Книга
← К списку книгЗагрузка разделов…
активнаАктивные записи участвуют в каталоге и синках. Неактивная книга скрыта, но не удалена из базы.
Книга
ПРЕДИСЛОВИЕ
Гидродинамика и тепломассообмен являются определяющими физическими процессами преобразования энергии в теплоэнергетических установках различного назначения. Многочисленные исследования показывают, что сильное влияние на гидродинамические, тепло массообменные, эрозионно-коррозионные процессы, структуру дисперсных потоков и как следствие на надежность и экономичность энергетического оборудования оказывает изменение физико-химических свойств теплоносителя или рабочей среды за счет различных микродобавок. В их ряду наиболее эффективными являются поверхностно-активные вещества (ПАВ).
В этой связи исследование и решение проблемы управления физикохимическими свойствами среды за счет микродобавок ПАВ приобретают большое прикладное значение. При этом для таких сложных и ответственных энерготехнологических систем, как энергоблоки ТЭС и АЭС, содержащих большое количество разнообразных мощных и энергонапряженных узлов (парогенераторы, котлы, турбины, вспомогательное теплообменное оборудование, системы промежуточного перегрева, конденсаторы, огромное количество энергетической арматуры и трубопроводов и т.д.), физико-химические свойства среды проявляются как один из основных системных факторов, определяющих как работу отдельных видов оборудования, так и надежность и экономичность системы в целом.
Прикладное значение результатов фундаментальных исследований основных физических закономерностей влияния микродобавок ПАВ на разнообразные процессы, естественно, не ограничивается проблемами энергетики, а значительно шире. Этим объясняется появление большого числа оригинальных исследований и ряда обобщающих работ в области влияния ПАВ и полимерных добавок на снижение гидродинамического сопротивления, пленочные течения, кавитационную эрозию, коррозию, процессы конденсации и кипения.
Целью настоящей работы является систематизация и обобщение ряда исследований, посвященных затронутым проблемам, в основном с точки зрения использования основных эффектов влияния добавок ПАВ на процессы в пароводяном теплоэнергетическом оборудовании. 4
Основу книги составили результаты комплексных фундаментальных и прикладных исследований, проведенных под руководством и при участии авторов рядом научных и производственных коллективов: МЭИ, ВНИИАМ, НПО ЦКТИ, Института энергетики (г. Лейпциг, ГДР) и др.
Книга состоит из шести глав, в которых с единой точки зрения рассмотрены проблемы, связанные с различными прикладными вопросами использования микродобавок ПАВ в энергетических установках.
Первая глава книги посвящена описанию основных характеристик ПАВ, обусловивших их широкое применение для регулирования различных физических процессов.
В гл. 2 рассмотрены закономерности однофазных течений, в основном турбулентных, с добавками высоко- и низкомолекулярных ПАВ. Представлены как интегральные характеристики, так и структура таких потоков при обтекании пластин, при течении в трубах и т.д. Обсуждены основы теории турбулентных течений с добавками ПАВ.
Влияние ПАВ на характеристики двухфазных потоков исследуется в гп. 3. Показано, что такие эффекты, как изменение поверхностного натяжения, гидрофобизация поверхностей обтекания, реализуемые даже при очень малых концентрациях ПАВ, приводят к сильному изменению важнейших характеристик двухфазных потоков - размеров дисперсной фазы, характера пленочных течений, процессов движения и распада капель, пузырей, струй жидкости, спонтанной конденсации и т.п.
Одним из важнейших показателей, характеризующих надежность теплоэнергетического оборудования, является интенсивность эрозионно-коррозионных процессов. Подробное исследование защитного действия микродобавок ПАВ на процессы кавитационного, каплеударного и эрозионно-коррозионного изнашивания материалов описано в гл. 4. Исследования, проведенные на разнообразных лабораторных стендах, а также в промышленных условиях, показали, что применение микродобавок пленкообразующих ПАВ (например, октадециламина) может приводить к многократному снижению интенсивности эрозионно-коррозионного износа.
Весьма существенно влияние добавок ПАВ на процессы кипения и конденсации, которые достаточно подробно рассмотрены в гл. 5.
Заключительная гл. 6 посвящена анализу результатов практического использования ПАВ в энергетических установках. На основе опытнопромышленных исследований показано, что добавки ПАВ в пароводяной контур могут привести к существенному повышению надежности работы турбин влажного пара, парообразующих и теплообменных устройств, трубопроводов и энергетической арматуры. Наряду с этим воздействие ПАВ на структуру двухфазных потоков в проточной части турбин, а также на интенсивность процессов теплообмена при кипении и конденсации приводит к повышению эффективности паросиловых установок.
Необходимо отметить, что, несмотря на попытку авторов комплексно и последовательно рассмотреть эффекты влияния добавок ПАВ на различные процессы, многие физические и прикладные вопросы остаются открытыми. Уровень завершенности проработки отдельных вопросов проблемы использования микродобавок ПАВ в энергетических установках оказывается различным, что выдвигает необходимость дальнейших исследований.
Особую благодарность за активное, творческое участие в постановке задач и обсуждении результатов авторы хотели бы выразить докторам техн, наук. М.Е. Дейчу, О.И. Мартыновой, О.А. Поварову, |В.П Исаченко), канд. техн, наук Э. Чемпику, К. Шиндлеру.
Авторы благодарят за участие в исследованиях канд. техн, наук П. Ашева, Е.Г. Васильченко, К. Георгиева, А.Я. Дубровского, Л.А. Игнатьевскую, А.В. Куршакова, Ю.В. Коломцева, А.П. Копылова, В.А. Михайлова, О.И. Назарова, А.П. Солодова, В.Н. Стаценко, И.А. Шалобасо- ва, В.К. Шанина и др.
Авторы также признательны рецензенту настоящей работы доктору техн, наук проф. М.Е. Дейчу и редактору канд. техн, наук Б.Я. Ивниц- кому за помощь при подготовке книги к печати.
Отзывы и пожелания просьба направлять по адресу: 113114, Москва, М-14, Шлюзовая наб., 10, Энергоатомиздат.
Авторы
Глава первая
СВОЙСТВА ПОВЕРХНОСТНО-АКТИВНЫХ ВЕЩЕСТВ
Основные эффекты различных ПАВ
Поверхностно-активные вещества широко применяют в различных отраслях промышленности. Их использование обусловлено рядом важных свойств. Адсорбция молекул ПАВ на границе раздела фаз газ - жидкость приводит к количественному и качественному изменению процессов межфазного взаимодействия, пленки ПАВ на твердой поверхности защищают металл от коррозии, обладают гидрофобизирующими свойствами, способствуют очистке поверхностей от отложений и т.д.
Все ПАВ объединяет то, что их применение обусловлено адсорбцией на границах раздела фаз и способностью понижать поверхностное натяжение. Эти их свойства определяются дифильностью молекул, т.е. наличием в них гидрофильных и гидрофобных центров. Гидрофильной частью молекул ПАВ могут1 быть карбоксильная СОО", сульфатная SO3, сульфонатная OSO3 группы и т.д. Гидрофобная часть состоит чаще всего из парафиновой цепи, бензольного или нафталинового кольца с алькольными радикалами.
По химической природе все ПАВ делят на четыре класса: 1) анионоактивные; 2) катионоактивные; . 3) амфолитные; 4) неионогенные.
Первые три класса ПАВ, называемые ионогенными, в водном растворе диссоциируют: анионоактивные — с образованием отрицательно заряженных поверхностно-активных ионов; катионоактивные - с образованием положительно заряженных поверхностно-активных ионов; амфолитные — с образованием соединений, которые в зависимости от характера среды обладают анионо- или катионоактивным характером. Неионогенные ПАВ в водном растворе не образуют ионов. Растворимость их обусловлена функциональными группами, имеющими сильное сродство к воде.
В отдельную группу выделяются высокомолекулярные (полимерные) ПАВ, состоящие из большого числа повторяющихся звеньев, каждое из которых имеет полярные и неполярные группы.
Адсобрционная активность, структура, свойства адсорбционных слоев и их влияние на условия взаимодействия граничащих фаз различны для ПАВ разной природы и строения.
По практической значимости ПАВ делятся на две неравноценные группы: истинные растворы и коллоидные (мылоподобные) растворы.
К первой группе относят вещества, имеющие недостаточно полярную гидрофильную группу (спирты) либо мало разветвленный углеводородный радикал (низшие жирные кислоты и их соли). Истинно растворимые ПАВ не образуют мицеллярных структур ни в объеме раствора, ни в адсорбционных слоях, не проявляют стабилизирующих свойств, солюбилизирующего и моющего действия. Они являются лишь слабыми смачивателями и пенообразователями.
Молекулы коллоидных ПАВ имеют разветвленные углеводородные радикалы и сильно гидрофильные полярные группы. Из наиболее характерных свойств этих соединений необходимо отметить следующие: способность понижать поверхностное и межфазное натяжение в разбавленных растворах вследствие адсорбции и ориентации молекул на поверхности раздела фаз; незначительную максимально возможную концентрацию их в растворе в молекулярной или ионной форме, выше которой ПАВ приобретают коллоидную структуру в результате образования в объеме раствора коллоидных агрегатов — мицелл; способность растворять в относительно разбавленных водных растворах соединения, нерастворимые в обычных условиях в воде (это свойство ПАВ называют солюбилизацией).
Способность к мицеллообразованию в сочетании с высокой поверхностной активностью обусловливает высокую эффективность их стабилизирующего, эмульгирующего, смачивающего и моющего действий.
Поверхностную активность ПАВ харктеризуют максимальной производной поверхностного натяжения по концентрации
Gm =-do/dc, с -* 0. (1.1)
(1.2)(1.2)Ее оценивают и отношением максимального понижения поверхностного натяжения к наименьшей концентрации, при которой оно достигается, Оо — Дмии G — смин
(1.2)
(1.2)
Для коллоидных ПАВ наименьшее поверхностное натяжение достигается при концентрации, равной критической концентрации мицелло- образования (ККМ). Для большинства коллоидных ПАВ значение а0 - оМИн приблизительно одинаково [(40^-45) • 10"3 Н/м], ККМ же различается на два-три порядка. Поэтому можно считать, что поверхностная активность коллоидных ПАВ обратно пропорциональна ККМ. Это указывает на связь поверхностных и объемно-коллоидных свойств водных растворов ПАВ.
Связь между поверхностным натяжением, адсорбцией ПАВ и его концентрацией в растворе описывается уравнением Гиббса
где Г — адсорбция; R — газовая постоянная; Т — температура.
В результате ориентированной адсорбции на границе раздела фаз жидкость — газ ПАВ образуют мономолекулярный слой, причем гидратирующая группа будет ориентирована к воде, а гидрофобный углеводородный радикал направлен в газовую фазу. Состояние таких слоев может быть газообразным или конденсированным в зависимости от структуры молекул или ионов, концентрации ПАВ, температуры и т.д. В случае ионогенных ПАВ состояние адсорбционных слоев зависит также от потенциала двойного электрического слоя, обусловленного ориентацией молекул или ионов.
На поверхности раздела твердое тело — раствор в ряде случаев может иметь место обратная ориентация молекул (ионов) в монослое - их гидрофильные группы оказываются связанными с твердой поверхностью, а углеводородные цепи направлены в водную фазу. Адсорбция такого типа происходит, когда на поверхности металла имеются полярные участки, избирательно взаимодействующие с гидрофильными группами.
Образовавшийся защитный по потношению к внешним воздействиям слой характеризуется изменением гидрофильно-гидрофобных свойств поверхности, т.е. изменением угла смачивания 6. Иногда адсорбция коллоидных электролитов на поверхности раздела твердое тело — раствор происходит в две стадии: длинноцепочные ионы сначала образуют первый монослой, на котором возникает второй слой с нормальной ориентацией.
Адсорбция на поверхности раздела твердое тело — раствор - сложное явление, зависящее от таких факторов, как природа адсорбента и адсорбата, температура, pH среды и т.д. Адсорбция коллоидных ПАВ обычно уменьшается с повышением температуры вследствие увеличения растворимости ПАВ. Адсорбция катионоактивных ПАВ увеличивается с ростом pH, а анионоактивных — уменьшается.
При изучении свойств ПАВ большое внимание уделяется объемным свойствам, т.е. способности к мицеллообразованию (образованию агрегатов молекул) при определенной концентрации ПАВ в растворе. Исходя из значения ККМ можно оценить изменение термодинамических функций в точке мицеллообразования, зависимость поверхностного натяжения от концентрации, равновесное распределение ПАВ между объемом и поверхностью, влияние добавок ПАВ на поверхностную активность. Значение ККМ зависит от строения ПАВ (длины углеводородного радикала, его циклизации и разветвления, наличия двойной связи, гетероатомов и т.д.), добавок электролитов, природы растворителя, температуры и т.д.
Критическая концентрация мицеллообразования существенно влияет на характер адсорбции ПАВ. При концентрации растворов ниже ККМ происходит ориентация ПАВ с закреплением функциональных групп на твердой поверхности (в частности, поверхности оксидов металлов) силами электростатического притяжения или химическими силами.
В обоих случаях степень и прочность адсорбционного взаимодействия зависят от природы твердой поверхности, ее заряда, предварительной обработки и pH среды.
Переход ПАВ из молекулярной формы в мицеллярную приводит к изменению адсорбционных свойств. В этом случае адсорбция ПАВ происходит как в молекулярной, так и в мицеллярной форме.
Одним из свойств ПАВ, как указано выше, является смачивание твердого тела, которое определяется ориентированной адсорбцией молекул (ионов) ПАВ на границе раздела жидкость — твердое тело. В одних случаях в присутствии ПАВ смачивание повышается, в других понижается. Характер влияния ПАВ на смачивание зависит от молекулярных свойств смачиваемой поверхности и химической природы ПАВ.
Важной особенностью ПАВ является способность к моющему действию, которая характеризуется в основном следующим. В присутствии ПАВ снижается поверхностное натяжение раствора, тем самым улучшается смачивание материала моющей жидкостью (жидкость проникает в тонкие капилляры загрязненной поверхности). Молекулы ПАВ, адсорбируясь на поверхности и частицах загрязнений, создают хорошо гидратированный адсорбционный слой. Возникающие расклинивающие силы способствуют отрыву частиц загрязнений от поверхности и переходу Их в моющую жидкость. Адсорбционные пленки ПАВ на поверхности частиц загрязнений придают им высокую агрегативную устойчивость и препятствуют их повторному прилипанию к поверхности.
Подавляющая часть полученных результатов исследований по адсорбции ПАВ на межфазной поверхности относится к равновесным системам. Однако в реальных процессах, встречающихся в природе и используемых в технике (разрушение струй жидкости, образование и рост пузырей при кипении и т.д.), приходится иметь дело не с равновесной адсорбцией, а с кинетикой адсорбции.
Известно, что поверхностное натяжение только что образованной поверхности жидкости выше, чем равновесное значение, если в жидкости присутствуют добавки ПАВ. Это объясняется тем, что концентрация ПАВ на поверхности жидкости в период ее образования равна нулю, а с течением времени молекулы ПАВ аккумулируются на поверхности и понижают поверхностное натяжение.
Этот процесс протекает в две стадии: диффузия ПАВ из объема жидкости к поверхности и адсорбция ПАВ на поверхности. Часто только один из этих процессов определяет кинетику формирования слоя ПАВ на поверхности.
Для большинства изученных систем реальное время адсорбции существенно меньше времени диффузии [124]. Поэтому количество ПАВ, аккумулирующихся на границу раздела фаз, может быть рассчитано с помощью уравнения Гиббса
Эс _ Э2с
at дх2
где с — концентрация ПАВ в объеме жидкости; D — коэффициент диффузии; t — время; х — расстояние по вертикали от поверхности раздела фаз.
В [185] получено решение уравнения (1.4), описывающее изменение поверхностного натяжения в зависимости от времени.
где F = оо — ct — поверхностное давление; а0 - поверхностное натяжение в начальный период времени; а, — поверхностное натяжение в момент времени t; к — постоянная Больцмана; <3 — коэффициент адсорбции; с0 — концентрация ПАВ в объеме; D — коэффициент диффузии.
Через определенное время на поверхности устанавливается равновесная концентрация ПАВ, и тогда
F = кТРс0 = F0 (16)
— равновесное поверхностное давление.
Таким образом, без учета стадии адсорбции равновесное поверхностное давление есть линейная функция концентрации. Значение Р определяется для различных ПАВ из уравнения (1.6) по экспериментальной зависимости Fo =f(coy
По данным [154] уравнение (1.5) применялось для описания зависимости o(t) в реальных процессах.
Другой подход исключает диффузионный перенос. Кинетика формирования слоя ПАВ рассматривается за счет процесса адсорбции и десорбции. В [157] предложено следующее уравнение:
Г(^ = ^^^- (1-ехр [-(с0Л£а-Кр)г] } , (1.7) с0Л ка + кр
где Гто — предельная адсорбция; А — коэффициент; ка — коэффициент адсорбции; с0 — концентрация ПАВ в объеме жидкости; кр — коэффициент десорбции; Г — время.
Ряд исследователей решает задачу формирования адсорбционного слоя ПАВ на границе раздела фаз путем совмещения уравнений диффузионного потока и результирующего потока вследствие адсорбции- десорбции.
Физико-химические свойства пленкообразующих аминов
Многообразие положительных свойств ПАВ выдвинуло перед исследователями проблему выбора оптимальных добавок для регулирования физических процессов в различных отраслях промышленности. Так, применительно к условиям работы теплоэнергетического оборудования основными критериями выбора ПАВ являются: существенное
Таблица 1.1. Массовая растворимость ОДА в некоторых растворителях, %
t,°c
Этил ацетат
Ацетон
Трнхлор- метан
Метанол
Изопропанол
Бутанол
20
'9,5
—
31,9
15,6
30,0
22,7
30
27,0
0,1
63,0
95,0
80,0
75,0
40
100,0
3,7
149,0
256,0
228,а
208,0
50
845,0
17,0
845,0
1440,0
1330,0
1240,0
снижение поверхностного натяжения (на 40—50%); значительная адсорбция на жидких и твердых поверхностях; ингибирование коррозии; диспергирование парокапельных и пузырьковых сред; обеспечение щелочной реакции; отсутствие пенообразования; паролетучесть (коэффициент распределения между кипящей водой и насыщенным паром Лр > 1); термостойкость; низкая степень деструкции; отсутствие гелеобразования при низких температурах водного раствора ПАВ; минимальная токсичность и биологическая разлагаемость; отсутствие галогенидов и соединений серы; негорючесть; наличие надежного источника получения ПАВ; его невысокая стоимость.
Систематические исследования, проведенные в этом направлении, показали, что в наиболее полной степени указанным критериям отвечают пленкообразующие алифатические амины, в частности октадециламин (ОДА). ОДА (стериламин, 1-амино-октадекан) относится к классу высших алифатических аминов и является подщелачивающим органическим соединением из углеводородов с концевой катионоактивной группой. Формула этого вещества может быть записана в следующем виде:
СНз - (СН2)17 -nh2 -* c18h37nh2.
Октадециламин — белое воскообразное вещество с температурой плавления 52,50 °C. Благодаря наличию значительного дипольного момента и гидратирующей полярной группы ОДА имеет сродство к воде, хотя вследствие длинной цепи углеводородного радикала Ci8 практически не растворяется в воде, но при повышенной температуре и интенсивном перемешивании образует устойчивую эмульсию. ОДА хорошо растворяется в органических растворителях, при повышении температуры его растворимость возрастает (табл. 1.1) [166],
Массовая растворимость ОДА в системе этиловый спирт — вода в соотношении 95:5 приведена ниже:
Температура, С ....020304050
Массовая растворимость
ОДА, % 0,16,742,873,794,2
Рис. 1.1. Зависимость растворимости ОДА в воде от температурыРис. 1.1. Зависимость растворимости ОДА в воде от температуры
Рис. 1.1. Зависимость растворимости ОДА в воде от температуры
Рис. 1.1. Зависимость растворимости ОДА в воде от температуры
Растворимость ОДА в воде для области низких концентраций (с < < 0,001 %) в зависимости от температуры представлена на рис. 1.1. Результаты получены с помощью измерения светопропускания воды с добавками ОДА при охлаждении пробы в измерительной кювете от 100 до 25 °C со скоростью 2 ° С/мин. Линия 1 описывает функцию молекулярной растворимости ОДА. После достижения точки Крафта в растворе появляются мицеллы. Линия 2 отвечает фазовому переходу макрочастицы ОДА — мицеллы, а линия 3 показывает переходы мицеллы — молекулярный раствор.
Октадециламин можно отнести к неионогенным ПАВ вследствие его малой степени диссоциации в воде. В [138] при измерении эквивалентной электрической проводимости первичных аминов (в том числе ОДА) в разбавленном этиловом спирте были получены зависи-
Рис. 1.2. Кривые давления насыщения паров ОДА 1 и воды 2Рис. 1.2. Кривые давления насыщения паров ОДА 1 и воды 2Рис. 1.3. Зависимость плотности и поверхностного натяжения ОДА от температурыРис. 1.3. Зависимость плотности и поверхностного натяжения ОДА от температуры
Рис. 1.2. Кривые давления насыщения паров ОДА 1 и воды 2
Рис. 1.2. Кривые давления насыщения паров ОДА 1 и воды 2
Рис. 1.3. Зависимость плотности и поверхностного натяжения ОДА от температуры
Рис. 1.3. Зависимость плотности и поверхностного натяжения ОДА от температуры
Рис. 1.4. Кинематическая вязкость водного раствора ОДАРис. 1.4. Кинематическая вязкость водного раствора ОДАРис. 1.5. Изменение коэффициента поверхностного натяжения воды в зависимости от концентрации ОДА (t = 22 °C)Рис. 1.5. Изменение коэффициента поверхностного натяжения воды в зависимости от концентрации ОДА (t = 22 °C)
Рис. 1.4. Кинематическая вязкость водного раствора ОДА
Рис. 1.4. Кинематическая вязкость водного раствора ОДА
Рис. 1.5. Изменение коэффициента поверхностного натяжения воды в зависимости от концентрации ОДА (t = 22 °C)
Рис. 1.5. Изменение коэффициента поверхностного натяжения воды в зависимости от концентрации ОДА (t = 22 °C)
мости, которые позволили экстраполировать полученные результаты в область чистой воды. Константа диссоциации ОДА в воде при 298 К соответствует 4-10" 4.
Теплофизические свойства ОДА приведены ниже:
Молекулярная масса Газовая постоянная Температура плавления Критическая температура Критическое давление Критический объем ПлотностьКинематическая вязкостьМолекулярная масса Газовая постоянная Температура плавления Критическая температура Критическое давление Критический объем ПлотностьКинематическая вязкостьМ 269,5
Молекулярная масса Газовая постоянная Температура плавления Критическая температура Критическое давление Критический объем Плотность
Кинематическая вязкость
Молекулярная масса Газовая постоянная Температура плавления Критическая температура Критическое давление Критический объем Плотность
Кинематическая вязкость
Л 30,9 Дж/ (кг * °C)
Гдл 325,65 К
Ткр 772,49 К
РКр 1,26 МПа У^ 3,93-10”3 м3/кг р 998,2 кг/м3
V 1,01 - НГ6 м2/с
Значения плотности р, давления насыщения ps и поверхностного натяжения о ОДА при различных температурах представлены на рис. 1.2, 1.3. На рис. 1.4. представлена зависимость вязкости v водного раствора ОДА от его концентрации.
Плотность смеси р в зависимости от концентрации ОДА в воде (f = 20 °C) дана ниже:
Концентрация в воде: мг/л 0513266767
р,кг/мэ 998,2998,2998,2998,2998,1998,0
Важным свойством ОДА является его способность понижать поверхностное натяжение на границе раздела фаз жидкость — газ в результате адсорбции слабо взаимодействующих между собой молекул ОДА в поверхностном слое.
Адсорбируясь на жидкой поверхности, ПАВ могут образовывать различные типы пленок: газообразные, жидкие и твердые. На поверхности воды ОДА при t = 48 °C дает жидко растянутую пленку, каждая молекула при этом занимает площадь 50 = 4,8-10’19 м2. С ростом тем- 14
Таблица 1.2. Адсорбция ОДА на оксидах железа
Г, °C Fe3O4Fe2O3
мкмоль ОДА/м2 мкмоль ОДА/м2
t, °C Fe3O4Fe2O3
мкмоль ОДА/м2 мкмоль ОДА/м2
25714
802-3,55-7,5
1501
2200,5-1
пературызта пленка превращается в газообразную (So = 7,6-10“19 м2), с понижением — в твердую (So - 2,1 -10“19 м2).
На рис. 1.5 представлена изотерма поверхностного натяжения водного раствора ОДА в зависимости от его концентрации. Видно, что максимальное значение До = Оо — ^ода^29 ЛО-3 Н/м достигается при концентрациях с = 3*г5 мг/л.
В J136] изучалась адсорбция ОДА на металлических поверхностях. На основании полученных данных сделан вывод о том, что адсорбция ОДА на оксидированной поверхности металла начинается с физической адсорбции, которая переходит в хемосорбцию, причем с повышением температуры этот процесс ускоряется. У оксидной поверхности происходит частичное превращение ОДА во вторичный и третичный амины.
Согласно [174] при Т = 295 К плотность покрытия поверхности порошка железа октадециламином составляет 70—80% (при выдержке в течение 2 ч в растворе ОДА концентрацией с = 5 мг/л). Площадь молекулы ОДА на поверхности составляла 3,8Л0~19 м2- Следует также отметить, что около 90% находящегося на поверхности ОДА адсорбируется через 10 мин, а адсорбционное равновесие достигается через 6—7 ч.
В [105] определена адсорбция ОДА на оксидах железа при различных температурах раствора. Приведенные в табл. 1.2 данные свидетельствуют о том, что в исследованном диапазоне температур образующаяся на гематите пленка ОДА является бимолекулярной, а на магнетике — молекулярной. С увеличением температуры предельная адсорбция ОДА на поверхности металла уменьшается.
Проведенные в МЭИ экспериментальные исследования удельной сорбции ОДА на разных металлах показали, что в диапазоне температур t = 85-7-160 °C при равной концентрации ОДА в водном растворе масса адсорбированного ОДА возрастает в последовательности: аустенитная сталь, перлитная сталь, медь—латунь (пропорция 1:1, 5:1, 7:1). Полученная закономерность хорошо согласуется, с возрастанием изоэлектрической точки поверхности исследованных материалов, что позволяет предположить существенную роль электростатических сил при сорбции ОДА на металлических поверхностях.
При ориентированной адсорбции ОДА на поверхности металлов, при которой полярная группа направлена в сторону более полярной
Таблица 1.3. Значения основности (pKg) для ОДА и различных азотсодержащих соединения .
Соединение
Химическая формула
Основность корректирующих добавок pKg
Соединение
Химическая формула
Основность корректирующих добавок pKg
Пиперидин
CSH1ONH
2,79
Аммиак ,
NH3
4,75
Октадеци-
CigH37NH2
3,38
Гидразин
N2H4
5,77
ламин
Морфолин
c4h9no
6,21
твердой фазы, а углеводородный радикал ориентирован в водную фазу, достигается максимальная гидрофобность поверхности. Покрытое такое гидрофобной ’’щеткой” ранее гидрофильное тело становится гидрофобным.
Одним из показателей смачивания является краевой угол смачивания жидкости на твердой поверхности 0. Максимальный краевой угол смачивания после обработки малоуглеродистой стали в водном растворе ОДА (с - 3 мг/л) составляет 0 = 105° (без обработки 0 = 19°).
Адсорбированный слой молекул ОДА предохраняет металл от коррозии. Если сравнить значение основности pKg для ОДА и других азотсодержащих соединений, применяющихся в паросиловых установках в качестве ингибитора коррозии, то следует отметить, что ОДА является одним из наиболее сильных летучих оснований, уступаюющих только пиперидину (табл, 1.3) [48].
В МЭИ были проведены исследования термостойкости ОДА в водных эмульсиях и распределения его между кипящей водой и паром [8]. Показано, что уже при 95 °C начинается термолиз ОДА, так как в паре над его водной эмульсией фиксируется один из продуктов термолиза — аммиак.. При высоких параметрах в паровой и жидкой фазах среди продуктов термолиза кроме аммиака содержатся также некон- денсирующиеся газы (Н2, СО, СН4) в массовой концентрации менее 1 % первичной концентрации ОДА.
Сделано предположение о механизме термолиза ОДА. Первой ступенью термолиза является превращение ОДА в диоктадециламин по уравнению реакции
2C18H37NH2 ^C18H37-NH-C18H37+NH3.
•Согласно оценочным расчетам при 230 °C количество ОДА, перешедшего в ди-ОДА, составляет около 40%. Возможно также образование триоктадециламина с выделением аммиака и прямое дезаминирование амина с образованием алкена
C18H37NH2-> С17Н34+СН2 + NH3.
FFРис. 1.6. Концентрация аммиака, выделившегося при разложении ОДА при различных временах выдержки и температурах, отнесенная к остаточной концентрации ОДА:1 -r=3OO°C; 2-t=25O°C; 3 - t =120^140 ° СРис. 1.6. Концентрация аммиака, выделившегося при разложении ОДА при различных временах выдержки и температурах, отнесенная к остаточной концентрации ОДА:1 -r=3OO°C; 2-t=25O°C; 3 - t =120^140 ° С
F
F
Рис. 1.6. Концентрация аммиака, выделившегося при разложении ОДА при различных временах выдержки и температурах, отнесенная к остаточной концентрации ОДА:
1 -r=3OO°C; 2-t=25O°C; 3 - t =120^140 ° С
Рис. 1.6. Концентрация аммиака, выделившегося при разложении ОДА при различных временах выдержки и температурах, отнесенная к остаточной концентрации ОДА:
1 -r=3OO°C; 2-t=25O°C; 3 - t =120^140 ° С
Рис. 1.7. Доля первичного, вторичного н третичного амина при различной выдержке ОДА при t = 300 °C:
1 — ОДА; 2 - сумма ОДА и диоктадециламина; 3 - сумма ОДА, диоктадециламина и триоктадециламина
В Институте энергетики (ГДР) исследовался термолиз ОДА в водной эмульсии при t = 250 и 300 °C в статических условиях в присутствии магнетита. Анализ результатов производился с помощью определения содержания аммиака в газовой фазе и остаточной концентрации ОДА в растворе (рис. 1.6). На рис. 1.7. приведены графики зависимости концентраций первичного, вторичного и третичного аминов при различном времени выдержки амина в автоклаве. На основании экспериментальных данных для реакций преобразования ОДА в ди-ОДА рассчитаны периоды полураспада ОДА, которые составляют 600 ч для
Рис. 1.8. Коэффициент распределения ОДА в зависимости от его концентрации в воде:Рис. 1.8. Коэффициент распределения ОДА в зависимости от его концентрации в воде:
Рис. 1.8. Коэффициент распределения ОДА в зависимости от его концентрации в воде:
Рис. 1.8. Коэффициент распределения ОДА в зависимости от его концентрации в воде:
/-Р = 2,9 МПа; 2-Р =15,2 МПа
Рис. L9- Зависимость коэффициента распределения ОДА от pH: 1 -Р=2,9 МПа; 2-Р = 15,2 МПа
t = 250 °C и 6 3 ч при t = 300 °C. Установлена также повышенная термостойкость вторичных аминов по сравнению с первичными. Это обстоятельство является важным для практического применения аминов, так как ди-ОДА обладает такими же поверхностно-активными свойствами, как и ОДА.
Октадециламин является паролетучим веществом, т.е. коэффициент его распределения, рассчитанный как отношение концентрации в насыщенном паре к концентрации в жидкой фазе, больше единицы. Интенсивность перехода ОДА из воды в насыщенный Пар возрастает с ростом pH раствора и концентрации ОДА в воде для давлений около десятков атмосфер и не зависит от pH и концентрации с увеличением давления (рис. 1.8, 1.9).
Как показали исследования [146], ОДА является нетоксичным веществом.
Глава вторая
ГИДРОДИНАМИКА ОДНОФАЗНЫХ СРЕД
С ДОБАВКАМИ ПАВ И ПОЛИМЕРОВ
Гидродинамическое сопротивление
в потоках жидкости с ПАВ
Одним из важных эффектов использования ПАВ в потоке жидкости является эффект Томса [178], проявляющийся в значительном снижении гидродинамического сопротивления (до 80 %). Это положило начало широким исследованиям течений с добавками высокомолекулярных ПАВ, существенно расширяющих рамки классической гидродинамики ньютоновских жидкостей. В дальнейшем эти исследования распространились и на низкомолекулярные ПАВ. В данной главе рассматриваются основные закономерности однофазных течений, в основном турбулентных с добавками высоко- и низкомолекулярных ПАВ.
Течения с добавками высокомолекулярных ПАВ. Публикация [178] в 1949 г., в которой экспериментально обнаружено существенное снижение коэффициента трения при турбулентном течении в трубе с малыми добавками высокомолекулярного полимера, положила начало широким исследованиям влияния добавок ПАВ на гидродинамическое сопротивление турбулентных потоков жидкости.
Наиболее исследованы течения водных растворов с добавками полиокса (полиэтиленоксида), полиакриламида, гуаровой смолы.
На основании обобщения и анализа экспериментальных исследований интегральных характеристик потока жидкости с добавками полимеров обнаружены следующие определяющие моменты:
влияние добавок ПАВ отмечается, как привало, лишь в переходных и турбулентных режимах течения и проявляется, начиная с неко- 18
торых значений чисел Рейнольдса Re > ReKp и концентраций добавок с, где ReKp — число Рейнольдса, соответствующее переходу ламинарного течения в турбулентное*;
наблюдается процесс ламинаризации пограничного слоя с соответствующим изменением характера зависимости коэффициента гидродинамического сопротивления X от Re [X = X (Re) ];
зависимость гидродинамического сопротивления X от концентрации добавок с имеет экстремальный характер, при этом Хмин и сопт определяются как характером течения, так и типом добавки, в частности ее молекулярной массой и физико-химическими свойствами растворителя;
с увеличением Re гидродинамическое сопротивление снижается, достигая некоторого минимума, при этом значение сопт смещается в сторону больших значений;
высокомолекулярные ПАВ подвержены разрушению (деструкции), что приводит к снижению или исчезновению эффекта уменьшения сопротивления при неоднократном использовании раствора.
Эти основные моменты и зависимости рассмотрим на примерах.
Течения в гладких трубах. Характерные зависимости коэффициен- _ _ nd
та сопротивления трения X от числа Rej = — для разных концентра- v
ций водных растворов с полимерными добавками при течении в гладких трубах приведены на рис. 2.1 [102]. Число Retf определялось по среднерасходной скорости и, диаметру трубы d и вязкости раствора V. Видно, что с некоторого порогового числа Renop коэффициент сопротивления трения снижается по сравнению с турбулентным течением чистого растворителя (в данном случае воды). При этом зависимость X = X(Re) приближается к кривой, характеризующей ламинарное течение. Как правило, с ростом концентрации эффект уменьшения сопротивления возрастает, достигая максимума, и затем несколько снижается. Для некоторых полимеров, таких, как полиокс или полиакриламид, даже при малых концентрациях с ^ 10"3% снижение сопротивления может достигать 40—50%. С точки зрения минимальной концентрации, необходимой для получения требуемого снижения X, наиболее эффективными являются полиоксиэтилен (полиокс), затем полиакриламид (ПАА) и гуаровая смола. Например, для достижения 67% снижения сопротивления при течении в гладкой трубе для Re^ = 1,4-104 необходимая концентрация полиоксиэтилена WSR-301 с = 10“3%, полиакриламида 2-10"2%, гуаровой смолы 4-КГ2 %. Эксперимен-
Опыты показывают, что даже после начала перехода в турбулентный режим течения (т.е. после достижения критического числа Re) обычно имеется область изменения чисел Re, в которой еще нет заметного различия в поведении раствора и растворителя. В этой связи число Re, начиная с которого проявляется влияние добавок на сопротивление, в литературе часто называют пороговым числом Рейнольдса Renop [72].
Рис. 2.2. Максимальное снижение сопротивления трения Э = Х/Хлам в зависимости от числа Re^ при течении в трубах водных растворов полиэтиленоксида:1 - d = 1,09Ю~3 м, с = ЗЮ"3 %; 2 - d=4,610-3 м, с = З-Ю"3 %; 3 - d = = 1,02-10”2 м, с - 310"3 %; 4 - d = 1.02Ю"2, с =10"3%; 5 - d- 1,09-10"3 м, с = 10"2%; 6-d = 4,610"3 м,с = Ю"2 %; 7 - d = 1,02-Ю"2 м, с = 10” 2 %Рис. 2.2. Максимальное снижение сопротивления трения Э = Х/Хлам в зависимости от числа Re^ при течении в трубах водных растворов полиэтиленоксида:1 - d = 1,09Ю~3 м, с = ЗЮ"3 %; 2 - d=4,610-3 м, с = З-Ю"3 %; 3 - d = = 1,02-10”2 м, с - 310"3 %; 4 - d = 1.02Ю"2, с =10"3%; 5 - d- 1,09-10"3 м, с = 10"2%; 6-d = 4,610"3 м,с = Ю"2 %; 7 - d = 1,02-Ю"2 м, с = 10” 2 %Рис. 2.1. Характерные зависимости влияния добавок полиакриламида на снижение сопротивления при течении воды в трубах:d = 3,5510~2 м; 1 — с =5-10”4 %; 2 - с =210~3 %; J-c=510"3%Рис. 2.1. Характерные зависимости влияния добавок полиакриламида на снижение сопротивления при течении воды в трубах:d = 3,5510~2 м; 1 — с =5-10”4 %; 2 - с =210~3 %; J-c=510"3%
Рис. 2.2. Максимальное снижение сопротивления трения Э = Х/Хлам в зависимости от числа Re^ при течении в трубах водных растворов полиэтиленоксида:
1 - d = 1,09Ю~3 м, с = ЗЮ"3 %; 2 - d=4,610-3 м, с = З-Ю"3 %; 3 - d = = 1,02-10”2 м, с - 310"3 %; 4 - d = 1.02Ю"2, с =10"3%; 5 - d- 1,09-10"3 м, с = 10"2%; 6-d = 4,610"3 м,с = Ю"2 %; 7 - d = 1,02-Ю"2 м, с = 10” 2 %
Рис. 2.2. Максимальное снижение сопротивления трения Э = Х/Хлам в зависимости от числа Re^ при течении в трубах водных растворов полиэтиленоксида:
1 - d = 1,09Ю~3 м, с = ЗЮ"3 %; 2 - d=4,610-3 м, с = З-Ю"3 %; 3 - d = = 1,02-10”2 м, с - 310"3 %; 4 - d = 1.02Ю"2, с =10"3%; 5 - d- 1,09-10"3 м, с = 10"2%; 6-d = 4,610"3 м,с = Ю"2 %; 7 - d = 1,02-Ю"2 м, с = 10” 2 %
Рис. 2.1. Характерные зависимости влияния добавок полиакриламида на снижение сопротивления при течении воды в трубах:
d = 3,5510~2 м; 1 — с =5-10”4 %; 2 - с =210~3 %; J-c=510"3%
Рис. 2.1. Характерные зависимости влияния добавок полиакриламида на снижение сопротивления при течении воды в трубах:
d = 3,5510~2 м; 1 — с =5-10”4 %; 2 - с =210~3 %; J-c=510"3%
тально показано, что для определенного числа Rej каждый полимер может давать свое максимальное снижение сопротивления для данной трубы при соответствующем подборе концентрации. Для растворов полиоксиэтилена зависимость такого максимума от числа Re для разных диаметров труб и концентраций приведена на рис. 2.2. Максимальное снижение сопротивления достигает примерно 80% того значения, которое было бы, если бы течение при данном Re стало ламинарным. Установлено [18], что максимальное уменьшение сопротивления гладких труб при течении слабых растворов высокомолекулярных полимеров описывается универсальной асимптотой, которая не зависит от их характеристик. Вид этой асимптоты аналогичен зависимости, описывающей турбулентное трение при течении в гладких трубах,
X-°-s = al6(Red^ -Ь, (2.1)
где а = 4,0, b = 0,4 — для ньютоновских жидкостей; а = 19,0, b = 32,4 — для растворов полимеров.
В [34] приводится выражение, аналогичное (2.1), для определения максимального снижения сопротивления с иными константами: а = = 9,2 и b = 19,8. Значения а = 9,5 и b = 19,1 получены в [24]. z
Влияние геометрических размеров труб. В [102, 170, 177] отмечается влияние диаметра трубы на коэффициент трения при определенном числе Re, при этом с ростом числа Re влияние диаметра становится менее существенным. Необходимо заметить, что число Re в этих случаях определялось по диаметру трубы. Кроме того, эксперименты проводились в условиях сравнительно малых диаметров труб и ограниченного диапазона чисел Re. Отдельные исследования [130] тече-
he, 2.3. Зависимость коэффициента сопротивления X от числа Re для течения бды и раствора полиокса концентрации с = 7-10”4 % в трубах диаметром 3,5 х
м № и 0,514 м (6) :
\ L 3 - вода; 2 - раствор полиокса
бия раствора полиакриламида с концентрацией с = 5-10*3% в трубе f ■ 0,254 м при числах Rej = (104-Ы05)-7 показали, что и в трубах достаточно большого диаметра можно ожидать значительного снижения сопротивления - до 40%. Однако на основании этих опытов трудно заключить, насколько эффективно влияние добавок полимеров в Зависимости от диаметра трубы. С целью сопоставления влияния доба- Юк полимера для труб существенно разных диаметров (d = 0,035 м и <а * 0,514 м) проведены исследования в [35].
Опыты проводили на двух различных установках. Течение в трубе Малого диаметра (dv = 0,035 м) исследовали на типовой гидравлической установке замкнутого типа [49]. Труба большого диаметра (d2 = * 0,514 м) была смонтирована на гидростенде, работающем по разомкнутому циклу. Прямолинейный участок, на котором производили Намерения, имел длину I = 25 м (// d ^ 50).
К Измерения сопротивления трения чистой жидкости (воды) при течении в трубе dx =0,035 мири Rej = l О4 ^2- 10s и в трубе d^ =0,514м при Re^ = (1,8-г5,2) 106 свидетельствуют о развитом турбулентном режиме течения (рис. 2.3). При исследованйи течения водного раствора Полимера в качестве добавки использовали полиокс марки WSR-301 £ концентрацией с = 7-10"4 %.
