Опытные и расчетные данные по теплоотдаче одиночной неподвижной сферической частицы сплава фс 90 Ба4

Re^0,54Pr^0,38

Рис. 2.8. Опытные данные по теплоотдаче одиночной неподвижной сферической частицы:

1 – Nu = 2 + 0,03 Re^0,54 Pr^0,33 + 0,35 Re^0,58 Pr^0,35 [99];

2 – Nu = 1,8510^-6 Re^1,6 Pr^0,33 [102];

3 – Nu = 0,910^–7 Re^1,8 Pr^0,33 (автор).

Рис. 2.9. Зависимость коэффициентов теплоотдачи одиночной неподвижной сферической частицы

сплава ФС 90 Ба4 от числа Re подъемного потока для уравнений:

1 – Nu = 2 + 0,51 Re^0,52 Pr^0,33 [100];

2 – Nu = 2 + 0,6 Re^0,5 Pr^0,33 [101];

3 – Nu = 1,8510^-6 Re^1,6 Pr^0,33 [102];

4 – Nu = 0,910^–7 Re^1,8 Pr^0,33 (автор).

2.2.2 Циркуляция кипящего потока

Естественная циркуляция обеспечивает послойное взаимодействие частицы с омывающей ее жидкостью.

Скорость обтекания частицы равна приведенной скорости жидкости ν_пр в подъемном канале. Для нахождения ν_пр проводят оценку гидродинамики циркулирующего потока. Предельное значение скорости трехфазного потока равно местной скорости звука по формуле . При этом учитывают не только стехиометрические количества продуктов реакции, но и объем воды, испарившейся на реакционной поверхности и сконденсировавшейся в подъемном потоке. Приведенная скорость потока равна 2/3 от величины скорости истечения. Найденное значение средней скорости позволяет уточнить количество поднимаемой газлифтом жидкости по зависимости . Предварительно, путем использования данных установлено, что правую часть необходимо умножить на коэффициент k_э, изменяющийся в пределах 0,292 - 0,753. Снижение k_э наблюдается при уменьшении диаметра подъемного канала, который принят равным сумме диаметров частицы и двух пузырьков. Для рассматриваемых нами условий k_э = 0,333.

При оценке теплообмена для реагирующей одиночной частицы сплава ФС 90 Ба4 находят скорости продольных и поперечных двухфазных потоков в подъемном канале. Скорость течения двухфазного потока в обогреваемом канале определяет интенсивность теплообмена и зависит от нее. Введение в термодинамический анализ интенсивности теплообмена приводит к необходимости разделения обогреваемого канала на отдельные участки. В данном случае канал разбит на 3 участка (рис. 2.11). На диаграмме Т – S эти участки соответствуют отрезкам c - k, k -f, f - u линии cu. Процесс u - z характеризует вскипание потока в подъемном канале. Линия cu заменяется ломанной линией, имеющей вертикальные участки с - 1, 2 - 3 и 4 - 5 и горизонтальные участки 1 - 2, 3 - 4 и 5 - 6. При омывании реагирующей частицы присутствуют продольные и поперечные перепады энтальпий.

Гидрогазодинамическую обстановку на участках канала, соответствующих вертикальным линиям на графике, определяет продольный перепад энтальпий. Кроме пара, образующегося в канале в результате вскипания продольного потока, на этих же участках происходит непрерывная генерация пара за счет теплоотдачи от реагирующих частиц, сопровождающаяся циркуляцией жидкости в пристенном слое.

Условно принято, что пар, генерируемый при падении поперечного перепада энтальпий, поступает в основной продольный поток в конце каждого участка. Для основного потока поступление поперечного потока пара является изотермическим процессом, соответствующим на диаграмме Т – S горизонтальными линиями. Количество поступающего в основной поток пара равно количеству пара, рассчитанному по треугольному циклу для пристенного слоя.

Исходя из этого, вначале определяют количество пара, образующегося при адиабатном вскипании продольного потока на участке с-1

(2.2)

где S_c – энтропия жидкости в точке с, Дж/(кг∙К);

S´₁ – энтропия жидкости в точке 1, Дж/(кг∙К);

S"_с – энтропия пара в точке с, Дж/(кг∙К).

Энтальпия парорастворной смеси после расширения в процессе с-1

i₁ = i'₁ + r₁x, (2.3)

где i'₁ – энтальпия жидкости в точке 1, кДж/кг;

r₁ – удельная теплота парообразования в точке 1, кДж/кг.

Располагаемый тепловой напор

h = i'_c – i₁, (2.4)

где i'_c – энтальпия жидкости в зоне закипания, кДж/кг.

Скорость потока при адиабатном расширении в процессе с-1

(2.5)

где ν_с – начальная скорость циркулируемой в пристенном слое жидкости, м/с.

Далее рассчитывают количество пара х_к, образующегося при циркуляции прилегающего к стенке слоя жидкости.

Во второй участок 2 - 3 поток входит с паросодержанием

x₂ = x₁ + x_k. (2.6)

По величине х₂ находят значение S₂, а затем, как и в предыдущем случае, рассчитывают количество образующегося пара х₃.

