Противотоке теплоносителей

На практике чаще используются про-тивоточные схемы движения, по:кольку при одинаковых температурах входящих и выходящих теплоносителей Д7 при противотоке всегда больше, чем при прямотоке. Согласно формуле (13.3) это означает, что для передачи одного и того же теплового потока Q при против эточной схеме потребуется теплообменник меньшей площади. Еще одно преимущество противоточного теплообменника заключается в том, что холодный теплоноситель в нем можно нагреть до температуры более высокой, чем температура греющего теплоносителя на выходе t'{>t'{ (см. рис. 13.6). В прямоточном теплообменнике этого сделать невозможно.

На практике чаще используются противоточные схемы движения, поскольку при одинаковых температурах входящих и выходящих теплоносителей А^ при противотоке всегда больше, чем при прямотоке. Согласно формуле (14.3) это означает, что для передачи одного и того же теплового потока Q при противо^ч-ной схеме потребуется теплообменник меньшей площади. Еще одно преимущество противоточного теплообменника заключается в том, что холодный теплоноситель в нем можно нагреть до температуры бЬлее высокой, чем температура греющего теплоносителя на выходе t"^>t"\ (см. рис. 14.7). В прямоточном теплообменнике этого сделать невозможно.

В расчетах для одних и тех же температур средняя логарифмическая разность всегда меньше, чем средняя арифметическая. Формула (278) справедлива и для противоточного теплообменника.

Аналогичным образом формулируется задача о массога-баритной оптимизации регенератора либо другого подобного противоточного теплообменника. При этом минимизируется масса аппарата

Двухзонная модель. Рассмотрим сечение семитрубного теплообменника с треугольным расположением труб (см. рис. 8.22). Вообразим, что внутри боковых трубок установлены теплонепроницаемые перегородки так, что взаимодействие между центральной и периферийной частью полностью отсутствует. Тогда мы получим как бы два независимых теплообменника, лишь при выходе из которых происходит перемешивание теплоносителей. Используя известные формулы для противоточного теплообменника [38], нетрудно получить выражение для средних массовых температур на выходе из такого двухзонного теплообменника, а затем коэффициент теплопередачи, который мы :назовем эффективным:

Если средняя локальная скорость или средняя локальная температура постоянны по сечению теплообменника, то е=1 и система (8.53) переходит в обычную систему для одномерного противоточного теплообменника.

Изложенный алгоритм легко реализуется в программе для ЭВМ. Решение краевой задачи для противоточного теплообменника приводит к неявной схеме и резко увеличивает время счета. (Время, затраченное на счет одного варианта для БЭОМ-4, колеблется в зависимости от схемы движения и значений коэффициентов уравнений динамики в пределах от 120 мин до 1,5 ч.

Таким образом, операторы Rjh, /=-/, ?>г, р, ^; &=/, 9, Д., связывающие входные и выходные координаты теплообменника, выражаются в явном виде через трансцендентные функции Яп и комплексы, составленные из коэффициентов уравнений динамики, комплексного параметра преобразования Лапласа по времени s и передаточных функций разделяющей стенки. Выше были приведены выражения и показан способ их определения для наиболее общего случая конвективно-радиационного теплообменника со сжимаемой рабочей средой, распределенными по длине температурой газа и энтальпией рабочей среды. Вид Rjk не зависит от модели разделяющей стенки. Выбор модели стенки влияет только на выражения передаточных функций WQt, W#B. Операторы Rjk для трубопроводов, радиационных теплообменников и прямоточных конвективных теплообменников совпадают с соответствующими передаточными функциями Wjh-В случае противоточного конвективного теплообменника возмущения по температуре газа задаются в точке Х=1. Операторы Rjh получены в результате решения задачи Коши, когда возмущения считались заданными в точке Х=0. Поэтому для противоточного теплообменника передаточные функции Wjh не совпадают с Rjh, а определяются комбинацией последних в соответствии с табл. 8-2.

По программе блока VI вычисляются комплексные значения операторов Rij для Wij. Если теплообменник радиационный или трубопровод, то в результате работы блока в соответствии с табл. 8-3 определяются непосредственно передаточные функции теплообменника. Для конвективного теплообменника дополнительно рассчитываются значения Rtn для определения передаточных функций к температуре газа. Для прямоточного конвективного теплообменника частотные характеристики всех передаточных функций совладают с RH. Для противоточного теплообменника частотные характеристики Wjh определяются по значениям Rjh в соответствии с табл. 8-2.

Нижний горизонт окислительной зоны образуется там, где вводится воздух, поэтому место расположения этого горизонта по высоте шахты определяется расчетом слоевого режима, проводимым по методу противоточного теплообменника. Ниже указанного горизонта, как правило, углерод отсутствует, и эта часть шахты называется зоной охлаждения. Выше верхнего горизонта окислительной зоны располагается зона подготовки сырых материалов.