> Опыты с трубой большого диаметра повторяли 3 раза, и результаты
были одинаковыми. В каждом опыте раствор проходил через насос 1 раз. Одновременно с опытами на большой трубе были проведены испытания этого же раствора на трубе d = 0,035 м, также с однократным Прохождением контура. Таким образом, качество раствора в обоих случаях было одинаковым. Результаты исследований приведены на рис* 2.3. Анализ опытных данных показал, что максимальное снижение сопротивления е = (Xq - Хр)/Х0 (т.е. эффективность одного и того же раствора) для труб dx и d2 оказалось практически одинаковым и равным е = 20%. На основании этого сделано заключение, что максимальное снижение сопротивления трения в технически гладких трубах определяется только концентрацией раствора используемого полимера и не зависит от диаметра трубы.
Рис. 2.4. Обобщенные зависимости коэффициентов сопротивления от числа Re для высокоэффективных растворов полимеров при течении в трубах:Рис. 2.4. Обобщенные зависимости коэффициентов сопротивления от числа Re для высокоэффективных растворов полимеров при течении в трубах:2 - d = 9,7510 3 м, с = 10 5 г/см3; 2 - d = 9.7510-3, с =510 s; 3-d = = 9,75-Ю"3; с=5-10"6; 4 - d = 9,75-Ю-3, с = 10"4; 5-d=2,0910'2,c=10"s; 6 - d = 2.0910-2, с = 510~s; 7 - d = 3.5510-2, с = 10-s; 8 - d = 3,5510~2, c =510~$; 9 - d = 2,09 IO-2, c =710~s; 10 - d = 3,5510~2; c = 710~s; 11 - d = 1.0210"2, c =6,6 10"$; 12 - d = l,0210"2, c = 5HT4; 13 - d = 1.02-10'2. c = 3,3-10 s; 14 - d = \,02-10 2,c = 5-10-4; 1-8 - для полиокса ЗОГ, 9-10 —для ПААМ; 11-12 - для полиокса соответственно- 301, Р35 , 205; I - Х = 64/Re; II - 1/V^ = 9,61g Re VX- 19,2; III - 1/VX = 9,21g Re V^- 19,6; IV - 11>Д = = 211g Re \/X"—0,82 - d = 9,7510 3 м, с = 10 5 г/см3; 2 - d = 9.7510-3, с =510 s; 3-d = = 9,75-Ю"3; с=5-10"6; 4 - d = 9,75-Ю-3, с = 10"4; 5-d=2,0910'2,c=10"s; 6 - d = 2.0910-2, с = 510~s; 7 - d = 3.5510-2, с = 10-s; 8 - d = 3,5510~2, c =510~$; 9 - d = 2,09 IO-2, c =710~s; 10 - d = 3,5510~2; c = 710~s; 11 - d = 1.0210"2, c =6,6 10"$; 12 - d = l,0210"2, c = 5HT4; 13 - d = 1.02-10'2. c = 3,3-10 s; 14 - d = \,02-10 2,c = 5-10-4; 1-8 - для полиокса ЗОГ, 9-10 —для ПААМ; 11-12 - для полиокса соответственно- 301, Р35 , 205; I - Х = 64/Re; II - 1/V^ = 9,61g Re VX- 19,2; III - 1/VX = 9,21g Re V^- 19,6; IV - 11>Д = = 211g Re \/X"—0,8
Рис. 2.4. Обобщенные зависимости коэффициентов сопротивления от числа Re для высокоэффективных растворов полимеров при течении в трубах:
Рис. 2.4. Обобщенные зависимости коэффициентов сопротивления от числа Re для высокоэффективных растворов полимеров при течении в трубах:
2 - d = 9,7510 3 м, с = 10 5 г/см3; 2 - d = 9.7510-3, с =510 s; 3-d = = 9,75-Ю"3; с=5-10"6; 4 - d = 9,75-Ю-3, с = 10"4; 5-d=2,0910'2,c=10"s; 6 - d = 2.0910-2, с = 510~s; 7 - d = 3.5510-2, с = 10-s; 8 - d = 3,5510~2, c =510~$; 9 - d = 2,09 IO-2, c =710~s; 10 - d = 3,5510~2; c = 710~s; 11 - d = 1.0210"2, c =6,6 10"$; 12 - d = l,0210"2, c = 5HT4; 13 - d = 1.02-10'2. c = 3,3-10 s; 14 - d = \,02-10 2,c = 5-10-4; 1-8 - для полиокса ЗОГ, 9-10 —для ПААМ; 11-12 - для полиокса соответственно- 301, Р35 , 205; I - Х = 64/Re; II - 1/V^ = 9,61g Re VX- 19,2; III - 1/VX = 9,21g Re V^- 19,6; IV - 11>Д = = 211g Re \/X"—0,8
2 - d = 9,7510 3 м, с = 10 5 г/см3; 2 - d = 9.7510-3, с =510 s; 3-d = = 9,75-Ю"3; с=5-10"6; 4 - d = 9,75-Ю-3, с = 10"4; 5-d=2,0910'2,c=10"s; 6 - d = 2.0910-2, с = 510~s; 7 - d = 3.5510-2, с = 10-s; 8 - d = 3,5510~2, c =510~$; 9 - d = 2,09 IO-2, c =710~s; 10 - d = 3,5510~2; c = 710~s; 11 - d = 1.0210"2, c =6,6 10"$; 12 - d = l,0210"2, c = 5HT4; 13 - d = 1.02-10'2. c = 3,3-10 s; 14 - d = \,02-10 2,c = 5-10-4; 1-8 - для полиокса ЗОГ, 9-10 —для ПААМ; 11-12 - для полиокса соответственно- 301, Р35 , 205; I - Х = 64/Re; II - 1/V^ = 9,61g Re VX- 19,2; III - 1/VX = 9,21g Re V^- 19,6; IV - 11>Д = = 211g Re \/X"—0,8
Обобщенные данные ряда исследователей по коэффициенту сопротивления трения для наиболее высокоэффективных растворов водорастворимых высокомолекулярных ПАВ (полиокса, ПАА, гауровой смолы), а также некоторые аналитические зависимости типа (2.1) представлены на рис. 2.4.
Пороговые напряжения трения. Зона перехода. Эффект снижения сопротивления при добавках полимеров начинает проявляться при достижении некоторого ’’порогового” состояния или, точнее, ’’порогового” значения напряжения сдвига тп. Как правило, это состояние наступает при числе Re > ReKp, соответствующем переходу от ламинарного течения к турбулентному. По представлениям [17] при достижении этих значений т молекулы полимеров в пристеночной области сдефор- мированы настолько, что оказываются способными к гашению высокочастотных турбулентных пульсаций.
Выше показано, что максимальное снижение гидродинамического сопротивления достигается при малых массовых концентрациях поли- 22
мерных добавок, когда вязкость раствора незначительно отличается эт вязкости растворителя. В ламинарном режиме раствор ведет себя, как ньютоновская жидкость и не приводит к росту ReKp. У различных веществ начало снижения гидравлического сопротивления соответствует разным пороговым напряжениям сдвига тп. Так, у полиокса тп меньше, чем у полиакриламида, а у последнего меньше, чем у гуаровой смолы.
При значительных напряжениях сдвига (80—100 Н/м2) и больших концентрациях с (около 0,1%) было отмечено влияние добавок полимеров на число ReKp, характеризующее переход от ламинарного течения к турбулентному. Из опытов [160] получены зависимости X = X(Re), характерные для ньтоновского ламинарного потока. Исследование сопротивления водных растворов полимеров в переходной области при течении в трубе малого диаметра приведено в [88]. В опытах использовали полимеры одного класса с линейными нераз- Ветвленными молекулами (в основном полиокс). В ходе эксперимента'изменяли длину молекул, температуру раствора и число Re. Зависимости, характеризующие задержку перехода для водных растворов полиокса WSR-301 и сепарана АР-30, приведены на рис. 2.5. Установлена малая задержка перехода от ламинарного течения к турбулентному в трубах малого диаметра при больших концентрациях полимеров" и максимальных скоростях потока, что может быть связано с деструкцией макромолекул полимера при сдвиге.
Влияние физических характеристик растворов. Деструкция полимеров. Экспериментальные исследования влияния добавок высокомолекулярных ПАВ показали, что любые макромолекулярные вещества достаточно большой молекулярной массы (М = 50000 и более) главным образом с линейной структурой молекул будут снижать гидравлическое сопротивление в любой жидкости, в которой они растворяются. При этом с увеличением молекулярной массы полимера при прочих равных условиях (Re = idem, однотипные полимеры) эффект снижения сопротивления растет. Влияние молекулярной массы полимеров и размера молекул на снижение сопротивления (уменьшение турбулентного напряжения трения т) иллюстрирует график на рис. 2.6 [46]. Исследовали различные виды полиокса при движении водных растворов полимеров в установке с коаксиальными цилиндрами, из которых наружный вращался. Выявлено, что к существенному снижению сопротивления приводят частицы с линейным размером около (1-г2)10~7 м. Кривая 1 на рис. 2.6 показывает снижение сопротивления с ростом молекулярной массы, хотя первопричиной в этом случае Является увеличение линейного размера молекул с ростом М полиокса. В этой связи был проведен эксперимент с растворами поли- электролито-калиевой соли полиакриловой кислоты (С2Н3СООН)И С концентрацией 0,01% при М = const и разных pH раствора. Опытами установлено, что с увеличением pH раствора от 1,1 до 10 степень снижения сопротивления возрастает от 14 до 36%. _
Рис. 2.5. Влияние концентрации полимера на критическое число перехода от ламинарного режима течения в турбулентный:
1, 2 - раствор полиокса XVSR-391 при температуре 24 и 4 °C; 3 - раствор се- парана АР-30 при Г =4 °C
Рис. 2.6._Влияние молекулярной массы М^ (кривая /) и линейного размера молекул (А2)1/2 (кривая 2) на эффект снижения сопротивления водных растворов полимеров
Так как увеличение pH в этом диапазоне приводит к росту линейного размера (7г2)015 макромолекулярного клубка от 5,9-10“8 до 1,5-10“7 м, то это и является основной причиной роста эффективности полимера (рис. 2.6, кривая 2). На основании проведенных опытов сформулированы основные требования к растворам полимеров, в которых должно наблюдаться снижение сопротивления трения: 1) полимер должен находиться в растворе в виде частиц с линейным размером около 10“7 м, имеющих асимметричную форму с удлинением примерно 5; 2) частицы должны находиться в растворителе на расстоянии друг от друга, существенно превышающем их линейные размеры.
В ряде работ отмечается связь между характерным размером макромолекулярных клубков £0, которые образуют цепи молекул полимеров в спокойном растворе, и пороговым напряжением трения т*.
Для слабых растворов полиокса, ПАА и гуаровой смолы на основании экспериментальных данных работ [16, 102, 197] эта связь может быть представлена в следующем виде:
т» = Р («0*)2;(2.2)
ри^Ь^р = Re^ * Ю-2.-(2.3)
Для наиболее интересных с точки зрения снижения сопротивления типов полимеров в спокойном растворе
£0 =« 1,9-Ю^М0’5,(2.4)
где М — молекулярная масса ПАВ (полимера).
Рис. 2-8- Зависимость степени снижения гидродинамического сопротивления е = = 1 — (^паА^о^ пРи теЧеНИИ раствора хлористого кальция с добавками полиакриламида в насосе в зависимости от числа циклов циркуляции (t = 15 °C):Рис. 2-8- Зависимость степени снижения гидродинамического сопротивления е = = 1 — (^паА^о^ пРи теЧеНИИ раствора хлористого кальция с добавками полиакриламида в насосе в зависимости от числа циклов циркуляции (t = 15 °C):Рис. 2.7. Влияние деструкции полимера на эффект снижения сопротивления (с - = 10-3%):1 - свежий раствор; 2—4 - растворы после одного, двух и трех прогоновРис. 2.7. Влияние деструкции полимера на эффект снижения сопротивления (с - = 10-3%):1 - свежий раствор; 2—4 - растворы после одного, двух и трех прогонов
Рис. 2-8- Зависимость степени снижения гидродинамического сопротивления е = = 1 — (^паА^о^ пРи теЧеНИИ раствора хлористого кальция с добавками полиакриламида в насосе в зависимости от числа циклов циркуляции (t = 15 °C):
Рис. 2-8- Зависимость степени снижения гидродинамического сопротивления е = = 1 — (^паА^о^ пРи теЧеНИИ раствора хлористого кальция с добавками полиакриламида в насосе в зависимости от числа циклов циркуляции (t = 15 °C):
Рис. 2.7. Влияние деструкции полимера на эффект снижения сопротивления (с - = 10-3%):
1 - свежий раствор; 2—4 - растворы после одного, двух и трех прогонов
Рис. 2.7. Влияние деструкции полимера на эффект снижения сопротивления (с - = 10-3%):
1 - свежий раствор; 2—4 - растворы после одного, двух и трех прогонов
"" СПАА =0’01 %» 2 - СПАА =0»1 %
Максимальное значение относительного снижения сопротивления наблюдается при Re^ = pu^L^tp, примерно в 10 раз превышающих значение Re^ -
При Re£ < Re£ градиент скорости вблизи стенки не вызывает заметной деформации молекулярных клубков, их размеры могут быть определены по формуле (2.4). С ростом Re£ > Re£ молекула постепенно вытягивается и располагается вдоль потока. Размер такой вытянутой макромолекулы L ^ Л/0,6 * 0,8, а для полностью вытянутых молекул L ^М (гдеМ — молекулярная масса).
Характерным свойством высокомолекулярных ПАВ является деструкция (разрушение макромолекул), которая приводит к резкому снижению или полному прекращению их влияния на гидравлическое сопротивление. Деструкция полимеров, как правило, происходит при прохождении растворов через насосы, при течении вдоль сильно шероховатых поверхностей и т.п. Наглядной иллюстрацией влияния деструкции полимера на эффект снижения сопротивления при неоднократном прохождении через замкнутый контур и насос раствора полиокса концентрацией с = 1(Г3 % являются графики на рис. 2.7, полученные в [35]. Видно, что эффективность раствора с увеличением числа циклов прохождения через контур значительно снижается. На рис. 2.8 представлены опытные данные, характеризующие влияние деструкции в насосах растворов хлористого кальция с добавками полиакриламида (зависимость степени снижения гидродинамического сопротивления е = 1- —— от числа циклов циркуляции и).
Ас
Влияние деструкции наиболее существенно на начальном этапе прокачек (при и < 600-^800). При дальнейшем росте числа циклов процесс стабилизируется.
Степень деструкции полимеров и ее влияние на гидродинамическое сопротивление зависят также от концентрации добавок и температуры растворов. С ростом концентрации влияние деструкции снижается, с ростом температуры — повышается.
Влияние шероховатости. Как известно, любая поверхность имеет шероховатость, которая оказывает существенное влияние на сопротивление при течении ньютоновских жидкостей в трубах. В зтой связи были проведены широкие исследования влияния добавок полимеров при течении в шероховатых трубах. Опыты [102] показали,, что добавки проявляют свой эффект и на шероховатых поверхностях, характерных для промышленных труб. Подробные исследования проведены в [183] для диапазона шероховатости R/ Ks = 14^-60 в переходном и турбулентном режимах течения растворов полимеров (R — радиус трубы, Ks — шероховатость, эквивалентная песочной шероховатости Никурадзе). Снижение сопротивления вследствие добавок полимеров наблюдалось при ——— > 100, где w* = (70/р)0’5 - динамичес- v
кая скорость. При этом показано, что коэффициент трения даже при самых больших из исследованных шероховатостей может быть доведен добавками до сопротивления в гладких трубах вплоть до достижения числа Re, когда опытные данные по шероховатым трубам начинают расходиться. Чем больше шероховатость, тем раньше наблюдается отклонение от сопротивления в гладких трубах. Анализ, проведенный в [10], показал, что начало снижения трения в шероховатых трубах соответствует тому же напряжению сдвига, что и в гладких. Начальное напряжение сдвига не зависит от концентрации раствора, а число Re, при котором достигается максимальное снижение сопротивления, одно и то же как в гладкой, так и в шероховатой трубах.
В шероховатых трубах влияние различных полимеров отличается от случая течения в гладких трубах. Опытами установлено, что полиокс в шероховатых трубах оказывается более эффективным, чем полиакриламид, хотя в гладкой трубе результаты были сходными.
Исследования развитого турбулентного течения в шероховатых трубах в широком диапазоне R/ Ks = 2,9^71 при Ksttjv > 100 были проведены в [36]. Опыты Проводили с водой и водным раствором полиокса WSR-301. Измерительный участок длиной Z = 1,03 м с искусственной шероховатостью, образованной шлифовальными порошками с различным зерном, размещали между двумя гладкими трубами примерно одного диаметра.
Значение R/Ks для чистой воды определяли по формуле lg№=0^(-1,74).(2.5)
26\ V^"/
Рис. 2.9. Относительное снижение трения в п зависимости от параметра шероховатости ^ _ для водных растворов полиокса'./
0,6 - бД/,сГ ।।।
г ч6ю r,ks
В опытах с добавками полимеров каждый раз использовали свежий раствор, чтобы максимально исключить влияние деструкции в насосах. Измерение сопротивления проводили одновременно как на шероховатом, так и на гладком участках трубы. Анализ опытных данных для всего исследованного диапазона шероховатости показал, что относительное снижение сопротивления трения шероховатой поверхности, представленное в долях снижения сопротивления на гладкой поверхности (и = so щ/so r, где s0 — максимальное снижение сопротивления, индексы ”ш” и ”г” — шероховатая и гладкая поверхность), может бьпь аппроксимировано линейной зависимостью от R/Ks для всех исследованных концентраций (рис. 2.9).
Как видно из рис. 2.9, при R/Ks > 20 эффект снижения на гладкой и шероховатой поверхностях становится одинаковым (и = 1,0). Замечено также, что при достижении определенных чисел Re этот эффект в шероховатых трубах начинает уменьшаться и при некотором конечном пороговом значении ReK.nOp исчезает полностью. В то же время эффект снижения на гладких поверхностях, расположенных как до, так и после шероховатого участка, сохраняется.
Отметим, что аналогичные результаты получены в [17], где проведены исследования течения растворов полиокса с концентрацией с = = 10"3 и 10"2 % в трубах с относительной шероховатостью Ks/R 1/10 и 1/17 в широком диапазоне чисел Re вплоть до выхода на автомодельный режим (прекращение влияния добавок) (рис.-2.10) при некоторых достаточно больших числах Re.
В диапазоне касательных напряжений, где эффект снижения сопротивления при течении в шероховатых трубах существует, отмечена деструкция полимеров, степень которой зависит от шероховатости. Так, по данным [36], при большой шероховатости степень деструкции, определяемая разницей в снижении сопротивления трения на гладких участках, составляла 4—5% при R/Ks = 11,1; 6—7% при R/Ks = = 7,5 и 17% при R/Ks = 2,9.
Обтекание плоских пластин, вращающихся дисков и цилиндров. На основании приведенных результатов можно сделать вполне определенные предположения о влиянии добавок полимеров на гидродинамические характеристики и сопротивление различных тел при движении в таких средах. Классическим вариантом в гидродинамике считается исследование обтекания плоских пластин. Эксперименты по гидродинамике пластин в водных растворах полимеров проводили в кольцевых гидролотках [102]. Характерный график зависимости снижения
Рис. 2.10. Изменение коэффициента сопротивления X в зависимости от числа Re при течении водного раствора полиокса в шероховатых трубах:
I - гладкая труба, концентрация полиокса равна 0; 1, 2, 3 — относительная шероховатость 1/17; 1 -с=0; 2-с=10“3 %; 3 - с = 10“3 %
сопротивления от числа Re при движении пластины длиной / = 0,91 м в водном растворе полиокса WSR-301 концентрацией с = 1,5-10-3 % приведен на рис. 2.11 [156]. Относительное максимальное снижение сопротивления 63% было получено при с = 1,5-10"3 % и Re = 6-106, которое соответствует коэффициенту трения бу = 0,0013. В [134] использованы значения максимального снижения трения при течений растворов полимеров в трубах с целью предсказания максимального поверхностного трения плоских* пластин. На основе законов подобия и анализа профилей .скорости было получено соотношение для коэффициента трения
<у = 0,315 Re~0’362. (2.6)
Для случая, приведенного на рис. 2.11, расчет дает бу = 0,0012 при Re = = 6-106, (бу)Эксп = 0,0013. Как видим, совпадение удовлетворительное. Опыты, проведенные рядом авторов при движении пластин и цилиндрических тел в воде при подаче раствора полиокса через стенки движущегося тела, также показали существенное снижение сопротивления трения. При этом в [150] отмечается влияние места и объемной скорости подачи расхода раствора полимера при постоянной массовой концентрации полиокса.
Вращающиеся диски и цилиндры. Основные закономерности и эффекты снижения сопротивления при течении растворов полимеров в трубах были подтверждены и при исследовании таких течений вблизи вращающихся дисков и цилиндров. Некоторые данные по максимальному снижению сопротивления (относительного крутящего момента ДЛ/ = (Af0 — Mp)Af’) на дисках различных диаметров приведены на рис. 2.12 [141]. Исследовались разные типы полимеров (полиоксиэтилен, гуаровая смола и др.). Опыты показали, что максимальный эф-
Рис. 2-11. Снижение сопротивления плоской пластины Э = Х/Хлам при отбекании ее водным раствором полиокса, с = 1,5-10“3 %Рис. 2-11. Снижение сопротивления плоской пластины Э = Х/Хлам при отбекании ее водным раствором полиокса, с = 1,5-10“3 %Рис. 2-12. Максимальное уменьшение крутящего момента диска в зависимости от числа Re:1 - d^ =7,8-10-2 м; 2 - 0,457 м; 3 - 0,762 мРис. 2-12. Максимальное уменьшение крутящего момента диска в зависимости от числа Re:1 - d^ =7,8-10-2 м; 2 - 0,457 м; 3 - 0,762 м
Рис. 2-11. Снижение сопротивления плоской пластины Э = Х/Хлам при отбекании ее водным раствором полиокса, с = 1,5-10“3 %
Рис. 2-11. Снижение сопротивления плоской пластины Э = Х/Хлам при отбекании ее водным раствором полиокса, с = 1,5-10“3 %
Рис. 2-12. Максимальное уменьшение крутящего момента диска в зависимости от числа Re:
1 - d^ =7,8-10-2 м; 2 - 0,457 м; 3 - 0,762 м
Рис. 2-12. Максимальное уменьшение крутящего момента диска в зависимости от числа Re:
1 - d^ =7,8-10-2 м; 2 - 0,457 м; 3 - 0,762 м
фект в этом случае также зависит от типа полимера. Для растворов однотипных полимеров эффективность снижения сопротивления возрастает с увеличением молекулярной массы добавки. Для шероховатых дисков, как и при течении в трубах, влияние полимерных добавок имеет тенденция к уменьшению при больших числах Re. Для умеренных Re сопротивление трения может быть значительно снижено даже на очень шероховатых дисках.
Сопротивление трения на цилиндрах, вращающихся в воде и водном растворе полиоксиэтилена концентрацией с = 5-10"3 %, исследовалось в [149]. Было обнаружено, что добавки полимера существенно снижают трение, а также пульсации давления на поверхности и высокочастотный шум, излучаемый вращающимся цилиндром. В [117] изучалось течение жидкости в зазоре между коаксиальными шероховатыми цилиндрами при варащающемся внешнем и неподвижном внутреннем. Зазор между цилиндрами составлял 10” 2 м. На рабочих поверхностях цилиндров были прорезаны продольные и поперечные канавки, так что шероховатость представляла собой плотно прилегающие друг к другу четырехгранные пирамиды с углом 60° при вершине и высотой 1,25-1(Г2 м. В разбавленном растворе гуаровой смолы снижения трения замечено не было. Раствор полиоксиэтилена показал значительное снижение сопротивления, однако он быстро утратил свои свойства.
Течения с добавками низкомолекулярных ПАВ. Наряду с отмеченными положительными свойствами, приводящими к значительному эффекту снижения гидродинамического сопротивления, высокомолекулярные ПАВ имеют ряд существенных недостатков. С точки зрения практического использования в энергетике главными из них являются возможность деструкции и разложение при высоких температурах.. Эти недостатки не свойственны низкомолекулярным ПАВ (соли жирных кислот, диталан, метаупон, октадециламин и др.), которые, как показано в [71, 188 и др.], также обладают способностью снижать гидро-
Рис. 2-13- Изменение коэффициента сопротивления при добавках низкомолекулярных ПАВ:
а — водный раствор бытового мыла; 1 - с = 0,5 %; 2 — с =0,8%; 5 - с = 1,1 % (зависимость от числа Re); б - водный раствор смеси пальмитата натрия (ПН) и стеарата калия (СК); 1 - ПН 100 %; СК 0 %; 2 - 90; 10; 3 - 70; 30; 4 - 60; 40; 5 - 55; 45; б - 50; 50; 7 - 40; 60; 8 - 30; 70 (зависимость от концентрации ПАВ)
динамическое сопротивление. При использовании добавок щелочных металлов и аммониевых мыл, молеку
лярная масса которых не превышает нескольких сотен [170], получено снижение сопротивления до 20% начального значения. Отмечено, что при больших напряжениях
сдвига эти вещества в растворе теряют способность снижать сопротивление и раствор ведет себя как растворитель (исходное вещество без добавок полимеров). Однако если при течении этого же раствора напряжение сдвига ослабевает, то в отличие от растворов полимеров вновь проявляется способность ПАВ уменьшать трение. Так, после прохождения насосов, местных сопротивлений и т.п. ПАВ восстанавливает • свою гидродинамическую эффективность.
Широкие исследования влиняния добавок низкомолекулярных ПАВ на гидродинамические характеристики потоков жидкости были проведены в СССР.
В [70] в качестве добавок использовали бытовое мыло, чистый пальматат натрия (ПН), а также смеси пальмитата натрия и стеарата калия (СК) в различном процентном соотношении. Зависимость относительного снижения коэффициента сопротивления ДХ/Х0 от числа Re, определенного по вязкости растворителя, приведена на рис. 2.13, а. Видно, что при Re > ReKp наблюдается резкое снижение сопротивления, которое начинает проявляться практически сразу же при переходе ламинарного течения в турбулентное. С ростом числа Re и концентрации добавки с эффект увеличивается. В зоне ламинарного * течения наблюдается отрицательный эффект вследствие повышения вязкости раствора. Различной вязкостью раствора, по-видимому, объясняется и разница в точках пересечения кривых ДХ/Х0 = /(Re) с осью абсцисс, так как Re определяется по вязкости чистого растворителя.
Интересные результаты получены при течении растворов дистиллированной воды с добавками чистого ПН, а также его смесей с СК.
Эффект снижения сопротивления отмечается при концентрации ПАВ с > 0,065%. Зависимость ДХ/ХО =f(c) (Рис- 2.13, б) качественно согласуется с опытными данными для слабых растворов полимеров. Примечательно, что добавки к чистому ПН стеарата калия приводят к существенному возрастанию эффекта (почти в 3 раза). С увеличением процентного содержания СК в смеси эффект снижения сопротивления проявляется при больших концентрациях смеси. Основную роль в снижении сопротивления в данном случае играет ПН, а СК является в некотором роде катализатором, увеличивающим этот эффект в связи с облегчением процесса мицеллообразования. Более подробно механизм снижения сопротивления и различные физические модели происходящих при этом процессов рассмотрены ниже (см. § 2.3, 2.4).
Следует отметить резкое снижение X в растворах ПН + СК и четко выраженный максимум функций X = / (с). Аналогичная картина наблюдалась и при течении водного раствора метаупона [71] *. Снижение сопротивления начиналось при концентрации метаупона с =0,13%, затем в узком диапазоне повышения с эффект резко возрастал, достигая максимума (ДХ/Х0 = 78% при с = 0,15%). При этом в области концентрации с = 0-г0,15% замечено незначительное увеличение вязкости раствора (на 15-20%). Дальнейшее увеличение концентрации приводит к более резкому росту кинематической вязкости раствора и некоторому снижению ДХ/Х0. Так, при с = 0,45 %, v = 4,2 • 10” 7м2/с ДХ/Х0 = = 62%. При длительной циркуляции водного раствора метаупона и диталана с постоянной концентрацией в замкнутом контуре, включающем центробежный насос и исследуемый канал длиной / = 20 м, снижение гидродинамического сопротивления оставалось практически неизменным.
Важной является зависимость X = / (Re). Экспериментально показано, что с ростом числа Re (при с = const) коэффициент сопротивления X вначале надает, достигая минимального значения Хмин при некотором определенном числе Re = Re^. При дальнейшем увеличении Re (Re > Rew) сопротивление начинает возрастать и кривая X = X(Re) приближается к соответствующей кривой для растворителя (воды). Наличие X = Хмин в зависимости X = X (Re) позволило авторам [71] предположить, что при Re > Rem происходит разрушение мицеллярных структур, которые в основном и определяют эффективность воздействия ПАВ на гидродинамическое сопротивление однофазных потоков (см. §2.3).
Течение растворов с низкомолекулярными ПАВ в трубах относительно большого диаметра исследовалось в [87]. Стенд представлял собой замкнутый контур из труб d = 0,095 м общей длиной / = 130 м,
*Метаупон содержит 52,1 % ^ПАВ (0- [N-метил N-оленоил] этилсульфокислоты натриевая соль), 10% NaCf, 0,5% Na ОН, 37,4% Н2О. Диталан содержит аммонийные соли сульфоэфиров 40%, полиэтиленгликоль 2%, мочевину 5%, полифосфат натрия 2 %, воду 51 %.
включающий циркуляционный насос, теплообменник, регулирующий клапан и рабочий участок /р = 5 м, на котором фиксировали потери давления. В опьпах использовали водный раствор из 0,5% метаупо- на, 8,8% NaCI и 1,15% Na2CO3, который дает максимальное снижение сопротивления при t = 20 °C и стабилизирует гидродинамический эффект во времени.
Отмечено, что при t < 104-13 °C эффект снижения сопротивления исчезает, что объясняется снижением растворимости ПАВ при низкой температуре и переходе его в твердую фазу, и как следствие приводит к снижению интенсивности мицеллообразования.
Уменьшение влияния добавок ПАВ на гидродинамическое сопротивление наблюдается и при высоких температурах. Это можно объяснить так называемой термической деструкцией — дезагрегирующим влиянием теплового движения на процесс мицеллообразования.
Для практических задач важно знать влияние добавок на характеристики различных устройств для измерения расхода среды (шайбы, диафрагмы, сопла). Исследования влияния добавок ОДА на коэффициент расхода диафрагм при течении воды и водяного пара проводились на стенде ВНИИАМ при различных перепадах давления на диафрагме (от 0,004 до 0,16 МПа) и концентрациях ОДА в среде с = 0,14-50 .мг/л. Число Re рассчитывалось по диаметру трубы, в которой была установлена диафрагма. Отношение диаметра диафрагмы к диаметру трубы d=dd/d^ =0,45 (dd = 1,35"Н0~2 м).
Исследования, проведенные в диапазоне чисел Re = (1044-10s)-5 не показали сколь-либо заметного влияния добавок ОДА на коэффициент расхода диафрагмы ad как для воды, так. и для водяного пара (отмечена слабая тенденция к росту ad на 2-3% при увеличении сода от 0,1 до 50мг/л).
Влияние ПАВ на структуру турбулентных потоков
Экспериментальные исследования показывают, что добавки ПАВ . приводят к изменению характеристик турбулентных течений, в основном пристенной турбулентности. При введении добавок в турбулентный поток происходит его ’’ламинаризация”, что прежде всего проявляется в характерном изменении распределения средней скорости по высоте- пограничного слоя. Типичное распределение скоростей в пограничном слое для чисел Re, существенно превышающих критическое значение ReKp, при отсутствии и наличии добавок высокомолекулярных и низкомолекулярных ПАВ приведены на рис. 2.14 и 2.15. На графике рис;. 2.14 представлены распределения скоростей в растворах полиакриламида (с = 0,007%) и полиэтиленоксида (с = 0,012%) для разных Re, а также для чистой воды [63]. Здесь же приведены универсальные профили скоростей для ламинарного (кривай 1Г) и турбулентного (кривая Г) пограничного слоев. Как видно, в растворах полиме-
Рис. 2.14. Профили скорости в пограничном слое водных растворов полимеров:1. 3 - раствор полиоксиэтилена; / - Re =27 000; Х/Хр =0,2 3;.3 - Re = 13 200, Х/Хр = 0,05; 2 - раствор ПАА, Re = 16 200, Х/Хр =0,54; 4 — вода (индекс ”р” — расчетное значение для воды)Рис. 2.14. Профили скорости в пограничном слое водных растворов полимеров:1. 3 - раствор полиоксиэтилена; / - Re =27 000; Х/Хр =0,2 3;.3 - Re = 13 200, Х/Хр = 0,05; 2 - раствор ПАА, Re = 16 200, Х/Хр =0,54; 4 — вода (индекс ”р” — расчетное значение для воды)
Рис. 2.14. Профили скорости в пограничном слое водных растворов полимеров:
1. 3 - раствор полиоксиэтилена; / - Re =27 000; Х/Хр =0,2 3;.3 - Re = 13 200, Х/Хр = 0,05; 2 - раствор ПАА, Re = 16 200, Х/Хр =0,54; 4 — вода (индекс ”р” — расчетное значение для воды)
Рис. 2.14. Профили скорости в пограничном слое водных растворов полимеров:
1. 3 - раствор полиоксиэтилена; / - Re =27 000; Х/Хр =0,2 3;.3 - Re = 13 200, Х/Хр = 0,05; 2 - раствор ПАА, Re = 16 200, Х/Хр =0,54; 4 — вода (индекс ”р” — расчетное значение для воды)
Рис. 2.15. Профили скорости в пограничном слое водных растворов низкомолекулярных ПАВ (метаупона):
1 - вода; 2 - сПАВ =0,2 %; 3-сПАВ =0,3%; 4 - сПАВ =0,4%
ров распределение скоростей в пограничном слое трансформируется от закона, типичного для развитого турбулентного течения (кривая 7), к распределению, характерному для ламинарных потоков. Кривая Я/ соответствует случаю так называемого предельного отклонения и максимальному снижению сопротивления. Аналогичные результаты получены и для низкомолекулярных ПАВ. Экспериментальные данные [71, .87] для течения раствора метаупона с разными концентрациями
уи* приведены на рис. 2.15 в. виде зависимости и] и* = /(Igr?), где т? = —.
v
Влияние деструкции полимеров на динамические характеристики пограчичного слоя иллюстрирует рис. 2.16 [34], где представлены профили скоростей двух течений раствора полиокса с концентрацией с = = 0,1%: 1 — свежий раствор (снижение сопротивления около 65%) и 2 — тот же раствор после неоднократной прокачки (снижение сопротивления около 53% вследствие деструкции). Профили заметно отличаются друг от друга.
Анализ многочисленных опытных данных показывает, что для течений слабых растворов ПАВ существуют два предельных вида профи-
Рис, 2.16. Влияние деструкции полимера на профиль скорости в пограничном слое, с = ОД % (полиокс):
1 — свежий раствор, 5 = 0,65; 2 — деструктированный раствор, S =0,53; I, II ~ профили скорости для турбулентного и ламинарного течений; III - максимальное снижение сопротивления при добавках ПАВ
Рис. 2.17. Утолщение ламинарного подслоя в потоке водного раствора полиакриламида:
1 - Separan АР-30, с = 10"2 %, Re =5 • 104; 2 - вода, Re = 1,4* 104 [102]
лей скорости, соответствующих кривым I и III на рис. 2.14, 2.16. Кривая III называется в ряде работ профилем Вирка [184]. Согласно [34] она описывается уравнением
Ч> = 261gт? — 18,2,(2.7)
где ф = и,и*; и* = (т0/р) °’5 — динамическая скорость.
Для промежуточных распределений скоростей турбулентного потока в трубах предложена зависимость вида [102]
Ф = A lg?? *В + АВ.(2.8)
Большинство исследователей считают, что показатель А =5,75 не меняется в потоках растворов с полимерными добавками. Таким образом, действие ПАВ, уменьшающих гидродинамическое сопротивление, выражается в утолщении ламинарного подслоя, что хорошо видно на рис. 2.17, где отражены детальные профили скоростей, полученные с использованием лазерного измерителя скорости. В случае наиболее эффективных водных полимерных растворов толщина подслоя увеличивается в 2,5 раза по сравнению с ’’чистой водой”. Анализ опытных данных показывает, что при значительном эффекте снижения сопротивления (до 30—40%) в распределении осредненной скорости можно выделить все три области, характерные для турбулентного потока: область вязкого подслоя (?? <??1), промежуточная область (??1 <т?<??2) и область логарифмического закона (?? > т?2).-Значение ДЛ является в об-
щем случае сложной функцией характеристик ПАВ, концентрации и времени релаксации и возрастает тем больше, чем больше эффект снижения сопротивления.
Сравнительные характеристики структуры турбулентных потоков с добавками полимеров и мицеллообразующих поверхностно-активных веществ (МП АВ) приведены в [86]. Исследования проводили в канале прямоугольного сечения (2х5)-10”2 м с использованием лазерного анемометра. Основное внимание уделялось изучению водных растворов химически чистых МП АВ с добавками электролитов. Аналогичные измерения распределения скоростей и турбулентных пульсаций проводили в потоках воды с добавками полиакриламида (ПАА) при с ^ 10”2 %. Концентрация МП АВ в растворе была больше второй критической концентрации мицеллообразования, при которой образуются анизометрические мицеллы (в данном случае с = (4^-8) 10”2 %).
Как и в ранних исследованиях, снижение турбулентного трения в потоках с добавками сопровождается расширением переходной эоны и уменьшением относительных размеров турбулентного ядра. Отмечается, что в растворах низкомолекулярных ПАВ в отличие от полимеров область турбулентного ядра потока в исследуемых условиях практически отсутствует, а профили скоростей в переходной области изменяются значительно круче, приближаясь к кривой, соответствующей ламинарному движению ньютоновских жидкостей. Аналогичные профили скорости могут реализоваться и при течении растворов полимеров в канале меньшего сечения, и при достаточно высоком снижении гидродинамического сопротивления. Таким образом, добавки ПАВ по сравнению с полимерами приводят к более значительному утолщению переходной зоны течения и при меньших скоростях течения оказывают более сильное ламинаризующее воздействие на поток в целом.
Важным фактом является влияние добавок ПАВ и полимеров на характеристики турбулентных пульсаций. На основании многочисленных исследований установлено, что при добавках ПАВ значительно снижается интенсивность поперечных пульсаций скорости (по разным данным в 3—8 раз). Отмечается прямая связь между снижением иу и Гидродинамическим сопротивлением X: чем больше снижение поперечной пульсации скорости иу, тем больше эффект снижения сопротивления X. Уровень продольных пульсаций скорости при добавках полимеров изменяется в большинстве опытов незначительно, при этрм максимум в распределении этих пульсаций по сечению канала смещается от стенки канала в сторону ядра потока. Характерные опытные данные по влиянию полимерных добавок на распределение пульсаций скорости в турбулентных потоках приведены на рис. 2.18 [25, 102] в виде зависимостей ф^У^Ф*; Ф^У^(и* от 17, где и* - динамическая скорость.
Возрастающую анизотропию турбулентных пульсаций характери-
сации скорости в пограничном слое воды и водных растворов полимеров:сации скорости в пограничном слое воды и водных растворов полимеров:1 - вода. Re - 34 500; 2 - раствор полиокса, Re = 27 000; 3 - раствор полиакриламида, Re = 18 3001 - вода. Re - 34 500; 2 - раствор полиокса, Re = 27 000; 3 - раствор полиакриламида, Re = 18 300
сации скорости в пограничном слое воды и водных растворов полимеров:
сации скорости в пограничном слое воды и водных растворов полимеров:
1 - вода. Re - 34 500; 2 - раствор полиокса, Re = 27 000; 3 - раствор полиакриламида, Re = 18 300
1 - вода. Re - 34 500; 2 - раствор полиокса, Re = 27 000; 3 - раствор полиакриламида, Re = 18 300
Рис, 2.19. Отношение интенсивности поперечной пульсации скорости к продольной:
1 - вода; 2 — раствор полиакриламида; 3 — раствор полиокса ■
зует отношение (1А, )°’5/(й )0-5 = -^. Кривые, приведенные на рис. 2.19 [25], убедительно показывают существенное увеличение анизотропии в турбулентных потоках с полимерными добавками-по сравнению с чистой водой. Так, в случае достижения максимального эффекта снижения сопротивления степень анизотропии увеличивается в 3—4 раза (сравни кривые 1 и 3 на рис. 2.19).
Поперечная составляющая пульсаций скорости вносит существенный вклад в уровень пристеночных пульсаций давления. Опыты [25, 44] показывают, что введение полимерных добавок приводит к понижению уровня как низко-, так и высокочастотных пульсаций давления. При этом если в области низких частот уровень пульсаций давления уменьшается в 1,5—2 раза, то уровень высокочастотных пульсаций снижается намного сильнее (на один-два порядка). Высокочастотная часть спектра пульсаций давления обусловлена в основном взаимодействием типа турбулентность—турбулентность. Следовательно, происходит уменьшение уровня высокочастотных пульсаций скорости в турбулентном пограничном слое. Эффект снижения сопротивления связывается в основном с воздействием полимерных добавок на высокочастотную часть спектра турбулентных пульсаций скорости. Отмечается некоторое оптимальное значение концентрации полимерных добавок, начиная с которого дальнейшее ее увеличение не влияет, на спектральные и корреляционные характеристики пульсаций давления и скорости, а также на гидродинамическое сопротивление.
Рассмотривая спектральные эффекты, можно отметить характерную частоту, соответствующую началу активного влияния добавок полимера на уровень турбулентных пульсаций. Абсолютное значение этой
частоты определяется параметрами потока. Деструкция полимеров (Влияет на их свойства снижать уровень турбулентных пульсаций. В деструктированном растворе степень снижения пульсаций существенно уменьшается практически во всем диапазоне частот, при этом частота /, характеризующая начало заметного снижения высокочастотных пульсаций, увеличивается. Эффект снижения гидродинамического сопротивления также уменьшается.
Основные закономерности турбулентных течений с полимерными добавками сохраняются и в потоках с добавками низкомолекулярных ПАВ. Отмечено значительное снижение интенсивности поперечных пульсаций скорости, в то время как интенсивность продольных пульсаций изменялась слабо. Таким образом, и в этом случае проявляется значительный рост анизотропии турбулентных пульсаций. Исследование спектра турбулентных пульсаций показало уменьшение спектральной плотности во всей частотной области. Особенно сильно уменьшается интенсивность пульсаций высоких и средних частот.
