А.Л., Яковлев И.В. и др.- М.: Технопромстрой, 2006. - 668 с.

40. Гаряев А.Б. Исследование поведения параметров теплоносителй и коэффициента теплопередачи в теплообменных аппаратах с конденсацией пара из парогазовой смеси // Российская национальная конференция по теплообмену: Тр.

IV-й. конф. -М.: Издательство МЭИ.-2006.-Т.5.-С. 85-88.

41. Гаряев А.Б. Нефедова Н.И. Оценка влияния термического сопротивления пленки конденсата при конденсации пара из парогазовой смеси на элементах теплообменной поверхности. // Российская национальная конференция по теплообмену: Тр. IV-й. конф. -М.: Издательство МЭИ.-2006. Т.5. С. 150-153.

42. Гаряев А.Б. Веринчук Е.В. Исследование образования «сухих» зон и зон с частичным испарением конденсата в конденсационных теплоутилизаторах // Российская национальная конференция по теплообмену: Тр. IV-й. конф. -М.:

Издательство МЭИ.-2006.-Т.5. С.65-68.

43. Гаряев А.Б. Энергосбережение при утилизации теплоты влажных газов // Энергосбережение – теория и практика: Тр. III-й Всерос. школы - семинара молодых учёных и специалистов -М.: Издательство МЭИ.-2006.-С. 24-27.

44. Гаряев А.Б. Веринчук Е.В. Математическая модель для расчета конденсационных теплоутилизаторов с учетом физической теплоты пара и конденсата // Энергосбережение – теория и практика: Тр. III-й Всерос. школы - семинара молодых учёных и специалистов -М.: Издательство МЭИ.-2006.-С. 148-151.

45. Гаряев А.Б. Савченкова Н.М., Шаповалова Г.П. Метод оптимизации аппаратов воздушного охлаждения // Национальная конференция по теплоэнергетике специалистовяя: Тез. докл.-Казань: Издательский центр проблем энергетики Каз НЦ РАН.-2006.-С. 326-329.

46. Гаряев А.Б. Экономия энергии и ресурсов за счет оптимизации конструктивных параметров теплообменных аппаратов // Энергосбережение – теория и практика: Тр. IV-й Всерос. школы - семинара молодых учёных и специалистов -М.:Издательство МЭИ.- 2008.- С. 24-27.

47. Горячева Е.М., Гаряев А.Б. Исследование периода прогрева сушки на базе математической модели // Энергосбережение – теория и практика: Тр. IV-й Всерос. школы - семинара молодых учёных и специалистов -М.:Издательство МЭИ.- 2008.- С.120-122.

48. Телевный А.М., Гаряев А.Б. Исследование теплообмена в трубчатых оребренных теплообменных аппаратах с орошаемой поверхностью // Энергосбережение – теория и практика: Тр. IV-й Всерос. школы - семинара молодых учёных и специалистов -М.:Издательство МЭИ.- 2008.- С.182-185.

49. Гаряев А.Б. Особенности применения конденсационных теплообменников для утилизации теплоты влажных газов // Современные энергосберегающие тепловые технологии (сушка и тепловые процессы) СЭТТ-2008: Тр. III-й Межд. науч.- практ. конф., в 2-х томах.-2008.-Т.2.-С. 264-271.

50. Гаряев А.Б., Цепляева Е.В. Использование теплоты влажных газов в системах теплоснабжения предприятий // Научные исследования и их практическое применение. Современное состояние и пути развития 2009: Тр. межд. научн.техн. конф., в 2-х томах- Одесса: Черноморье.-2009 –Т.2.-С. 80-84.

51. Утилизация теплоты вторичных энергетических ресурсов в конденсационных теплообменниках: учебное пособие / А.Б. Гаряев, И.В. Яковлев / под ред. А.А.

Ефимова. – М.:Издательский дом МЭИ, 2010.-120 с.

52. Телевный А.М., Гаряев А.Б., Сынков И.В., Исследование факторов, влияющих на процессы тепло- и массообмена в трубчатых теплообменных аппаратах с орошаемой поверхностью // Российская национальная конференция по теплообмену: Тр. V-й. конф., в 8-и томах. -М.: Издательский дом МЭИ.-2010.Т.8.-С.138-141.

53. Телевный А.М., Гаряев А.Б., Сынков И.В., Влияние орошения поверхности на теплообмена в трубчатых оребренных теплообменных аппаратах // Энергосбережение – теория и практика: Тр. V-й. Всерос. школы – семинара молодых ученых и специалистов.- М.: Издательский дом МЭИ.- 2010.-С. 120-123.

54. Прун О.Е., Телевный А.М., Гаряев А.Б., Математическое моделирование процессов тепло- и массопереноса в водоохладителе с орошаемой поверхностью // Энергосбережение – теория и практика: Тр. V-й. Всерос. школы – семинара молодых ученых и специалистов.- М.: Издательский дом МЭИ.- 2010.С. 108-111.

55. Патент на полезную модель № 73462 РФ, (51) МПК F28G 13/00. Теплообменник / Гаряев А.Б., Крылов А.Н., Сергиевский Э.Д. (РФ).-2 C.:ил.

56. Патент на полезную модель № 81302 РФ, (51) МПК F28F 1/40. Металлические трубки с канавками для использования в конденсационных теплообменниках / Гаряев А.Б., Крылов А.Н., Сергиевский Э.Д. (РФ).-1 C.:ил.

Подписано в печать Зак. Тир.100 П.л.2,Полиграфический центр МЭИ(ТУ) Красноказарменная ул., д.




© 2011 www.dissers.ru - «Бесплатная электронная библиотека»

Материалы этого сайта размещены для ознакомления, все права принадлежат их авторам.
Если Вы не согласны с тем, что Ваш материал размещён на этом сайте, пожалуйста, напишите нам, мы в течении 1-2 рабочих дней удалим его.