Перед входом в третий участок 4-5 поток имеет паросодержание

x₄ = x₃ + x_f. (2.7)

Затем, зная величину х₄, находят значение S₄, а потом рассчитывают количество образующегося пара х₅.

Перед входом в четвертый участок 6 - 7 поток имеет паросодержание

x₆ = x₅ + x_u. (2.8)

С увеличением числа участков, точность расчетов повышается, но при этом увеличивается количество вычислительных операций.

После этого рассчитывают количество пара х_к, образующегося при циркуляции прилегающего к стенке слоя жидкости.

По экспериментальным данным установлено, что скорость истечения парожидкостной смеси при адиабатном вскипании жидкости ν равна 2/3 величины скорости ν. Действительная скорость истечения потока ν^* найдена по зависимости

ν^* = φ ∙ ν_п, (2.9)

где φ = 0,84 – коэффициент скольжения фаз (находится по методике изложенной в работе).

Скорость движения частицы определяют по формуле

, (2.10)

где U – скорость движения частицы, м/с;

ν – скорость движения жидкости, м/с;

g – ускорение свободного падения, м/с²;

D – диаметр аппарата, м;

ρ, ρ₀ – плотности твердой фазы и транспортируемого потока, кг/м³.

Скорости движения и омывания частицы сплава ФС 90 Ба4 составляют U = 1,68 м/с, ν = 2,19 м/с и, соответственно, для АГ5О5И5 U = 1,81 м/с, ν = 2,3 м/с. Для неподвижной частицы сплава ФС 90 Ба4 ν = 2,3 м/с.

Обобщение результатов опытов в кинетическом реакторе объемом V_p = 1,13∙10^–3 м³ представлено на рисунке 2.12. Расчеты выполнены на момент равный полупериоду реакции (α_r = 0,5).

В данном случае при реагировании сплава ФС 90 Ба4 с раствором щелочи 13,3 % трехступенчатый участок находится в интервале температур от 103 до 100 °С. Поперечный перепад температур между частицами и потоком составил 3 °С. При совмещении продольного и поперечного потока скорость выделения водорода составила 2,65·10^–5 м³/(м²·с). Расчет базируется на термодинамике равновесных процессов. Отклонения расчетных значений скорости W от опытных не превышают 15 %.

Анализ данных на рисунках 2.10, 2.12 показывает, что значения коэффициентов теплоотдачи при движущейся поверхности теплообмена (фракция d = 1·10^–3 м) возрастают примерно в 2 раза для АГ5О5И5 и в 1,5 раза для ФС 90 Ба4. Максимальная скорость вытеснения водорода из воды для АГ5О5И5 составила W = 7,14∙10^–3 м³/(м²∙с), что более чем на два порядка превышает скорость выделения водорода сплавом ФС 90 Ба4. При повышении температуры для сплава активированного алюминия значение числа Рейнольдса увеличивается в 2 - 2,5 раза. Это свидетельствует о высокой реакционной способности сплава АГ5О5И5 с водой.

2.3 Выводы по разделу

Таким образом, в условиях гетерогенной системы предельное значение скорости химической реакции определяется интенсивностью теплоотдачи при естественной циркуляции.

Процесс протекает в условиях сопряжения основной экзотермической реакции с параллельной эндотермической (вскипание воды) при небольших температурных напорах, т. е. в условиях близких к равновесию. В данном случае обеспечиваются низкие скорости течения 3-х фазного потока и, следовательно, затраты на трение ничтожны. В работе показано, что КПД вскипающей системы не превышает 0,25 %, т.е. всего четвертая часть процента передаваемого тепла переходит в механическую энергию движущегося потока. В исследованном нами процессе в энергию циркулирующего потока преобразуются сотые доли процента энергии химической реакции. Установлено влияние скоростей течения продольных и поперечных потоков на теплоотдачу при взаимодействии частиц сплава ферросилиция с водой. Структура поднимающегося потока изменяется по мере роста паросодержания от участка к участку. Расчет базируется на термодинамике равновесных процессов. Экспериментально определено, что перегрев жидкости по высоте аппарата является переменным. При учете трения находят предельно возможную скорость течения и тем самым более точно оценивают кинетическую энергию в общем балансе. Последнее обстоятельство дает возможность получить более достоверные коэффициенты теплоотдачи.

Определение величин температурного напора и скорости омывания образца жидкостью позволяет по обычным критериальным зависимостям рассчитать интенсивность теплообмена. Зная удельный тепловой поток несложно подсчитать эквивалентный ему массовый поток водорода. Тем самым открывается возможность предварительного расчета предельно достижимой скорости газовыделения. Такой подход справедлив, если допустить, что химическая стадия процесса имеет минимальное сопротивление. Следовательно, сопротивление физической стадии обусловленное подводом воды и удалением продуктов реакции и тепла, определяет скорость реакции.

Минимальное производство энтропии при найденном значении химического потенциала удовлетворяет условию послойного взаимодействия сплавов с водой.

Приведенные материалы свидетельствуют о выполнении поставленных задач дипломной работы в области установления закономерностей тепломассообмена между частицами сплава ФС и водой в условиях послойного взаимодействия веществ. Определена температура реакционной поверхности.