Сравнение влияния добавок полимеров и мицеллообразующих ПАВ (МПАВ) на спектр турбулентных пульсаций проводилось в [86, 184]. Отмечено, что для водных растворов МПАВ в распределении интенсивности пульсаций скорости отсутствуют резко выраженные максимумы, характерные для потоков ньютоновских жидкостей (рис. 2.20). В растворе ПАВ наблюдается несколько иная картина (кривая 3; рис. 2.20). Относительные значения продольных пульсаций в среднем оказываются даже несколько выше, чем в воде, что согласуется с [63, 98]. Предполагается, что различие в характере изменения интенсивности пульсаций скоростей в растворах полимеров и МПАВ обусловлено особенностями молекулярной и надмолекулярной структур, образующихся в растворах. Так, МПАВ способны образовывать в растворе как кинетически независимые агрегаты молекул - мицеллы, так и пространственные мицеллярные структуры (подробнее в § 2.3). Определенное влияние могут оказывать и особенности изменения вязкости растворов полимеров и МПАВ. У раствора ПАА с с «а 10" 2 % вязкость мало отличается от вязкости воды и практически не зависит от сдвигового напряжения. В растворах МПАВ вязкость значительно больше при таких концентрациях и уменьшается с ростом напряжения сдвига.
Выше отмечалось, что добавки ПАВ приводят к увеличению толщины подслоя, что должно приводить к определенному изменению влияния шероховатости на характеристики потока. По данным [25], при течении в каналах с мелкой шероховатостью наблюдается значительное подавление турбулентности (рис. 2.21, кривые 2, 5); При крупной шероховатости уровень низкочастотных пульсаций давления в случае полимерных добавок практически не изменяется, в то время как высокочастотные пульсации давления значительно уменьшаются. Это объясняется тем, что в полимерных растворах подавляются в основном лишь
Рис. 2-20- Относительные значения продольной и поперечной пульсации скорости при течении воды Z, водных растворов ПАВ 2, 4 и полимера 3*.
— вода; 2 — олеат калия; 3 — полиакриламид; 4 — смесь цетилпиридиний хлорида и О-нафтанола
Рис. 2-21. Профиль среднеквадратичных пульсаций скорости. Гладкий канал:
Z - вода, 4 - раствор полимера. Шероховатость 2,5-10~ 2 см: 2 - вода, 5 - раствор полимера. Шероховатость 0,12 см: 3 — вода, 6 — раствор полимера
мелкомасштабные вихрейые структуры. Среднеквадратичные поперечные пульсации скорости и в этом случае крупной шероховатости снижаются (кривая 6, рис. 2.21). Отметим, что в связи с увеличением толщины подслоя вследствие влияния добавок ПАВ режим полного проявления шероховатости реализуется при больших значениях ku*]v^ чем при течении в отсутствие добавок. Таким образом, при крупной шероховатости, когда высота ее элементов соизмерима с размером подслоя в растворе полимера, режим полного проявления шероховатости преобразуется в переходный. В этом случае снижение гидродинамического сопротивления связано в основном с подавлением мелкомасштабных составляющих вихревого следа, срывающегося с элементов шероховатости.
Влияние добавок полимеров на крупномасштабные вихревые течения рассматривалось в [76] при исследовании обтекания сферы с помощью лазерного анемометра и путем визуальных наблюдений. Опыты проводили с чистой водой и водными растворами полиоксиэтилена (ПОЭ) и 'натриевой соли карбоксиметилцеллюлозы (Na-КМЦ) с концентрацией с = 10~2^-10~3%. Отмечено, что в случае обтекания тела раствором Na-КМЦ наблюдается укрупнение регулярных вихрей в пристенной области с сохранением их формы. При добавках ПОЭ сечение вихря трансформируется в эллипс с большой осью, ориентированной в направлении течения. Это, по-видимому, связано со способностью ПОЭ образовывать ’’волокна”, ориентированные в направлении течения, 38
препятствующие развитию поперечного переноса и способствующие ламинаризации вихревого следа. Во внешней области происходит укрупнение вихрей при одновременном гашении рейнольдсовых напряжений. Последнее приводит к перемещению точки, в которой изменяется наклон средней скорости, вверх от стенки, утолщая вязкий подслой и снижая сопротивление тела.
Физические модели и методы расчета
турбулентных течений с ПАВ
Краткий обзор особенностей однофазных турбулентных течений с добавками ПАВ различной природы, приведенный выше, позволяет сделать вывод, что малые добавки полимеров и МПАВ вызывают значительное снижение гидродинамического сопротивления. Наблюдается изменение структуры течения и характеристик турубулентности, которое наиболее значительно в пристенных областях, при этом существенно изменяются распределение скоростей и температур в пограничном слое, а также соотношение между интенсивностью продольных и поперечных турбулентных пульсаций. Подавление турбулентных пульсаций особенно значительно в высокочастотной области. Отмечено, что при турбулентном течении с добавками ПАВ в отличие от случая течения слабых полимерных растворов нет порогового напряжения трения на стенке и снижение гидродинамического сопротивления наблюдается сразу после перехода от ламинарного течения к турбулентному.
В обоих случаях проявляется деструкция. Прй этом наиболее сильной и необратимой деструкции в потоке; а также в насосах, местных сопротивлениях подвержены полимерные добавки, вследствие чего может происходить значительное подавление или прекращение эффекта снижения сопротивления. В отличие от полимеров добавки низкомолекулярных ПАВ после прохождения через насосы и местные сопротивления восстанавливают гидродинамические свойства (рис. 2.22). С другой стороны, эффективное снижение гидродинамического сопротивления в турбулентных потоках происходит при значительно большей концентрации ПАВ по сравнению с полимерными добавками.
Эти особенности в значительной степени обусловлены возникновения анизотропных свойств в потоках с добавками полимеров и ПАВ, а также с избирательным диссипативным воздействием добавок на определенные типы турбулентных возмущений.
На основании [46, 73] модель среды с анизотропной вязкостью состоит в следующем. Под действием значительного градиента осред- ненной скорости в пристенной эоне макромолекулы полимеров ориентируются вдоль потока.
На растяжение макромолекулярных клубков и создание преимущественной ориентации (вдоль потока) вытянутых полимерных цепочек расходуется механическая энергия осредненного движения. В свою
Рис. 2.22. Изменение эффекта снижения гидродинамического сопротивления в растворах полимеров и ПАВ: м.с. — местное сопротивлениеРис. 2.22. Изменение эффекта снижения гидродинамического сопротивления в растворах полимеров и ПАВ: м.с. — местное сопротивлениеРис. 2.23. Зависимость относительной обратной эквивалентной электрической проводимости 7, относительной вязкости д 2 и эффекта снижения сопротивления ДХ/Х 3 от конццентрации пальмитата натрияРис. 2.23. Зависимость относительной обратной эквивалентной электрической проводимости 7, относительной вязкости д 2 и эффекта снижения сопротивления ДХ/Х 3 от конццентрации пальмитата натрия
Рис. 2.22. Изменение эффекта снижения гидродинамического сопротивления в растворах полимеров и ПАВ: м.с. — местное сопротивление
Рис. 2.22. Изменение эффекта снижения гидродинамического сопротивления в растворах полимеров и ПАВ: м.с. — местное сопротивление
Рис. 2.23. Зависимость относительной обратной эквивалентной электрической проводимости 7, относительной вязкости д 2 и эффекта снижения сопротивления ДХ/Х 3 от конццентрации пальмитата натрия
Рис. 2.23. Зависимость относительной обратной эквивалентной электрической проводимости 7, относительной вязкости д 2 и эффекта снижения сопротивления ДХ/Х 3 от конццентрации пальмитата натрия
очередь турбулентная энергия расходуется на деформацию вытянутых сориентированных молекул. Преимущественная ориентация частиц в потоке приводит к тому, что диссипация энергии будет различна по разным направлениям. Такое течение можно охарактеризовать разными значениями вязкости по разным направлениям, так как вязкость может служить мерой диссипации энергии/ Таким образом, при пульсационном турбулентном течении среда с ориентированными частицами обладает анизотропной вязкостью, когда вязкость цу по нормали к стенке существенно выше вязкости цх вдоль обтекаемой поверхности (последняя, как правило, мало отличается от вязкости растворителя). Повышенная вязкость цу значительно снижает поперечные пульсации скорости и соответственно турбулентное напряжение сдвига. Анизотропия вязкости в данном случае является вынужденной, так как создается самим процессом течения.
Согласно имеющимся представлениям [71, 73], аналогичная ситуация возникает и при течении жидкостей с добавками ПАВ. При этом отмечается, что свойством снижать гидродинамическое сопротивление в турбулентных потоках обладают коллоидные ПАВ, способные не только концентрироваться на границе раздела фаз, но и обрзовы- вать мицеллярные системы. Снижение турбулентного трения наблюдается при достижении некоторой ККМ, когда в потоке образуются изометрические мицеллы, состоящие из сотен или тысяч молекул ПАВ (процессы мицеллообразования в растворах ПАВ рассмотрены в гл. 1). Максимальные эффекты снижения турбулентного (при добавках ПАВ) сопротивления наблюдаются при концентрациях, соответствующих переходу сферических мицелл (или мицелл Гартли) в пластинчатые (при второй критической концентрации мицеллообразования ККМ2). Связь ККМ2 с эффектом снижения гидродинамического сопротивления представлена на рис. 2.23.
В турбулентных течениях со сдвигом под влиянием градиента сред-
ней скорости анизометрические мицеллы ориентируются большой осью вдоль потока. Как и в случае полимерных растворов, преимущественная ориентация частиц приводит к дополнительной анизотропии турбулентного переноса. Для пульсационного турбулентного движения направление по нормали к стенке будет более энергоемким, что можно интерпретировать как увеличение ’’поперечной” вязкости цу. Повышенная. вязкость уменьшает интенсивность поперечных пульсаций скорости и, следовательно, турбулентный перенос импульса, что приводит к ламинаризации потока и снижению турбулентного сопротивления трения. Отличие от течения растворов с добавками полимеров может состоять лишь в том, что часть турбулентной энергии расходуется на разрушение мицеллярных структур, которые затем вновь восстанавливаются за счет сил сЦепления. Существуют некоторые другие представления о механизме снижения турбулентного трения в потоках с добавками ПАВ, которые достаточно подробно рассмотрены в [35].
В [10] сделано предположение о том, что при попадании в поток длинных молекул полимеров они захватывают большое количество молекул воды, образуя своеобразную надмолекулярную структуру. Образовавшиеся ассоциаты, состоящие из макромолекул и больщого количества иммобилизованного растворителя, имеют порядок величины, больший или равный внутреннему масштабу турбулентности потока без добавок, однако их плотность практически равна плотности растворителя. Размеры ассоциатов намного превышают размеры мономолекул полимеров. Эти ассоциаты представляют собой при определенных условиях достаточно жесткие образования, при взаимодействии с которыми турбулентные вихри должны интенсивно гаситься, что и создает дополнительную диссипацию турбулентной энергии.
Модель гашения турбулентности ’’жесткими” ассоциатами по своей сути родственна модели гашения турбулентности мелкими твердыми или жидкими частицами при исследовании и анализе двухфазных течений. При исследовании двухфазных турбулентных струй с твердыми и жидкими частицами показано существенное снижение поперечных пульсационных скоростей газа под воздействием примеси второй фазы. Опытные данные свидетельствуют, что с ростом концентрации и уменьшением размера частиц степень турбулентности на оси запыленной струи уменьшается.
В реальных условиях возможно различное сочетание описанных эффектов как по первой, так и по второй модели, которые при определенных условиях можно использовать для качественного анализа влияния добавок на характеристики турбулентных течений.
Так, применяя модель среды с анизотропной вязкостью [46], можно показать, что увеличение толщины вязкого подслоя пропорционально отношению цу 1^х:
5 = 50 ду/дх, (2.9)
где 6 о — толщина вязкого подслоя в чистой (ньютоновской) жидкости; дх — в первом приближении считается равной вязкости растворителя д0.
При малых скоростях сдвига/
Ду = До о + ^[^0 D’(21°)
где [д0 ] — характеристическая вязкость раствора при / -> 0; с — концентрация добавки; / = Ci2 — скорость сдвига; е12 - компонента тензора скоростей деформации.
При конечном значении / макромолекулы испытывают дополнительное растяжение, что может быть учтено еще одним параметром 5 >1 в формуле для цу:
Иу = до(1+5с[Мо]),(2.11)
где [д0 ] = КМ^ — соотношение Куна—Хаувинка.
Приращение скорости Дм в ядре потока за счет введения добавок ПАВ на основе этих представлений может быть найдено из соотношения
— = А, _ 1 «_ 1 % ScKM“,(2.12)
“о 50 их
где «о “ максимальное значение скорости в ядре потока без добавок; Mw — молекулярная масса добавки; а — коэффициент удлинения макромолекул, а = (<т?2>/(7?о>)0,5^ ^2^ и ^о^ — среднеквадратичное расстояние между концами макромолекулы в движущемся и покоящемся растворах; К — константа Куна—Хаувинка.
В [72т 73] модель среды с анизотропной вязкостью используется для ♦ описания турбулентных течений как с полимерными-добавками, так и с добавками ПАВ. Анизотропия турбулентного переноса характеризуется коэффициентом анизотропии динамической вязкости А '= д^/д^, зависящим от релаксационных характеристик макромолекул полимеров или мицелл, масштаба турбулентности в потоке, а также расстояния от стенки. Толщина вязкого подслоя 6 определяется аналогично (2.9) по формуле 6^ А 80, где А — осредненный по сечению потока коэффициент анизотропии. Для коэффициента анизотропии в растворе с добавкой полимеров предложено выражение
С02 А
—CJVi
А = 1 +0,608с [д0]22 ,(2.13)
CD =О>1 п = 1 П2 + СО V 2
где со2 — верхний предел частот турбулентных возмущений, с которыми взаимодействует макромолекула; со! = vV - первая собственная частота макромолекулы; у"/ — первое (максимальное) время релаксации макромолекулы; и — число сегментов в молекулярной цепи.
Если частота турбулентных возмущений меньше собственных частот макромолекулы со < nv“\, то не происходит заметного поглощения энергии турбулентной пульсации, анизотропия отсутствует (Л = 1) и эффекта снижения сопротивления нет.
Использование модели с анизотропной вязкостью позволило получить соотношения для расчета распределения осредненной скорости и вблизи плоской пластины, в плоских трубах при турбулентном течении сред с анизотропией турбулентной вязкости
“11 11/ Л + 1
= — In 1 + я I г?6
и* а\2
+ Ш 5-1 _L_ In (1 -К0Р);(2.14)
2 а 1 - е
,^-6^V'.<215)
L\2 I \ U* 2 /7
где i?o =•—; и* — динамическая скорость; г — полуширина канала рои^
(радиус трубы); 1— Ко = е; е = 0,03; 6 = 7,8; ту =; у — расстояние
уо
по нормали стенки; иср — средняя продольная скорость по сечению потока. Значение иср/и*, входящее в (2.15), определяется на основе двухслойной модели течения [69] из соотношения
“— = 2,5 In т?0 + 11,6— 2,5 In 111,6—А -3,75.(2.18)
и*2\2/
В [69] приведены распределения скоростей в пограничном слое для т?о = 103 и различных коэффициентов анизотропии Л. Результаты расчетов качественно хорошо согласуются с опытными данными по профилю скорости в растворах полимеров и ПАВ. Из сопоставления с экспериментом можно найти значение Л для конкретных условий течения, а при известном распределении скоростей - определить гидравлическое сопротивление с учетом анизтропии вязкости.
Методы расчета турбулентных течений с ПАВ, основанные на модели среды с анизотропной вязкостью, рассматривались в ряде работ, в [65] исследования проводили на основе, трехслойной модели турбулентной. вязкости для двух предельных случаев: 1) добавки влияют лишь на пристенную область течения (слабые растворы полимеров); 2) добавки влияют на течение в ядре потока (течения с добавками ПАВ при определенных размерах мицелл). При этом получены распределения скоростей, качественно совпадающие с опытными, а также определены коэффициенты гидродинамического сопротивления, в [45] установлена связь профиля скоростей с сопротивлением плас-
тины, а в [34] - с сопротивлением трубы при течении с добавками. Учет добавок полимеров за счет демпфирования турбулентной вязкости в пристенном слое на основе монопараметрической и двухпараметрической моделей турбулентности производился в [100, 101]. Здесь анизотропия вязкости также отражена посредством увеличения динамической вязкости ру по нормали к стенке. Показано, что путем изменения одного этого параметра, точнее, отношения д^/д0, данная модель хорошо воспроизводит все характерные особенности турбулентных течений с добавками. Численное исследование течений с добавками ПАВ, приводящими к аназотропии турбулентной вязкости, проведено в [15]. Изменение динамической вязкости вследствие взаимодействия макромолекул полимера с турбулентными пульсациями учитывалось с помощью формулы Рауза [168].
Гпава третья
ГИДРОДИНАМИКА ДВУХФАЗНЫХ СРЕД, СОДЕРЖАЩИХ ПАВ И ПОЛИМЕРЫ
Влияние ПАВ на движение и распад капель и пузырей
Двухфазные среды характеризуются многообразием структур, определяющих, в свою очередь, типы и характеристики двухфазных течений (пузырьковые, пенные, дисперсно-кольцевые, парокапельные и др.). Одним из основных параметров таких потоков является размер включений (капель, пузырьков), распределенных в несущей фазе. Введение ПАВ в парожидкостные потоки должно изменять количественно, а в определенных случаях и качественно характер и интенсивность межфазных взаимодействий (пар—капли, жидкость—пузырьки, жидкая пленка—паровой поток, капли—жидкая пленка — твердая обтекаемая поверхность и т.д.) и приводить к изменению дисперсной структуры и основных термогазодинамических характеристик двухфазных потоков (энергетических, расходных, массообменных и т.д.).
В теории и практике гидродинамики и тепломассообмена дисперсных паро (газо) капельных и пузырьковых систем определяющими являются характеристики и поведение дисперсных включений (капель и пузырьков). Исследованию процессов движения, трансформации, распада и коагуляции капель и пузырьков посвящено большое количество работ, наиболее полный обзор которых представлен в [23, 28, 82]. Очевидно, что при воздействии высокомолекулярных добавок и при добавках низкомолекулярных ПАВ, изменяющих характеристики межфазного взаимодействия в средах жидкость-жидкость, жидкость-пар, жидкость-газ, можно ожидать существенного изменения процессов движения и трансформации дисперсной фазы (капель и пузырьков) .
Рис. 3.1. Внутренняя циркуляция движущихся в воде пузырей:
а - без добавок ПАВ; б - с добавками ПАВ
При малых числах Re влияние ПАВ на гидродинамическую устойчивость и процессы межфазного взаимодействия в системах типа жидкость-жидкость или жидкость—газ
обусловлено появлением на этой гра
нице дополнительных касательных напряжений, связанных с градиентом поверхностного натяжения (эффект Марангони) [172]. Известно, что при движении капли или пузыря относительно окружающей их сплошной среды [для капли это может быть как газ (пар), так и другая жидкость] сопротивление движению во многом определяется внутренней циркуляцией в капле или пузыре вследствие напряжения сдвига. В присутствии ПАВ может произойти существенное изменение сдвиговых напряжений и поля скоростей как вблизи поверхности раздела, так и в объеме вязкой жидкости. Отмечено также, что ПАВ имеют
тенденцию к неоднородному распределению по поверхности капли или пузырька. Например, при движении капли в другой жидкости с добавкой ПАВ поверхностная плотность молекул адсорбированного вещества в передней части капли будет меньше, чем в состоянии равновесия с исходным раствором, из-за постоянного растяжения поверхности. В кормовой же части поверхностная плотность будет превышать равновесную. При этом возникает сила, действующая вдоль поверхности капли, т™6, которая стремится затормозить поверхностное движение последней и предотвратить дальнейшее накопление ПАВ в кормовой части капли (схематическое изображение данного процесса для всплывающего пузыря газа при его движении в жидкости, содержащей ПАВ, представлено на рис. 3.1.
Поверхностно-активные вещества, адсорбируясь на поверхности капли при ее движении, оказывают тормозящее действие. Коэффициент торможения зависит от конкретных характеристик процесса адсорбции и десорбции ПАВ. В качестве иллюстрации рассмотрим результаты исследования движения и деформации капель дихлорэтана в воде, содержащей добавки растворимых ПАВ [126]. В опытах использовали скоростную киносъемку. Для визуализации процессов деформации капель и ближнего следа использовали шлирен-метод. В качестве ПАВ применяли добавки NaLS (лаурилсульфат натрия). Производили сравнение с движением твердых сферических частиц плотностью р = 1,33 г/см3. Движение капель дихлорэтана исследовали как в дважды дистиллированной воде без примесей ПАВ, так и в воде с до-
Рис. 3.2. Коэффициент сопротивления капли дихлорэтана при ее падении в воде с добавкой ПАВ (NaLS) (а) и обобщенная зависимость коэффициента торможения ут " "о/"ПАВ ПРИ Движении капель (пузырей) в среде, содержащей различные ПАВ (Re <500) (б):Рис. 3.2. Коэффициент сопротивления капли дихлорэтана при ее падении в воде с добавкой ПАВ (NaLS) (а) и обобщенная зависимость коэффициента торможения ут " "о/"ПАВ ПРИ Движении капель (пузырей) в среде, содержащей различные ПАВ (Re <500) (б):
Рис. 3.2. Коэффициент сопротивления капли дихлорэтана при ее падении в воде с добавкой ПАВ (NaLS) (а) и обобщенная зависимость коэффициента торможения ут " "о/"ПАВ ПРИ Движении капель (пузырей) в среде, содержащей различные ПАВ (Re <500) (б):
Рис. 3.2. Коэффициент сопротивления капли дихлорэтана при ее падении в воде с добавкой ПАВ (NaLS) (а) и обобщенная зависимость коэффициента торможения ут " "о/"ПАВ ПРИ Движении капель (пузырей) в среде, содержащей различные ПАВ (Re <500) (б):
1 --ИО-11 --ИО-1твердые сферические частицы; 2 - сПАВ = (Ж0 4 г/л; 3-сПАВ=Ю 2-г г/л
1 -
-ИО-1
1 -
-ИО-1
бавками ПАВ. При концентрации NaLS с < НГ4 г/л поведение капель было таким же, как и в чистой воде. С ростом с до 10"3 — 10“2 г/л характеристики движения и трансформации капель изменялись. Для неосциллирующих капель уменьшался эксцентриситет (особенно при увеличении диаметра), а коэффициент сопротивления Cd возрастал. Уменьшение эксцентриситета объясняется менее интенсивной внутренней циркуляцией в капле при ее движении в воде с добавками ПАВ. Зависимость Cd от числа Рейнольдса при падении капли дихлорэтана в воде с разными концентрациями NaLS приведена на рис. 3.2, а. Видно, что при Re < 600 коэффициент сопротивления капель Cd при с ж ~ 10 2 —10 1 г/л возрастает более чем в 3 раза по сравнению с данными для чистой воды. С ростом Re это различие несколько уменьшается.
На рис. 3.2, б представлена обобщающая зависимость коэффициента торможения при движении капель и пузырей в среде, содержащей различные ПАВ, от числа Ео = g^pd2 (До (где g — ускорение свободного падения, Др — разность плотностей жидкость—жидкость, жидкость—газ; d — диаметр капли (пузыря); Да — разность между поверхностным натяжением чистой жидкости и его равновесным значением в присутствии ПАВ).
Видно, что эффект влияния ПАВ в существенной мере зависит от диаметра капель (пузырей). С ростом их размеров тормозящее действие ПАВ увеличивается, что связано с повышением степени циркуляции внутри капли (пузыря). При этом наблюдаются большая неравномерность плотности адсорбции ПАВ на поверхности и рост касательных напряжений, стремящихся затормозить поверхностное движение капли (пузыря).
L
Рис. 3.3. Схема рабочей части установки для исследования динамики границы раздела фаз жидкость-газ:
1 — воздушная секция; 2 — резервуар, заполненный водой
Детальное экспериментальное исследование влияния ПАВ на динамику границы раздела фаз при движении одиночной капли в газовом потоке - весьма сложная задача. В этой связи рассмотрим модельную задачу, исследуя динамику горизонтальной поверхности жидкости, находящейся в резервуаре, под действием потока газа с добавками, с целью выявления основных эффектов влияния ПАВ и их адсорбционных характеристик.
Опыты проводили на установке разомкнутого типа. Воздух от компрессора подавался в бак с дистиллированной водой, а затем в механический фильтр, с тем чтобы удалить из него имеющиеся примеси. В специальном теплообменнике воздух нагревался до 80 °C, после чего направлялся в рабочую камеру, которая изготовлена из плексигласа и состоит из двух частей: воздушной прямоугольной секции 1 и резервуара 2, заполненного водой (рис. 3.3). Длина воздушной секции была выбрана равной 1 м для стабилизации профиля скорости. Режимы течения газа выбирали такими, чтобы реализовать ламинарный профиль скорости. Глубина резервуара варьировалась с помощью дополнительных вставок, размещенных в нем. Скорость воздуха определяли трубкой Пито с точностью 0,1 %.
Измерения скорости движения поверхности жидкости производили путем добавления в воду частичек полиэтилена размером 2,5-КГ4 м и регистрации их скоростной кинокамерой AEG, работающей в режиме фоторегистратора. Ошибка в определении скорости не превышала 1%.
Максимальная скорость движения поверхности воды п„акс = = 0,25 см/с была выбрана из условий отсутствия на ней волн.
Врдный раствор октадециламина приготовляли при 80 °C в необходимой концентрации в большом объеме и затем помещали в резервуар рабочего участка. Измерение концентрации ОДА в резервуаре производили до и после испытаний с тем, чтобы определить ее среднее значение. Концентрация ОДА в опытах не превышала 2 мг/л,т.е. находилась в области его растворимости при данных температурных условиях.
Рис. 3.4. Распределение скоростей движения поверхности жидкости:1,1' — h = 10 2 м, «о =0,П м/с; 2,2* - h = 4-10-2м, и0 =0,05 м/с; 3,3* -И = = 10 2 м, по = 0,05 м/с; 4,4' - h = 4-10 2 м, и0 =0,05 м/с; 1,1', 2,2*, 3,3* - данные для чистой воды; 4,4 - сОдд = 2 мг/л; 1, 2, 3, 4 ~ экспериментальные данные; Г, 2’, 3*, 4' - расчетРис. 3.4. Распределение скоростей движения поверхности жидкости:1,1' — h = 10 2 м, «о =0,П м/с; 2,2* - h = 4-10-2м, и0 =0,05 м/с; 3,3* -И = = 10 2 м, по = 0,05 м/с; 4,4' - h = 4-10 2 м, и0 =0,05 м/с; 1,1', 2,2*, 3,3* - данные для чистой воды; 4,4 - сОдд = 2 мг/л; 1, 2, 3, 4 ~ экспериментальные данные; Г, 2’, 3*, 4' - расчет
Рис. 3.4. Распределение скоростей движения поверхности жидкости:
1,1' — h = 10 2 м, «о =0,П м/с; 2,2* - h = 4-10-2м, и0 =0,05 м/с; 3,3* -И = = 10 2 м, по = 0,05 м/с; 4,4' - h = 4-10 2 м, и0 =0,05 м/с; 1,1', 2,2*, 3,3* - данные для чистой воды; 4,4 - сОдд = 2 мг/л; 1, 2, 3, 4 ~ экспериментальные данные; Г, 2’, 3*, 4' - расчет
Рис. 3.4. Распределение скоростей движения поверхности жидкости:
1,1' — h = 10 2 м, «о =0,П м/с; 2,2* - h = 4-10-2м, и0 =0,05 м/с; 3,3* -И = = 10 2 м, по = 0,05 м/с; 4,4' - h = 4-10 2 м, и0 =0,05 м/с; 1,1', 2,2*, 3,3* - данные для чистой воды; 4,4 - сОдд = 2 мг/л; 1, 2, 3, 4 ~ экспериментальные данные; Г, 2’, 3*, 4' - расчет
Рис. 3.5. Влияние скорости газа и глубины впадины на изменение установившейся ^ско^ости движения границы раздела фаз жидкость —газ Дмп = (u°n* - и п )/ Ип в присутствии ОДА (с =2 мг/л) :
1,1 - h = 410~2 м; 2,2 - h = 10” 2 м; 1, 2 - эксперимент; 1', 2' - расчет
На рис. 3.4 представлены типичные данные, описывающие скорость движения границы раздела чистой жидкости при различных скоростях набегающего потока и глубинах резервуара (экспериментальные точ-. ки 1, 2, 3\ Движение поверхности жидкости — безволновое.
Результаты зкспериментов по исследованию влияния добавок ОДА на скорость движения поверхности жидкости нп представлены на рис. 3.4 (точки 4) и 3.5. Из анализа кривых видно, что во всех случаях' наличие ОДА приводит к уменьшению установившейся скорости движения границы раздела фаз, причем в процентном отношении это изменение зависит от скорости набегающего потока, концентрации ОДА в растворе, а также глубины впадины.
Для расчета скорости движения жидкости, находящейся в вышеописанных условиях (см. рис. 3.3), необходимо в общем случае решить систему уравнений неразрывности и движения обеих фаз. С учетом несжимаемости уравнение неразрывности для жидкости в двумерном приближении будет
(3-1)(3-1)Эи/Эх + Sv/йу =0.
(3-1)
(3-1)
Уравнения движения
/dudu \dp,/ d2 ud2u
\dxdy ]dx \ dx2dy2
Idv, dv \’ dp/ d2 vd2 v
\dx ?)y j dy\ dx2dy2
(3-2)
(3-3)
В случае постоянства плотности и вязкости жидкости система уравнений (3.1) — (3.3) может быть упрощена с использованием функции тока:
и = dj//dy;
(3.4)
v =-d^/dx.
(3.5)
При этом уравнение (3.1) обращается в тождество, а комбинация уравнений (3.2) и (3.3) дает выражение
+2 ^ + dx4 dx2dy2
И / ^ду \ dx3
д4ф _ РжЭ^_ / Э3^ + Э3 ф
dy4Дж Эх \ dy3 dx2dy
Э3ф
Эх dy2
(3.6)
Граничными являются условия прилипания частиц жидкости к ограничивающим стенкам, т.е. на стенках как нормальная, так и касательная составляющие скорости равны нулю. Также отсутствует движение жидкости через границу раздела жидкость—газ. На этой границе должно соблюдаться условие равенства касательных напряжений, создаваемых движением жидкости и газа,
ж Г"
(3-7)
Значения касательных напряжений для жидкой фазы
(3-8)
После преобразований и приведения к безразмерному виду уравнение
(3.8) принимает вид
Дж / З2 ^/ \
h \» I у» = 0.
(3-9)
4-6507
Подставляя уравнение (3.9) в уравнение (3.7), получаем
(ЗЛО)(ЗЛО)Э2 ^И2
(ЗЛО)
(ЗЛО)
=7Г.
Эу 2Дж
В рассматриваемом случае, когда скорость жидкости мала, можно предположить, что ее влияние на профиль скорости газа отсутствует. Тогда для ламинарного стационарного течения в прямоугольном канале
6ДГ Q6ДГ Qьн2ьн2(3.11)(3.11)
6ДГ Q
6ДГ Q
ьн2
ьн2
(3.11)
(3.11)
где дг - вязкость газа; Q — расход газа; b — ширина канала; Н — высота канала.
Подставляя выражение (3.11) в (3.10), получаем
(3-12)(3-12)^±_ =_ 6 н_1^_бу* ^жЬ н1
(3-12)
(3-12)
Таким образом, для определения скорости жидкости необходимо решить уравнение (3.6) совместно с рассмотренными выше граничными условиями.
Расчет проводили численно, методом релаксации. Полученные данные по скорости движения поверхности чистой жидкости представлены кривыми Г, 2\ 3* на рис. 3.4 и свидетельствуют об удовлетворительном совпадении теоретических и экспериментальных значений ип. Отклонение теоретических и экспериментальных значений скорости поверхности жидкости в начале и конце резервуара обусловлено, по-видимому, краевыми эффектами, связанными со смачиваемостью. В этой связи при дальнейшем анализе эти участки не рассматривали.
Наличие ПАВ в жидкости приводит к концентрации их молекул на поверхности границы раздела жидкость —газ. При этом они уносятся движущимся под действием газа потоком жидкости в направлении оси х. В конце впадины жидкость поворачивается стенкой в направлении оси у, но ПАВ стремятся остаться на ее поверхности. Вследствие разности концентраций ПАВ на границе раздела жидкость —газ возникает дополнительная тангенциальная сила, действующая в обратном направлении по сравнению с силой трения на поверхности жидкости со стороны потока газа.
Влияние градиента концентраций ПАВ на движение поверхности жидкости сформулировано для плоской поверхности в [54]
—тж + тг = bF/bx, (3.13)
где bF/bx — градиент поверхностного давления в направлении х; F = — ^о ^см-
При малой концентрации ОДА плотность, вязкость и другие теплофизические характеристики жидкости практически не изменяются (см. гл. 1). Поэтому для расчета скорости движения поверхности жидкости при наличии в ней ОДА можно использовать уравнение (3.6), заменив граничное условие (3.7) на (3.13) и преобразовав его следующим образом:
"«^' r-'V(ЗЛ4)
\аУ)у=0 ах
1^Л=_(^\Тг+1^\^_.(3.i5)
\ V, 1 у#=0 ^ж /\ Мж / ах
Все остальные граничные условия независимы от присутствия ПАВ.
Согласно [185] зависимость поверхностного давления от времени может быть представлена в виде
F = кТ^с 1 — ехрF = кТ^с 1 — ехрDt02Dt02— erfc— erfc(3.16)(3.16)
F = кТ^с 1 — ехр
F = кТ^с 1 — ехр
Dt
02
Dt
02
— erfc
— erfc
(3.16)
(3.16)
где к — постоянная Больцмана; Т — температура, К; /3 — коэффициент адсорбции; t — время; с — концентрация ПАВ в объеме жидкости; D — коэффициент диффузии.
Для достаточно больших значений t уравнение (3.16) преобразуется к виду
F = кТрс = Fo,(3.17)
где Fo — равновесное поверхностное давление.
Воспользовавшись данными по влиянию концентрации ОДА на изменение поверхностного натяжения раствора (см. гл. 1), вычисляем коэффициент адсорбции У в равновесных условиях и используем его в расчетах.
Коэффициент диффузии определяем по формуле Эйнштейна
D = кТКЗир.^,(3.18)
где рх — вязкость жидкости; к — постоянная Больцмана; Т — температура; d — средний диаметр молекулы ПАВ.
Предположим, что когда элемент жидкости достигает границы раздела фаз, в начале впадины образуется новая поверхность (при этом t = 0). По мере движения этого элемента к концу впадины на поверхности происходит аккумуляция молекул ПАВ. Таким образом, время t в (3.16) — это время, в течение которого элемент жидкости находится на поверхности. Для определения F, входящего в граничное условие (3.13), запишем
— = кТрс dx
учитывая, что dt/dx = 1/мп, где ип — скорость поверхности жидкости,
получаем
dF * _ kT/ic / D^ 1/2dx “п[ \ 02 -nt /dF * _ kT/ic / D^ 1/2dx “п[ \ 02 -nt /(3.20)(3.20)
dF * _ kT/ic / D^ 1/2
dx “п[ \ 02 -nt /
dF * _ kT/ic / D^ 1/2
dx “п[ \ 02 -nt /
(3.20)
(3.20)
Используя (3.20), получаем следующее граничное условие на границе раздела фаз при наличии в жидкости ПАВ:
(3.21)(3.21)
(3.21)
(3.21)
где А — выражение в квадратной скобке в (3.20).
Расчет проводят следующим образом: сначала рассчитывают скорость движения поверхности жидкости в отсутствие ПАВ, затем определяют значения dF/dx в различных ячейках сетки у границы раздела фаз с помощью (3.20). Эти значения затем используются при задании граничных условий. Далее рассчитывается скорость поверхности жидкости с учетом новых граничных условий, которая необходима для определения нового значения dF/dx в различных ячейках расчетной сетки на поверхности границы раздела фаз.
Итерационная процедура продолжается до тех пор, пока значение dF/dx отличается от рассчитанного на предыдущем шаге на значение, превышающее 10“5 тг. Результаты расчетов для течения с добавками ОДА приведены на рте. 3.4 и 3.5. Полученные данные удовлетворительно описывают результаты экспериментов, из чего следует, что предложенная методика расчета может быть успешно применена для анализа влияния ПАВ на динамику границы раздела фаз жидкость—газ.
Важнейшим фактором для двухфазных потоков является дисперсность жидкости, обусловленная как столкновениями частиц, так и их дроблением. О причинах дробления капель при их обтекании газовым потоком нет единого мнения. Одни авторы [16] считают, что распад капли определяется моментом, когда аэродинамические силы, определяемые скоростным напором, становятся больше сил поверхност-
ного натяжения, другие, например [173], — когда деформация капли под действием аэродинамических сил превосходит некоторое критическое значение. Наконец, третьи [22] связывают разрушение капель с появлением неустойчивых колебаний.
Дробление определяется размером капли, вязкостью газа и жидкости, поверхностным натяжением, скоростью и другими параметрами, из которых можно составить ряд безразмерных чисел. Одним из важнейших является число Вебера We =pr(wr - wK)2dK/o (рг — плотность газа; иг - ик — разность скоростей газа и капли; dK — диаметр капли; о — поверхностное натяжение).
На основании многочисленных экспериментальных данных в [23] представлена качественная классификация основных типов дробления капли в газовом потоке:
деформационный тип дробления с колебанием и последующим разделением капли на две и более (We СЮ);
дробление типа ’’парашют” с образованием и последующим разрушением купола ’’парашюта” и окружающего его жидкого тора (We ** « 20) или с образованием ’’парашюта” и центральной струйки, направленной против потока с последующим разрушением капли (We ~ 10);
’’сдирание” поверхностного слоя с образованием облака мелких брызг (We « 1000);
взрывной тип дробления при очень больших числах We « 50 000 (переход капли через сильную ударную волну), когда без какого-либо заметного ’’сдирания” поверхностного слоя капля почти сразу распадается на множество мелких капелек.
Рассмотрим результаты исследований влияния добавок ОДА на процесс дробления капель по деформационному типу. Эксперименты выполнены на установке, схема которой представлена на рис. 3.6. Она включает в себя ударную трубу, генератор капель, схему фотографической регистрации и измерительную систему.
Рабочий участок ударной трубы находился при атмосферных условиях. Давление в секции высокого давления устанавливали путем нагнетания воздуха из компрессора. Перепад давлений между секциями 7 и 2 определяли дифференциальным ртутным дифманометром. В качестве диафрагмы использовали целлофан толщиной 0,02 мм, что позволило даже при незначительных перепадах давления получить относительно равномерный разрыв диафрагмы. В секции высокого давления была расположена игла, которая приводилась в движение пружинным механизмом.
Цепочка одиночных капель заданного размера была получена с помощью генератора капель.. Для исследования движения капель использовали высокоскоростную фотографию. Для этой цели на стенках ударной трубы были вырезаны отверстия и установлены оптические стекла таким образом, чтобы внести минимальные изменения в геометрию канала.
Рис. 3.6. Схема экспериментальной установки:
1 — часть высокого давления ударной трубы; 2 - часть низкого давления ударной трубы; 3 - генератор капель; 4 — датчики давления; 5 - усилитель; 6 - осциллограф; 7 — воздух от компрессора; 8 — скоростная кинокамера; 9 — ртутная лампа; 10 - механизм спуска иглы; 11 —диафрагма
Специальными исследованиями в поле оптического теневого прибора было установлено, что фронт ударной волны близок к прямому. Поэтому для определения скорости газа за ударной волной использовали известное соотношение
мг = — = ( 1 +—^2у в j / Ш2 в _ L-L ) 1 ,(3.22)
"2\21\2/
где н2 — скорость газа за ударной волной; д2 - скорость звука за удар
ной волной; М2 - число маха за ударной волной; к - показатель адиа- V
баты газа; Мув = ув ; Fy.B — скорость движения ударной волны а у
(определяется экспериментально); с i — скорость звука в секции низкого давления,
Давление и температура за скачком:
ч
= 1 + —— (^ в ~ О;
рхк* I у
= 1 +2 [(Р + 1)Му в]'2 (к- 1) X |(323)
Тх
X (^в + 1)(М2.в-1),
где Тх и Рх — начальные параметры в секции низкого давления; Т2 и Р2 — температура и давление за ударной волной.
Для определения скорости ударной волны в установке была предусмотрена специальная система с использованием двух датчиков давления, расположенных на фиксированном расстоянии, и регистрирующей аппаратуры, связанной синхронизационным блоком с системой запуска ударной трубы.
9101112 *13 .
Рис. 3.7. Деформация и распад капли (dK = 700 мкм) в потоке газа за ударной волной (и =28,1 м/с):
1-13 - т, равное соответственно 5-Ю-5 с, 10 4 с, 2-10 4 с, 3-10'4 с, 4-10'4 с, 510“4 с, 610-4 с, 8 10-4 с, 10'3с, 1,2 10'3с, 1.6-10'3 с, 210-3 с, 2,5 10'3 с
Скорость распространения ударной волны может быть определена с точностью до 5 %, диаметр капель d = d ± 10 мкм. В процессе эксперимента подбиралась такая интенсивность ударной волны, которая позволяла бы анализировать как разрушающиеся в конечном итоге капли, так и осциллирующие. Комбинация размеров капель и скоростей потока за ударной волной позволила проводить исследования в области Re = 1004-1000 и We = 0,1 4-2,3.
На рис. 3.7 представлена типичная картина деформации и разрушения капли.
Рассмотрение деформации капли в виде зависимости dy/d^ = / (т) выявило некоторые закономерности процесса. Из графика на рис. 3.8 можно выделить три области. Первая область распространяется от начала деформации (т = 0) до образования плато на кривой, когда dy/d0 = = const. Она характкризуется деформацией первоначально сферической капли под действием потока, в результате чего капля сплющивается. Рост dy/d0 = / (т) носит приблизительно экспоненциальный характер. Вторая переходная область ограничивается промежутком времени, когда dy/d0 = const Третья область — завершающая стадия деформации капли.
В результате капля или разрушается (если степень ее деформации превышает критическое значение — кривые 1, 2), или осциллирует [при dy/d0 < (dy/</0)кр - кривая 2].