Анализ показал влияние на решение так называемой «счетной теплопроводности», являющейся следствием одностороннего представления первых производных в уравнении энергии. Отбрасываемая добавка при разностной аппроксимации первого порядка точности имеет смысл дополнительного диффузионного переноса. Влияние счетной теплопроводности на численный результат было определено при применении в качестве теста чисто противоточного теплообменника, для которого известно аналитическое решение.

DA — .нагрев газов в поверхностном теплообменнике; AL—'Охлаждение газов в контактном экономайзере при противотоке теплоносителей и температуре воды ниже точки росы; AM — то же при начальной температуре воды ниже, а конечной температуре воды выше точки росы; Л/С —то же при температуре воды выше точки росы; AN — охлаждение газов в контактном экономайзере при прямотоке теплоносителей и начальной температуре воды ниже, а конечной температуре выше точки росы.

На рис. 3-1 в Id-диаграмме изображены процессы взаимодействия дымовых газов и воды в зависимости от начальной и конечной температур воды при противотоке теплоносителей (начальная температура газов, расходы газов и воды приняты неизменными). В случае, если '&1<'0'2*^Фр (кривые АВ и ЛЕ), конденсация водяных паров из дымовых газов происходит во всем объеме контактной камеры. Во всех остальных случаях в нижней зоне контактной камеры имеет место испарение части подогреваемой воды и увеличение влагосодержания газов. Дальнейшее протекание процесса зависит от началь-3* 35

Рис. З-l. Изображение в /d- диаграмме процессов, происходящих в контактном экономайзере, при различных начальной и конечной температурах воды и противотоке теплоносителей.

DA — нагрев газов в поверхностном теплообменнике; ADB — охлаждение газов в поверхностном теплообменнике до точки росы; ARC — то же до температуры ниже точки росы; AL — охлаждение газов в контактном экономайзере при противотоке теплоносителей и температуре воды ниже точки росы; А М — то же при начальной температуре воды ниже, а конечной температуре воды выше точки росы; А К — то же при температуре воды выше точки росы; AN — охлаждение газов в контактном экономайзере при прямотоке теплоносителей и начальной температуре воды ниже, а конечной температуре выше точки росы.

Рис. 21. Изображение в /d-диаграмме процессов, происходящих в контактном экономайзере, при различных начальной и конечной температурах воды и противотоке теплоносителей: АВ — в! = 30°С, ва = вр ; ЛС — Sj = 45°С, в2 = вм ; АД — Oj = 553С, в2 = вм; АЕ~ в] = 15°С, в2 = 45°С.

На рис. 21 в координатах / — d построены процессы взаимодействия дымовых газов и воды в зависимости от начальной и конечной температур воды при противотоке теплоносителей (начальная температура газов и расходы газов и воды приняты неизменными). В случае, если 6j < <62<;6р (кривые А В и АЕ), конденсация водяных паров

дымовых газов в / — d-диаграмме. На рис. 1-4 показано изображение в / — d-диаграмме процессов взаимодействия дымовых газов и воды в зависимости от начальной и конечной температур воды при противотоке теплоносителей. В случае, если {^ <; «сС^з ^ г^р (кривые АВ и АЕ), конденсация водяных паров из

Возможное охлаждение дымовых газов в слое беспорядочно лежащих колец высотой 1,53 м при WIG ^ 8 кг/кг в зависимости от различных начальных условий приведено на рис. П-21, зависимость влагосодержания газов на выходе из слоя тех же колец — на рис. 11-22. Для правильно уложенных колец размерами 50 X 50 X 5 мм высотой 0,5 м данные о tyx и dyx приведены соответственно на рис. 11-23 и П-24. Из этих графиков видно, что при прямотоке возможности охлаждения и осушения дымовых газов при одинаковых начальных температурах воды почти такие же, что и при противотоке теплоносителей. Существенно отличается лишь температура подогретой воды, особенно при малых коэффициентах орошения WIG.

Тепловосприятие контактной камеры в зависимости от скорости дымовых газов, размера и способа укладки колец Рашига и высоты насадочного слоя при начальной температуре газов 150° С, влагосодержании 100—140 г/кг и противотоке теплоносителей.

Зависимость удельного тепловосприятия в насадочном слое от начальной температуры газов, размера колец Рашига, способа укладки и плотности орошения при противотоке теплоносителей, начальном влагосодержании газов 100—140 г/кг, начальной температуре воды 12—20° С и конечной температуре до 70° С.

Зависимость объемного коэффипи- Сопротивление загруженной навалом ента теплообмена в загруженной насадки из керамических колец навалом насадке из керамических колец Рашига размерами 50 X 50 X X 5 мм от скорости газов при на-чальной температуре около 200° С, влагосодержании около 100 г/кг и противотоке теплоносителей.