Рост dy/d0 на третьей стадии процесса деформации капли также носит экспоненциальный характер. Как показывают опыты с каплями (без добавок), существует предельная деформация капли (<^/</0)кр = = 1,64-1,7, выше которой начинается ее разрушение, что согласуется с данными [173]. Если степень деформации капли меньше критического значения, то капля осциллирует. Эксперименты, проведенные для капель воды с микродобавкой ОДА (с = 2 мг/л), показали, что и в этом случае предельная деформация капель сохраняет свое значение для чис-
Рис. 3.8. Степень деформации капель воды в зависимости от времени при разных скоростях газа:
1 - и = 37,1 м/с; 2 - и = 31.4 м/с; Зи- 26 м/с
Рис. 3.9. Степень деформации капель воды с добавками ОДА (с = 2 мг/л) :
1 - и = 31,4 м/с; 2 - и =26 м/с; 3 - и = 14,5 м/с; 4 - и =8 м/с
той воды dy(d0 = 1,64-1,7. Характерные кривые изменения dy/dQ = = /(т) для водных растворов ОДА представлены на рис. 3.9. Видно, что для одинаковых скоростей потока (например, и = 31,4 м/с) наличие ОДА приводит к снижению размеров первой области по оси т. Сокращается также время, когда dy/dQ = const. В результате проведенной серии экспериментов были получены зависимости критической скорости набегающего потока (t/o)Kp> приводящей к дроблению капель, от размера частиц жидкости (для чистой воды и в присутствии ОДА (рис. ЗЛО). Показано, что аэродинамическое дробление капель воды, содержащей добавки ОДА (с = 2 мг/л), происходит при существенно меньших скоростях набегающего потока по сравнению с данными для чистой воды. Последнее обстоятельство обусловлено снижением поверхностного натяжения жидкости в присутствии ОДА, а также изменением характера обтекания капли и внутреннего циркуляционного движения в ней.
Влияние малых добавок полимеров на процесс дробления капель в высокоскоростном потоке воздуха экспериментально исследовалось в [186]. В качестве исходных жидкостей (растворителя) использова-* пись: BIS (2-этилгексил)-гидрогенфосфат и дибутилфталат (ДБФ). На этой основе составлялись слабые растворы полимеров с добавками: полиизобутил метакрилат, поливинилацетат, нитроцеллюлоза. Опыты проводили в ударной трубе, дробление одиночных капель осуществлялось потоком газа за ударной волной. Начальные размеры генерируе- • мых капель d0 = З-Ю-3 м. Скорость разового потока составляла в основном около 360 м/с. Опыты показали, что в высокоскоростном потоке газа процесс дробления капель может быть существенно заторможен с помощью малых добавок полимеров (этот эффект отмечается
даже при с = 0,014-0,1%) вследствие проявления вязкоэластичности. При отсутствии добавок в исследуемых условиях проявляется срыв- ной механизм дробления капли (’’сдирание” поверхности) с образованием высокодисперсного тумана (рис. 3.11). При добавках полимеров от с = 0,01 % и выше процесс дробления капли затормаживается и существенно изменяется. Образование тумана подавляется, капля становится более устойчивой (рис. 3.12).
Влияние добавок ПАВ и полимеров на динамику колебаний пузырей газа в жидкости рассматривалось в ряде работ. В [53] исследовано влияние пленки нерастворимого ПАВ на динамику радиальных колебаний газового пузыря в звуковом поле. Получено уравнение радиальных колебаний пузырька, учитывающее эффект изменения поверхностного натяжения в процессе колебаний на границе раздела газ—жидкость. На основе линейного анализа показано, что при наличии ПАВ на поверхности пузыря возрастают собственная и резонансная частоты колебаний. Уменьшается амплитуда колебаний при резонансе, а также сдвиг по фазе между колебаниями пузыря и акустического давления. Пленка нерастворимого ПАВ оказывает демпфирующее действие на ридаиальные колебания пузыря в диапазоне частот со < сог, где игг — линейная резонансная частота для пузыря при отсутствии ПАВ. Для со > со® возможно некоторое усиление колебаний, обусловленное смещением резонансной кривой из-за роста сог. Отмечается, что пленка нерастворимого ПАВ на поверхности пузыря при малых колебаниях эквивалентна тонкой упругой пленке..--V
d0,MKMd0,MKMРис. 3-10. Изменение критической скорости потока, приводящей к дроблению капли водь! в зависимости от размера капель:1 - без ОДА; 2 - с добавками ОДА (с = 2 мг/л)Рис. 3-10. Изменение критической скорости потока, приводящей к дроблению капли водь! в зависимости от размера капель:1 - без ОДА; 2 - с добавками ОДА (с = 2 мг/л)
d0,MKM
d0,MKM
Рис. 3-10. Изменение критической скорости потока, приводящей к дроблению капли водь! в зависимости от размера капель:
1 - без ОДА; 2 - с добавками ОДА (с = 2 мг/л)
Рис. 3-10. Изменение критической скорости потока, приводящей к дроблению капли водь! в зависимости от размера капель:
1 - без ОДА; 2 - с добавками ОДА (с = 2 мг/л)
Рис. 3.11. Фотография разрушения капли жидкости (BIS) диаметром dK = 3-10 3 м в газовом потоке и =233 м/с (интервал времени 7 =500 мкс)
Рис. 3.12. Влияние концентрации полимера тер разрушения капли жидкости (BIS) :Рис. 3.12. Влияние концентрации полимера тер разрушения капли жидкости (BIS) :(полиизобутил метакрилат) на харак-(полиизобутил метакрилат) на харак-(dK =3-10 3 м; к = 233 м/с; Т = 500 мкс) : а - с -0,1 %; б — с -0,5 %; в — с — = 1%;г-<?=2%(dK =3-10 3 м; к = 233 м/с; Т = 500 мкс) : а - с -0,1 %; б — с -0,5 %; в — с — = 1%;г-<?=2%
Рис. 3.12. Влияние концентрации полимера тер разрушения капли жидкости (BIS) :
Рис. 3.12. Влияние концентрации полимера тер разрушения капли жидкости (BIS) :
(полиизобутил метакрилат) на харак-
(полиизобутил метакрилат) на харак-
(dK =3-10 3 м; к = 233 м/с; Т = 500 мкс) : а - с -0,1 %; б — с -0,5 %; в — с — = 1%;г-<?=2%
(dK =3-10 3 м; к = 233 м/с; Т = 500 мкс) : а - с -0,1 %; б — с -0,5 %; в — с — = 1%;г-<?=2%
На основе этого подхода рассмотрено влияние ПАВ на парогазовые и паровые пузыри. В противоположность случаю полости постоянной массы (пузырь неконденсирующегося и не растворяющегося газа) показано, что действие ПАВ приводит к усилению осцилляций паровых пузырей дорезонансных размеров и уменьшению резонансного радиуса включений. Однако наличие даже небольшого количества неконденсирующегося газа в пузыре качественно изменяет характер влияния ПАВ: в этом случае, как и для газовых пузырей, с ростом поверхностной ак- ео / Эа\,nAD
тивности ео = —- — I(где с0 - равновесная концентрация ПАВ
Р \ Эс ]с=Со
на поверхности пузыря) возрастает резонансный размер включений и уменьшается амплитуда колебаний дорезонансных пузырей. Добавки ПАВ приводят к увеличению фазы Ф колебаний дорезонансных паровых включений и практически не отражаются на значении Ф в случае парогазовых пузырей (даже при относительном содержании газа в пузыре около 2 %).
Влияние полимерных добавок на динамические свойства пузырей и пузырьковых сред рассмотрим на примере данных [2}. В работе исследовалось распространение звуковой волны в воде с газовыми пузырями. На рис. 3.13 представлены зависимости относительной скорости звуковой волны а = а/а0 и коэффициента ее затухания £ от частоты П = f/u при разных значениях ск = 4р_6 ^pyR^, отражающей влияние концентрации добавок полимеров в воде (ек = 0 соответствует ньютоновской жидкости). Здесь / — частота синусоидальной волны; со — резонансная частота пузыря в ньютоновской жидкости (чистой воде без
Рис. 3.13. Влияние добавок полимеров на скорость распространения (с) и декремент затухания (б) звуковой волны в зависимости от частоты ^ в пузырьковой среде при наличии и отсутствии добавок полимеров:
^ ск — 0; 2 — с^ -0,5; 3 — — 1
добавок полимеров); 6 — время релаксации скоростей деформации с учетом влияния добавок; р — вязкость, определяемая по эмпирической формуле д =—pxT)RgCo; 17 = 1Ы0-6 Cl>(2tt)-1; pt — плотность 4
газа; Ro — радиус пузырька.
Анализ кривых (рис. 3.13) показывает, что добавки полимеров увеличивают максимальные скорости и уменьшают максимальные коэффициенты затухания звуковой волны. В водных растворах с добавками, когда проявляются упруговязкие свойства среды, эти максимумы достигаются при меньших частотах, чем в чистой воде. Объяснение этого являения авторы [2] связывают с уменьшением собственной частоты пульсаций пузыря при добавке в воду полимеров.
Экспериментальное исследование распространения ударных волн в смеси жидкости с пузырями газа при малых добавках полимеров проведено в [20]. В опытах использовалась вертикальная гидродинамическая ударная труба, оснащенная датчиками, фиксирующими изменение давления в ударной волне. Режимные параметры в экспериментах были следующие: концентрация пузырей газа 1—10% объема, занятого водой, размер пузырей (2-^5) -10“3 м, интенсивность падающих волн сжатия 0,3-2 МПа при начальном давлении в среде 0,1 МПа. В качестве добавки использовался полиакриламид (ПАА) с концентрацией 0,1—1%. На основе опытных данных установлено, что добавки полимеров в исследованном диапазоне параметров не оказывают заметного влияния на характеристики падающих волн. Зафиксировано некоторое различие в структуре изменения давления в релаксационной зоне за волной. Если в чистой воде с пузырями колебания давления за волной плавно затухали, то в воде с добавками ПАА наблюдалось развитие колебаний в некоторьш момент времени.
Существенное различие имело место при движении отраженной волны в пузырьковой среде без добавок и с добавками ПАВ. В чистой воде с пузырями в течение большого отрезка времени (т «г 2000 мкс)
Рис. 3.14. Интенсивность отраженной ударной волны в зависимости от интенсивности падающей волны:
1 - в чистой воде с пузырьками газа; 2 - в воде с пузырьками газа и растворенным полимером (полиакриламид, с =0,1 и 1 %)
давление за отраженной волной было постоянным, а в растворе с полимером сразу же за фронтом отраженной волны давление резко снижалось.
В исследуемом случае импульс давления в отраженной волне после добавки полимера оказался сниженным в 6—8 раз. Результаты измерений интенсивности отраженной волны в воде с пузырями и в растворе с добавками ПАА приведены на рис. 3.14. Здесь р0 - начальное давление; рх и р2 — давления за падающей и отраженной волнами. На кривой 2 приведены экспериментальные данные для концентрации ПАА 01 и 1%. Видно, что изменение концентрации полимера в этом диапазоне не оказывает заметного влияния на давление в отраженной волне.
Наблюдаемое различие поведения ударных волн объясняется характером движения, трансформации и дробления пузырей газа. Анализ кинограмм показал, что в чистой жидкости пузырь газа деформируется в направлении поперек фронта волны и затем пробивается центральной струей жидкости, движущейся в направлении волны. В среде с добавкой полимера пузырь газа как бы поворачивается на 90°, и его деформация развивается вдоль фронта волны. Скорость разрушения пузырей при добавках полимера снижается по сравнению со скоростью разрушения в чистой воде.
Гидродинамика и массообмен жидких пленок с ПАВ
Области существования и использования пленочных течений в технике весьма многообразны (многочисленные типы теплообменных аппаратов с испарением или конденсацией жидкой фазы, адсорберы, кристаллизаторы, экстракционные установки и др.). Практически всегда течение пленок в тепломассообменных аппаратах сопровождается волновыми процессами на границе раздела газ—жидкость. Характер движения пленки во многом определяет интенсивность процессов тепломассообмена, а также структуру ядра парокапельного потока в зависимости от интенсивности и характера волнового движения, срыва капель и т.п. Пленка имеет контакт как с твердой (обтекаемой) поверхностью, так и с газом (паром), скорость которого в общем случае может существенно отличаться от скорости пленки. Введение малых до-
бавок ПАВ может оказать существенное влияние как на гидродинамику пленок, так и на массообмен в системах жидкость—газ (пар) и жидкость—жидкость. В случае гидрофобизирующих добавок последние могут существенно повлиять и на сам процесс образования пленок на твердых поверхностях как при выпадении капель и их слиянии (например, в турбинах влажного пара, сепараторах), так и при конденсации пара на поверхностях теплообмена.
Волновые течения пленок с добавками ПАВ широко исследовались как в теоретическом, так и в экспериментальном плане. На основании этих работ установлено, что влияние ПАВ (изменяющих поверхностное натяжение на границе раздела двух сплошных сред) на гидродинамику и масообмен обусловлено в значительной мере появлением на этой границе дополнительных касательных и нормальных напряжений, связанных с ’’растяжением” пленок ПАВ на гребнях волн и ’’сжатием” их во впадинах.
Эти силы, отнесенные к единице поверхности, могут быть представлены следующим образом:
„ Эо , - 2 О (с)
FT =- —grade; Fn = —— , (3.24) ос R
где с — локальная концентрация ПАВ на поверхности жидкости.
Изменение граничных условий на свободней поверхности жидкости приводит в свою очередь к гасящему действию пленки ПАВ на волновое движение.
Теоретический анализ, проведенный без каких-либо специальных гипотез о свойствах ПАВ, показал, что последние оказывают стабилизирующее (гасящее) действие при волновом движении жидких пленок на всем спектре волн, начиная от самых коротких (капиллярных) и до сантиметровых (гравитационных). В предельном случае пленка ПАВ ведет себя как несжимаемая тонкая мембрана, покрывающая поверхность жидкости. Последнее означает, что при деформации поверхности жидкости она лишь прогибается, но не сжимается у впадины волны и не растягивается у ее гребня. Механизм диссипации и затухания волн для этого случая можно выяснить из рассмотрения выражения для вихря скорости жидкости, совершающей волновое движение. Для чистой жидкости отношение А, характеризующей безвихревую часть движения, к В, характеризующей вихревую часть, имеет.вид [54]
<AIB^O~ w0KvK^. _ (3.25)
В случае поверхности, покрытой несжимаемой пленкой, (Д/В)пав * ~ (^/(f^2))0,5, где со о — круговая частота волнового процесса (со = 2тг/7’, Т — период волны); К = 2л/\ — волновое число; v — вязкость; Л — длина волн. Видно, что (Д/Д)пав < VAIB^O. Это означает, что вихревая часть движения оказывается существенно усиленной из-за
наличия несжимаемой пленки. Последнее очевидно, поскольку тангенциальная компонента скорости обращается в нуль на поверхности, изменение скорости в поверхностном слое имеет более резкий характер, чем при отсутствии пленки ПАВ. Усиление вихревой части движения приводит к дополнительной диссипации и затуханию волн.
В общем случае коэффициент затухания волн существенно зависит от свойств пленки ПАВ и его концентрации. В [54] показано, что эффективность гасящего действия в значительной степени определяется неко- ,до„
торым параметром е/о, где е = ср—— играет роль упругой постоянной, 'дс
характеризующей сжатие пленки; ср — равновесная концентрация ПАВ на недеформированной поверхности жидкой пленки (иногда е определяют как некий параметр, характеризующий эластичность пленки ПАВ). Наилучшим гасящим действием должны обладать конденсированные пленки ПАВ с плотной упаковкой цепей, имеющие наименьшие сжимаемости (жирные кислоты, триглицериды и др.), т.е. ПАВ, для которых производная Ъс!Ьс имеет наибольшее значение. Меньшее гасящее действие должно наблюдаться у таких нерастворимых ПАВ, как ацета- миды, фенолы, нитрины и другие вещества с наклонными цепями.
Эффективность гасящего действия ПАВ сильно зависит от их растворимости в жидкости. С ростом растворимости эффективность гашения волн снижается тем сильнее, чем меньше частота волн и чем больше равновесная объемная концентрация (т.е. растворимость) ПАВ.
В [175] рассмотрено влияние ПАВ на устойчивость стекающих вниз пленок жидкости. Отмечается, что хотя ПАВ и способствуют снижению равновесного поверхностного натяжения (и тем самым числа Вебера
Weg = , где и0 — средняя скорость движения пленки, 5 — ее тол-
ри^б
щина), однако это влияние меньше по сравнению с влиянием дополнительных касательных и нормальных напряжений. Влияние добавок ПАВ через изменение числа Weg (а точнее, о) на критическое волновое 2тток
число Акр = ——— приведено на рис. 3.15.
. Добавки ПАВ приводят к росту критического числа Re для жидкой пленки, при котором происходит потеря устойчивости волнового течения. При движении пленки по вертикальной поверхности расстояние, на котором происходит потеря устойчивости, возрастает тем больше, чем больше концентрация и длина цепи ПАВ. Скорость волн при этом уменьшается по сравнению с волновым движением жидкой пленки без ПАВ. В [121] приведено соотношение для определения критического числа Re для нерастворимых ПАВ как функция
о 1 1 / ~^O/(dlnc) \
ReKp = 1,1 ,(3.26)
\ gv4 р3 sin0 /
Рис. 3.15. Влияние поверхностного натяжения на критическое волновое число при течении жидкой пленки:/ - We = 0,02; 2 - We = 0,1; 3 - We = 1,0; 4 - We = 10; 5 - We = 100; 6 - We = 330Рис. 3.15. Влияние поверхностного натяжения на критическое волновое число при течении жидкой пленки:/ - We = 0,02; 2 - We = 0,1; 3 - We = 1,0; 4 - We = 10; 5 - We = 100; 6 - We = 330Рис. 3-16. Статистические характеристики волновой поверхности пленки:а — плотность распределения вероятностей толщин пленки (Rei = 1,6-106); 1-4 - Re2 соответственно равен 130, 195 , 250, 525; б: 1 - дисперсия (Д); 2 - коэффициент асимметрии (А); 3 - экспресс (Э) (при Re j =9- 10s) в зависимости от Re2Рис. 3-16. Статистические характеристики волновой поверхности пленки:а — плотность распределения вероятностей толщин пленки (Rei = 1,6-106); 1-4 - Re2 соответственно равен 130, 195 , 250, 525; б: 1 - дисперсия (Д); 2 - коэффициент асимметрии (А); 3 - экспресс (Э) (при Re j =9- 10s) в зависимости от Re2
Рис. 3.15. Влияние поверхностного натяжения на критическое волновое число при течении жидкой пленки:
/ - We = 0,02; 2 - We = 0,1; 3 - We = 1,0; 4 - We = 10; 5 - We = 100; 6 - We = 330
Рис. 3.15. Влияние поверхностного натяжения на критическое волновое число при течении жидкой пленки:
/ - We = 0,02; 2 - We = 0,1; 3 - We = 1,0; 4 - We = 10; 5 - We = 100; 6 - We = 330
Рис. 3-16. Статистические характеристики волновой поверхности пленки:
а — плотность распределения вероятностей толщин пленки (Rei = 1,6-106); 1-4 - Re2 соответственно равен 130, 195 , 250, 525; б: 1 - дисперсия (Д); 2 - коэффициент асимметрии (А); 3 - экспресс (Э) (при Re j =9- 10s) в зависимости от Re2
Рис. 3-16. Статистические характеристики волновой поверхности пленки:
а — плотность распределения вероятностей толщин пленки (Rei = 1,6-106); 1-4 - Re2 соответственно равен 130, 195 , 250, 525; б: 1 - дисперсия (Д); 2 - коэффициент асимметрии (А); 3 - экспресс (Э) (при Re j =9- 10s) в зависимости от Re2
где g — ускорение свободного падения; 6 — угол отклонения стекающей пленки от горизонтали (6 = 90° — стекание по вертикальной поверхности) .
Как отмечалось, волновые процессы на поверхности жидкой пленки, особенно в случае воздействия спутного газового (парового) потока, являются определяющими в обменных процессах между фазами. Срыв капель с поверхности пленок, так же как и их осаждение, во многом определяет дисперсную структуру двухфазного потока в таких устройствах, как турбины влажного пара, сепарационные устройства различного типа и т.п. Рассмотрим результаты исследований волновых процессов и амплитудно-частотных характеристик волновых течений жидких пленок с добавками ОДА, проведенных в МЭИ [93]. В экспериментальных исследованиях использовали установку, представляющую собой аэродинамическую трубу с незамкнутым циклом. Рабочий участок трубы выполнен в виде канала прямоугольного сечения 0,04 X 0,06 м2. Стеклянные боковые стенки канала позволяли осуществлять визуальные наблюдения, а также кино- и фотосъемку волновых процессов на поверхности пленок. Датчики толщины пленки, установленные заподлицо с поверхностью нижней стенки, фиксировали изменения локальной толщины пленки во времени. Рабочая жидкость—вода. Ее расход
8u262
в пленке, выраженный через число Рейнольдса Re2 = =, изме-
Н2 п2б
нялся от 20 до 600. Здесь д2 — среднерасходная скорость жидкости; 6 — средняя толщина пленки; д2 — вязкость; б2 — объемный расход воды в пленке; b — ширина пленки. Скорость спутного потока воздуха их изменяли от 15 до 60 м/с, давление — атмосферное. '
Опыты показали, что поверхность пленки практически во всех исследованных режимах покрыта сложной системой волн, параметры которых носят случайный характер. При небольших расходах жидкости на поверхности пленки существуют только мелкие волны с частотой около нескольких сотен герц (рябь). С увеличением расхода жидкости и скорости газового потока их количество резко возрастает. Длина волн ряби почти не изменяется и колеблется в пределах (1,5-г4) 1(Г3 м.
Плотность распределения локальных толщин пленки в зависимости от Re2 показывает, что при небольших расходах жидкости мелкие волны являются наиболее вероятными (рис. 3.16, а). С ростом расхода жидкости при постоянной скорости газа возможные толщины пленки растут, появляется второй максимум, соответствующий волнам большой амплитуды, превышающей в 1,5—3 раза среднюю толщину пленки. Плотность распределения возможных толщин пленки характеризуется коэффициентом асимметрии А и эксцессом Э, которые позволяют оценить отклонение действительного распределения от нормального.
На рис. 3.16, б представлено изменение дисперсии D, коэффициента асимметрии А и эксцесса Э в зависимости от Re2 при постоянной скорости газа. С ростом расхода жидкости в пленке кривая плотности распределения толщин пленки приобретает удлиненную правую часть, соответствующую появлению крупных одиночных волн, вероятность образования мелких волн уменьшается. Изменение средней толщинь? пленки 6 и высоты волн возмущения Д6 = (5 макс ~ 5 мин) в зависимости от скорости газового потока и Re2 приведено на рис. 3.17, а. С увеличением расхода жидкости при их = const средняя толщина пленки растет медленнее, чем расход жидкости. Это свидетельствует о том, что с ростом Q2 все большее количество жидкости переносится волнами. Частота одиночных волн возмущений с 6 =6Макс существенно меньше средней частоты волнового процесса (рис. 3.16, б), а скорость их распространения в 1,5-2 раза выше среднерасходной скорости жидкости и*, но существенно меньше скорости газового потока (рис. 3.17, в).
Добавка в жидкость ПАВ оказывает значительное влияние на характер течения, задерживая начало процесса волнообразования на поверхности раздела фаз. В соответствии с изложенными выше представлениями молекулы ОДА адсорбируются по поверхности жидкости, образуя эластичную микропленку, что и приводит к гашению волн. Осциллограммы локальной толщины пленки с добавкой ОДА показывают, что волны становятся более пологими, относительная высота
Рис. 3.18. Осциллограммы толщины пленки (о) с добавкой ОДА (тонкая линия) и без ОДА (жирная линия) и плотность распределения вероятностей толщины пленки (6) при Re j = 8,8 • 10s и Re2 = 185:Рис. 3.18. Осциллограммы толщины пленки (о) с добавкой ОДА (тонкая линия) и без ОДА (жирная линия) и плотность распределения вероятностей толщины пленки (6) при Re j = 8,8 • 10s и Re2 = 185:
Рис. 3.18. Осциллограммы толщины пленки (о) с добавкой ОДА (тонкая линия) и без ОДА (жирная линия) и плотность распределения вероятностей толщины пленки (6) при Re j = 8,8 • 10s и Re2 = 185:
Рис. 3.18. Осциллограммы толщины пленки (о) с добавкой ОДА (тонкая линия) и без ОДА (жирная линия) и плотность распределения вероятностей толщины пленки (6) при Re j = 8,8 • 10s и Re2 = 185:
Рис. 3.17. Осредненные характеристики пленки:
а — средняя толщина пленки 6 (штриховые линии) и высота волн возмущения № (сплошные линии) : 1 -4 -с, соответственно равно 25 , 30, 35 , 40 м/с; б - частота максимальных 1 и минимальнаых 2 волн возмущения; в — среднерасходная скорость пленки (сплошные линии) и скорость распространения одиночных крупных волн (штриховые линии); 1—5 — с^ соответственно равно 40, 30, 15 м/с
1 - без ОДА; 2 - с = 0,001%; 3 - с = 0,005 %
гребней уменьшается (рис. 3.18, а), что существенно влияет на интенсивность срыва капель с ее поверхности. Зависимости плотности распределения локальных толщин пленки Р (6) (рис. 3.18, б) свидетельствуют, что добавки ПАВ приводят к исчезновению крупных одиночных волн, в то время как величина математического ожидания толщин пленки почти не меняется. Дисперсия волнового движения для Ке2 =185 уменьшается при концентрации ОДА с % 5-Ю-3 % более чем в 4 раза, а среднеквадратичное отклонение — в 2 раза. Коэффициент асимметрии уменьшается почти в 2 раза, а эксцесс возрастает с 0,52 до 1,01. Анализ автокоррелограмм показывает, что с добавкой ОДА происходит упорядочивание волнового процесса. Автокорреляционная нормированная функция R (1) волнового процесса без ОДА имеет
5-6507
Рис. 3.19. Автокорреляционная нормированная функция волнового процесса (Re, =8,8-10s; Re2 =185):1 — без ОДА; 2 - с =0,005%Рис. 3.19. Автокорреляционная нормированная функция волнового процесса (Re, =8,8-10s; Re2 =185):1 — без ОДА; 2 - с =0,005%
Рис. 3.19. Автокорреляционная нормированная функция волнового процесса (Re, =8,8-10s; Re2 =185):
1 — без ОДА; 2 - с =0,005%
Рис. 3.19. Автокорреляционная нормированная функция волнового процесса (Re, =8,8-10s; Re2 =185):
1 — без ОДА; 2 - с =0,005%
Рис. 3.20. Изменение модального размера сорванных с пленки капель в зависимости от скорости спутного потока газа:
1 ~ СОДА =0; 2 - сОдд = 3 мг/л
крутой пик с быстрым падением почти до нуля. Добавка ОДА повышает значение R(f) (рис. 3.19), период колебания формы R(t) увеличивается.
Добавка ПАВ оказывает существенное влияние на частотную структуру волнового движения. Без ОДА энергетический спектр волн Gt относительно гладкий и широкий в диапазоне частот / = 5-НОО Гц. При добавках ОДА спектр Gt содержит узкий пик и напоминает по своему характеру энергетический узкополосный спектр. Отчетливо выраженный главный максимум спектральной плотности на частоте / = 8 Гц показывает, что эта частота является преобладающей. Диапазон частот волнового процесса уменьшается с 5—100 до 5—60 Гц. Таким образом, при добавках ОДА в случае волнового движения жидкой пленки под действием спутного газового потока упорядочивается частотный спектр, появляется отчетливо выраженный максимум спектральной плотности при низких частотах, уменьшается амплитуда крупных одиночных волн.
Изменение амплитудно-частотных характеристик пленок жидкости под действием ОДА оказывает влияние на процесс уноса капель из пленки. Многочисленными опытами показано, что процесс срыва капель с поверхности пленки происходит по механизму ’’опрокидывания” гребней волн под действием спутного газового потока. Анализ данных фотосъемки процесса свидетельствует, что срываются не отдельные мелкие капли, а крупные сгустки жидкости, которые затем дробятся спутным потоком газа.
Микродобавки ОДА приводят к существенному повышению дисперсности сорванных с пленки капель (рис. 3.20), что обусловлено снижением высоты гребней волн и тем обстоятельством, что волны на поверх-
Рис. 3.22. Карта режимов течения пленок чистой воды:
I - безволновой режим; II - двухмерные волны; III - трехмерные волны; IV - катящиеся волны
ности жидкости становятся более пологими. Следует также отметить, что по сравнению с опытами на чистой воде в присутствии ОДА резко меняется структурный состав сорванных капель — происходит существенное уменьшение доли крупных частиц (рис. 3.21).
Влияние добавок ПАВ на теплообмен при волновом течении жидких пленок можно оценить по данным [131]. Экспериментально исследовалось движение жидкой пленки под воздействием потока воздуха вдоль горизонтальной обогреваемой пластины. Боковые стенки рабочего участка были выполнены из оргстекла, что позволяло визуально наблюдать и фиксировать характер волнового движения. Толщина пленки измерялась малоинерционными зондами, распределение температуры вдоль пластины—термопарами. Опыты проводились как при течении чистой воды, увлекаемой потоком воздуха, так и с добавками в воду растворимых ПАВ, которые использовали как гасители волн. Карта режимов течения жидких пленок без ПАВ приведена на рис. 3.22. В опытах в зависимости от чисел Rer и Кеж (соответственно для газа и жидкости) имели место режимы безволнового (гладкого) течения при низких числах Rer и Re,.: двухмерные, трехмерные и катящиеся волны. Видно, что в широком диапазоне чисел Re наблюдаются трехмерные волны. Установлено, что добавки ПАВ оказывают сильное гасящее действие на волны и преобразуют волновое движение пленки в гладкое (безволновое), На рис. 3.23 представлены зависимости среднего коэффициента теплоотдачи от числа Rer для волновых течений различного типа (двухмерные — II, трехмерные — III, катящиеся — IV волны) и для тех же условий, но при подаче в жидкость добавок ПАВ (число Re ж выдерживалось близким к 240). Видно, что влияние ПАВ, приводящих к гашению волн, на теплообмен весьма существенно. Так, в иссле-
Рис. 3.23. Зависимость среднего коэффициента теплопередачи к от Rer при течении жидкой пленки без ПАВ:
(7 — обозначение режимов П, Ш, IV - см. рис. 3.22) и с добавками ПАВ (кривая 2 — безволновое течение)
дуемых случаях различие в коэффициенте теплоотдачи достигает 100% и выше.
Поверхностно-активные вещества могут существенно влиять на процессы массообмена в жидких пленках. Для многих практических задач, в частности химической технологии, важны процессы массообмена при адсорбции жидких пленок, хемосорбционной очистке газов, при движении капель одной жидкости в другой и др. Отмечается, что воздействие ПАВ на массоперенос связано как с гидродинамическими, так и с физико-химическими эффектиами. К важным гидродинамическим эффектам могут быть отнесены изменение скорости циркуляции (внутри капли) и уменьшение скорости подъема или падения капель одной жидкости в другой. Физико-химические эффекты — это ’’блокировка” взаимодействия между фазами вследствие наличия ПАВ, т.е. создание межфазного сопротивления (барьера). Анализ результатов исследований показывает, что влияние ПАВ на массообмен неоднозначно. Так, в [159] при исследовании массопереноса от жидкого йода к падающей в нем капле карбон—тетрахлорида показано, что коэффициент сопротивления капли растет в присутствии малых количеств ПАВ (Teepol), а скорость ее движения падает. Частота колебаний капли с ростом концентрации ПАВ падает. Коэффициент массопереноса уменьшается. В то же время в [14, 30] отмечается, что дополнительные касательные напряжения на межфазной границе при определенных условиях могут увеличивать скорость движения поверхности раздела фаз, что интенсифицирует процессы переноса. Рассмотрены случаи стекания жидких пленок под действием силы тяжести в присутствии как нерастворимых, так и растворимых ПАВ и показано, что добавки ПАВ приводят к изменению поверхностной скорости и как следствие к интенсификации массообмена пленки с окружающей средой даже при стационарном течении и отсутствии волн. При этом нерастворимые ПАВ интенсифицируют массообмен в случае, если начальная безразмерная толщина пленки 6 о = (8/£)о <5 *= 4“1^3, и затормаживают при 60 >5 * (5 — толщина пленки, L — линейный масштаб). Растворимые ПАВ, которые понижают поверхностное натяжение и для которых градиент концентрации отрицателен (эти ПАВ растворяются в объеме, а не адсорбируются на поверхности), увеличивают диффузионный поток вещества в пленке вследствие увеличения ее поверхностной скорости.
Течения пленок жидкости в поле центробежных сил исследовались
в [28], где опытами на вращающемся диске показано, что на волновую структуру пленок, динамику ее разрушения и образования жгутов и капель существенное влияние оказывают вязкость жидкости, расход, шероховатость поверхности, скорость вращения диска. Уменьшение вязкости и увеличение расхода жидкости приводят к повышению устойчивости пленочного течения. Шероховатость поверхности улучшает смачиваемость и ведет к повышению устойчивости пленки при достаточной ее толщине. В [31] отмечается, что при некотором критическом расходе GKp радиус пленки становится равным радиусу диска и при G > > G смачиваемость поверхности слабо влияет на процесс распыления. При G < GKp это влияние может быть существенным. В общем случае при добавках ПАВ может происходить изменение не только смачиваемости, но и характера волного движения и диспергирования пленки вследствие образования на ее поверхности эластичной пленки ПАВ. В [31] исследованы процессы распыления жидкой пленки при течении чистой воды и воды с добавками ПАВ — ОП-7 (оксиэтилированный ал- килфенол) на вращающемся диске. Поверхностное натяжение в последнем случае уменьшилось почти в 2 раза; краевой угол смачивания 6 изменялся с 62 до 21 ° на поверхности из дюраля и с 57 до 13° на поверхности из стекала соответственно для воды и водного раствора ПАВ. Опыты показали, что при GKp < G < Gn распыление остается близким к моно дисперсному для случая как хорошей, так и плохой смачиваемости. Расход Gn соответствует переходу от моно дисперсного режима распыления к полидисперсному.
Движение и распад струй жидкости, содержащей ПАВ и полимеры
При истечении струй жидкости как в затопленное пространство, так и в спутный поток под действием возмущений ее равновесная форма утрачивается и струя распадается на капли. Характер распада струи в основном зависит от осесимметричных или поперечных возмущений, когда струя становится синусоидальной. Возможен нерегулярный распад турбулентной струи или распыл при высоких скоростях истечения и начальной степени турбулентности. Основы теории распада (при малых) или распыла (при больших скоростях) струй жидкости изложены в [54]. Получены соотношения для определения длины волн возмущения, приводящей к распаду струи, наиболее вероятного диаметра образующихся при распаде капель в зависимости от таких чисел, как числа Вебера, Лапласа. Показано, что размер образующихся капель может быть выражен через число Вебера зависимостью
dK = l,92£cWe~1/3,(3.27)
где Dc — диаметр струи (сопла); We = p2UX2Dclo — число Вебера; ^12 ~и\ — и2 — относительная скорость струи.
В [55] получено уравнение, близкое к (3.27),
dK = 3»cWe-0’266 Lp-0’073, (3.38)
где Lp = рх oDc (Mj)~2- число Лапласа.
Есть ряд других подобных соотношений для определения наиболее вероятного размера капель при разрушении струй в широком диапазоне параметров.
Согласно [28, 82] размер образующихся капель определяется при прочих равных условиях значением поверхностного натяжения о. В этом предположении зависимость dK = f (о) имеет вид
dK ~ о\ (3.29)
где и — коэффициент, определяемый из эксперимента (по данным различных работ, и находится в пределах от 0,22 до 0,5 при изменении о от 0,019 до 0,072 Н/м).
Представляется, что добавки ПАВ и полимеров могут оказать существенное влияние как на процесс распада (время распада, характерные возмущения и др.), так и на размеры образующихся при распаде капель. Влияние ПАВ на волновое движение жидкости исследовано в [54]. Показано, что для возмущений с длиной волны много меньше радиуса струи наличие ПАВ сказывается лишь на общем понижении поверхностного натяжения. На процесс распада струй и степень диспергирования жидкости существенную роль оказывает кинетика адсорбции молекул ПАВ на границе раздела фаз жидкость—газ. При этом нужно учитывать отличие динамического поверхностного натяжения от равновесного, скорость диффузии и степень растворимости ПАВ и т.л. Процессы распада струи при добавках ПАВ могут существенно отличаться от случая добавок полимеров. Как уже отмечалось, ПАВ в основном оказывают воздействие на межфазную границу, в То время как высокомолекулярные полимерные добавки могут существенно изменять и внутреннюю структуру струи. Рассмотрим вначале некоторые наиболее характерные процессы движения и распада струи с добавками ПАВ.
В [90] исследован дисперсный состав капель при распаде струй воды и водного раствора ПАВ (гептилового спирта) с концентрацией 0,12 %, вытекающих из капилляра, диаметром 3 • 10~ 4 м.
Размеры капель определяли методом отпечатков. Выбор гептилового спирта был обусловлен высокой скоростью его адсорбции на границе жидкость—газ. Равновесное поверхностное натяжение раствора при этом снижалось примерю в 2 раза по сравнению, с поверхностным натяжением воды. Получено многопиковое, распределение частиц по размерам (рис. 3.24), из которого следует, что положение пиков при добавке ПАВ практически не изменилось. В то же время доля капель для волн различной длины, соответствующих пикам, изменилась. Доля мелких
Рис. 3.24. Распределение капель по размерам при распаде струи чистой воды 1 и 0,12%-ного раствора гептилового спирта 2Рис. 3.24. Распределение капель по размерам при распаде струи чистой воды 1 и 0,12%-ного раствора гептилового спирта 2
Рис. 3.24. Распределение капель по размерам при распаде струи чистой воды 1 и 0,12%-ного раствора гептилового спирта 2
Рис. 3.24. Распределение капель по размерам при распаде струи чистой воды 1 и 0,12%-ного раствора гептилового спирта 2
Рис. 3.25. Зависимость среднего диаметра капельd, мм, от скорости струи и, м/с:
1 - вода; 2 — 0.12 %-ный раствор гептилового спирта
капель (первый, второй и третий пики) увеличилась, а крупных (чет- вертный и пятый пики) уменьшилась или они исчезли (шестой пик). Средний диаметр капель уменьшился более чем на 20% (рис. 3.25). Предполагается, что уменьшение о приводит к усилению неустойчивости коротких капиллярных волн по сравнению с более длинными.
В связи с быстротечностью процесса распада струи важную роль играют кинетика и скорость адсорбции молекул ПАВ на межфазной поверхности. Адсорбция ПАВ из раствора на границе раздела фаз не происходит мгновенно. Время формирования равновесного адсорбированного слоя зависит от вида и концентрации ПАВ и колеблется от долей секунды до десятков часов. Влияние кинетики адсорбции ПАВ на дисперсность капель, образующихся при распаде струи, исследовалось в [89]. Здесь использовали добавки в воду двух видов ПАВ: оксизтили- рованного дибутилфенола (ДБ) и гептилового спирта (ГС), которые имеют одинаковые равновесные поверхностные натяжения о ^ 3,9 X X 10“2 Н/м, но отличаются скоростью формирования адсорбционных слоев. Показано, что раствору ГС, имеющему меньшее время формирования адсорбционного слоя по сравнению с раствором ДБ, соответствует минимальный модальный размер при распыливании жидкости. В этом случае средний диаметр капель может быть определен по формуле
)0,5
dK = 1,27РСdK = 1,27РС, (3.30)
dK = 1,27РС
dK = 1,27РС
если в качестве о ввести динамическое поверхностное натяжение раствора с добавкой ПАВ, определяемое по времени распада струи (см. гл. 1). Здесь Dc — диаметр жидкостного сопла; м12 — скорость газа относительно струи жидкости в форсунке.
Опытные данные по влиянию концентрации ПАВ на характеристики дробления плоской струи жидкости, истекающей в атмосферу, представлены на рис. 3.26. Видно, что дозирование ОДА приводит к более раннему дроблению струи и уменьшению размера образующихся при этом капель по сравнению со случаем истечения струи чистой жидкости. Максимальное уменьшение длины струи AZ = (Ьо -£ода)/^о -30% и модального размера образующихся капель ДР = ф0 —Рода)/^о = = 65 % достигается при концентрации ОДА с = 7-т 10 мг/л.
С ростом скорости струи влияния ПАВ уменьшается, что обусловлено сокращением времени диспергирования струи. При этом молекулы ПАВ в меньшей степени адсорбируются на границе раздела фаз и, следовательно, в меньшей степени понижают поверхностное натяжение жидкости.
Влияние градиента концентрации ПАВ на поверхности струи, обусловленного кинетикой адсорбции ПАВ, исследовалось в [145] при истечении воды и водного раствора додецилсульфата натрия (ДСП) с концентрацией ct = 0,1 % и с2 = 0,2% (с2 -^ккм ККМ — критическая концентрация мицеллообразования). Истечение происходило из конического сопла с выходным диаметром Dc = 10”3 м по скоростями г/2 = = 1,3-^1,7 м/с. Методом лазерной доплеровской анемометрии измерялись скорости ядра струи «0 и ее границы иг. Графики зависимостей коэффициента поверхностного натяжения, а также относительных скоростей м0 и йг от времени (или ’’возраста”) существования поверхности струи т = xfuT^ (и0 — скорость ядра потока, иг — скорость границы струи, х — продольная координата) приведены на рис. 3.27. Видно, что при добавках ПАВ процесс стабилизации скоростей струи происходит медленнее, чем в воде. Выход скоростей на ’’плато” происходит позже, а различие между скоростями поверхности струи и ее ядра возрастает (здесь «0 и иг отнесены к значению скорости чистой жидкости на участке стабилизации). Анализ изменения о udo/dx^ зависимости от т (рис. 3.27, а, б) дает основание полагать, что торможение скорости границы раздела при наличии ПАВ нельзя объяснить только наличием дополнительных касательных напряжений на поверхности струи вследствие градиента о. Кривая о = а (г) показывает, что адсорбция ПАВ на границе является функцией времени. В данном случае равновесная адсорбционная пленка, которая придает границе раздела фаз свойства эластичного ’’чулка”, достигается через (6’т-7)-10”3 с. Эффект дополнительных касательных напряжений проявляется лишь на начальном участке струи (г < 6-10"3 с; х< 10"2 м). Скорость образовавшейся эластичной пленки на границе струи вначале существенно отличается от скорости ядра. Постепенно происходит выравнивание скоростей вследствие диффузионного обмена молекул ПАВ между ядром струи и ее поверхностью (рис. 3.27, в).
В экспериментальных исследованиях [9] капиллярного распада струй разбавленных растворов полимеров обнаружено резкое замедление
Рис. 3.26. Влияние концентрации ОДА на длину разрушения и модальный размер капель при дроблении плоской струи жидкости (pg =0,17 МПа)Рис. 3.26. Влияние концентрации ОДА на длину разрушения и модальный размер капель при дроблении плоской струи жидкости (pg =0,17 МПа)Рис. 3.27. Изменение поверхностного натяжения (а, б) и скоростей ядра «о и границы струи Мд (в) во времени при истечении воды с добавкой ПАВ:Рис. 3.27. Изменение поверхностного натяжения (а, б) и скоростей ядра «о и границы струи Мд (в) во времени при истечении воды с добавкой ПАВ:
Рис. 3.26. Влияние концентрации ОДА на длину разрушения и модальный размер капель при дроблении плоской струи жидкости (pg =0,17 МПа)
Рис. 3.26. Влияние концентрации ОДА на длину разрушения и модальный размер капель при дроблении плоской струи жидкости (pg =0,17 МПа)
Рис. 3.27. Изменение поверхностного натяжения (а, б) и скоростей ядра «о и границы струи Мд (в) во времени при истечении воды с добавкой ПАВ:
Рис. 3.27. Изменение поверхностного натяжения (а, б) и скоростей ядра «о и границы струи Мд (в) во времени при истечении воды с добавкой ПАВ:
7 ~ СДСН ™0%; 2 ~ СДСН =0,1 %; 3 - СДСН =0’2 %
распада по сравнению со струями без добавок в сопоставимых условиях (одинаковые радиус, поверхностное натяжение, плотность). Показано, что после первоначального роста осесимметричных возмущений струя превращается в систему капель, соединенных между собой тонкими нитями (’’неточная” структура). Эта структура существует без нарушения сплошности в течение времени, значительно превосходящего характерное время капиллярного распада струй чистой (ньютоновской) жидкости. Повышение устойчивости струй с добавками полимеров объясняется ориентацией и значительным растяжением макромолекулярных клубков при деформации струи.
Исследования распада струи проводили при малых скоростях истечения из капилляра слабого водного раствора полиоксиэтилена (с = = 0,01^0,1%). На струю от звукового генератора накладывали возмущения заданной частоты / = 50^-300 Гц, тем самым создавали необходимую частоту распада. Процесс распада фотографировали с помощью стробоскопа. Типичная картина распада струи с добавкой полиоксиэтилена концентрации 0,1% приведена на рис. 3.28. Наблюдаемая картина распада объясняется следующим образом. При быстром растяжении элемента жидкости с добавкой полимера макромолекулы, представляющие собой статистический клубок, под растягивающим действием потока жидкости приобретают значительную ориентацию. В этом случае жидкость как бы армирована ориентированными вдоль направления растяжения нитевидными молекулами. Релаксационные процессы, связанные
Рис. 3.28. Распад струи раствора полиоксиэтилена в воде с концентрацией полимера с = 0,1 %Рис. 3.28. Распад струи раствора полиоксиэтилена в воде с концентрацией полимера с = 0,1 %
Рис. 3.28. Распад струи раствора полиоксиэтилена в воде с концентрацией полимера с = 0,1 %
Рис. 3.28. Распад струи раствора полиоксиэтилена в воде с концентрацией полимера с = 0,1 %
Рис. 3.29. Зависимости изменения радиуса нити от времени в безразмерных координатах для растворов полимеров различных концентраций:
1-8 соответствуют растворам полиоксиэтилена концентраций 0,01; 0,02; 0,04; 0,1; 0,1; 0,2; 0,5; 1%; 9 - рас
твор полиакриламида концентрации 0,1%; пунктирная кривая получена теоретически
со ’’скольжением” макромолекулы относительно жидкости, существенно затрудняются. По мере растяжения макромолекула оказывает все большее сопротивление обтеканию основной жидкости и, следовательно, тем силам, под действием которых деформируется струя. В результате распад струи происходит в следующей последовательности. Вначале образуется ’’четочная” структура с утолщениями ("будущими” каплями) и соединительной утончающейся частью ("нитью”). При достижении некоторого критического значения нить разрывается, происходит распад струи на отдельные капли. Характерные зависимости изменения радиуса нити во времени для слабых водных растворов полимеров с различной концентрацией приведены на рис. 3.29. Штриховой кривой представлена теоретическая зависимость a=f(t).
Исследование влияния полимерных добавок с существенно различным молекулярным весом на процессы распада высокоскоростных струй проведено в [141]. Рассматривались истечения струи жидкого авиационного топлива из сопла с выходным диаметромРс =3,2 X 10~эм. Результаты исследования иллюстрированы фотографиями процессов распада струй жидкости (воды и авиационного топлива) без добавок и струй этого же авиационного топлива с различными полимерными добавками, молекулярная масса которых составляла от 4-Ю4 до 7 -106. Концентрация добавок изменялась от 10“ 3 до 10“1 %.
Опыты показали, что за счет возмущений большой амплитуды, турбулизации поверхности струи воды уже вблизи сопла происходит срыв капель и образование тумана. Ниже по течению струя полностью разваливается с образованием крупных частиц. Истечение струи жидкого топлива без добавок в аналогичных условиях происходит с образованием существенно более дисперсной среды, облако тумана образуется практически сразу же за срезом сопла.
При добавках полимеров картина истечения резко изменялась. Отмечены подавление процесса образования брызг и тумана и ламинариэа- ция жидкой струи. Для полимеров с большой молекулярной массой эффект снижения интенсивности образования тумана наблюдается при достаточно малых концентрациях добавок (с « 10~3 % при Мв = = 7-106). С уменьшением молекулярной массы эффективность добавок снижалась, подавление процесса образования тумана происходило при существенно более высоких концентрациях (с « 10-1 % при Л/в ^ « 10s).
В исследованном диапазоне концентраций было обнаружено значительное снижение гидродинамических сопротивлений. Отмечена определенная связь между эффектом снижения сопротивления и процессом стабилизации, ламинаризации и задержки процесса распада струй.
Влияние добавок низкомолекулярных ПАВ на дисперсность капель при дроблении жидкости пневмофорсунками и ее зависимость от кинетических характеристик водных растворов ПАВ, скорости газа в форсунке исследовались экспериментально в [90]. Пневмофорсунка имела диаметр жидкостного сопла D = 2,5 - 1СГ 3 м, диаметр газового сопла изменяли от 1,1-10-2 до 2,2-1О'2 м с помощью сменных вставок для получения различной скорости газа. Исследовались водные растворы оксиэтилированного дибутилфенола (ДБ) с с = 0,03% и гептилового спирта (ГС) с с = 0,12%. (Во втором случае скорость формирования адсорбционного слоя значительно выше.) Отмечено, что влияние добавок ПАВ на дисперсность и распределение частиц по размерам существенно, причем оно возрастает с ростом скорости адсорбции ПАВ. Модальный размер частиц для раствора ГС уменьшается почти в 2 раза, при этом снижается доля крупных капель. С ростом относительной скорости воздуха размеры капель уменьшаются как для чистой воды, так и для водных растворов ПАВ. Для характеристики воздействия ПАВ на дисперсность распыливаемой форсунками жидкости в [89] введен коэффициент эффективности добавки ПАВ е в виде
е =- 1,(3.31)
■пав d32
где d32 — средний объемно-поверхностный диаметр капель, <732 = К/К
= S d? / £ d?.
i = 1/ i = 1 '
По опытным данным [90], d32 определяется по формуле
(3.32)(3.32)—2 = 0,9We~°’s, D
(3.32)
(3.32)
где We - р — ихг о"х \ и12 — относительная скорость воздуха в пневмо- 2
форсунке; D — диаметр жидкостного сопла.
По данным [90], в области скоростей н12 = 35^-65 м/с значение е линейно падает с ростом w12, так для 0,08%^ного водного раствора ГС е изменяется от е = 0,3 (при w12 =35 м/с) до е = 0,2 (при ы12 =65 м/с). Снижение е при росте w12 объясняется уменьшением времени диспергирования струи, вследствие чего рост амплитуды волн и отрыв гребня происходят за более короткое время. При этом молекулы ПАВ в меньшей степени адсорбируются на поверхности жидкости и в меньшей степени снижают ее поверхностное натяжение. Значение е тем выше, чем выше скорость формирования адсорбционного слоя ПАВ и ниже равновесное поверхностное натяжение раствора.
Эффект резкого уменьшения размера капель при инжекции в двухфазный поток добавок ПАВ может быть использован в различных устройствах, где необходимо увеличение общей межфазной поверхности для интенсификации обменных процессов (например, в редукционноохладительных устройствах, спринклерных установках и т.п.). При этом следует учитывать изменение интенсивности теплообмена вследствие адсорбции ПАВ на поверхности капель.
Высокоскоростные двухфазные течения с ПАВ и полимерами
Одной из определяющих характеристик высокоскоростных двухфазных парокапельных течений, степени их не равновесности, интенсивности межфазного тепломассообмена, коэффициентов расхода, интенсивности каплеударного эрозионного износа и т.д. являются размеры дисперсной фазы (капель). Очевидно, что введение добавок ПАВ в парокапельный поток оказывает существенное влияние на процессы трансформации, дробления и коагуляции капель и дисперсную структуру потока.
Двухфазные течения с добавками ПАВ в соплах и решетках профилей. Рассмотрим экспериментальные данные МЭИ по влиянию добавок ОДА на характеристики двухфазных течений в соплах и турбинных решетках. На рис. 3.30 представлены результаты по распределению массы капель по размерам в ядре потока влажного пара на выходе из суживающегося сопла при наличии и отсутствии добавок ОДА в паре. Увлажнение пара производилось распыливанием конденсата пародутьевыми форсунками в ресивере перед исследуемым соплом. Подвод пара на форсунки выполнен отдельно от основного трубопровода, в который дозируется водная эмульсия ОДА. Таким образом исключается влияние ПАВ на дисперсность начальной влаги. Размеры капель определялись методом отпечатков (осаждения) и счетно-импульсным методом.
Рис. 3.30. Распределение капель по размерам в потоке влажного пара при наличии 2 и отсутствии 1 добавок ОДА (^одд = 8,0-НГ4 %; у0 ~ 14,2 %; € -рг/ро = 0,6)Рис. 3.30. Распределение капель по размерам в потоке влажного пара при наличии 2 и отсутствии 1 добавок ОДА (^одд = 8,0-НГ4 %; у0 ~ 14,2 %; € -рг/ро = 0,6)Рис. 3-31. Влияние добавок ОДА на коэффициент расхода влажного пара в сопле (Ро =0,1 МПа; 6=0,6):1 — без добавок ОДА; 2 - с = 7,5 мг/лРис. 3-31. Влияние добавок ОДА на коэффициент расхода влажного пара в сопле (Ро =0,1 МПа; 6=0,6):1 — без добавок ОДА; 2 - с = 7,5 мг/л
Рис. 3.30. Распределение капель по размерам в потоке влажного пара при наличии 2 и отсутствии 1 добавок ОДА (^одд = 8,0-НГ4 %; у0 ~ 14,2 %; € -рг/ро = 0,6)
Рис. 3.30. Распределение капель по размерам в потоке влажного пара при наличии 2 и отсутствии 1 добавок ОДА (^одд = 8,0-НГ4 %; у0 ~ 14,2 %; € -рг/ро = 0,6)
Рис. 3-31. Влияние добавок ОДА на коэффициент расхода влажного пара в сопле (Ро =0,1 МПа; 6=0,6):
1 — без добавок ОДА; 2 - с = 7,5 мг/л
Рис. 3-31. Влияние добавок ОДА на коэффициент расхода влажного пара в сопле (Ро =0,1 МПа; 6=0,6):
1 — без добавок ОДА; 2 - с = 7,5 мг/л
Зафиксировано существенное уменьшение размеров капель при добавках ОДА с с = 8,0-10* 4 %. Модальный диаметр капель уменьшился более чем в 3 раза. Как важное обстоятельство следует отметить значительное снижение доли так называемой крупно дисперсной жидкой фазы (правая часть функции распределения), которая является определяющей в таких процессах, как эрозионный каплеударный износ обтекаемых поверхностей и др.
Изменение размеров частиц оказывает влияние на расходные и энергетические характеристики двухфазных потоков. Экспериментальные зависимости коэффициента расхода рр от начальной степени влажности при течении влажного пара в сопле без добавок и с добавками ПАВ приведены на рис. 3.31. Видно, что при наличии ПАВ, ведущих к уменьшению размера капель, коэффициент расхода уменьшается, что хорошо согласуется с известными теоретическими исследованиями влияния размера капель на расходные характеристики потока влажного пара [81,91].
Важным для многих прикладных задач являются исследования дисперсности парокапельного потока в кромочных следах различных обтекаемых тел (крыловых профилей, решеток турбин влажного пара и т.п.). В этом случае при добавках ПАВ формирование размера капель в кромочном следе определяется как снижением поверхностного натяжения жидких частиц, так и влиянием ПАВ на образование жидкой пленки на обтекаемой поверхности, характер ее движения и сход в закромочный след с учетом возможной гидрофобизации поверхности обтекаемого тела.
На рис. 3.32 приведены зависимости, характеризующие изменение среднемассового диаметра капель вдоль кромочного следа в потоке влажного пара за плоской пластиной при отсутствии и наличии добавок ОДА. Измерения производились методом отпечатков. Начальное
Рис. 3.32. Изменение среднемассового диаметра капель в кромочном следе за плоской пластиной при ее обтекании влажным паром (р0 =»0,1 МПа; у0 = 17%;
^00 = 0,8; △ = △//=0,01; Д = 6Ю*3 м) :
1 — без ОДА; 2 - с ОДА; с =10 мг/л
Рис. 3.33. Потери в кромочном следе в зависимости от расстояния от оси пластины (х=30мм):
1 — перегретый пар без ОДА; 2 — влажный пар с ОДА (с = 7 мг/л); 3 - влажный пар без ОДА
давление р0 = 0,1 МПа, степень влажности у0 = 17%, число Маха вблизи кромки, рассчитанное для пара, М,» = 0,8, концентрация ОДА с = = 10 мг/л. Значения dK при х = х/ △ = 0 относятся к ядру потока (над пластиной), а при х > 0 — к оси следа (где х — расстояние по потоку от кромки пластины, △ = 6 мм—толщина кромки). Как и в случае соплового потока, обнаружено существенное уменьшение размеров капель при инжекции в поток ПАВ. Средний размер капель в ядре потока уменьшается более чем в 2 раза по сравнению с размером капель во влажном паре без добавок ПАВ. В следе дробление капель при добавках ОДА происходит более интенсивно и на меньшем расстоянии от среза (на участке до х ^ 0,1, в то время как без ОДА участок дробления капель в следе возрастает дох^ 0,2). Далее размеры капель практически не изменяются и dK « (7-г8) • 10-6 м. При отсутствии в потоке ОДА размеры капель в следе значительно выше.
Наличие ОДА во влажном паре приводит к уменьшению коэффициента потерь в кромочном следе g- На рис. 3.33 представлены экспериментальные данные по изменению g в 30 мм от кромки плоской пластины в зависимости от расстояния от оси течения. Видно, что при наличии ОДА коэффициент потерь при течении влажного пара в кромочном следе расположен приблизительно в середине между кривой перегретого и ,”чистого” (без ОДА) влажного пара. Средний коэффициент потерь в зависимости от расстояния от кромки показан на рис. 3.34. При наличии ОДА во влажном паре коэффициент потерь в кромочном следе существенно снижается эа счет снижения рассогласования скоростей фаз по значению и направлению, уменьшения толщины жидкой пленки,
Рис. 3.34. Зависимость среднего коэффициента потерь в промочном следе от расстояния по оси течения:
7 - перегретый пар без ОДА; 2 — влажный пар с ОДА (с = 7 мг/л); 3 - влажный пар без ОДА
срывающейся с кромки, а также затрачиваемой энергии на дробление капель.
Рассмотрим теперь результаты исследований структуры жидкой фазы в сечениях
за выходными кромками лопаток, прове
денных в МЭИ с помощью зонда-отпечатков. На входе перед решеткой профилей массовый модальный размер капель составлял приблизительно 30—40 мкм. Начальная степень влажности у0 = 6%.
При течении влажного пара без добавок ОДА наиболее значительный рост размера капель наблюдался в кромочном следе (рис. 3.35, кривая 7). При удалении от кромки вдоль оси z размер частиц начинает уменьшаться. Измерения показали также наличие промежуточных пиков крупных капель в ядре потока на расстоянии z = 0,24-0,3 от кромочного следа со стороны спинки лопатки, второй пик наблюдается при z ^ 0,7, т.е. на линиях тока вблизи вогнутой поверхности лопатки. Возникновение крупнодисперсной влаги в ядре потока объясняется отрывом пленок с поверхностей лопаток, а также разрушением пленок
жидкости при ударе о них капель.
В опытах с дозированием ОДА указанные пики крупных капель сохраняются, однако размер частиц резко уменьшается, особенно существенно в эоне кромочного следа, где d уменьшается более чем в 3 раза (рис. 3.35, кривая 2).
Изменение дисперсной структуры в ядре потока и следе при расширении влажного пара с добавками ОДА в сопловых решетках приводит к снижению потерь энергии. Исследования проводили на плоском пакете иэ шести лопаток, спрофилированных специально для влажнопаровых потоков С-9012Авл [27]. Хорда профиля b = 0,076 м, относительный шаг t = 0,62, толщина выходной кромки Д = 10-3 м, угол установки ау = 40°. На рис. 3.36 показано распределение профильных потерь на решетке для трех режимов: перегретого пара, влажного пара су0 = 13% и влажного пара су 0= 13%, содержащего ОДА (с = 22 мг/л). Экспериментальные данные свидетельствуют о том, что добавка в поток ОДА приводит к снижению потерь кинетической энергии в ядре потока приблизительно на 1 %. Распределение потерь по высоте решетки для указанных режимов (рис. 3.37) также свидетельствует о снижении потерь при введении в поток ОДА приблизительно на 1,3 %.
Рис. 3.35. Влияние добавок ОДА на распределение модельного размера капель за решеткой профилей (€ = 0,496; у о = 6%; Re =5,3-103; 7 = 1):
Рис. 3.37. Распределение концевых потерь по высоте решетки С-9012 Авл:Обозначения режимов те же, что и на рис. 3.35; М = 0,634, t =0,62; 1 — £ = 5,523%; 2-£=4,28%; 3- £=2,674%Рис. 3.37. Распределение концевых потерь по высоте решетки С-9012 Авл:Обозначения режимов те же, что и на рис. 3.35; М = 0,634, t =0,62; 1 — £ = 5,523%; 2-£=4,28%; 3- £=2,674%
Рис. 3.37. Распределение концевых потерь по высоте решетки С-9012 Авл:
Обозначения режимов те же, что и на рис. 3.35; М = 0,634, t =0,62; 1 — £ = 5,523%; 2-£=4,28%; 3- £=2,674%
Рис. 3.37. Распределение концевых потерь по высоте решетки С-9012 Авл:
Обозначения режимов те же, что и на рис. 3.35; М = 0,634, t =0,62; 1 — £ = 5,523%; 2-£=4,28%; 3- £=2,674%
1 — без ОДА; 2 — ^одд = 3 мг/л
Особенности соударения капель жидкости, содержащих ПАВ, с твердой поверхностью. Проблема удара капли жидкости по твердой поверхности изучается давно. С начала 50-х годов оригинальные результаты в этой области были получены в [118, 128, 133]. С использованием высокоскоростной киносъемки процесса осударения показано, что соударяющийся слой жидкости растекается в радиальном направлении вокруг зоны контакта (причем поперечная скорость обычно значительно превышает скорость удара), в то время как остальная часть капли еще ис-
ч-Рис. 3.36. Изменение профильных потерь по шагу решетки С-901 2АВЛ:
М = 0,634; 7 = 0,62; 1 - влажный пар, у о = 13%, С0дд = 0; £ =4,6*%; 2 — влажный пар, у^ = 13%, сддд =22 мг/л; £ =3,6%; 3 — перегретый пар, А? =78 , СОДА = 0; £ = 2»43
Рис. 3.38. Схема взаимодействия капли с поверхностью твердого тела:
а — начальный момент удара; б — последующая картина разрушения капли
пытывает сравнительно малую деформацию. В зависимости от скорости соударения возможны режимы, когда капля расплющивается на поверхности или происходит образование вторичных капель при разрушении конуса пленки. Схема взаимодействия капли с поверхностью твердого тела для последнего случая представлена на рис. 3.38.
Процесс ударного взаимодействия капли с твердой поверхностью характеризуется значительным числом параметром, из которых можно выделить следующие: скорость соударения капли с поверхностью Со, диаметр первичной капли d0, физические свойства жидкости (поверхностное натяжение а, динамическая вязкость д, плотность р), краевой угол смачивания 6, угол атаки а. Таким образом, наличие в рабочей жидкости микродобавок ПАВ, изменяющих свойства на границе раздела фаз жидкость — газ, а также степень смачивания твердой поверхности, может оказать существенное влияние на характер разрушения капли при ударе.
Рассмотрим особенности взаимодействия капли с твердым телом при наличии в жидкрсти ПАВ. Экспериментальное исследование удара капель о сухую поверхность осуществлялось на ротационном стенде МЭИ. На диске рабочего колеса радиально установлены прямоугольные стальные пластины. Рабочее колесо приводится во вращение электродвигателем, при этом обеспечивается диапазон изменения окружных скоростей до 150 м/с. В качестве источника капель использовался генератор цепочки капель [JK = 5-(10"5^10“3 )м]. Процесс взаимодействия капель с движущейся пластиной регистрировался с помощью скоростной киносъемки в проходящем свете. Измерение размеров частиц отраженной влаги проводилось по данным киносъемки и методом инерционного осаждения.
На рис. 3.39, а в качестве примера приведены кинограммы процесса удара о твердую поверхность капли воды (dK = 200 мкм, Со = 50 м/с), позволяющие выделить три характерные стадии:
в процессе удара о твердую поверхность нижний край капли деформируется, в глубь капли от пятна контакта начинает распространяться ударная волна;
Рис. 3.39. Влияние микродобавок ОДА на процесс взаимодействия капель с твердой поверхностью (dK —200 мкм; Со —50 м/с):
а " СОЛА =0'» 6- еОДА=4 мг/л> 1 “ Т = 0,35-10“6 с; 2 - 7 = 0,85- 10-6 с; 3 - 1,35 10-6 с; 4 - 1,85*10 6 с; 5 - 7 = 2,35*10“6 с; 6 - 2,85-10*6 с; 7 - 3,35 * 10”6 с; 8 - 7 = 3,85 * 10”6 с (опыты О.А. Поварова, В.Ф. Расторгуева)
Рис. 3.40. Изменение пятна контакта капли dn — d^Jd^ при взаимодействии с поверхностью (do = 200 мкм; а = 90°; t = 20 °C) :Рис. 3.40. Изменение пятна контакта капли dn — d^Jd^ при взаимодействии с поверхностью (do = 200 мкм; а = 90°; t = 20 °C) :
Рис. 3.40. Изменение пятна контакта капли dn — d^Jd^ при взаимодействии с поверхностью (do = 200 мкм; а = 90°; t = 20 °C) :
Рис. 3.40. Изменение пятна контакта капли dn — d^Jd^ при взаимодействии с поверхностью (do = 200 мкм; а = 90°; t = 20 °C) :
1,1* — Со ” 50 м/с; 2,2* — Cq = 80 м/с; 3,3* - Со = 100 м/с; 1, 2, 3 — вода;
1,2,3 — водный раствор ОДА (^ддд "4 мг/л) (опыты О .А. Поварова, В.Ф. Расторгуева)
Рис. 3.41. Относительная скорость пятна контакта (d0 =200 мкм; а = 90°):
1,Г = Со =50 м/с; 2,2* - Со = 100 м/с; 1, 2 - вода; Г,2* - водный раствор
ОДА (сддд =4 мг/л) (опыты О.А. Поварова, В.Ф. Расторгуева)
растекание капли по поверхности твердого тела в виде тонкой пленки толщиной 6 ^ 0,05 dK (кадр 7, рис. 3.39, а). Как показано, к этому времени ударная волна уже выходит на свободную поверхность капли.
Скорость растекания жидкости по поверхности в начале второй стадии на порядок превышает скорость соударения. Затем происходит снижение скорости растекания .до скорости соударения, после чего начинается образование конуса (кадры 3—6, рис. 3.39, а);
разрушение конуса пленки под действием инерционных и поверхностных сил с образованием вторичных капель (кадры 7—8, рис. 3.39, а). Анализ кинограмм процесса взаимодействия капли с твердой поверхностью позволил определить изменение во времени диаметра пятна контакта dn = dn}d^ (рис. 3.40) и скорость его движения Сп - Сп/С0 (рис. 3.41). С ростом скорости соударения при постоянном диаметре капли dK наблюдается увеличение относительного диаметра пятна контакта dn. Аналогичный эффект наблюдается при Со = const с уменьшением диаметра первичных капель.
Как видно из рис. 3.41, на начальном этапе взаимодействия капли с поверхностью пластины (т < 0,4-10“6 с) скорость движения пятна контакта превосходит относительную скорость су дарения в 8—10 раз. В дальнейшем происходит резкое снижение Сп до Сп[ Со « 1, при этом высота конуса пленки значительно возрастает. Начало распада конуса пленки на вторичные капли приблизительно соответствует моменту, когда пятно контакта практически не движется.
Рис. 3.42. Средне массовый размер вторичных капель у0 = 100 мкм; а = 90°; Со = =50 м/с; t =80 °C):1 — вода; 2 — водный раствор ОДА (с = = 4 мг/л) (опыты О.А. Поварова, В.Ф. Расторгуева)Рис. 3.42. Средне массовый размер вторичных капель у0 = 100 мкм; а = 90°; Со = =50 м/с; t =80 °C):1 — вода; 2 — водный раствор ОДА (с = = 4 мг/л) (опыты О.А. Поварова, В.Ф. Расторгуева)Рис. 3-43. Коэффициент отражения первичных капель при ударе о твердую поверхность в зависимости от скорости соударения (а = 90 ; t =20 °C):Ы* — do = 800 мкм; 2,2’ — do =100 мкм; 1, 2 - вода; Г, 2* — водный раствор ОДА (^ОДА =^ мг/л)? с0 = 0"^25 мг/л; 3 - dQ = 100-^800 мкм; вода, водный раствор ОДА, Со = 25^-150 м/с (опыты О. А. Поварова. В.Ф. Расторгуева)Рис. 3-43. Коэффициент отражения первичных капель при ударе о твердую поверхность в зависимости от скорости соударения (а = 90 ; t =20 °C):Ы* — do = 800 мкм; 2,2’ — do =100 мкм; 1, 2 - вода; Г, 2* — водный раствор ОДА (^ОДА =^ мг/л)? с0 = 0"^25 мг/л; 3 - dQ = 100-^800 мкм; вода, водный раствор ОДА, Со = 25^-150 м/с (опыты О. А. Поварова. В.Ф. Расторгуева)
Рис. 3.42. Средне массовый размер вторичных капель у0 = 100 мкм; а = 90°; Со = =50 м/с; t =80 °C):
1 — вода; 2 — водный раствор ОДА (с = = 4 мг/л) (опыты О.А. Поварова, В.Ф. Расторгуева)
Рис. 3.42. Средне массовый размер вторичных капель у0 = 100 мкм; а = 90°; Со = =50 м/с; t =80 °C):
1 — вода; 2 — водный раствор ОДА (с = = 4 мг/л) (опыты О.А. Поварова, В.Ф. Расторгуева)
Рис. 3-43. Коэффициент отражения первичных капель при ударе о твердую поверхность в зависимости от скорости соударения (а = 90 ; t =20 °C):
Ы* — do = 800 мкм; 2,2’ — do =100 мкм; 1, 2 - вода; Г, 2* — водный раствор ОДА (^ОДА =^ мг/л)? с0 = 0"^25 мг/л; 3 - dQ = 100-^800 мкм; вода, водный раствор ОДА, Со = 25^-150 м/с (опыты О. А. Поварова. В.Ф. Расторгуева)
Рис. 3-43. Коэффициент отражения первичных капель при ударе о твердую поверхность в зависимости от скорости соударения (а = 90 ; t =20 °C):
Ы* — do = 800 мкм; 2,2’ — do =100 мкм; 1, 2 - вода; Г, 2* — водный раствор ОДА (^ОДА =^ мг/л)? с0 = 0"^25 мг/л; 3 - dQ = 100-^800 мкм; вода, водный раствор ОДА, Со = 25^-150 м/с (опыты О. А. Поварова. В.Ф. Расторгуева)
Данные экспериментов свидетельствуют, что в исследуемом диапазоне диаметров капель d0 = 50-^800 мкм и скоростей соударения Со = = 5ОМ50 м/с угол наклона конуса пленки 7 = 7! = 72 постоянен и находится в пределах 7 = 38 -^ 46°.
Исследование дисперсности вторичных капель, образовавшихся в процессе удара, показало, что закон их распределения по размерам довольно близок к нормальному, с ростом скорости соударения (при d0 = const) происходит уменьшение размеров вторичных капель и повышается их однородность.
С увеличением скорости соударения интенсивность разрушения первичной капли и отражения вторичных частиц жидкости возрастает и все меньшая их доля остается на поверхности.
Среднемассовый диаметр вторичных капель и коэффициент отражения приведены на рис. 3.42, 3.43. При Со =25 м/с от пластины отражается около 25 % влаги, с увеличением скорости соударения картина резко изменяется, и при Со = 50 м/с на поверхности остается лишь около 20—25 % массы первичной капли. При дальнейшем увеличении скорости соударения Со > 50 м/с ^ = тОТр/^о приближается к единице, т.е. в
процессе удара вся влага отражается от пластины. Установлено, что функция ^ (Со ) для Со > 25 м/с практически не зависит от размера первичной капли (рис. 3.43). Для Со < 25 м/с коэффициент отражения влаги существенно зависит от d0 (рис. 3.43).
Анализ влияния микродобавок ОДА на процесс взаимодействия капли с твердой поверхностью позволяет заключить, что качественно характер соударения не отличается от данных для чистой воды (сравнение кинограммы на рис. 3.39, б).
Однако при добавках к воде ОДА существенно меняются количественные характеристики процесса. Так, разрушение первичной капли и образование отраженных частиц происходят быстрее. Присутствие ОДА приводит также к увеличению диаметра пятна контакта dn (см. рис. 3.40). Относительный прирост dn ущя различных скоростей соударения составляет 10—20%. Угол наклона конуса пленки 7 в присутствии в жидкости ОДА, так же как и для чистой воды, слабо зависит от диаметра первичной капли и скорости соударения, но его значение 7 = = 30^-36° (по сравнению с 7 = 3 8 4-46° для воды).
Микродобавки ОДА приводят к существенному повышению дисперсности вторичных капель (рис. 3.42) ив диапазоне скоростей соударения Со < 25 м/с увеличивают долю отраженной от поверхности влаги (рис. 3.43). С увеличением скорости соударения Со > 25 м/с коэффициент отражения вторичных капель ф не зависит от присутствия ОДА.
Неравновесная конденсация пересыщенного пара в потоках с добавками ПАВ. Известно, что в конфузорных потоках с большими градиентами скоростей изменение термодинамических параметров происхо- ч дит весьма интенсивно, и равновесный процесс конденсации при этом не реализуется. В таких потоках температура пара ниже соответствующей температуры насыщения. Это состояние переохлаждения является метастабильным, т.е. относительно устойчивым до определенного предела. При достижении максимального для данного случая переохлаждения пар спонтанно переходит в состояние, близкое к равновесному. Новая фаза возникает в виде мельчайших капелек. В процессе дальнейшего расширения на этих каплях происходит конденсация пара. Выделение тепла в зоне спонтанной конденсации сопровождается всплеском статического давления.
Таким образом, в потоке переохлажденного пара со скачком конденсации возникают два вида потерь: потери от переохлаждения и волновые потери в конденсационных скачках.
Рассмотрим влияние добавок ОДА на процесс неравновесной конденсации водяного пара при расширении в соплах. Опыты проводились в пародинамической трубе, в рабочем участке которой расположено плоское сверхзвуковое сопло с оптически прозрачными боковыми стенками. Пар на входе в сопло был слабоперегретым или насыщенным. Водная эмульсия ОДА инжектировалась в трубопровод перед ресивером пародинамической трубы так, что на вход в сопло поступала
Рис. 3.44. Влияние концентрации ОДА на волновую структуру спонтанно конденсирующегося пара в сопле Лаваля (р0 =0,098 МПа; 6 = 0,31) :
2 - То = 433,15 К, сОДА = 0; 2 - Т^ = 378,15 К, сОДА =0; 3 - То =378,65 К, СОДА ~^,2 мг/л; 4 -Т^= 378,15 К, С0дА = 12 мг/л
Рис. 3.45. Стабилизация нестационарного течения конденсирующегося водяного пара в сопле путем введения добавок ОДА (р0 =0,0925 МПа; То = 7^):
- без ОДА (нестационарное течение / ^ Ю00 Гц); 2 - ^ОДА =67 мг/л (стационарное течение)
парогазовая смесь в равновесном состоянии (пары воды и пары ОДА).
Результаты экспериментального исследования стационарного течения чистого водяного пара-и смеси паров воды и ОДА (сОдА = 17 мг/л) приведены на рис. 3.44. Течение чистого водяного пара характеризуется неравновесным процессом расширения, сопровождающимся хорошо исследованным процессом скачкообразной конденсации (’’скачок” конденсации t^ на кривой 2 распределения статического давления вдоль сопла). В этой зоне при зондировании ее лазерным лучом наблюдается интенсивное рассеяние света на образовавшихся каплях первичного конденсата (см. [28]).
При введении в водяной пар ОДА параметры течения изменяются: ’’скачок” конденсации смещается по потоку ближе к выходному сечению сопла в область больших чисел Маха. В то же время зондирование потока лазерным лучом показывает, что рассеяние света на частицах (каплях) в этом случае появляется значительно выше по потоку не только по сравнению с новым положением ’’скачка” конденсации ^2) но и выше его расположения при отсутствии ОДА в потоке. При этом с увеличением концентрации ОДА начало рассеяния света смещается 86
против потока даже в дозвуковую часть сопла, что свидетельствует о появлении дисперсной фазы задолго до ’’скачка” конденсации при меньших переохлаждениях потока. Измерения рассеяния света зондирующего луча лазера за срезом сопла показывают, что размер капель растет.
Анализ дисперсности жидкой фазы методом рассеяния света на расстоянии 1,5-10" 2 м от среза сопла показал увеличение размера капель с гк = 1,37-10" 7 м (при конденсации чистого пара) до гк = 1,5Ы(Г7 м (привод А = 12мг/л).
Одной из основных особенностей течений спонтанного конденсирующегося пара является возможность возникновения нестационарных режимов. Это обстоятельство обусловлено выделением скрытой теплоты конденсации, образованием нестационарных ударных волн и их взаимодействием с зоной конденсации. Наиболее подробно такие явления исследованы в [50].
Оценка вибрационной опасности усталостного разрушения выходных кромок сопловой, решетки при -возникающей нагрузке, вызванной нестационарной конденсацией, показала, что для рассматриваемого случая значения собственных и вынужденных частот могут перекрываться. В результате вариантных расчетов получено, что изгибные напряжения могут находиться на уровне предела циклической усталости и превышать его, что может явиться причиной аварийных поломок.
Можно предположить, что добавки ОДА, влияющие на процесс спонтанной конденсации, могут изменять волновую картину течения и, следовательно, влиять на характеристики нестационарных процессов, обусловленных спонтанной конденсацией.
На рис. '3.45 приведены результаты исследования нестационарных течений такого типа. Исследуемое сопло в этом случае имело геометрические характеристики, при которых расширение насыщенного водяного пара без добавок ПАВ сопровождалось возникновением нестационарных ударных волн и характерных периодуческих пульсаций. Распределение давления вдоль сопла, измеренное инерционными дифманометрами, характеризует кривая 1 на рис. 3.45. Всплеск давления ’’размазан” на достаточно большом расстоянии. Одновременно производилось измерение пульсаций статического давления в зоне конденсации (вблизи ’’горла” сопла) малоинерционными датчиками, а также фотографирование теневой картины течения с помощью скоростной киносъемки. Эти измерения показали, что в области ’’горла” сопла образуются нестационарные ударные волны с частотой/ ^ 1 кГц.
Введение ОДА (с<)ДА = 60 мг/л) резко изменяет картину течения: место ’’скачкообразной” конденсации смещается по потоку. При этом частота и амплитуда пульсаций давления уменьшаются и через небольшой промежуток времени течение стабилизируется. При пропускании йнутри сопла зондирующего луча лазера наблюдается интенсивное рассеяние света уже в дозвуковой части сопла, что свидетельствует о нали-
чии дисперсной фазы в потоке. Распределение давления вдоль сопла близко к равновесному.
Таким образом, экспериментально установлено сильное влияние добавок ОДА на характер процесса неравновесной конденсации и газодинамические параметры потока, выражающиеся в следующих эффектах: более раннее появление конденсированной фазы, смещение ’’скачка” конденсации вниз по потоку в область стационарных течений, изменение амплитудно-частотных характеристик нестационарных течений с конденсацией, стабилизация течений такого типа при повышенных концентрациях ОДА в паре, рост среднего размера образующихся капель.
Для выяснения физической природы отмеченных явлений рассмотрим свойства ОДА с точки зрения возможности его влияния на процессы спонтанной конденсации при адиабатном расширении насыщенного пара. Известно, что молекула ОДА обладают большим дипольным моментом, т.е. электростатическим полем у полярной группы и вследствие длинной углеводородной цепи достаточно ощутимы полем сил Ван-дер-Ваальса у неполярного радикала. При повышении температуры ОДА частично разлагается, преобразуясь во вторичный и третичный октадециламин (ди-ОДА и три-ОДА), дипольные моменты которых могут быть еще больше, чем у первичного ОДА. Следовательно, молекулы ОДА и его продуктов разложения можно рассматривать как заряженные частицы, способные к активному взаимодействию с молекулами воды. В этой связи можно предположить, что эти молекулы в потоке насыщенного или переохлажденного пара будут вести себя как ква- зиноны и играть роль центров гетерогенной конденсации. В качестве одной из моделей течения в присутствии добавок типа ОДА является модель гомогенно-гетерогенной конденсации, газодинамические аспекты которой при течении в соплах подробно исследованы в [81, 84].
Результаты выполненных исследований рассмотрим с позиций фактов, полученных при течении конденсирующегося водяного пара с добавками ОДА. Анализ проведем в рамках односкоростной модели течения конденсирующейся и двухфазной среды, когда одновременно может протекать как гомогенная, так и гетерогенная конденсация. При этом сделаем следующие основные допущения: 1) гетерогенные центры конденсации равномерно распределены в потоке, их объемная концентрация ничтожно мала; 2) скорость роста капель не зависит от их размера; 3) конденсирующийся пар является термически и калорически совершенным. В [84] проведено численное исследование течений такого типа в сверхзвуковых соплах. Характерные графики распределения температуры и переохлаждения потока при конденсации водяного пара при разных количествах ^гетерогенных центров и0 на входе в сопло представлены на рис. 3.46. Расчеты показывают, что при чисто гомогенной конденсации (п0 = 0) скачок конденсации возникает вблизи критического сечения (кривая 7). При появлении на входе гетерогенных центров (ими могут быть частицы малых размеров, ионы и т.п., в дан-
ном случае считалось, что коэффициент сродства ас ~ 1, т.е. водяной пар конденсируется на инородном центре так, как если бы это была капелька воды) ’’скачок” конденсации смещается вниз по потоку (кривая 2). Это объясняется выделением теплоты и уменьшением переохлаждения в сходственных точках сопла вследствие частичной (гетерогенной) конденсации водяного пара на гетерогенных центрах. Критическое переохлаждение достигается и в этом случае и приводит к скачкообразной конденсации с характерным всплеском температуры и статического давления (’’скачок” конденсации) ниже по потоку в сравнении со случаем «о ~ 0. Дальнейшее увеличение начальной концентрации частиц — гетерогенных центров — приводит к вырождению гомогенной конденсации, и при некотором и0 > и0 р расширение происходит практически равновесно с очень малым отклонением от состояния насыщения. Введем параметр т^ = nJ nv, где иу — число капель, образующихся в сопле в процессе чисто гомогенной спонтанной конденсации, когда и0 = 0. Для исследуемого случая mOp = n0Jnv = 2-Ю-3 соответствует практически равновесной конденсации водяного пара в сопле. Отметим, что по характеру распределения давления, более раннему появлению в потоке частиц при наличии гетерогенных центров и т.д. полученные результаты соответствуют опытным данным, описанным выше (см. рис. 3.44).
Рассмотрим теперь результаты расчетного исследования влияния гетерогенных центров на нестационарные течения неравновесно конденсирующегося пара. Теория таких течений разработана в [81], где определены типичные режимы автоколебательного и стационарного разрыв-
Рис. 3.47. Эволюция нестационарных течений конденсирующегося азота в сопле (р0 = 22105 Па; То =85,8 К): а — гомогенная конденсация (нестационарное течение, / = 322 Гц: 7-6 распределение числа М в сопле в различные моменты времени); б - гетерогенная конденсация («о = 1,74-1010 кг-1) (нестационарное течение, / = 194 Гц; 1-6 распределение числа М в сопле в различные моменты времени); в — гетерогенная конденсация; 1 - п = = 2,72-1010 кг-1 (стационарное течение с'ударной волной); 2 - п = = 3,42-1010 кг7* (стационарное те
чение со ’’скачком” конденсации); 3- п > 6,85-10*0 кг-1 (стационарное те
чение, близкое к равновесному)
ного течения для случая гомогенной спонтанной конденсации: I тип разрывного течения соответствует возникновению в зоне спонтанной конденсации стационарной ударной волны; П тип относится к автоколебательному режиму течения с возникновением в зоне конденсации нестационарных ударных волн с их локализацией в расширяющейся части сопла; III тип — нестационарные течения с образованием ударных волн, распространяющихся против потока, проникающих в дозвуковую область и приводящих к пульсациям расхода среды; IV тип— конденсация в дозвуковой части с образованием пульсирующего режима течения. На основе этой теории и метода численного исследования в [106] сделан анализ влияния гетерогенных центров на нестационарные течения спонтанно конденсирующегося азота. Вначале были исследованы течения без гетерогенных центров (п0 = 0) в сверхзвуковом сопле с числом Маха на выходе Мй = 1,29. При изменении температуры торможения Го = var при р0 = 2,2-10s Па были получены основные, режимы нестационарных течений. Для исследования влияния гетерогенных центров были выбраны режимы II и III типов нестационарного течения, с конденсацией.
Рассмотрим эволюцию нестационарного течения III типа (р0 = 22х х 10s Па; То = 85,8 К) при последовательном увеличении количества гетерогенных центров п0. Отметим, что при гомогенной спонтанной конденсации (и0 = 0) для этого случая максимальное переохлаждение потока АТ„ = 7,27 К и соответствующее количество гомогенных центров (и образующихся при конденсации капель) составляет nv = 6,79х хЮ12 кг-1. Распределение числа Ма вдоль сопла в последовательные моменты времени показаны кривыми 7-6 на рис. 3.47, а. Период колебаний начинается кривой 1 и заканчивается кривой 6.
Частота пульсаций / = 322 Гц. После ’’введения” в поток гетерогенных центров в количестве п0 = 1,74-1010 кг-1 (ш0 =п0/и„ = 2,5-Ю-3) нестационарное течение III типа перешло в течение II типа (кривые 1-6, рис. 3.41, б), частота снизилась до / = 194 Гц. При п0 =2,72х хЮ10 кг-1 (m0 = 410-3) реализовалось течение I типа со стационарной ударной волной (кривая 1, рис. 3.47, в), при п0 = 3,42-10*0 кг-1 (m0 = 5 10~3) -— режим течения со стационарным скачком конденсации (кривая 2, рис. 3.47, в), который появился при дальнейшем увеличении и0. При и0 > 6,85-1010 кг-1 (ш9 > 10~2) конденсация чисто гетерогенная, а течение — стационарное и близкое к равновесному (кривая 3, рис. 3.47, в).
Таким образом, и в этом случае эволюция исследованных численно нестационарных режимов течения находится в полном соответствии с данными экспериментальных исследований влияния добавок ОДА на автоколебательные процессы в потоке конденсирующегося водяного пара.
В [3] принята другая модель течения водяного конденсирующегося пара с добавками ОДА. Считается, что вначале, как и в чистом паре, образуются ядра конденсации из молекул воды. Они служат центрами конденсации водяного пара и молекул ОДА. Конденсация ОДА приводит к образованию моно молекулярной пленки на поверхности капли, затормаживающей дальнейший процесс конденсации. Это приводит к дальнейшему росту переохлаждения и смещению зоны интенсивной спонтанной конденсации вниз по потоку в сечение, где количество ОДА в среде будет незначительным по своему влиянию на интенсивность конденсации пара на каплях. Предложенная модель весьма интересна и полезна с точки зрения анализа влияния добавок ПАВ на характер процессов массообмена в случае имеющихся капель в потоке (в данном случае на интенсивность конденсации воды на каплях в присутствии ОДА) •
В то же время эта модель не позволяет объяснить таких экспериментальных фактов, как появление дисперсной фазы в потоке задолго до ’’скачка” конденсации (о чем свидетельствует рассеяние луча лазера в потоке), а также увеличение среднего размера капель, образовавшихся в процессе конденсации при наличии ОДА в потоке водяного пара. Приведенные согласно указанной модели расчеты показывают, что
Рис. 3.48. Пульсации полного давления пара в пограничном слое и ядре потока в плоском суживающемся сопле (/ = 4700 Гц; Mv =0,65; Rei =4,95-10s) :
1 - без ОДА; 2 - с добавкой ОДА (с =5,65 мг/л)
при добавках ОДА максимальное переохлаждение потока сильно возрастает (с 37 до 50 °C), все процессы образования дисперсной фазы вплоть до нового места возникновения ’’скачка” конденсации исключаются, размеры образовавшихся капель не увеличиваются, а уменьшаются почти на порядок, потери энергии растут.
Пульсационные характеристики двухфазных потоков в присутствии ОДА. Учитывая влияние ОДА на процессы спонтанного влагообразова- ния, а также на дисперсную структуру парокапельных потоков и ам- нлитудно-частотные характеристики жидких пленок, можно предположить существенные изменения уровней пульсаций полного давления в ядре потока и пограничном слое.
Исследования в этом направлении были проведены в МЭИ [26]. Анализ полученных данных, представленных на рис. 3.48 в виде зависимости Дро = /(А$о) [где Др^ = Дрд/(р0 — Pi) — относительная амплитуда пульсаций давления торможения; Др0' — абсолютная амплитуда; р0 — давление торможения перед соплом; pt — статическое давление за соплом; hs0 =hs/h0; hs — энтальпия в точке пересечения изоэнтропы с линией насыщения; h0 — энтальпия торможения перед соплом], позволяет сделать следующие выводы. В зоне перегретого пара в пограничных слоях фиксируется некоторое снижение Драпри введении в поток добавок ОДА (с = 5,65 мг/л). Переход через состояние насыщения вызывает весьма незначительное увеличение Др0', а затем в зоне появления мелких капель — резкое снижение уровня пульсаций полного давления. Появление крупных капель повышает интенсивность пульсаций в пограничных слоях и в присутствии ОДА, однако их уровень более низкий, чем в случае без ОДА. В среднем пульсации полного давления в пограничных слоях на различных частотах снижаются на 15—20%. В то же время уровень пульсаций давления в ядре потока при введении 92
0,94 0,960,981,001,021,041,061,08 Тж
Рис. 3.49. Распределение пульсаций полного давления вдоль оси следа за пластиной со скругленной выходной кромкой (Mt =0,65; Re, = 106) :
7 - 7 =х/Д = 0; 2-7 = 3; 5-7 = 7,5; Z- сОДА = 0, / =4800=5200 Гц;
ZZ - сОДА = 6 мг/л; /=5200=5700 Гц
ОДА снижается в несколько раз, и по существу присадки ОДА приводят к практическому гашению пульсаций давления в этой области. Последнее обстоятельство является следствием интенсивного дробления капель в потоке, что приводит к снижению рассогласований скоростей газа и жидких частиц и тем самым к уменьшению интенсивности пульсаций в вихревых следах за каплями. В пограничном слое, где коэффициенты скольжения в среднем выше, чем в ядре потока, влияние добавок ОДА на пульсационные характеристики потока оказывается менее существенным.
Весьма интересные данные получены в МЭИ по снижению интенсивности пульсаций за обтекаемой пластиной при наличии в потоке ОДА (рис. 3.49). Как следует из результатов, ОДА приводит к более чем двукратному снижению амплитуд пульсаций на расстоянии трех калибров от скругленной задней кромки. В этом сечении пик пульсаций составлял Ддо * 2,8 и при добавке ОДА (с = 6 мг/л) снизился до Др0'« 1,05, т.е. почти в 2,8 раза. Резкое снижение амплитуд отмечено при всех начальных состояниях пара: в зоне перегрева, вблизи состояния насыщения и при начальной влажности.
Полученные результаты являются особо важными с точки зрения использования добавок ОДА с целью повышения вибрационной надежности элементов турбин.
Глава четвертая
ВЛИЯНИЕ ПАВ В ЭРОЗИЮ МАТЕРИАЛОВ
4.1. Кавитационная эрозия и способы ее снижения.
Гидродинамика кавитирующих потоков с ПАВ
Эрозия металлов представляет собой одну из основных проблем, с которой приходится сталкиваться при эксплуатации современных теплоэнергетических установок. Детали и узлы этих установок работают, как правило, в жеских условиях, и их материалы подвержены различным видам износа: каплеударному, абразивному, кавитационному, коррозионно-эрозионному и др.
В турбинных ступенях, работающих во влажном паре, часто наблюдается эрозия рабочих лопаток, вызванная воздействием жидких капель, находящихся в потоке рабочего тела.
Износу подвергаются также корпуса, обоймы, диафрагмы турбин в местах, где поток пароводяной среды с' повышенным содержанием воды имеет достаточно высокую скорость (щелевая эрозия).
Вследствие кавитации наблюдаются разрушения проточной части насосов, регулирующей арматуры, работающей при больших перепадах давления среды. Дефекты эрозионного характера вследствие кавитации и струеударного воздействия наблюдаются в подогревателях высокого давления.
Интенсивный размыв трубопроводов отборов влажного пара турбин обусловлен совместным протеканием коррозионно-эрозионных процессов. Эрозионные повреждения металла часто приводят к аварийным остановам энергетического оборудования, снижению его эффективности. Поэтому с ростом единичных мощностей энергетических установок проблема повышения износостойкости оборудования становится особо актуальной.
Поиски эффективных способов и мер защиты металла от эрозии ведутся в следующих основных направлениях: применение новых эрозионно-стойких материалов и покрытий, разработка оптимальных конструкций; применение внешних воздействий (катодная защита, аэрация, использование электрических и электромагнитных полей, изменение свойств жидкости путем специальных добавок и др.). Дня деталей оборудования, работающих в замкнутых системах, одним из наиболее эффективных и экономичных способов борьбы с эрозией является использование полимерных добавок и ПАВ.
В ряде работ [123, 127, 139, 155], посвященных этому вопросу, бы-
ли исследованы различные полимерные вещества и оценено их влияние на появление кавитации и устойчивость каверн, уменьшение кавитационного шума и эрозийные последствия кавитациии. Основное внимание уделялось изучению добавок водных растворов высокомолекулярных полимеров типа полиокса, полиакриламида (ПАА), гуаргама. Кроме того, исследовались снижающие поверхностное натяжение воды — TEEPOL, раствор лаурилсульфата натрия, а также сложные катионно
мыльные системы.
Возникновение кавитации, ее характер и кавитационные разрушения материалов определяются в основном давлением насыщенных паров в жидкости, вязкостью, поверхностным натяжением и т.д.
Введение в воду незначительного количества высокомолекулярных соединений оказывает существенное влияние на изменение этих параметров. Например, водный раствор полиокса (с = 0,05%) имеет вязкость в 2 раза больше, чем вода, и позволяет значительно отдалить момент наступления кавитации [139]. Критическое число кавитации струи £ =5— , где р — давление в наименьшем сечении струи, кг/м2; р —
Р —
2
плотность, кг/м3; и — скорость, м/с, снижается с 0,49 в струе воды до 0,3 в струе раствора полиокса (с = 500 мг/л).
В диапазоне чисел Re = 7104^3,1 • 10s добавка полиоксиэтилена эф
фективно подавляет возникновение кавитации. /
Влияние физических свойств жидкостей на интенсивность кавитационной эрозии изучено в [155]. Для определения уровня кавитационных разрушений образцов в различных жидкостях по сравнению с разрушениями в воде предложена формула ю
M = J^=o,6pH р±^^-\(4.1)
^в \ Рв I \Ро "" ^н.а I \^а I \°в I
где р — плотность жидкости; р0 — атмосферное давление; рИ - давление насыщенных паров; р — вязкость; о — поверхностное натяжение; М = ma/mB — относительное кавитационное разрушение; та> тв — потеря массы материала при кавитационном, разрушении; индексы ”а” и ”в” относятся к отличной от воды жидкости и к воде.
Из 4.1 следует, что кавитационные разрушения в растворах полимеров меньше, чем в воде, поскольку при малых концентрациях полимеров может произойти уменьшение о и рост р раствора (при неизменности остальных теплофизических свойств).
В [108] приведены результаты исследования кавитации и эрозии в водных растворах полиакриламида (ПАА), физические свойства которых представлены в табл. 4.1.
Добавление к воде ПАА влияет на место возникновения кавитации, определяемое с помощью лазерной диагностики. По данным зависимос-
Таблица 4.1. Физические свойства растворов ПАА
Концентрации раствораv2/v*
с, %
Г, °Cа2[atpH
0,011,18
0,031,5
0,051,9
0,1
200,856,9
200,856,9
200,856,9
200,856,9
* Индексы 1, 2 относятся
к воде и водным растворам ПАА.
ти числа кавитации от скорости потока (рис. 4.1), следует, что при малых скоростях (Моо <9 м/с) значение числа кавитации кх уменьшается приблизительно на 17%, а с увеличением скорости (и^ ^ 17 м/с) — на 22 %.
В опытах с кавитационной эрозией в целях сокращения времени проведения экспериментов испытывали образцы из катаного свинца. Интенсивность эрозии оценивали по потере массы образцов за период испытания (рис. 4.2). Анализ результатов свидетельствует, что полученные экспериментальные данные Дщ0/ДтПАА = 1^1,37 могут быть дая рассматриваемого случая описаны зависимостью Дт0 /ДтпАА = = ао/°ПАА = L2. Дополнительный учет изменения вязкости раствора при дозировке ПАА дает менее удовлетворительные результаты.
В [11] приведены данные влияния концентрации различных ПАВ на скорость кавитационной эрозии. Установлено наличие оптимальной концентрации, при которой наблюдается минимум износа материала (рис. 4.3, а, б). Приведены также данные о влиянии ПАВ на изменение микротвердости поверхности металла при ультразвуковой кавитации
,("м/2)Р
возникновению в воде 1 и растворе (ПАА) 2 в зависимости от скорости потока
Рис. 4.2. Потери массы свинцовых образцов, испытанных в воде 1 и 0,03%-ном растворе ПАА 2
Рис 4.3. Влияние концентрации (о) и типа ПАВ (б) на потерю массы образцов при кавитации и изменение микротвердости (в) поверхности металла при ультразвуковой кавитации
(рис. 4.3, в), свидетельствующие о снижении интенсивности механического воздействия на него при схлопывании пузырей.
Существенно отличные от [29, 108] получены результаты в [115], где исследовалось влияние полимерных добавок на процесс эрозионного изнашивания образцов из меди в условиях вибрационной кавитации. На рис. 4.4 представлены зависимости потери массы образцов от времени для воды и водных растворов ПАА. Видно, что при с = 1000 мг/л инкубационный период уменьшается с 8 до 3 мин, а потеря массы увеличивается приблизительно в 1,4 раза. Уменьшение концентрации ПАА до с = 100 мг/л дает практически те же результаты, что и в экспериментах с дистиллированной водой.
В табл. 4.2 приведены сравнительные данные физических свойств растворов ПАА, свидетельствующие, что для раствора ПАА (с = = 1000 мг/л) существенно (по сравнению с водой) изменяется только его вязкость. Вместе с тем известно из работ [165, 187], что увеличение вязкости жидкости приводит к уменьшению кавитационного разрушения материала. Этот эффект был подтвержден в [115] путем проведения сравнительных испытаний в растворе глицерола (с = 67%), который имел еще большую вязкость, чем раствор ПАА (с = 1000 мг/л). Было зафиксировано увеличение инкубационного периода до 30 мин и
Таблица 4.2. Сравнительные данные физических свойств воды и водных растворов ПАА и глицерола
Растворы
Проводимость
рн
Вязкость, СП
Поверхностное натяжение О2х Ю3 Н/м
Дистиллированная вода
3,0
5,5
0,89
72,5
Раствор ПАА (с = 1000 мг/кг
4,5
5,1
3,85
71,5
Раствор ПАА (с =100 мг/кг)
9,7
—
1,31
72
Раствбр глицерола
10,5
6,0
3,99
68
(с = 67 %)
I/* I rr 1 III—I—I0 TO 20 30 40 50 60 70 80 90т,минI/* I rr 1 III—I—I0 TO 20 30 40 50 60 70 80 90т,минРис. 4.4. Потеря массы образцов из меди в зависимости от времени при вибрационной кавитации:
I/* I rr 1 III—I—I
0 TO 20 30 40 50 60 70 80 90т,мин
I/* I rr 1 III—I—I
0 TO 20 30 40 50 60 70 80 90т,мин
— дистиллированная вода; 2 — раствор полиакриламида с = 100мг/л; 3— £=1000 мг/п; 4 — раствор глицерола в воде, с = 67 %
снижение потери массы приблизительно в 3—5 раз по сравнению с данными для дистиллированной воды. В работе, однако, не анализируется возможное измене
ние других свойств жидкости с добавками ПАВ, в частности изменение
температуры насыщения.
Существуют различные гипотезы, объясняющие с той или иной степенью полноты защитное влияние ПАВ на эрозионные процессы при кавитации. Так, в [140] высказано предположение, что эффект подавления кавитации при введении в поток полимеров обусловлен изменением гидродинамики обтекания тел. Анализ фотографий кавитационной каверны за цилиндром — возбудителем кавитации (d = 0,29 см), установленным на вращающемся диске диаметром 0;26 м (частота вращения 60 с-1), свидетельствует, что добавки полимера полиокса с концентрацией с = 100 мг/л приводят к снижению длины кавитационной каверны (рис. 4.5). Появление кавитационных пузырей в воде, носит бурный и хаотичный характер, в то время как в случае с добавкой полимера зафиксированы некоторая стабилизация и регулярность характеристик кавитационной каверны.
Описанные в [158] результаты анализируются на основании теории вязкоэластичности полимеров. Утверждается, что при наличии полимеров в потоках с большими продольными градиентами скорости существенно возрастает вязкость растяжения, что и приводит к изменению характеристик обтекания тела.
В [180] рассматривается вопрос влияния полимерных добавок на возникновение кавитации при обтекании конуса (скорость набегающего потока изменялась в пределах от 4 до 20 м/с). Исследования проводились с помощью голографической техники. В качестве добавок использовали 2%-ный растор NaQ, а также раствор NaCl (2%) и полиокса WSR-301 (0,05%). При uQ = 6 м/с на конусе имеет место переход ламинарного пограничного слоя в турбулентный, в области перехода отмечено образование кавитационных пузырей. Предполагается, что образование пузырей происходит вследствие интенсивных пульсаций давления в этой области (по данным [114], они могут достигать 26% уровня динамического давления). Дозировка полимера приводит к резкому снижению уровня пульсаций давления в переходной области, в связи с чем образование кавитационных пузырей не происходит.
a)a)б)б)Рис. 4.5. Структура кавитационных каверн за цилиндром: а — без ПАВ; б - с ПАВРис. 4.5. Структура кавитационных каверн за цилиндром: а — без ПАВ; б - с ПАВ
a)
a)
б)
б)
Рис. 4.5. Структура кавитационных каверн за цилиндром: а — без ПАВ; б - с ПАВ
Рис. 4.5. Структура кавитационных каверн за цилиндром: а — без ПАВ; б - с ПАВ
Добавки полимеров и ПАВ могут оказать влияние на процесс роста и схлопывания пузырей. В ряде работ с помощью скоростной фотографии исследовалась динамика газовых пузырей в органических жидкостях, в результате чего установлено, что полимерные добавки практически не влияют на поведение пузыря, находящегося в неорганиченном объеме жидкости, но они значительно замедляют формирование струи при схлопывании пузыря вблизи стенки.
В [122] изучено схлопывание пузыря, создаваемого с помощью искрового разряда между двумя твердыми границами. В зависимости от того, больше или меньше единицы соотношение 0 ” ^макс/^ (рис. 4.6, а), возможны два типа разрушения пузыря. Когда Р< 1 (например, Р « 0,3), пузыри остаются сферичными и влияние добавок полимеров не проявляется. Для больших р поведение пузырей качественно сохраняется для воды и водных растворов полимеров. Первоначально пузырь удлиняется параллельно стенкам в период своего роста, затем на нем в средней плоскости, параллельной твердым границам, появляется область сужения. Сужение возрастает до момента разделения пузыря на две части, при этом формируются две струи, направленные к твердым границам. - _
На рис. 4.6, б представлены зависимости CD -f (?1т^ак^, где CD = = С/)/Лмакс; t = т/т/^ макс; тя макс ” 0,9157?макс VpT^P- Эффект влияния полимеров проявляется в увеличении скорости роста пузыря и скорости его схлопывания.
Таким образом, при наличии полимеров снижается время существования пузыря Тр Для рассматриваемого случая Tj на 30% меньше в растворе полиокса, чем для чистой воды. Эффекты изменения вязкости не могут объяснить полученные результаты (рис. 4.6, кривая 5). Делается вывод о существенном влиянии полимеров на вязкоупругие эффекты. Указывается, что полимеры оказывают стабилизирующий эффект на динамику пузыря вблизи стенки, задерживая его отклонение от сферичного состояния.
Рис. 4.6. Динамика развития единичной полости в воде, водном растворе пилиок- са и глицерина (б):
1, 2 — раствор полиокса, с = 1000 и 250 мг/л; 3 — водоглицериновая смесь; 4 — вода; а — схема создания полости электроискровым способом [126]
В [109] показано влияние ПАВ на скорость радиального и поступательного движения пузыря к твердой границе. Когда расстояние пузыря до стенки в 2 раза больше его радиуса, при движении в растворе амилового спирта (с = 0,01 моль/л) скорость движения пузыря к стенке в 2 раза меньше, чем без ПАВ. Влияние ПАВ существенно сказывается на количестве пузырей, перемещающихся из объема жидкости к поверхности в единицу времени. Если принять во внимание, что потеря устойчивости пузырей происходит именно вблизи твердой границы и, как было показано выше, именно здесь проявляется влияние ПАВ на динамику пузырей, то можно предположить, что в присутствии ПАВ снижается количество импульсов и интенсивность механического воздействия на поверхность от схлопывания пузырей.
S' [109] выявлено ослабление кавитационных эффектов в зависимости от снижения концентрации растворенных в жидкости газов. Обнаружена существенная зависимость между числом возникновения кавитациии и концентрацией растворенного газа. Можно сделать вывод, что воздействие полимерных добавок на кавитацию является следствием их влияния на поведение центров зарождения кавитации.
Центры кавитации могут образовываться в ядре потока, а также генерироваться поверхностью твердого тела. В [116] показано изменение характера образования пристеночных ядер в присутствии полимерных добавок, влияющих на возникновение кавитации. Для раствора полиокса WSR-301 (с = 100 мг/л) получено снижение частоты образования кавитационных газовых ядер приблизительно в 3 раза и увеличение их размера приблизительно в 2 раза.
В [179] имеются данные по исследованию начала кавитации при об-
текании тел из стали и тефлона в присутствии добавок полиокса WSR-301 и гуаровой смолы. Показано, что при обтекании тела из тефлона, когда кавитация инициируется в основном ядрами кавитации на гидрофобной поверхности, влияние полимера практически отсутствует, в то время как обтекание такого же тела из стали жидкостью с добавками полимера приводит к существенному изменению числа кавитации. Этот факт свидетельствует о необходимости детального изучения роли границы раздела фаз твердое тело — жидкость при рассмотрении воздействия ПАВ на кавитационный процесс.
Дозирование в жидкость ПАВ и полимеров приводит к снижению поверхностного натяжения раствора о. Анализу влияния о на процесс кавитационного разрушения материалов посвящены многие работы [29, 108, ПО, 161]. Полученные данные позволяют сделать вывод о том, что с уменьшением поверхностного натяжения интенсивность износа материала при кавитации снижается. НизкИе поверхностные натяжения жидкости способствуют более раннему возникновению кавитации. При этом образуется большое количество мелких пузырей, которые, оказывая демпфирующее влияние, уменьшают разрушение металла.
Необходимо, однако, отметить, что используемые для понижения о добавки (амилиновый спирт, толуол, фенол, н-бутанол и др.) различны по своей коррозионной агрессивности, отличаются значениями давления насыщения и вязкости, что вносит дополнительные трудности в оценку конкретного влияния поверхностного натяжения жидкости на снижение кавитационной эрозии материала.
При анализе влияния поверхностного натяжения на процесс кавитационной эрозии необходимо также учитывать существенное влияние смачиваемости на процессы деформации и разрушения твердых тел при проявлении эффекта Ребиндера (адсорбционного понижения прочности [77]). При уменьшении о улучшается смачиваемость поверхности твердого тела, что обусловливает быстрое распространение жидкости внутри трещин, которые развиваются в материале под действием растягивающих напряжений, а также вследствие эрозии.
В качестве примера можно привести данные [29] по влиянию на кавитационную эрозию добавок полимера Tip-67, снижающих поверхностное натяжение на 50% при с '= 0,04%. Ультразвуковая кавитация возбуждалась концентратором магнитострикционного излучателя на частоте 20 кГц.
Зависимость массовых потерь образца от времени представлена на рис. 4.7. Добавка Tip-67 приводит к снижению интенсивности разрушения на начальной стадии эрозии. В период сильного разрушения эрозия становится более значительной, чем в воде, т.е. на второй стадии превалирующим, по-видимому, является эффект Ребиндера.
При выборе эффективных ПАВ необходимо учитывать их пленкообразующие свойства. В результате ориентированной адсорбции ПАВ —
Рис. 4.7. Влияние добавок полимера Tip-60 на скорость кавитационной эрозии образцов из алюминия:
1 — конденсат; 2 — с добавкой Ир-60
собирателей на металлических поверхностях образуется молекулярная пленка, предохраняющая металл от коррозии. Защитное влияние пленкообразующих ПАВ достигается их тормозящим воздействием на анодный и катодный процессы.
Как видно, существует достаточно большое количество гипотез,
в той или иной степени описывающих влияние ПАВ и полимеров на процесс кавитации и кавитационной эрозии. Однако единого мнения о механизме защитного действия ПАВ и полимеров пока не имеется. По-видимому, правильным будет считать их влияние многофакторным, зависящим в каждом конкретном случае от природы добавок, характера течения, свойств рабочей жидкости и т.д.
Рассматривая влияние ОДА на теплофизические характеристики жидкости, можно предположить возможность его эффективного использования для борьбы с кавитационными разрушениями элементов оборудования. Исследования влияния микродобавок ОДА на динамику кавитационных полостей при обтекании цилиндра были проведены во ВНИИАМ на ротационной установке (рис. 4.8). При вращении диска в воде за установленными на нем цилиндрами образуется кавитационная зона. В крышке рабочей камеры установлены оптические стекла для киносъемки процесса. Регулирование режимами кавитации осуществляется изменением давления в рабочей камере. Температура жидкости поддерживается постоянной (t = 60 °C) с помощью рециркуляционной системы, включающей в себя холодильник.
Анализ данных киносъемки позволил определить структуру кавитационного облака и выявить особенности зоны кавитации в присутствии ОДА (с = 2 мг/л). Эксперименты проводились при постоянной скорости вращения диска (и = 3000 мин-1) при различных относительных длинах каверны Лк = 14-5.
На рис. 4.9 представлены зарисовки девяти кадров кинограмм (в режимах без и с дозированием ОДА), отражающие полный период существования каверны от ее зарождения до отрыва. Обработка кино- грамм позволила оценить влияние ОДА на скорость перемещения пережатия L" = (А, — L^Kjj — Ti) и скорость отрыва каверны S'= = (Sv —S^j^Tj —т,). Видно, что при наличии ОДА изменяется динамика каверны, скорость перемещения точки пережатия L* снижается (рис. 4.10, кривая 2), скорость же отрыва каверны S' несколько воз-
Рис. 4.8. Принципиальная схема рабочей камеры (в) ротационной установки. Структурная схема фотосъемки (б) и высокочастотной киносъемки (в):
1 - корпус рабочей камеры; 2 - вращающийся диск; 3 — сменный образец; 4 — модель (кавитатор); 5 - электродвигатель; 6 — успокоительная решетка; 7 — фотокамера; 8 — импульсная лампа; 9 — система поджига лампы; 10 — синхроконтакт; 11 — лампа подсветки; 12 — скоростная кинокамера; А, Б - подвод и отвод рабочей среды
Рис. 4.9. Фрагменты кинограмм, иллюстрирующие зарождение и отрыв каверны = 3) (опыты И.А. Шалобасова и В.А. Михайлова)
Рис. 4.10., Зависимость скорости перемещения пережатия L' и скорости срыва каверны S от ее относительной длины:
6» Ю 26» Ю 21010сечения, в которых измеряли глубину эрозии образца; 1-4 — точки измерения в сечеииисечения, в которых измеряли глубину эрозии образца; 1-4 — точки измерения в сечеиии
6» Ю 2
6» Ю 2
10
10
сечения, в которых измеряли глубину эрозии образца; 1-4 — точки измерения в сечеиии
сечения, в которых измеряли глубину эрозии образца; 1-4 — точки измерения в сечеиии
* — опыты на конденсате; 2,2’ - при дозировании ОДА, с = 2 мг/л (опыты И.А. Шалобасова и В.А. Михайлова)
Рис. 4.11. Зависимость числа Струхаля Sh от относительной длины каверны Хк:
1 - опыты на конденсате; 2 — при дозировании ОДА, с = 2 мг/л, диаметр цилиндра (кавитатора) d = 6 мм, скорость обтекания и0 =49 м/с (опыты И.А. Шалобасова и В.А. Михайлова)
Рис. 4.12. Принципиальная схема
(о), камера (б) и геометрия щели (в) при испытаниях образцов на щелевую эрозию:
1 — камера с образцами; 2, 3 — участки подвода и отвода рабочей среды; 4 — расходомерные приборы ДСР-1; 5 - сосуд с ОДА; 6 — насос; 7 — линия впрыска ОДА; '8-10 — штатные клапаны; 11 — корпус; 12 — крышка; 13 - прижимной болт; 14 - исследуемый образец; 75 - нижний образец со щелью заданных размеров; b — ширина ще7 ли; И — высота; d — диаметр подводящего отверстия; I—IV—
растает при малых АК(ХК < 4) и снижается при Ак > 4 (рис. 4.10), кривые Г и 2')-
Зависимость числа Струхаля (Sh = Nd/u0, где N — частота срыва кавитационных каверн, d — диаметр цилиндра, и0 — скорость невозмущенного потока) от длины каверны в чистой воде и с ОДА показаны на рис. 4.11 (кривые 1 и 2). Видно, что ОДА приводит к снижению частоты отрыва каверн, причем с увеличением Ак эффект возрастает, достигая 18 % при Ак = 5.
Поскольку кавитационный износ в гидродинамическом потоке связан с периодичностью образования и срыва каверн, уменьшение Sh при дозировании ОДА является качественной характеристикой снижения эрозии. С другой стороны, силу ударного воздействия на твердую поверхность при кавитации определяет и такой параметр, как скорость захлопывания каверны. На основании анализа фотоснимков можно сделать вывод, что вследствие увеличения размера отрывающихся каверн и времени их жизни в присутствии ОДА скорость захлопывания каверн уменьшается по сравнению с данными для чистой воды.
Исследования кавитационного износа применительно к деталям проточной части арматуры проводились во ВНЙИАМ на стенде, принципиальная схема которого приведена на рис. 4.12, а. Имитация работы дроссельно-регулирующих органов в условиях щелевого потока среды осуществлялась на образцах, установленных попарно в испытательных камерах (рис. 4.12, б, в).
В этих экспериментах использовалась питательная вода (р= 18 МПа, t = 210 °C) котлов промышленной ТЭЦ. Впрыск ОДА осуществлялся непрерывно в общий коллектор перед рабочей камерой с помощью плунжерного насоса. В процессе эксперимента проводились измерения давления на входе в рабочую камеру и на выходе из щели образца, температуры рабочей среды, расхода через щель, концентрации ОДА, pH рабочей среды.
В качестве материала образцов использовалась Ст. 3. Исследованию подвергались четыре образца, два из которых находились в потоке воды без ОДА, и два других - в потоке воды с ОДА.
В ходе эксперимента определялась кинетическая кривая эрозии образцов, для чего камеры последовательно отключались через определенный промежуток времени. Степень эрозионного разрушения образцов определялась путем их взвешивания до и после испытаний с точностью 0,1 мг. Кроме того, рабочую поверхность образца, находящуюся в щелевом потоке, оценивали по среднему значению глубины износа с помощью микроскопа МИС-111. Кинетические кривые эрозии, полученные в [51, 66] для двух скоростей потока в щели (120 и 75 м/с) (геометрические размеры щелей: высота 0,3^ и высота 0,3, ширина 3 и 6 мм), имеют линейный характер (рис. 4.13), причем при увеличении скорости движения среды угол наклона прямой возрастает. При испытаниях без ОДА средняя глубина эрозии образцов из Ст. 3
Рис. 4.13. Средняя по щели глубина эрозии образцов, испытанных в питательной воде без впрыска и с впрыском ОДА, от времени испытания:Рис. 4.13. Средняя по щели глубина эрозии образцов, испытанных в питательной воде без впрыска и с впрыском ОДА, от времени испытания:— без ОДА при скорости потока соответственно 120 и 75 м/с; 3, 4 - с впрыском ОДА; 3 - при впрыске в течении 6 ч, с = 24-3 мг/л, а затем баз ОДА в течение 18 ч; 4 - непрерывная дозировка ОДА, с = - 24-6 мг/л
Рис. 4.13. Средняя по щели глубина эрозии образцов, испытанных в питательной воде без впрыска и с впрыском ОДА, от времени испытания:
Рис. 4.13. Средняя по щели глубина эрозии образцов, испытанных в питательной воде без впрыска и с впрыском ОДА, от времени испытания:
Рис. 4.14. Изменение средней глубины эрозионного износа по длине щели:
1 — без ПАВ; 2, 3 — с ПАВ (2 — с = 2,5 мг/л, 3 — с = 6 мг/л); 2,3 — время испытаний т= 48ч
(100 мкм), дающая представительную картину эрозии, достигалась за 11—12 ч испытаний при скорости 120 м/с и за 17—18 ч при скорости 75 м/с. При этом распределение глубины износа по ширине и длине щели было неравномерным. На всех образцах наблюдалось увеличение интенсивности разрушения на выходе из щели на 80-100% независимо от времени испытания (рис. 4.14). В то же время глубина износа по ширине щели в разных сечениях изменялась без видимой закономерности.
Испытания с добавкой ОДА (с = 24-6 мг/кг) показали,.что. даже при увеличении длительности опыта в 4 раза средняя глубина износа составляла всего 6—10 мкм (рис. 4.14, кривые 2, 3). Защитный эффект наблюдался уже при концентрации ОДА 2-3 мг/кг, и дальнейшее ее повышение не приводило к существенному изменению глубины износа. В опытах было отмечено, что введение ОДА в питательную воду увеличивает в 10—15 раз инкубационный период щелевой эрозии образцов из стали Ст. 3.
Специально поставленный эксперимент, в котором в течение 6 ч производился впрыск ОДА, а затем 18 ч образцы испытывались без ПАВ, показал, что во время впрыска ОДА эрозия практически отсутствовала, однако прекращение подачи ОДА приводило к интенсивному разрушению, характерному для случая течения чистой воды (рис. 4.13, кривая 3).
Для выявления механизма защитного действия ОДА во ВНИИАМ были проведены эксперименты с дозированием ПАВ различных ти-
пов — собирателей, характеризующихся поверхностной активностью на границе жидкость—твердое тело, и пенообразователей, характеризующихся поверхностной активностью на границе жидкость—газ. ОДА обладает свойствами и собирателей, и пенообразователей, в то время как в качестве ПАВ второго типа были использованы фторированный углеводород (ФУ-I) и жирный спирт (ЖС-П), относящиеся соответственно к классам фтортензидов и этиловых эфиров жирных спиртов. В диапазоне рабочих концентраций добавление этих ПАВ к воде приводило к приблизительному одинаковому снижению поверхностного натяжения, что и добавка ОДА.
Рассмотрим результаты исследования влияния указанных ПАВ на кавитационную эрозию. Через 30 мин испытаний в чистой воде (при скорости 120 м/с) и 120 мин (при скорости 75 м/с) на поверхности образца наблюдается изменение цвета, На начальном участке щели, в месте поворота потока, имеются следы пластической деформации.
Инкубационный период ткр для Ст. 3 при скорости 120 м/с составлял около 40 мин и около 240 мин при и = 75 м/с.
Кинетическая кривая износа носит линейный характер до тех пор, пока первоначальная скорость потока не снизится более чем на 15% из-за существенного увеличения площади проходного сечения.
Поэтому при выбранной методике испытания скорость износа / = = hh/Ьл имеет ярко выраженный максимум, который наблюдается при времени испытаний тмакс = (84-10) ткр независимо от скорости - потока (рис. 4.15, кривые 1 и 2).
Дозирование в питательную воду ПАВ типа ОДА, фторированного углеводорода и жирного спирта приводит к существенному снижению интенсивности износа (рис. 4.15, кривые 3—5) — в 3—4 раза для непленкообразующих ПАВ и в 15—20 раз для ОДА.
Одновременно ПАВ приводит к росту времени инкубационного периода, когда износ составляет 3—6 мкм, а массовые потери практически отсутствуют. Если для непленкообразующих ПАВ (рис. 4.15, кривые 3, 4^ время инкубационного периода возрастает в 2—3 раза, то для ОДА прирост значительно больше — в 10—12 раз при скорости и = 120 м/с. При снижении скорости до 75 м/с ОДА еще больше увеличивает ткр — в 20—25 раз.
Отметим, что увеличение расчетной концентрации непленкообразующих ПАВ с 3 до 10 мг/л приводит к улучшению защитных свойств - глубина износа уменьшается примерно в 2 раза. Для пленкообразующих ПАВ типа ОДА такого эффекта практически не наблюдается. Здесь защитные противоэрозионные свойства проявляются при с = 24-3 мг/л, и дальнейшее ее увеличение до 10 мг/л практически не влияет на скорость износа, находящуюся в пределах 0,3—0,5 мкм/ч при и = 120 м/с и 0,05-0,1 мкм/ч при и = 75 м/с.
Отдельные испытания были проведены в условиях контура теплосиловой установки. Дозирование ОДА осуществлялось периодически
Рис. 4.15. Изменение средней скорости изнашивания образцов из ст. 3 во времени:
1, 2 — в питательной воде без ПАВ при скорости потока соответственно 120 и 75 м/с; 3 — при дозировании фторированного углеводорода (ФУ), с =3^10 мг/л; 4 — при дозировании жирного спирта (ЖС), с = 8-ИО мг/л; .5 — при дозировании ОД, с = 2-г5 мг/л; кривые 1, 3, 4, 5 относятся к скорости потока 120 м/с, нижняя шкала абсцисс относится к кривой 2
Рис. 4.16. Интенсивность кавитационного износа алюминиевых образцов, испытанных на магнитострикционной установке в водных растворах органических жидкостей и ПАВ:
— водные растворы эталона и ацетона; 2 - водные растворы оксида этилена [из]; 3 — водный раствор ОДА
с тем, чтобы поддерживать его концентрацию на уровне 0,5—3 мг/л. При скорости потока в щели и = 75 м/с и времени испытания 192 ч износ поверхности образца при дозировании ОДА практически отсутствовал (в то время как при испытаниях на конденсате за 24 ч была зафиксирована средняя глубина эрозии, приблизительно равная 150 мкм).
Исследование характера разрушений при кавитации в растворах различных ПАВ было проведено с использованием сканирующего электронного микроскопа (СЭМ) типа ’’Кэмбридж стереоскан-150”. Исследованию подвергались образцы из Ст. 20 ГСЛ, испытанные на щелевую эрозию.
Фрактограммы поверхности испытанных в чистой воде образцов показали, что разрушение их поверхности происходит по механизму смешанного разрушения, представляющего сочетание внутризерен- ного скола, отрыва и межзеренного разрушения.
Фрактограммы поверхности образца, испытанного в водном растворе ОДА (с = 1,5 мг/л), свидетельствуют, что характер разрушения поверхности на всех рассматриваемых участках образца одинаков. Другим очевидным фактом является то обстоятельство, что поверхность разрушается равномерно — границы зерен перлита и феррита практически 108
не проявляются. По характеру рельефа видно, что имеет место поверхность вязкого разрушения по ямочному механизму. Дозирование ФУ (с = 10 мг/л) также приводит к структурным изменениям эродированной поверхности по сравнению с данными для чистой воды. Например, для ФУ также имеет место эрозия по границам зерен, но ее отличие от внутризеренной несущественно. Для ЖС практически отсутствует различие вида структур по границе зерен и внутри них. Однако глубина разрушения по границе зерен существенно больше, чем при использовании ОДА.
Проведенные исследования позволяют сделать вывод о том, что ПАВ (в особенности ОДА) приводит к уменьшению скорости деформаций материала при кавитационной эрозии и тем самым устраняет вероятность хрупкого разрушения (в этой стадии эрозия имеет более высокую скорость, что является следствием образования раковин за счет скола).
Для оценки возможных причин существенного влияния пленкообразующих ПАВ на эрозионное разрушение металла при кавитации во ВНИИ АМ проведены эксперименты на магнитострикционной установке (/ = 18 кГц; амплитуда 50 мкм; t = 20 °C). Сущность указанных испытаний заключается в образовании и схлопытании кавитационных пузырей при излучении акустической энергии вибрирующим концентратором. Схлопывание пузырей на или около поверхности образца, установленного на определенном расстоянии от концентратора, вызывает эрозию материала. В качестве рабочих жидкостей использовались водные растворы органических веществ, что позволяло изменить поверхностное натяжение жидкости. При этом остальные теплофизические свойства растворов практически не отличались от свойств чистой воды.
Анализ полученных данных (рис. 4.16, кривая 7) свидетельствует, что с уменьшением коэффициента поверхностного натяжения жидкости скорость потери массы образца при установившейся эрозии падает, но незначительно. Аналогичные данные получены в [113] в растворе с различной концентрацией оксиэтилена (рис. 4.16, кривая 2). При этом установлено, что по коррозионной агрессивности вода и водные растворы оксиэтилена идентичны.
При использовании ОДА для понижения поверхностного натяжения воды получен более значительный противозрозионный эффект (рис. 4.16, кривая 3) по сравнению с использованием этанола, ацетона и оксиэтилена (при одинаковых значениях о растворов). Полученные результаты можно объяснить следующим образом. ОДА как реагент, являющийся собирателем и пенообразователем, оказывает, по-ви- димому, двойное воздействие на повышение стойкости металла при кавитации. Во-первых, снижение поверхностного натяжения жидкости при дозировках ОДА приводит к образованию большого количества мелких пузырей и их стабилизации, что оказывает влияние на демпфирующую и ударно разрушающую роль кавитационных пузырей. Во-вто-
1212Рис. 4.17. Принципиальная схема стенда для гидравлических и эрозионных испытаний:
12
12
1 — испытуемый элемент (модель); 2, 3 — ПОДВОДЯЩИЙ и отводящий участки трубопровода; 4 - импульсные трубки; 5 - емкость для раствора ОДА; 6 — насос для дозирования ОДА; 7,8 — линия дозирования ОДА; 9 - холодильник для регулирования температуры питательной воды; 10, 11 - подвод и отвод технической воды; 12, 13 — запорная и регулирующая арматура
рых, вследствие адсорбции молекул ОДА на поверхности металла образуется буферная прослойка, снижающая ударное воздействие при схлопывании пузырей. При этом данные испытаний с различными ПАВ (собирателями и пенообразователями) позволяют заключить, что эффект образования пленки молекул ОДА на поверхности является определяющим при подавлении кавитационной эрозии. Кроме того, адсорбционная пленка ОДА существенно снижает скорость коррозионных процессов, усиливающих процесс кавитационной эрозии. Наличие ОДА приводит также к изменению гидродинамики кавитирующих потоков.
Учитывая возможность заметного снижения кавитационной эрозии с помощью ПАВ, во ВНИИАМ проведены эксперименты на регулирующей арматуре [37]. Принципиальная схема рабочего участка стенда приведена на рис. 4.17. Его рабочий участок предусматривал расположение испытуемого регулирующего клапана 1 таким образом, что длина входного 2 и выходного 3 прямых участков трубопровода составляла соответственно около 65 dBH и 38 dBH, где dBH = 54 мм — внутренний диаметр трубы. Для замеров давления до и после клапана (р, и р2) и перепада давления на нем были установлены камеры отбора давления 4.
Номинальный расход воды на стенде составлял около 16 т/ч. Расход среды через рабочий участок измеряли тарированной расходомерной диафрагмой (D = 54 мм; d = 17,75 мм; а = 0,617) и мембранным дифманометром ДСР-1-01 (Ардиф = 0,63 МПа). Впрыск ПАВ в поток среды осуществляли из сосуда 3, содержащего ОДА, насосом 6 постоянной производительности. Раствор необходимой концентрации ОДА подавали по линии впрыска 7 через распределительную камеру 8, имеющую отверстия по периметру трубы. На участке отвода рабочей среды была подключена к камере 4 линия периодического отбора проб, для охлаждения которых использовали холодильник 9,
Был испытан регулирующий клапан игольчатого типа Dy50 при различных степенях его открытия.
Рис. 4.18. Расходные характеристики клапана при различных степенях открытия при работе на питательной воде Го = 144 °C:
7 - р0 = 10 МПа, А = 12 мм; 2 - р0 = 5 МПа, h = 15 мм; 3 — р0 = 7 МПа, h = = 18 мм
Рис. 4.19. Расходные характеристики клапана при работе на питательной воде без и с дозировкой ОДА (й =12 мм; pt = 10 МПа; Ту = 143=148 °C) :
1 — питательная вода; 2 - будд = 1 мг/л; 3 - С()ДА = 5 мг/л; 4 - сддд = = 10 мг/л
На первом этапе исследований были определены расходные характеристики клапана, плунжер и седло которого выполнены из эрозионностойкой стали 12Х18Н10Т. На рис. 4.18 показаны расходные кривые с характерными ’’полками”, являющимися следствием реализации критического расхода. Как видно, расслоение кривых при максимальном расходе около 18 м/ч относительно небольшое. Поэтому для дальнейших сравнительных испытаний было принято открытие клапана, соответствующее ходу штока h = 12 мм и максимальному давлению на входе 10 МПа.
В процессе эксперимента контролировалась концентрация ПАВ, которая варьировалась от 1 до 10 мг/л.
На рис. 4.19 представлены данные по расходу среды через клапан при различных концентрациях ОДА в потоке. Для сравнения на график (рис. 4.19) нанесены также точки, соответствующие течению питательной воды без присадок. При этом расходные кривые практически совпадают. Таким образом, представляется возможным сделать вывод о том, что ввод в питательную воду ОДА с концентрацией до 10 мг/л не отражается на расходных характеристиках клапана рассмотренного типоразмера. Этот факт является важным для обеспечения расчетных рабочих условий арматуры независимо от содержания ОДА в среде в пределах его концентрации от 0 до 10 мг/л.
Для оценки влияния ПАВ на эрозионный износ элементов арматуры, работающих в условиях кавитационного потока, элементы затвора, образующие кольцевой дроссельный канал, были изготовлены из латуни Л59. Использование латуни как материала с низкой эрозионной стой-
Рис. 4.20. Схема испытаний шиберного клапана DyS ОРис. 4.20. Схема испытаний шиберного клапана DyS О
Рис. 4.20. Схема испытаний шиберного клапана DyS О
Рис. 4.20. Схема испытаний шиберного клапана DyS О
Рис. 4.21. Эрозионные характеристики шиберного клапана Z)y50 при испытании в питательной воде без дозировки 7 и с дозировкой ОДА 2, Cqj^ = 3 мг/л
костью позволило за короткий срок испытаний (до 14 ч) выявить разрушение поверхности канала и возрастание расхода среды вследствие увеличения проходного сечения. Без ОДА через 14—18 ч на седле клапана наблюдались локальные очаги эрозии глубиной до 2—4 мм, а на плунжере — разрушение в виде кольца. При впрыске ОДА, осуществлявшемся непрерывно с концентрацией 5 мг/л, даже за 66 ч эрозии ни на плунжере, ни на седле не обнаружено.
Количественная оценка влияния ОДА на снижение эрозионного износа элементов энергетической арматуры была проведена на шиберном клапане Dy50. Для проведения испытаний с использованием сменных образцов из легкоразрушающегося материала выходная часть клапана была модернизирована без изменения формы и внутренних размеров канала. Съемная коническая вставка, выполненная из нержавеющей стали, позволяла устанавливать образец из испытуемого материала в разных местах выходного патрубка.
Схематическое расположение установки образца показано на рис. 4.20. Эксперименты проводились при следующих условиях: Ро = = 8 МПа, Др = 7,2 МПа, t0 = 105 °C, степень открытия клапана а = aja i = = 0,225. Материал образцов — сталь 20 ГСЛ. Время испытаний 12 ч. Из результатов опытов, представленных на рис. 4.21, видно, что дозирование в питательную воду ОДА приводит к значительному (в 4—5 раз) уменьшению скорости изнашивания образцов, при этом время инкубационного периода увеличивается почти в 3 раза.
Таким образом, использование микродобавок ОДА в конденсатнопитательном тракте энергетических установок может служить эффективным средством борьбы с кавитационной эрозией элементов оборудования.
Эрозия металла при воздействии капель и струй жидкости с ПАВ
При ударном воздействии капель и струй жидкости о твердую поверхность происходит ее разрушение. Наиболее подвержены каплеударной эрозии рабочие лопатки последних ступеней влажно-паровых турбин.
В настоящее время многочисленными исследованиями установлено качественное сходство процессов кавитации и эрозии под действием удара жидких частиц. Так, в [137] получейа примерно одинаковая последовательность расположения материалов по эрозионной стойкости при исследовании различных технических сплавов на ротационной и струеударной установке, в гидродинамической трубе и на вибрационном стенде. Аналогичные данные получены в [167] при изучении структуры материала при каплеударной и кавитационной эрозии.
Исследования по влиянию ПАВ на процесс каплеударной эрозии проводили в МЭИ на ротационной установке (рис. 4.22). Исследуемые образцы 1 укрепляют на концах штанги 2, вращающейся в вакуумной камере 3. Разрежение в камере рк = 0,002 МПа создается вакуумным насосом ВН-7(5). Приводом служит электрический двигатель постоянного тока 4, позволяющий получить максимальную окружную скорость 600 м/с. При вращении образец пересекает вертикальный поток капель, выходящий из специального генератора капель 6, принцип действия которого основан на распаде струи 'жидкости на капли приблизительно одинакового размера при наложении возмущений определенной частоты. Вместо традиционных капилляров использовались металлические фильеры, позволяющие получить размеры капель от 100 до 1200 мкм. В качестве рабочей жидкости использовался конденсат ТЭС. Система организации подачи рабочей жидкости в виде капель на исследуемые образцы включает в себя накопительную емкость-бачок 7, фильтры грубой и тонкой очистки 8» генератор капель 6, воздушный баллон 9 и насос 10. Диаметр капель и расстояние между каплями определяются фотографированием следования капель непосредственно перед соударением с образцом.
Дозирование ОДА в конденсат осуществляется из бачка, в котором размещается подогреватель для поддержания температуры на уровне 50—60 °C и электро мешалка. Из бачка при помощи сжатого воздуха (баллон 9) раствор ОДА через фильтр подается в генератор капель.
На рис. 4.23 (кривая 2) представлена кинетическая кривая износа образцов из стали 20X13 при скорости соударения капель с образцом 300 м/с и их диаметре dK = 8 • 10"4 м. Из графика видно, что инкубационный период для выбранных условий испытаний данного материала составляет около 30 мин, период возрастающей эрозии 2 ч. (Наряду со временем испытаний т по оси абсцисс отложена масса рабочей жидкости, выпавшая на единицу площади образца за период испытаний.)
Рис. 4.22. Принципиальная схема ротационного стенда для исследования каплеударной эрозии
В опытах с ОДА выбраны его характерные концентрации в водном растворе, при которых ОДА находится в растворенном виде (с = = 1 мг/л).
Изменение диаметра капель на выходе из генератора капель при до- зированнии в воду ОДА за счет изменения поверхностного натяжения было компенсировано соответствующим подбором диаметра отверстия фильеры и изменением частоты возмущений в генераторе капель.
В диапазоне указанных концентраций ОДА для капель размером dK = 800 мкм, ударяющихся об образец со скоростью и = 300 м/с, выявлено снижение скорости износа образцов приблизительно на 20—30% (рис. 4.23). При этом практически не отмечено изменение времени инкубационного периода по сравнению с данными для чистого конденсата. С уменьшением скорости соударения капель с образцом и их размеров эффект защитного действия ОДА увеличивается, что соответствует результатам, полученным в условиях кавитации.
Как отмечено в предыдущей главе, наличие ПАВ приводит к более интенсивному дроблению капель в газовом потоке. Поэтому в реальных условиях, в частности в ступенях влажно-паровых турбин, противо- эрозионный эффект от дозирования в пар ОДА будет достигаться наряду с изменением физических особенностей взаимодействия жидкой капли с твердой поверхностью также за счет уменьшения доли эрозионно-опасных капель в потоке и изменения траектории движения влаги при выходе в рабочее колесо.
Согласно [85] в зоне максимальной скорости эрозии для уноса массы металла на количество ударов капель dm/dn предлагается следующее выражение:
(4.2)(4.2)dmjdn = 73,3 - 10-9p$d= ^(р$У,
(4.2)
(4.2)
где ps — плотность твердого тела, кг/м3; dK — диаметр капли, мм; р — давление гидравлического удара, рассчитанное по нормальной составляющей скорости и0, Н/м2; ps — параметр прочности материала, Н/м2, из которого следует кубическая зависимость эрозионного износа от размера капель.
Экспериментами установлено, что скорость эрозии падает с уменьшением размера капель для dK < 1 мм и не зависит от размера капель для dK > 1 мм [142]. Снижение эрозии с уменьшением размера частиц жидкой фазы объясняется их интенсивным торможением под действием градиентов давления в слое перед поверхностью. Кроме того, для мелких капель снижается продолжительность воздействия максимального удара из-за близости свободной поверхности капли к центру удара.
Исследования влияния ОДА на эрозию металлов пои воздействии кавитирующих струй проводились на специальном стенде высокого давления (рис. 4.24). Принцип работы установки состоит в следующем. Когда затопленная струя выходит в область низкого давления, в сдвиговом слое (на срезе сопла) возникают кольцевые водовороты, а когда скорость сдвига достаточно высока, во внутренней части водоворота образуются кавитационные полости. Кавитирующую струю получают путем поддержания достаточно высокого перепада давлений на сопле, которое выбрасывает струю в камеру, заполненную водой (в последней имеется возможность осуществлять регулирование давления) .
Одним из основных параметров, характеризующих интенсивность кавитационных процессов, является число кавитации
к = (Pi -P$)/[(1/2)P«2],(4-3)
где Pi — полное давление в камере; ps — давление насыщения жидкости; р — плотность жидкостй; и — скорость жидкости.
Ввиду того что кавитация зарождается на срезе сопла, за характеристическое динамическое давление в формуле (4.3) можно принять его значение на срезе сопла
(1/2)ри2 = Ар= р0 -р2,(4.4)
где р0 — полное давление перед соплом.
Исходя из этого (4.3) примет вид
к = (Р2 - PS)I(.PO - Р2У(4-5)
Эрозию установленного на пути кавитирующей струи образца определяют по потере его массы.
Интенсивность эрозионного разрушения зависит в общем случае от множества факторов
Дш= /(р0; р2; $; т; к; М; и; t; L),(4.6)
Рис. 4.23. Зависимость средней глубины каплеударной эрозии стали 20X13 от времени испытаний (dK =800 мкм, и = 300 м/с):Рис. 4.23. Зависимость средней глубины каплеударной эрозии стали 20X13 от времени испытаний (dK =800 мкм, и = 300 м/с):
Рис. 4.23. Зависимость средней глубины каплеударной эрозии стали 20X13 от времени испытаний (dK =800 мкм, и = 300 м/с):
Рис. 4.23. Зависимость средней глубины каплеударной эрозии стали 20X13 от времени испытаний (dK =800 мкм, и = 300 м/с):
- без ОДА; 2 - «ОДА = 1 мг/л (°пыты °-А. Поварова, В.И. Рыжанкова)
Рис. 4.24. Схема установки ВНИИАМ для исследования эрозии металлов под воздействием кавитирующих струй:
— рабочая камера; 2 — сопло; 3 — образец/ 4 — холодильник; 5 — бак подготовки раствора ОДА; б - насос; 7 — смеситель; 8 — термопара
где т — время испытаний; s — расстояние от среза сопла до образца; М - параметр, характеризующий материал образца; t - температура рабочей среды; L — параметр, характеризующий физико-химические свойства среды.
В литературе встречаются также и другие параметры, в частности влияние вида насадки, формирующей струю жидкости.
В наших исследованиях в качестве испытуемого материала использовался алюминий марки А1. Перед испытанием образцы подвергались термообработке.
В процессе испытаний осуществлялся контроль формы отверстия сопла до и после серии экспериментов. Показано, что за 60 ч испытаний размеры отверстия увеличиваются не более чем на 3 %.
Температура жидкости регулировалась- с помощью холодильника 4 и контролировалась термопарой 8 (рис. 4.24). Испытания проводились при постоянном числе кавитации к = 0,0141.
На рис. 4.25 представлены результаты эрозионных испытаний на чистой воде и с добвкой ОДА, полученные при Г = 80 °C. Видно, что зависимости потери массы образцов от времени характеризуют области инкубационного периода и тотального разрушения металла.
Исследования влияния ОДА на процесс эрозионного износа производилось при его различной концентрации в воде. При сОдА < 2 мг/л он находился в воде в растворенном виде (для t = 60-М 00 °C). Дозирование ОДА осуществлялось в процессе эксперимента непрерывно.
Рис. 4.25. Кинетические кривые иэнаши- Дт.мг вания алюминиевого образца под воздействием кавитирующей струи (Л = = 0.0141; Г =80 °C):
1 - «ОДА = ° мг/л". 2 - СОДА = = 2 мг/л300
200200При сравнении результатов испы- ^ таний на чистой воде и с добавлением присадок ОДА (рис. 4.25) видно, что наличие ОДА в воде в концентрации с = 24-3 мг/л приво- О дит к снижению изнашивания об
200
200
разца (при t = const). Причем с увеличением времени испытаний защитный эффект возрастает, что, по-видимому, связано с увеличением степени адсорбции ОДА на поверхности образца. При этом следует отметить незначительные различия в степени разрушения в инкубационном периоде.
В противоположность приведенным результатам в случае добавок полимеров зафиксировано увеличение скорости износа металла как при каплеударной, так и при струеударной эрозии.
В соответствии с представлениями [102] в слабых растворах полимеров образуются ассоциаты, состоящие из макромолекул полимера и большого количества иммобилизованных молекул растворителя. При том размеры таких ассоциатов оказываются значительными. Так, для водного раствора полиоксиэтилена (ПОЭ) с молекулярной массой 4 . ю6 размеры ассоциатов достигают 10-3 м, а их объемная концентрация - 3% при массовой концентрации полимера с = КГ5 кг/л. Установлена определенная аналогия в поведении взвешенных в потоке жидкости твердых частиц и упруговязких ассоциатов в потоках слабых растворов полимеров. Это в свою очередь приводит к существенному отличию характера обтекания растворами полимеров трубок Пито, движения в искривленных каналах, а также интенсивности разрушения преград струями.
При значительном увеличении скорости струи жидкости соотношение времени торможения тт ассоциатов у преграды и времени их релаксации т становится таким, что поведение ассоциатов аналогично поведению жестких частиц, способных, в' частности, резко увеличивать разрушающее действие струи жидкости при натекании на металлическую преграду. Таким образом, в процессах деформирования с характерным временем, превышающим время релаксации, ассоциаты ведут себя как капли обычной жидкости. При меньших временах они не успевают
деформироваться и проявляют себя как твердые частицы. Рассмотрим данные, экспериментально подтверждающие это предположение. Истекающая из насадки струя под давлением р = 30 МПа была направлена на пластину из высокоуглеродистой стали Ст. 5 толщиной 2,5 мм, установленную перпендикулярно оси струи на расстоянии 3 мм от среза насадки. В качестве рабочей жидкости использовались: водопроводная вода, водные растворы полиакриламида или полиоксиэтилена с массовой концентрацией от 10“3 до 10“5 кг/кг, струя воды с содержанием песка с объемной концентрацией до 4%. В условиях опытов износ стали струей воды без добавок был крайне незначительный и связан, очевидно, с кавитационными эффектами. При добавках полимеров и прочих равных условиях интенсивность износа резко возрастала в ростом концентрации добавки, достигая максимума при с to to 10“5 кг/л (объемная концентрация ассоциатов в растворе полиоксиэтилена составляет при этом около 3-10~2). Эта зависимость качественно повторяет известные результаты исследований разрушения металлических образцов гидропескоструйным методом.
Анализ микрошлифов показал, что в исследованных образцах после воздействия на них струи с добавками полимеров имеется наклепанный слой, что характерно для всех видов механического износа. Рентгеноструктурный анализ поверхности каверны также указывает на существование слоя пластической деформации.
Воздействие струи воды с добавкой песка значительно интенсивнее, чем воздействие раствора полимера. При этом в образующейся лунке создается наклепанный слой и большое количество двойников в ферритных зернах (в случае раствора полимера двойники отсутствуют).
На основании опытных данных сделаны следующие выводы. Износ стали водным, раствором полимеров связан с истирающим действием ассоциатов, которые при резком торможении тт < тр ведут себя как твердые недеформируемые частицы, хотя их ’’твердость” меньше твердости металла. Интенсивное истирающее действие воды с песком обусловлено тем, что твердость песчинок выше твердости стали, в результате чего кроме наклепа происходит разрушение песчинками поверхностных слоев образца.
Эрозионно-коррозионный износ металлов в парокапельных потоках, содержащих ПАВ
Систематические исследования зрозии-коррозии металлов проводят сравнительно недавно. Взаимодействие механического и химического факторов может приводить к различным сложным формам разрушения в зависимости от химического состава среды и металла, скорости течения й направления потока, температуры среды, ее фазового состава и других параметров. Для протекания таких разновидностей процесса разрушения материалов, как кавитационная, каплеударная, абразив-
ная и другие виды эрозии, характерно одновременное воздействие наряду с механическими усилиями и химических факторов, которые в той или иной степени ускоряют процесс эрозии.
Под термином же ’’эрозионно-коррозионный износ” (ЭКИ) металла подразумеваются разрушения под действием различных физико- химических факторов внешней среды, интенсифицируемые механическими воздействиями на металл. Как правило, ЭКИ происходит при продольном обтекании металла водой или влажным паром, при этом за счет торможения образования оксидных пленок наблюдается интенсивная коррозия незащищенной поверхности металла. Следует отметить, что скорость ЭКИ существенно ниже, чем при кавитационной, каплеударной и абразивной эрозии, но выше, чем при кислородной и углекислотной коррозии в неподвижной среде.
В МЭИ [67] исследовалось влияние ОДА на эрозионно-коррозионный износ образцов из стали 20, установленных параллельно движущемуся с большой скоростью (рассчитанная по среднемассовому расходу иС 150 м/с) влажно-паровому потоку (у0 ^ 25 %).
На основании анализа протекающих процессов сделано заключение, что в данном случае химические процессы являются определяющими при оценке интенсивности изнашивания материала. Этот вывод подтверждается в работе экспериментально на основании данных ЭКИ образцов из стали 20 и сплавов алюминия АМ Г-2. Получено, что при температуре 120—200 °C алюминий более эрозионно-коррозионно стоек по сравнению со сталью 20, а при t = 170 °C глубина износа образцов из сплава АМГ-2 почти в 3 раза меньше, чем стали (рис. 4.26). Увеличение скорости изнашивания образцов из сплава АМГ-2 с ростом температуры t > 200 °C объясняется потерей механических свойств материала.
Картину разрушения металла при продольном обтекании образцов высокоскоростным парокапельным потоком можно представить следующим образом. На поверхности сталей, находящихся в контакте с водой или влажным паром, образуются защитные оксидные пленки, которые определяют коррозионное поведение конструкционных материалов. Этот процесс известен под названием ’’пассивация”. При ЭКИ пассивирующая пленка выполняет функцию барьера между агрессивной средой и металлом, при наличии которого процесс коррозии само- замедляется. Кинетика этого процесса происходит в несколько этапов. Первый этап протекает согласно реакции
ЗРе + 4Н2О = Ре3О4 + 4Н2.
Железо в контакте с водой покрывается первичным слоем, состоящим в основном из магнетита, переходящего в отсутствие кислорода в гидроксид железа. Растворимость гидроксида железа очень высока по сравнению с другими оксидами железа, поэтому такой защитный слой магнетита практически не оказывает защитного действия. При достижении определенной коцентрации ионов Ре2 и Н2 происходит обратная ре-
Рис. 4.26. Эрозионно-коррозионный износ образцов из стали 20 1 и АМГ-2 2 в зависимости от температуры (у0 = 25%; ^р = 150 м/с; cq2 < 20 мкг/л; ts = = 160 °C) (Опыты О.А. Поварова и Г.В. Томарова)
Рис. 4.27. Кинетические кривые эрозионно-коррозионного износа образцов из стали 20 (у0=25%; Wq,-150 м/с; cq2< 20 мкг/л; pH =8,5):
1 - без ОДА; 2 - ^ОДА * ^ мг/л (опыты О.А. Поварова и Г.В. Томарова)
акция
РвзО4 + Н2 <^ Fe2 + 4Н2О + Fe.
Ионы Fe2, получающиеся в результате реакции растворения, осаждаются на поверхности металла в виде нерастворимой компоненты, образующей внешнюю пленку из крупных зерен магнетита, способных в определенной степени защищать металлическую поверхность от коррозии.
Когда уровень турбулентных пульсаций, определяемых скоростью течения и геометрией канала, существенно высок, ионы Fe^, не успев осесть на поверхности металла, уносятся потоком. В этом случае не происходит образования защитной пленки, и первый слой пористого магнетита разрушается. Благодаря непрерывному выходу ионов Fe2 в раствор процесс коррозии не прекращается.
Таким образом, скорость эрозионно-коррозионного разрушения металла зависит от гидродинамики течения среды и условий протекания коррозионных процессов.
Исходя из вышеизложенного можно предположить существенное влияние ОДА, являющегося ингибитором коррозии, на скорость зро- зионно-коррозионного износа. На рис. 4.27 представлены кинетические кривые ЭКИ образцов из стали 20, образующих щелевой канал высотой h = 2-10~ 3 м при течении в нем влажного пара. Во время экспериментов pH поддерживалось равным 8,5, концентрация кислорода в воде Cq2 <20 мкг/кг. Содержание натрия в питательной воде не превышало 5 , а меди 10 мкг/кг. ОДА дозировали в пар в виде 0,5 %-ной водной эмульсии. Концентрация ОДА составляла 3—6 мг/л. Полученные '
Рис. 4.28. Влияние ОДА на снижение эрозионно-коррозионного износа образцов из стали 20 в зависимости от температуры (у0 = 25 %; WCp = = 150 м/с; сО2 <20 мкг/л):
I - без ОДА; 2 - Сддд ^ 5 мг/л (опыты О.А. Поварова и Г.В. Томарова)
результаты (см. рис. 4.27) свидетельствуют о существенном влиянии ОДА на снижение скорости ЭКИ стали 20. Особенностью процесса разрушения материала в этом случае служит отсутствие инкубационного периода, характерного для процесса кавитационного разрушения, и существенно меньшая интенсивность процесса по сравнению с кавитационной и каплеударной эрозией материалов.
Представленные на рис. 4.28 данные показывают, что дозировка ОДА в 2-3 раза снижает среднюю глубину ЭКИ: Д/г = bm/sp (где s — рабочая площадь образца; р — плотность материала образца; Дт — потеря массы образца) при температуре до 210 °C. С ростом температуры (f > 2004-210 °C) снижается степень адсорбции молекул ОДА на поверхности за счет происходящего при этих условиях интенсивного процесса десорбции и повышения растворимости ПАВ. В результате ингибирующие свойства ОДА снижаются.
Глава пятая
ВЛИЯНИЕ ПАВ НА ТЕПЛОМАССООБМЕН
Теплообмен в однофазных средах
Изменение структуры турбулентных потоков, гидрофобизация поверхностей, их очистка от отложений, изменение дисперсной и волновой структуры дисперсных потоков и пленочных течений — эти и другие эффекты, обусловленные добавками ПАВ и полимеров, оказывают существенное и неоднозначное влияние на процессы тепломассообмена, различные случаи которого рассмотрены в данной главе. При этом основное внимание уделено процессам кипения и конденсации, широко распространенным в теплоэнергетических установках различного назначения.
Снижение гидродинамического сопротивления при турбулентном течении слабых растворов полимеров и мицеллообразующих ПАВ при-
водит к снижению теплоотдачи при обтекании чистых поверхностей теплообмена. Это явление обусловлено возникновением анизотропии динамической вязкости в турбулентных потоках с добавками ПАВ.
Опыты по теплообмену со слабыми водными растворами (с * ss 10“2 %) полиэтиленоксида и полиакриламида в диапазоне чисел Re = (1-гЗ,6)-104 проводились в [63]. Исследовалось течение в круглой медной трубе с внутренним диаметромd = 10“2 м и длиной 1 = 0,8 м. Этот канал имел предвключенный участок гидродинамической стабилизации длиной 30 калибров. Для предотвращения коррозии внутренняя поверхность хромировалась. Нагрев осуществлялся равномерно намотанной на внешнюю поверхность трубы нихромовой лентой (внешний электрообогрев). Одновременно с измерением коэффициента теплоотдачи определялось и гидравлическое сопротивление. При течении с добавками зафиксировано существенное снижение теплоотдачи по сравнению с теплоотдачей при турбулентном течении воды для неизменных других условий (Re = const). Некоторые результаты исследований приведены в табл. 5.1. (Здесь X — коэффициент сопротивления, индекс ”р” соответствует расчетным значениям для ньютоновской жидкости.) Опыты показали, что для растворов полимеров, не подвергшихся значительной деструкции, относительное снижение коэффициента теплоотдачи значительно больше, чем коэффициента сопротивления. Длина участка тепловой стабилизации при добавках полимеров возрастает в 2—3 раза по сравнению с длиной при течении чистой воды. Измерения турбулентных пульсаций показали, что уменьшение интенсивности поперечных турбулентных пульсаций приводит к деформации профиля осредненной скорости в промежуточной области и существенному возрастанию ее термического сопротивления. Эта область увеличивается по своим размерам, а логарифмический участок профиля температуры сдвигается вверх. Это смещение тем больше, чем больше эффект снижения сопротивления.
Степень снижения интенсивности теплообмена и ее связь со снижением гидравлического сопротивления при добавках полимеров исследовалась в [103]. Отмечается, что максимум снижения сопротивления при некоторой оптимальной концентрации полимера в воде сопт соответствует максимуму снижения теплообмена. Наибольший эффект получен для добавок полиэтиленоксида. При Re = const = 2-104 и оптимальной концентрации сопт = 6 10~3% снижение сопротивления составило 39, снижение теплообмена 65 %. Опыты с водным раствором ПАА показали, что с ростом молекулярной массы добавки Mg эффект снижения теплообмена и гидравлического сопротивления растет. Это согласуется с выводами ряда авторов [17, 141] о том, что эффективность действия добавки определенного вида пропорциональна произведению концентрации на молекулярную массу. Так, при Re = 2-104 в случае ПАА с Mg = 12,9-106 получено при сопт= 9Ю“3 % снижение сопротивления на 27, теплообмена на 46%; при Mg = 4,7-106 cQnT = 4-10”3 %;
Таблица 5.1. Гидродинамическое сопротивление и теплообмен при течении воды и водных растворов полиэтиленоксида
Re
X
Х/Хр
Рг
Nu
Nu/Nup
Вода
36 300
0,0225
0,98
5,6
215
1,05
15 000
0,0295
0,97
5,7
105
1,04
20 100
0,0269
0.97
5,6
131
1,02
19 900
0,0270
0,98
5,6
131
1,05
14500
0,0290
0,98
5,3
96
1,02
29 500
0,0245
0,97
5,4
177
1,05
30 700
0,0240
0,99
5,2
180
1,04
20 800
0,0248
0,99
5,7
173
1,05
0,007 %-ный раствор полиэтиленоксида
11 400
0,0103
0,33
7,3
18
0,21
17 600
0,0082
0,30
7,4
25
0,20
27 100
0,0078
0,31
7,3
42
0,23
28 300
0,0115
0,47
7,3
68
0,37
10 800
0,0270
0,87
7,3
77
0,93
17 700
0,0195
0,71
7,4
94
.0,75
34 300
0,0053
0,23
6,7
32
0,15
16 800
0,0179
0,65
6,6
68
0,59
0,012 %-ный раствор полиакриламида
22 300
0,0089
0,35
9,1
52
0,29
13 100
0,060
0,53
8,7
52
0,49
18 100
0,037
0,50
8,4
65
0,48
10 400
0,0204
0,65
8,2
51
0,60
15 500
0,0165
0,57
8,0
65
0,56
25 100
0,0128
0,51
7,8
48
0,49
12 100
0,0199
0,65
9,3
65
0,65
20 600
0,0143
0,54
8,9
85
0,55
снижение сопротивления 21, теплообмена 39%. Аналогичные эффекты зафиксированы и для низкомолекулярных добавок [например, добавки поли- N— (А-ренил) - винилнафтиламина cMg = 2 • 103 ]. Здесь максимальный эффект достигается при значительно больших концентрациях сопт = 1,6-10-1 %, максимальное снижение сопротивления 27, теплообмена 38 %.
Механизм снижения интенсивности теплообмена в потоках с ПАВ и его связь со снижением гидродинамического сопротивления рассматривались в [65, 103]. Как для высокомолекулярных, так и для ми- целлообразуюдих ПАВ снижение интенсивности поперечных пульсаций и тепломассообмена связывается с ориентацией мицелл ПАВ или макроклубков (ассоциатов) полимеров по потоку. При анализе особеннос-
Рис. 5.1. Влияние добавок на процессы тепломассообмена и его связь со снижением гидродинамического сопротивления:
1-5 - числов Рг, равное соответственно 10” \ 10°, 101,102,103
тей влияния ПАВ различной природы на сопротивление и тепломассообмен выделяются два предельных случая: первый — ПАВ влияют лишь на пристенную область течения (слабые полимерные растворы) и вто
рой — ПАВ меняют закономерности трубулентного обмена в ядре потока (течения асимметричных частиц, волокон). Исследование Проведено на основе трехслойной модели турбулентной вязкости. Особенности влияния ПАВ различной природы на закономерности теплопереноса по расчетам [65] иллюстрируются рис. 5.1. Здесь представлены зависи-
(
— Nu а \
St =I от от-
RePr pCpU I
ношения коэффициентов сопротивления X = Хр/Х0 при разных числах Прандля Рг. Расчет проведен для постоянного теплового потока q = = const для т? = RuJv = 103, где R - радиус трубы; и* - динамическая скорость; v — кинематическая вязкость; индексы ”р” и 0 относятся к жидкости с добавками ПАВ и чистой жйдкости. Видно, что в случае влияния добавок ПАВ на область вязкого подслоя снижение уровня
теплопереноса при Рг > 1 более значительно, чем снижение сопротивления, что соответствует опытным данным, описанным выше. Воздействие добавок на турбулентное ядро потока приводит к другому результату, в этом случае снижение сопротивления превосходит снижение теплопереноса практически при всех числах Прандтля.
На основе трехзонной модели процесса массопереноса в турбулентных ньютоновских течениях в [148] разработана модель турбулентного тепломассопереноса в слабых растворах полимеров, когда наблюдается снижение гидродинамического сопротивления. При этом использовано соотношение для коэффициента гидравлического сопротивления X = т0[ —ры2 | -1 слабых растворов полимеров при максималь- \ 2/
ном его снижении. Получено следующее выражение для числа Шервуда при течении в гладких трубах:
(5.1)(5.1)Sh = kd/D = 0,0133 Sc1/3 Re0’725,
(5.1)
(5.1)
Nu/Pr'^ Ю1
Рис. 5.2. Теплообмен при тече- 5 нии в гладких трубах слабых растворах ПАВ и полимеров:
1 — расчет по (5.1); 2, 3 - растворители без ПАВ, число до 2 Рг соответственно равно 5 и 4,6; 4, 5 — раствор с добав- ^ кой полиокса WSR-301, концентрации соответственно равны 10“3 и 5-НГ3 %; числа Рг соответственно равны 5 и 4,6; б - раствор с ПАВ = * = 3000, с = 10"1 %; Рг = 7;5
7 — расчет по (5.2)1
где к — коэффициент массопереноса; d — диаметр трубы; D — коэффициент диффузии; Sc = v/D — число Шмидта.
Для ньютоновского течения (без ПАВ) получено соотношение
Sh = 0,0l5Sc1/3Re°’88.(5.2)
Основное различие (5.1) и (5.2) в показателе степени числа Re. Заменяя в (5.1) и (5.2) Sh на Nu и Sc на Рг, получаем выражение для расчета теплообмена в гладких трубах при течении с максимальным снижением гидравлического сопротивления в слабых растворах полимеров. Расчетные и экспериментальные данные для этого случая приведены на рис. 5.2. Здесь же представлены расчетные и опытные данные для течения в гладких трубах жидкости без полимерных добавок. Расчеты проведены по уравнениям (5.1) для жидкости и (5.2) для раствора полимера при замене Sh и Sc соответственно на Nu и Рг. Получены такие же соотношения для тепломассообмена при течении жидкостей с добавками полимеров в сильношероховатых трубах и на вращающихся дисках.
При некоторых условиях (например, поперечное обтекание цилиндра) такие добавки, как Na-КМЦ, могут приводить к наступлению кризиса сопротивления при малых числах Re (около 102), затягиванию отрыва и смещению линии отрыва в кормовую область. В этом случае происходит интенсификация тепломассообмена.
Анализ влияния добавок полимеров и ПАВ на процессы теплообмена на основе модели анизотропии динамической вязкости в турбулентных потоках с добавками проведен в [69]. Здесь получено соотношение для распределения температуры по сечению потока в следующем виде:
при 72 < —-1 6 Рг-1/4 = В 2
6
у* = чРг;(5.3)
при 7? > В
1 + аРг1 + аРг6 * а+ 1м бРг3/4, 26 * а+ 1м бРг3/4, 27?-7?-А + 12А + 128 Рг"1/48 Рг"1/4(5-4)(5-4)
1 + аРг
1 + аРг
6 * а
+ 1м бРг3/4, 2
6 * а
+ 1м бРг3/4, 2
7?-
7?-
А + 1
2
А + 1
2
8 Рг"1/4
8 Рг"1/4
(5-4)
(5-4)
где А — осредненный коэффициент анизотропии; 0/0* — безразмерная температура; остальные величины те же, что и в обозначении (2.3).
Авторы [69] отмечают, что результаты пасчета полей температуры (рис. 5.3) для ?20 = 103 и разных значений А находятся в хорошем качественном согласии с опытными данными [99]. Для получения точных количественных характеристик при сравнении с опытными данными необходимо знать число Рг, пороговые напряжения трения, характеристическую вязкость, число сегментов в молекулярной цепи для каждого конкретного полимерного раствора, используемого в опыте. В [74] получена формула для числа Нуссельта в жидкости с анизотропной вязкостью
— = ——] 1 + — V (Рг3/4 - О—8 +
Nu ХРг Re (\ 8/ \2
+ — In Рг I г .(5.5)
а / J
Расшифровка обозначений приведена в (2.3). При А = 1, X = Хо, а = а о (5.5) переходит в соотношение для ньютоновской жидкости. Использование соотношений (2.17) и (2.11) позволяет рассчитать отношения Х/Хо и Nu/Nuq (где индекс О_соответствует жидкости без до- бабок) для различных значений Re и А. Так, для Re - 4104, Рг = 6,5, г = 5-10“3 м (радиус трубы) в [68] получено для коэффициентов анизотропии вязкости А = 2,2 и 3,8, Х/Хо = 0,607 и 0,35 и Nu/Nu0 = = 0,541 и 0,288. Видно, что в жидкости с анизотропной вязкостью снижение теплообмена в процентном отношении более значительно, чем уменьшение турбулентного трения. Это согласуется с результатами расчета [38] и опытными данными [99].
Значительное изменение характеристики теплообмена происходит при образовании на поверхности накипи. Влияние добавок ПАВ на процесс образования накипи исследовалось в [112] для случая нагрева высокоминерализованной пластовой воды с суммой солей около 9%. Эта вода содержит значительное количество сульфата кальция по сравнению с растворимостью его в чистой воде, что способствует усилению процесса накипеобразования при повышении температуры. В качестве добавок ПАВ использовались алкилбензол-сульфанат натрия (Азолят Б) и ’’нейтрализованный черный контакт” (НЦК), получаемый в 126
Рис. 5.4. Образование накипи при нагреве высокоминерализованной воды с добавками ПАВ Азолят Б:1-3 - Тн соответственно равно 5,10 и 15 минРис. 5.4. Образование накипи при нагреве высокоминерализованной воды с добавками ПАВ Азолят Б:1-3 - Тн соответственно равно 5,10 и 15 минРис. 5.3. Влияние добавок, приводящих к анизотропии вязкости, на профили температуры при течении в трубеРис. 5.3. Влияние добавок, приводящих к анизотропии вязкости, на профили температуры при течении в трубе
Рис. 5.4. Образование накипи при нагреве высокоминерализованной воды с добавками ПАВ Азолят Б:
1-3 - Тн соответственно равно 5,10 и 15 мин
Рис. 5.4. Образование накипи при нагреве высокоминерализованной воды с добавками ПАВ Азолят Б:
1-3 - Тн соответственно равно 5,10 и 15 мин
Рис. 5.3. Влияние добавок, приводящих к анизотропии вязкости, на профили температуры при течении в трубе
Рис. 5.3. Влияние добавок, приводящих к анизотропии вязкости, на профили температуры при течении в трубе
виде раствора солей сульфокислот при обработке кислого гидрона щелочами. Концентрация ПАВ изменялась в диапазоне 5-10“3^7-10"2%. Характерные зависимости образования накипи от концентрации ПАВ и времени нагрева высокоминерализованной пластовой воды приведены на рис. 5.4.
Опыты показали, что при определенных условиях добавки ПАВ типа Азолят Б могут существенно уменьшить количество накипи. Так, при с to 7,1-10"3 % и времени нагрева t = 5 мин количество накипи т уменьшается более чем в 2 раза по сравнению с исходной ее количеством в воде. Отмечено также, что если в опытах с водой без ПАВ поверхность нагреваемой пластины покрывалась плотным, трудноудаляемым слоем накипи, то под воздействием Азолята Б небольшой слой накипи представлял собой рыхлую массу, легко смывающуюся с поверхности.
Известно, что ПАВ обладают моющими свойствами (см. гл. 1). Очистка поверхностей нагрева, очевидно, должна сказываться при добавках ПАВ и на интенсивности теплообмена. Влияние ОДА на теплообмен (нагрев воды) при чистых и загрязненных поверхностях исследовано в [105]. В случае чистой поверхности (рис. 5.5, кривая 7) при малых концентрациях ОДА присутствие добавок не влияет на интенсивность теплообмена (а= const). Однако с некоторого с to 20 мг/л коэффициент теплопередачи снижается. По-видимому, это связано с рядом обстоятельств. В соответствии с изложенным выше при повышенных концентрациях ПАВ следует ожидать снижения гидродинамического сопротивления и интенсивности теплообмена. Анализируя
Рис. 5.5. Влияние добавок ОДА на изменение относительного коэффициента теплопередачи при нагреве воды в теплообменнике на чистой 1 и загрязненной 2 поверхностях
характеристики изменения вязкости воды в зависимости от концентрации ОДА, можно видеть, что до с = 20 мг/л вязкость воды практически не изменяется. Начиная с с = 20 мг/л и выше вязкость воды интенсивно возрастает, что в свою очередь также ведет к снижению теплоотдачи в однофазной жидкости. В случае загрязненной поверхности на начальном этапе при относительно небольших концентрациях ОДА коэффициент теплопередачи растет (рис. 5.5, кривая 2), что, по мнению [105], является следствием моющего воздействия ОДА. Молекулы ОДА, адсорбируясь на поверхности твердых отложений или металла, создают хорошо гидратированный адсорбционный слой, что обусловливает возникновение ’’расклинивающего” давления. Это способствует отрыву частиц отложений от поверхности теплообмена и переходу их в жидкость. Адсорбционные пленки на поверхности частиц отложений придают этим частицам высокую агрегативную устойчивость и эмульгирующую способность и затормаживают процесс их прилипания в другом месте. Дальнейшее повышение концентрации ОДА приводит к тому, что рост вязкости и соответствующее снижение а начинают превалировать над интенсификацией теплообмена вследствие очистки, и после достижения некоторого максимума коэффициент теплоотдачи начинает падать.
Отметим, что прирост к для загрязненных поверхностей не только является функцией концентрации, но и зависит от времени воздействия и степени загрязненности поверхностей нагрева.
Кипение жидкостей, содержащих ПАВ
Влияние поверхностного натяжения жидкости на интенсивность теплообмена при кипении изучено во многих работах. Установлено, что снижение О за счет добавок ПАВ приводит к росту коэффициента теплоотдачи а и снижению температурного перепада ДГ. Зависимость а от а получена в виде а ~ оп, где, по данным разных авторов, и различно: п = 0,33 .[7]; п =-0,5 [144]; п = 0,62 [143]; п =-2 [176] ; п = =-1,5^--3,3 [111].
Следует отметить, что в присутствии ПАВ достаточно трудно выделить влияние на теплообмен при кипении только изменения о, так как нужно учитывать и другие эффекты: воздействие ПАВ как катализа-
тора на процесс образования зародышей, изменение смачиваемости поверхности теплообмена и др.
В [104] исследовалось влияние ряда органических добавок (спирты, полиакриламид) на процесс теплоотдачи при кипении на горизонтальной трубе. Установлено, что исследованные добавки увеличивают теплообмен, что объясняется снижением поверхностного натяжения жидкости. При этом для некоторых спиртов интенсификация теплообмена происходит только в области малых тепловых потоков (до 20 кВт/м2). При более высоких тепловых нагрузках на поверхности нагрева образуется много активных центров парообразования, сильно турбулизирующих жидкость, и влияние эффекта снижения поверхностного натяжения почти полностью подавляется, так как большая доля теплоты переносится конвекции!, а не испарением в пузыре.
Для таких добавок, как полиакриламид, теплоотдача увеличивается во всей области тепловых потоков. При больших тепловых потоках снижения теплоотдачи не происходит. Объясняется это тем, что молекулы этой добавки находятся в развернутом состоянии и происходит гашение турбулентных пульсаций, в результате чего эффект снижения поверхностного натяжения на теплообмен не уменьшается. Кроме того, установлено, что зависимость коэффициента теплоотдачи от концентрации для рассмотренных добавок при постоянном тепловом потоке носит экстремальный характер. Для каждой добавки определены значения оптимальной концентрации и соответствующее ей максимальное значение коэффициента теплоотдачи (табл. 5.2). Предполагается, что максимуму коэффициента теплоотдачи соответствует такой состав раствора, при котором отрывной диаметр пузырей минимален.
В [75] получены аналогичные данные при кипении слабых водных растворов ПАВ на горизонтальных медных трубах диаметром 10 и 34 мм в широком диапазоне параметров (д = 84-100 кПа; q = = 84-80 кВт/м2). В качестве ПАВ использовались: сульфонол НП-3, смачиватель СВ-1017, высокомолекулярный ПАВ — ПВС-6.
Таблица 5.2. Коэффициент теплоотдачи и оптимальная концентрация органических соединений
Раствор
Оптимальная концентрация, %
. Коэффициент теплоотдачи, кВт/(м2- К)
Дистиллят (без добавок)
—
1,1
Пропиловый спирт
4,34
4,7
Бутиловый спирт
4,01
3,5
Амиловый спирт
3,83
3,0
Октиловый спирт
2,74
1,4
Глицерин
2,9
2,4
Поливиниловый спирт
0,182
9,6
Полиакриламид
0,006
7,5
Рис. 5.6. Изменение теплоотдачи, диаметра пузырей и частоты их отрыва в зависимости от концентрации ПАВ в воде при кипении в объеме:
р = 80 кПа; q = 40 кВт/м2; d = = 34 мм; 1 - ПАВ СВ-1017; 2-ПАВ Ш-3
В результате проведенных исследований установлено (рис. 5.6, а), что добавки указанных ПАВ до с to 0,08% приводят к улучшению теплоотдачи. При дальнейшем росте концентрации ПАВ в растворе теплоотдача ухудшается.
Экстремальный характер изменения теплоотдачи в зависимости от
концентрации ПАВ связан с увеличением вязкости раствора [136], однако, по данным [75], максимуму теплоотдачи соответствует концентрация ПАВ, определяемая критической концентрацией мицелло- образования (сккм)- Предполагается, что основной причиной ухудшения теплообмена с переходом раствора из истинномолекулярного в коллоидное состояние является его низкая диффундирующая способность.
Исследование процесса парообразования с помощью скоростной киносъемки показало, что зависимость отрывного диаметра пузырей и частоты их отрыва в зависимости от концентрации ПАВ также носит экстремальный характер, причем максимальной интенсивности теплоотдачи соответствуют минимальный отрывной диаметр и максимальная относительная частота генерации пузырей (рис. 5.6, б, в).
Улучшение теплоотдачи объясняется уменьшением поверхностного натяжения раствора и соответствующим повышением числа центров парообразования и частоты генерации пузырей. Это приводит к интенсивной турбулизации теплового пристенного слоя и повышению теплоотдачи.
Существенное влияние на динамику кипения и образование пузырей зафиксировано в [151] при исследовании кипения в большом объеме воды с добавками полиакриламида (сепаран) и гидроцеллюлозы (Натрозол) с различными молекулярными массами. При кипении чистой воды поведение пузырей хаотичное со значительной коагуляцией в процессе роста. При добавке полимеров размеры пузырей существенно уменьшались, они имели правильную сферическую форму и не были подвержены коагуляции. Тепловой поток возрастал по сравнению
с кипением чистой воды на 100—250%. Аналогичная картина наблюдалась в [143]. Отмечаются снижение температурного напора при кипении, уменьшение размера образующихся пузырей и рост их числа, а также тенденция к существованию пузырей на поверхности нагрева в относительном порядке при отсутствии их коагуляции.
Исследования с добавками ПАА, гидроксиэтилцеллюлозы, а также полизтиленоксида проведены в [164]. Отмечается, что в исследованном диапазоне концентраций (0—200 мг/л) добавки ПАА практически не изменяли о, т.е. ПАА не выполнял функции ПАВ. Другие добавки (Натрозол, полиокс) снижали поверхностное натяжение жидкости, хотя и незначительно (до о < 0,9 о воды). Представляется, что основной вклад в интенсификацию теплообмена вносит изменение вязкости раствора.
Характерные зависимости отрывного диаметра пузырей d0, часто-, ты их отрыва, теплового потока от концентрации с полимерных добавок полиокса и ПАА как для кипения воды в большом объеме, так и для кипения в условиях вынужденной конвекции получены в [163]. Как и в [164], отмечается, что добавки полиокса изменяют поверхностное натяжение жидкости существенно заметнее, чем добавки ПАА, в то же время вязкость раствора увеличивается значительно в большей степени при добавках ПАА и намного меньше — при добавках полиокса.
Отрывной диаметр пузырей (среднестатистический) уменьшается с ростом как с, так и скорости потока и (рис. 5.7). Частота отрыва пузырей с ростом сии увеличивается (рис. 5.7). Уменьшение среднего размера пузырей для раствора ПАА несколько выше, чем для раствора полиокса. В то же время частота отрыва при добавках полиокса возрастает намного больше, чем при ПАА.
Рост частоты генерации пузырей может быть вызван: 1) уменьшением о (в основном для полиокса) и как следствие уменьшением знер- гии, необходимой для образования пузырей, и, следовательно, образованием большего количества пузырей меньшего размера; 2) адсорбцией молекул полимера на поверхности теплообмена (в частности для раствора полиакриламида), вследствие чего образуются новые центры парообразования.
Уменьшение отрывного размера пузырей может происходить за счет: 1) уменьшения о, что приводит к сокращению периода зарождения и роста пузыря и как следствие к образованию пузырей меньших размеров; 2) увеличения вязкости (в частности для добавок ПАА), результатом чего может быть возрастание ’’эластичных” свойств растворов полимеров и ограничение размеров пузырей.
Рост теплопередачи при малых добавках полизтиленоксида при пузырьковом кипении в условиях естественной конвенции отмечается в [1]. Так, при р = 0,098 МПа и тепловом потоке q = 5-105 Вт/м2 коэффициент теплоотдачи в водном растворе полизтиленоксида с с = - 0,04% превышает соответствующее значение для воды в 2 раза.
Рис. 5.7. Зависимость отрывного диаметра пузырей и частоты их отрыва при кипении водного раствора полимеров от концентрации добавок полиокса WSRN-301 - (а) и полиакриламида (сепаран-30) — (б) при разных скоростях потока:
1-3 — соответственно равно 0; 5 и 10 см/с
Состояние и физико-химические свойства поверхности нагрева. В реальных условиях при добавках различных веществ в исследуемую жидкость может меняться не только о или вязкость, но и физико-химические свойства поверхностей нагрева и прежде всего ее смачиваемость. Эти свойства характеризуются работой адгезии (работой отрыва жидкости от твердой поверхности) [62]
^т—ж = от_г + ож_г + от_ж. (5-6)
Из (5.6) следует, что эффект влияния ПАВ при кипении жидкости будет зависеть не только от поверхностного натяжения на границе жидкость—газ (ож_г), но и от влияния добавок на поверхностное натяжение твердого тела на границе с жидкостью (от-ж) и с газом (0Т_Г)« Именно этим обстоятельством можно объяснить многообразие степенных зависимостей, описывающих влияние ПАВ на теплоотдачу при кипении жидкости, базирующихся только на учете изменения поверхностного натяжения раствора и не учитывающих изменение смачиваемости поверхностей нагрева.
Смачиваемость характеризуется краевым углом 0, который образуется между стенкой и свободной поверхностью жидкости. С ростом 6 смачиваемость поверхности уменьшается. Различные материалы с одинаковой механической обработкой поверхности обладают различной
смачиваемостью. Это следует из соотношения
(5-7)(5-7)^Т-Ж _ J _ °т-г °т—ж аж-гаж-г
(5-7)
(5-7)
из которого видно, что смачиваемость зависит не только от поверхностного натяжения жидкости, но и от поверхностного натяжения металлов, которые имеют различные значения от_г. Так, по данным [32], поверхностное натяжение меди почти в 2 раза меньше поверхностного натяжения платины и более чем в 25 раз больше поверхностного натяжения олова. В этой связи следует ожидать и различное воздействие ПАВ в опытах на различных материалах поверхностей нагрева.
Смачиваемость влияет на теплообмен через-изменение параметров, характеризующих процесс парообразования: число центров парообразования, форма и размеры отрывающихся пузырей, частота их отрыва. Формула для определения отрывного диаметра пузыря d0 при кипении в объеме в зависимости от свойств жидкости и смачиваемости (краевого угла 0) получена в [132] для диапазона 0 <6 < 140°
^о^о2ок02ок0(5-8)(5-8)
^о
^о
2ок0
2ок0
(5-8)
(5-8)
где# — ускорение свободного падения; с, к0 — константы.
Весьма существенно влияет 6 на число действующих центров парообразования. В [6] показано, что число действующих центров парообразования увеличивается с ухудшением смачиваемости поверхности нагрева (увеличением 0).
Зависимость коэффициента теплоотдачи от краевого угла определе-. на в [6], где показано, что коэффициент теплоотдачи растет с увеличением 6 в интервале 43-90°, при 6 = 90+140° он практически не зависит от 6 и, возможно, уменьшается при 0, близком к 140° (рис. 5.8). Зависимость коэффициента теплоотдачи а от теплового потока в интервале 45° < 6 < 92°, по опытным данным [6], может быть представлена в виде
(5.9)(5.9)а = а?0»75
(5.9)
(5.9)
где а =—0,7 + 0,0430 (получено из рис. 5.8).
При увеличении 0 зафиксировано резкое возрастание числа действующих центров парообразования л и уменьшение частоты их отрыва /, Отмечено, что и возрастает также с увеличением q, в то время как/при изменении q в 2 раза практически остается постоянным.
Таким образом, с ростом 0 при постоянном тепловом потоке число центров парообразования л и отрывной диаметр d0 увеличиваются, а частота / уменьшается. При этом произведение nd0 возрастает значитель-
1, 2 — тепловой поток q соответственно равен 2,33-10"2 и 4,43 х х 10~2 кВт/м2 [б]
Рис. 5.9. Зависимость критического теплового потока при кипении в объеме от концентрации добавок ПАВ (пентанол):
1,2— горизонтальные проволока и труба (результаты получены при различных давлениях)
но больше, чем уменьшается f. Следовательно, если в двух системах произведение nfd0 одинаково, то при зтом тепловой поток и теплоотдача при пузырьковом кипении (для q < 9Кр) будут различными и больше там, где 6 больше.
Влияние добавок на критический тепловой поток qKp. Исследованию в этом направлении посвящен ряд работ, при этом были получены противоречивые результаты. Так, в [4] при добавках в воду изоамилового спирта (CgH^O) в концентрации до 2,5% поверхностное натяжение раствора снижалось более чем в 2 раза по сравнению с поверхностным натяжением чистой воды. При этом считалось, что никакие другие физические константы воды не изменялись и воздействие на 9кр оказывало только снижение о. При снижении о в 2 раза дкр уменьшилось приблизительно на 20%. Зависимость qKp = 9 (°) может быть представлена в виде <?кр ~ о0,25.
На основании анализа ряда исследований отмечается, что в большинстве опытов получено увеличение ^кр при различных добавках, типичные результаты, по данным [181, 182], приведены на рис. 5.9. В качестве добавок использовался пентанол. Как видно из графиков, при низких концентрациях добавок qKp резко увеличивается в 1,5—2,5 раза, затем начинает уменьшаться. Максимальное значение укр и оптимальная концентрация добавок увеличивается с ростом давления. При ки-
пении с недогревом и при больших размерах нагревателей увеличение qKp значительно меньше.
В [1] исследовалось влияние добавок полизтиленоксида (ПЭО) в воду на критический тепловой поток. Зависимости укр от недогрева △Тн и при разных концентрациях ПЭО приведены на рис. 5.10. Опыты проводились в широком диапазоне концентраций с при давлениях р < < 0,1 МПа. Показано, что ПЭО приводит к уменьшению qKp. Отмечается, что здесь могут иметь место два вида кризисов: обычный кризис, связанный с потерей гидродинамической устойчивости двухфазного пограничного слоя, последующим формированием на поверхности нагрева паровой пленки и быстрым ростом температуры поверхности нагрева и так называемый ’’медленный кризис”, характеризуемый медленным ростом температуры поверхности. В последнем случае не замечено формирование на поверхности нагрева паровой пленки. Возникновение "медленного” кризиса, возможно, обусловлено увеличением (сростом с и Д7) интенсивности адсорбции полимера на поверхности нагрева и образованием полимерной пленки, что может привести к дополнительному термическому сопротивлению. Кризис с образованием паровой пленки (гидродинамический) наблюдался в опытах с чистой водой и в водных растворах ПЭО с малой концентрацией. При больших концентрациях и ДТ> 50 °C наблюдался ’’медленный” кризис.
Подробное исследование добавок ПАВ на критический тепловой поток проведено в [ПИ- Опыты проводились при кипении в большом объеме слабых водных растворов лаурилбензолсульфоната натрия (ЛБСН) и лаурилсульфата натрия (ЛСН). Эти ПАВ не являются пленкообразующими. Так как опыты проводили при малых концентрациях добавок (с < 200 мг/л), они не оказали заметного влияния ни на какие другие свойства кипящей воды, за исключением поверхностного натяжения, которое при их введении существенно понижалось. Зависимости <7кр от концентрации ПАВ приведены на рис. 5.11. С ростом концентрации ?кр существенно возрастает. Интересно отметить, что вещество ЛСП сильнее, чем ЛБСН, влияющее на коэффициент теплоотдачи, сравнительно слабо воздействует на qKp. Зная а = о (с),
9Кр~ <А(5.Ю)
где m ~ — 0,6 для раствора ЛСН и m = —1,22 для раствора ЛБСН.
Механизм влияния добавок на теплоотдачу и qKp объясняется следующим образом. ЛСН и ЛБСН приводит к росту а в пропорции а *~ ~ оп, где и =—3,3 и —1,5 соответственно для ЛСН и ЛБСН. При этом они ослабляют тенденцию к слиянию паровых пузырей, образующихся на поверхности нагревательного злемента. При одном и том же тепловом потоке размер пузырей уменьшается, а их количество возрастает, так что кипение может происходить при q, значение которого значительно превышает ^кр для чистой воды. ПАВ при кипении воды сосредоточиваются на межфазной границе и вначале снижают о. При расширении
Рис. 5.10. Влияние недогрева на критические тепловые потоки при кипении воды и растворов по ли этиленокси да (р = 98 • 103 Па);
1 - вода; 2 - раствор ПЭО; с = 10“2 %; 3 - с = 8 10“2 %; 4- с = 3,2-10“1 %;
5 - с = 6,4 10“1 %; 6 - с = 12,8 10-1 %; I - расчетная зависимость [1]
Рис. 5.11. Влияние добавок ПАВ на критическую плотность теплового потока:
1 - водный раствор ЛБСН; 2 - водный раствор ЛСН; 3 - вода
паровых пузырей плотность молекул ПАВ, адсорбированных на поверхности раздела фаз, уменьшается. Таким образом происходит обеднение веществом добавки той части поверхности пузыря, которая увеличивается в результате его роста, что приводит к относительному повышению поверхностного натяжения. Дальнейший рост пузырей, таким образом, задерживается, они становятся более устойчивыми. Вследствие этого их слияние затрудняется, а значит, снижается вероятность появления паровой пленки и наступление кризиса затягивается. Интересно отметить, что в исследуемом случае ЛСН и ЛБСН примерно одинаково снижают поверхностное натяжение, но приводят к различным значениям а и Эффект воздействия ПАВ может быть связан не только с изменением о, но и с различием в других свойствах раствора, из которых наиболее важным является коэффициент диффузии.
Известно, что состояние поверхности нагрева (шероховатость, загрязненность, накипь и т.п.) существенно влияет на 6. В этой связи изменение смачиваемости поверхности при введении определенного типа ПАВ также может изменить критический тепловой поток. Анализ опытных данных по средним значениям на различных поверхностях нагрева и их сопоставление с наиболее вероятными значениями краевых углов 6 на этих же поверхностях обнаруживают однозначную зависимость qK от краевого угла: с ростом 6 значение ^кр падает (рис. 5.12) [6]. В интервале 0 < 6 < 82 эта зависимость аппроксимиру-
Рис. 5.12. Зависимость критического теплового потока от краевого угла 6:
1 - сталь, покрытая сплошным слоем накипи; 2 - алюминий и свинец 8-9-го классов чистоты необезжирен- ные; 3 - сталь через 0,5 ч - 1 сут хранения после прокаливания; 4 — сталь, травленная кислотами; 5 — тантал, работающий 45 мин с нагрузкой 234 кВт/м2; б - сталь грубообрабо- танная 3-4-го классов чистоты; 7 — сталь прокаленная после длительного хранения; 8 — сталь 8-9-го классов ,
чистоты необезжиренная; 9 - то же нихром; 10 — то же тантал; 11 — то же бронза; 12 - то же молибден; 13 - сталь 8—9-го классов чистоты, обезжиренная дихлорэтаном; 14 - сталь полированная 12-го класса чистоты; 15 - томпак, покрытый жирной смазкой
ется уравнением
9кр =1,05 • 103 — 14,5 6,(5.11)
где 6 в градусах, 9кр в кВт/м2.
Относительное уменьшение критического теплового потока с ростом в в указанном интервале 0 определяется как
^кр(^)/(^кр)о = 1 -7,8- 10-3е.(5.12)
На рис. 5.12 представлены данные для разных случаев изменения смачиваемости (разные шероховатость, слой накипи, обезжиренные и необезжиренные поверхности, прокаливание, покрытие жирной смазкой и др.), и в то же время все эти разнообразные физические факторы количественно определяются единым параметром — краевым углом в. На основании этого можно сделать вывод, что природа влияния на кризис всех исследованных факторов, изменяющих состояние поверхности нагрева, заключается в изменении ее смачиваемости.
Таким образом, ПАВ, с одной стороны, могут приводить к увеличению 9кр за счет снижения о, а с другой — к снижению #кр за счет уменьшения смачиваемости поверхности нагрева.
В этой связи в особом ряду стоят такие ПАВ, как, например, получивший широкое распространение ОДА и его производные, относящиеся к классу летучих аминов, которые наряду со снижением о приводят к образованию гидрофобных пленок на поверхностях нагрева. В этих условиях наблюдается совместное, в ряде случаев прямо противоположное действие названных факторов на динамику парообразования при кипении. При этом добавки ПАВ приводят: 1) к снижению о и как следствие к уменьшению отрывного диаметра пузыря d0 и росту частоты их генерации /; число центров парообразования и при этом не увеличивается и в ряде случаев даже уменьшается; 2) к гидрофоби-
Рис. 5.13. Изменение интенсивности теплоотдачи при кипении воды с добавкой
ОДА (р = 100кПа):
1—3 — q соответственно равно 40, 80 и 120 кВт/м2
зации поверхности и как следствие к возрастанию d0 и п и снижению /. Интересно, что как снижение о, так и гидрофо бизация поверхности приводят при пузырьковом кипении (в области q < QKp) к росту коэффициента теплоотдачи а. Это связано, очевидно, с тем, что в первом случае происходит дополнительная турбулизация потока, в основном за счет роста /, а во втором случае увеличиваются и и d0, которые компенсируют с избытком снижение частоты генерации пузырей.
В то же время влияние этих двух факторов (с и 6) на укр может быть различным и, следовательно, разным может быть результат их совместного влияния на критический тепловой поток.
Исследование влияния добавок ОДА на динамику парообразования и интенсивность теплопередачи при кипении в большом объеме в области небольших давлений (р < 100 кПа) проводилось в [80, 83]. В качестве нагревательного элемента использовалась медная горизонтальная трубка d = 3,4-10”2 м, Z = 0,12 м с размещенным внутри нее электрическим нагревателем. Динамика парообразования изучалась с помощью скоростной киносъемки в двух проекциях. Диапазон исследуемых параметров: тепловой поток q = 40-г120 кВт/м2; концентрация ОДА с = 0,3^70 мг/л. Опыты показали, что при добавках ОДА в кипящую воду температурный напор стенка — жидкость ДТ уменьшается, т.е. растет теплоотдача. Интенсивность теплоотдачи определяется концентрацией с и тепловым потоком q (рис. 5.13). Здесь ДТдист температурный напор при кипении чистого дистиллята. Из графиков рис. 5.13 следует, что существует некоторая оптимальная концентрация ОДА ^опт’ которой соответствует максимальный прирост теплоотдачи. Значение сопт определяется тепловым потоком и располагается для исследованных условий в диапазоне <? ~ 3^-10 мг/л. Отмечено также, что при добавке ОДА изменяется динамика парообразования, т.е. происходит уменьшение отрывного диаметра пузырей и увеличение их общего числа (рис. 5.14).
Аналогичные результаты получены во ВНИИАМ с помощью скоростной киносъемки при исследовании динамики парообразования на горизонтальной медной пластине в присутствии ОДА.
Эксперименты проводились при атмосферном давлении. Кипение происходило на горизонтальном конце медного цилиндра, обогревае-
Рис. 5.14. Влияние добавок ОДА на отрывные размеры (а) и частоту (б) генерации пузырей при кипении на горизонтальной трубке (р = 100 кПа; q =40 кВт/м2)
мого электрическим током. Тепловой поток достигал q = 240 Вт/м2. Температура поверхности кипения определялась осреднением показаний трех специально установленных заподлицо с поверхностью термопар.
Боковые стенки сосуда, в котором происходило кипение, были выполнены из оптического стекла, что давало возможность визуально исследовать изменение динамики парообразования при различных концентрациях ПАВ в объеме жидкости. Для регистрации процесса использовалась скоростная киносъемка. Анализ кинограмм позволял определить: среднюю скорость роста пузыря dR/dt-, максимальный размер пузыря Дмакс; время роста пузыря 1р; время задержки t3 (когда пузырь отсутствует на поверхности).
По одной кинограмме производилось наблюдение за поведением более 10 пузырей, возникающих в различных точках поверхности нагрева. Для одной концентрации ПАВ производилось осреднение результатов как минимум для 40 пузырей. Поскольку не было возможности определить по разным кинограммам пузыри, генерируемые в одних и тех же точках поверхности нагрева, предполагалось, что для каждой съемки было получено свое среднее значение определяемой величины.
На рис. 5.15 представлены данные по динамике пузырей при кипении водных растворов ОДА различной концентрации.
Видно,* что с ростом концентрации ОДА уменьшается максимальный размер генерируемых пузырей /?маКс Одновременно происходит уменьшение времени роста пузырей Тр, а время задержки Т3 снижается практически до нуля. Частота отрыва пузырей / = (Гр + Г3)-1 существенно увеличивается с ростом концентрации ОДА в растворе. Максимум частоты отрыва пузыре! соответствует ККМ раствора ОДА.
Анализ кинокадров позволяет сделать еще один важный вывод: при кипении чистой воды генерируемые теплообменной поверхностью пу- 3|>1ри несколько вытянуты в горизонтальном направлении (Rx/Ry « «s 2), в то время как в присутствии ОДА пузыри имеют сферическую форму.
Рис^ 5.15. Влияние добавок ОДА на динамику парообразования при кипении на медной плоской горизонтальной поверхности: р = ОД МПа; q =240 Вт/м2:
а - время роста; б - время задержки пузырей при кипении водных растворов ОДА; в — максимальный размер 1 и частота отрыва 2 пузырей при кипении растворов ОДА
Во ВНИИАМ также исследовалось влияние добавок ОДА на теплоотдачу при кипении в объеме при высоких давлениях (до р ^ 6 МПа) [80, 49]. Опыты проводились на установке, объединяющей рабочую камеру, где происходило кипение, и конденсатор. Кипение происходило на горизонтальной трубе из нержавеющей стали диаметром 3 мм, которая была соединена с токоподводами. Опыты проведены в условиях свободной конвекции при атмосферном давлении при разных значениях со да и в диапазоне давлений до б МПа при одной начальной концентрации ОДА с = 0,0012% и двух тепловых потоках qt = ЗЛО5 и ^2 = 5 • 10s Вт/м2. Конечная концентрация, измеряемая по завершении опыта, составляла примерно 10"4 %. Данные по теплоотдаче для воды без добавки ОДА сопоставлены со значением, рассчитанным по известной зависимости [60] (штриховая линия на рис. 5.16), В данном случае при больших давлениях ОДА не оказал заметного воздействия на теплоотдачу. Возможно это связано со спецификой опытов, длительность которых составляла 5—8 ч и в ходе которых происходило значительное уменьшение концентрации ОДА в воде вследствие его летучести. Отметим, что отдельные эксперименты проводились при q to to 9-10s Вт/м2, и в этом случае кризис кипения не был достигнут во всем диапазоне исследованных давлений (до р = 6 МПа).
Влияние ОДА на критический тепловой поток при кипении обнаружено в опытах [113]. Кипение происходило на гладкой проволоке из стали (d = 10~3 м) и платины (d = 5 -10—4 м), которые располагались в объеме как горизонтально, так и вертикально.
При добавках ОДА в воду в концентрации с ^ 10”4% отмечалось уменьшение ^кр. Степень воздействия добавок зависела и от материа-
Рис. 5.16. Влияние давления на теплоотдачу при кипении воды без ОДА 1, 2 и с ОДА Л 4 (<?нач = 0,0012%; скон =0,0001 %):
1—4 - q соответственно равно 5-105; 310s; 510s; 310s Вт/м2; 5 — теоретическая кривая [60]
ла поверхности нагрева. Так, в случае горизонтального расположения для стальной проволоки критический тепловой поток был равен 1,1-Ю3 и 0,7-Ю3 кВт/м2, а для платины — 0,77-Ю3 и 0,36-103 кВт/м2 в чистой воде и в воде с добавкой ОДА. В [113] приведены фотографии процесса пузырькового кипения при отсутствии и с добавкой ОДА. Анализ фотографий показывает, что форма пузырьков при добавках аминов изменяется от сферической к вытянутой. Они в большей степени стремятся адсорбироваться на поверхности, чем при кипении в чистой воде, что связано с изменением смачиваемости поверхности и способствует формированию пленочного кипения.
В [125] исследовалось влияние добавок ОДА на интенсивность теплообмена и критические тепловые потоки при кипении в диапазоне давлений р = 0,07-Ю,5 МПа.
Опытные данные представлены в виде зависимости а = cqn = f (т) на рис. 5.17. Дозирование ОДА производилось периодически.
Анализ результатов позволяет сделать следующие заключения. При однократной дозировке ОДА вследствие повышения его концентрации в растворе происходит резкое повышение коэффициента теплоотдачи а. Далее часть молекул ОДА адсорбируется на поверхностях и концентрация ОДА в растворе уменьшается. Последнее обстоятельство приводит к снижению а до определенного значения (но все-таки это значение остается выше, чем для случая кипения чистой воды). Периодическое дозирование ОДА приводит к постепенному насыщению поверхности теплообмена молекулами ОДА и увеличению его концентрации в объеме жидкости. При достижении оптимальной концентрации, зависящей от давления, теплового потока, материала и состояния поверхности, может быть достигнуто повышение уровня теплоотдачи приблизительно на 50% (рис. 5.17, е). Передозировка ОДА может привести к образованию двойных или полислоев молекул ОДА на поверхности теплообмена, что влечет за собой кратковременное понижение а. Устойчивость этого слоя сравнительно невелика, и он при тепловой нагрузке быстро разрушается1 (рте. 5.17,/)..
Интересным фактом, установленным в [125]/является то, что при длительной эксплуатации парогенерирующей поверхности в условиях кипения с добавками ОДА устанавливается некоторое ’’предельное”
Дозировка ОДАДозировка ОДАСС*-**-**-**-*0,9 мг[кг0,9 мг[кг86866666666677'ШШ/Ш'ШШ/Ша = cg"п = 0,64а = cg"п = 0,64д)д)2*68101214т,дни2*68101214т,дни8 б48 б4Рис. 5.17. Влияние периодической дозировки ОДА на теплообмен при кипении (р = 70 кПа)Рис. 5.17. Влияние периодической дозировки ОДА на теплообмен при кипении (р = 70 кПа)
Дозировка ОДА
Дозировка ОДА
С
С
*-*
*-*
*-*
*-*
0,9 мг[кг
0,9 мг[кг
8
6
8
6
6666
6666
7
7
'ШШ/Ш
'ШШ/Ш
а = cg"
п = 0,64
а = cg"
п = 0,64
д)
д)
2*68101214т,дни
2*68101214т,дни
8 б
4
8 б
4
Рис. 5.17. Влияние периодической дозировки ОДА на теплообмен при кипении (р = 70 кПа)
Рис. 5.17. Влияние периодической дозировки ОДА на теплообмен при кипении (р = 70 кПа)
покрытие этой поверхности, при которой теплоотдача стабилизируется. Уровень теплоотдачи и время ее стабилизации определяются значением q. При р = 0,5 МПа и тепловых потоках q < 285 кВт/м2 a/aQ > 1, при q > 285 кВт/м2 теплоотдача соответствует уровню кипения в чистой воде (рис. 5.18). В Институте энергетики ГДР была проведена серия экспериментов по исследованию влияния ОДА на процесс кипения при Р = 2 МПа и р = 50-5-350 кВт/м2. С ростом концентрации ОДА коэффициент теплоотдачи а увеличивается (причем в отличие от данных при р = 0,5 МПа с ростом теплового потока а растет).
^ОДА^ОДА2
^ОДА
^ОДА
Рис. 5.18. Влияние теплового потока на предельный коэффициент теплоот- дачи при кипении воды с добавками ОДА
33В данных опытах не были зафиксированы кризисные режимы, рассмотренные выше, что связано, по-видимому, с невозможностью образования полислоев молекул ОДА на поверхности нагрева при повышенных температурах (повышается степень десорбции молекул ОДА с поверхности).
3
3
Для исследования влияния ОДА на теплообмен и гидродинамику при генерации пара во ВНИИАМ был проведен комплекс экспериментов на модели, имитирующей работу парогенератора блока АЭС с реактором ВВЭР-440 (р = 4 МПа; q = 90-М 50 кВт/м2). _
Кроме интегрального коэффициента теплопередачи парогенератора к определялись влажность пара на выходе (солевым методом) и паросо- держание по высоте в барботажном объеме модели (кондуктометрическим методом).
Показано, что с ростом концентрации ОДА^в котловой воде до с = = 5 мг/л происходит некоторое увеличение к (до 25—30%). Дальнейший рост концентрации ОДА приводит к уменьшению теплопередачи до значений, полученных в чистой воде. При концентрациях ОДА = = 30 мг/л обнаружены появление пены и резкий рост влажности пара на выходе модели парогенератора.
До концентраций ОДА с = 3 мг/л не зафиксированы изменения па- росодержания в двухфазном динамическом слое и влажности генерируемого лара.
Теплообмен при конденсации паре с ПАВ
Изменение свойств межфазной поверхности пар—капли, а также возможность образования гидрофобных пленок на теплопередающих поверхностях должны оказывать определенное воздействие на характер и интенсивность процессов конденсации на охлаждаемых по-
верхностях при наличии в конденсирующейся среде ПАВ или полимеров.
Одним из методов интенсификации теплообмена со стороны пара является получение капельной формы конденсации, при которой коэффициент теплоотдачи в 3—10 раза выше, чем при пленочной. Имеются различные способы осуществления такого типа конденсации с помощью гидрофобизации поверхности, которые в основном сводятся к двум разновидностям: предварительному нанесению гидрофобного покрытия на поверхность конденсации; периодической или непрерывной инжекции гидрофобизатора в пар.
В условиях предварительного нанесения исследовались различные типы гидрофобизаторов, которыми поверхность нагрева покрывалась до опытов или эксплуатации (золото, серебро, платина, хром), гидро- фобизаторы, содержащие длинные углеводородные цепи с атомами серы или селена, тонкие пленки полимеров типа фторопласта и др. Основные недостатки этого метода получения капельной конденсации: технологические сложности нанесения устойчивого покрытия малой толщины [около (1-гЗ)-10-6 м]; трудность обеспечения стабильности капельной конденсации вследствие разрушения тонких покрытий при длительной эксплуатации теплообменной поверхности.
В этой связи представляет значительный интерес метод получения капельной конденсации, основанный на периодической или непрерывной инжекции гидрофобизатора в паровой контур. В этом случае можно обеспечить стабильное поддержание капельной конденсации вследствие постоянного обновления и восстановления гидрофобной пленки на поверхности конденсации.
Общие требования к гидрофобизаторам: обеспечение качественной капельной конденсации в течение длительного времени, их нейтральность в коррозионном отношении, отсутствие негативного влияния на работу оборудования при введении гидрофобизатора в пароводяной контур энергетических установок.
По типу взаимодействия гидрофобизаторов с поверхностью металла они могут быть подразделены на три группы: 1) пленкообразующие соединения, создающие на поверхности металла твердые гидрофобные пленки (например, силоксаны, алкилсиликонаты, силазаны); 2) пленкообразующие соединения, создающие менее прочную связь молекул стимулятора с металлической поверхностью (например, карбоновые кислоты и их соли), которые образуют на поверхности мономолеку- лярные ориентированные слои; 3) химически инертные жидкости, удерживающиеся на поверхности теплообмена обычными силами физической адсорбции (например, масла, керосин, жидкий парафин и т.д.).
Максимальная гидрофобность поверхности металлов достигается, как правило, за счет ориентированной адсорбции ПАВ, при которой полярная группа направлена в сторону более полярной твердой фазы, а углеводородный радикал ориентирован в водную фазу. Адсорбцион-
цый слой при такой ориентации гидрофобного радикала напоминает ’’щетку”. Покрытое такой гидрофобной ’’щеткой” ранее гидрофильное твердое тело становится более гидрофобным.
При концентрации растворов ниже ККМ происходит ориентация ПАВ с закреплением функциональных групп на поверхности силами электростатического притяжения или химическими силами. В обоих случаях степень и прочность адсорбционного взаимодействия зависят от природы поверхности, ее заряда, предварительной обработки и pH среды.
Считается, что при концентрациях, равных ККМ и выше, ПАВ могут адсорбироваться на поверхности как в молекулярной, так и в мицеллярной форме. Таким образом, гидрофобизирующее действие ПАВ зависит от свойств как твердой, так и жидкой фаз.
Вследствие наличия на поверхности металлов отрицательного заряда, обусловленного электронами, осуществляющими связь между атомами металла, на поверхности хорошо адсорбируются так называемые катионоактивные вещества. Они содержат в своей основе атом азота и являются солями первичных, вторичных и третичных аминов или четвертичными аммониевыми основаниями типа
^2
где /?ь Кг, Кэ, R» - либо углеводородный радикал, либо водород; X — анион.
Из катионоактивных веществ в качестве гидрофобизирующего вещества часто используется ОДА, который благодаря своей поверхностной активности вытесняет с металлической поверхности молекулы воды и создает при невысоких концентрациях мономолекулярный адсорбционный слой. В этом случае возможна связь ОДА с металлом через функциональную группу вследствие наличия у атома азота непо- деленной пары электронов, что обусловливает координационную связь вещества с металлической поверхностью. Обращенный в электролит радикал придает поверхнности гидрофобные свойства.
Зависимость краевого угла, определяющего степень смачивания поверхности от концентрации ОДА в растворе, представлена на рис.5.19 (кривая 7) [78].
Как видно, в области концентраций (0,01^0,1) М угол смачивания имеет высокие значения (98—105°). Увеличение концентрации ОДА выше ККМ приводит к уменьшению адсорбции ПАВ вследствие разрушения поверхностных мицелл при столкновении с объемными мицеллами, чем и объясняется снижение 8.
Рис. 5.19. Зависимость краевого угла смачивания от концентрации ПАВ в воде:
— олеиновая кислота; 2 - олеат триэтаноламина; 3 - олеат натрия; 4 - олеат кальция; 5 - олеат олова; б - олеат магния; 7 — ОДА
В зависимости от строения и свойств ПАВ влияние их концентрации на степень смачивания поверхности может быть различным. При этом следует отметить, что именно для веществ, склонных к мицелло- образованию, зависимость 6 = f(c) наиболее ярко выражена. Так, по данным [78], для растворов олеата
натрия (рис. 5.19, кривая 3) в области ККМ происходят наибольшие изменения краевого угла, для растворов же олеата олова, который в рассматриваемой области концентрации не образует мицеллярных растворов, зависимость 6 =f(c) выражена слабо (рис. 5.19, кривая 5).
Помимо гидрофобизирующего действия ПАВ важно знать и устойчивость гидрофобного состояния металла в различных средах, которая определяется скоростью десорбции молекул ПАВ. Данные по устойчивости гидрофобного состояния углеродистой стали в дистиллированной воде приведены в табл. 5.3. Гидрофобизация осуществлялась выдержкой образцов в водном растворе ПАВ. Концентрация исследованных ПАВ в растворе соответствовала максимальным значениям краевых углов смачивания.
Как видно, среди исследованных ПАВ, относящихся к различным классам и содержащих различные функциональные группы, наиболее устойчивую гидрофобизацию создавали соли олеиновой кислоты, хотя максимальные краевые углы этих веществ имеют более низкие значения, чем, например, для производных стеариновой кислоты, ОДА и ряда других веществ.
Таким образом, при выборе ПАВ для поддержания устойчивой капельной конденсации необходимо ориентироваться на то, чтобы при минимальной концентрации и периодичности дозировки ПАВ обеспечивать максимальную степень гидрофобности поверхности теплообмена в течение длительного промежутка времени.
Отметим, что в зависимости от концентрации ПАВ в паре (давления паров гидрофобизатора — рг) возможны два типа образования гидрофобной пленки: при рг >рг$(Тп) происходит конденсация смеси паров воды и гидрофобизатора с появлением макроскопических
Таблица 5.3. Гидрофобные свойства поверхности малоуглеродистой стали после обработки растворами ПАВ
Вещества
Молекулярная масса
Максимальный краевой угол,град
Устойчивость гидрофобизации в дистиллированной воде, ч
Без обработки
-
19
-
Ксилол-пара
106
50
0,5
Стеариновая кислота
284
92
4
Стеарат натрия
306
73
1
Стеарат кальция
606
97
3
Стеарат свинца
773
89
9
Стеарат марганца
621
ПО
3
Нитрил стеарат
293 '
87
1
Амид стеарат
283
77
1
Этиловый эфир стеариновой
312
98
1,5
КИСЛОТЫ
Пальмитат железа
542
92
1,5
Олеиновая кислота
282
86
30
Олеат натрия
304
80
240
Олеат триэтеноламина
432
82
288
Олеат кальция
602
95
120
Олеат магния
586
92
168
Олеат олова
681
85
264
Октадециламин
269
105
1,5
Октадециловый спирт
270
105
1,5
Цетилтриметиламмоний
264
24
0,5
бромид
Цетилпиридиний бромид
384
75
0,5
Лаурилпиридиний
269
79
0,5
хлорид
Дибутил фталат
278
57
2,0
Канифоль
—
96
3,0
образований гидрофобизатора; при рг < рг$(Тп) происходит адсорбция молекул гидрофобизатора с образованием на поверхности теплообмена гидрофобной молекулярной пленки. Здесь рг — парциальное давление паров гидрофобизатора; prs (Гп) —давление насыщения паров гидрофобизатора при температуре охлаждающей поверхности.
Специфика капельной конденсации, получаемой при инжекции гидрофобизатора в пар, определяется следующими эффектами: возникновением специфического диффузионного сопротивления, уменьшением поверхностного натяжения жидкости с ухудшением условий несмачи- ваемости, уменьшением коэффициента конденсации и возможным демпфированием циркуляционного движения в каплях. При этом рост теплоотдачи при переходе от пленочной конденсации к капельной может
оказаться несколько меньшим, чем^в случае предварительного нанесения гидрофобизирующего покрытия. Так, в [56], где в качестве инжектируемой добавки использовалась олеиновая кислота, получено, что экспериментальные данные зависимости а от температурного напора лежат несколько ниже известной зависимости для капельной конденсации, приведенной в [41]. В [40, 56] отмечается, что с увеличением давления насыщения уровень теплоотдачи повышается. Высказано предположение, что влияние давления насыщения объясняется различным относительным содержанием гидрофобизатора в паре.
В качестве соответствующего параметра в критериальное уравнение вводилось отношение давления насыщения паров гидрофобизатора и водяного пара при данной температуре насыщения т = (pjpn ) 7 . Параметр т, предложенный в [56], отражает влияние концентрации гидрофобизатора как на диффузионное сопротивление при конденсации, так и на условия образования жидкой фазы, что было установлено микрофотосъемкой процесса.
В [59] исследованы основы технологии обеспечения капельной конденсации в промышленных условиях. В качестве гидрофобизирующих добавок использовались кремнийорганические жидкости и техническое масло Турбинное-22. Опыты проводились на опреснительной установке морской воды. Показано, что минимальный расход технического масла на поддержание капельного режима конденсации составляет 0,10%; коэффициент теплоотдачи возрастает при этом в 2 раза по сравнению с коэффициентом при конденсации без дозирования масла.
В [119] исследовано большое количество различных гидрофобиза- торов, дозируемых в пароводяной контур в виде 1%-ного раствора в органических растворителях. Лучшими по качеству капельной конденсации пара морской, воды на вертикальной медной трубе оказались гидрофобизаторы на основе парафиновых силанов и монтановый воск.
В [10] гидрофобность достигалась испарением в конденсирующийся пар различных продуктов нефтепереработки: экстракта третьей фракции переработки нефти, авиационного и автомобильного бензина, керосина, мазута М-200. За исключением авиационного бензина, все указанные продукты показали способность вызывать и поддерживать на меди устойчивую капельную, а в отдельных случаях ручьевую конденсацию. Хроматографические исследования показали, что стимуляторами капельной конденсации являются органические вещества со значительным содержанием ароматических углеводородов.
В [58] рассматриваются стимуляторы для гидррфобизации различных металлов. Указывается, что для латуни возможно использование олеиновой кислоты и ее смеси с легкокипящими минеральными маслами, а также бензил меркаптана в чистом виде и в смеси с олеиновой кислотой; для меди — олеиновой кислоты, для нержавеющей стали и хрома — смеси олеиновой кислоты и легких минеральных масел.
Рис. 5.20. Диаграмма режимов адсорбции и конденсации ОДА:I - температура насыщения ОДА; II — температура насыщения воды; III - зона температуры поверхностиРис. 5.20. Диаграмма режимов адсорбции и конденсации ОДА:I - температура насыщения ОДА; II — температура насыщения воды; III - зона температуры поверхностиРис. 5.21. Зависимость плотности теплового потока q от концентрации ОДА в паре: 1 - 3 - рн соответственно равно 0,13; 0,117 и 0,102 МПаРис. 5.21. Зависимость плотности теплового потока q от концентрации ОДА в паре: 1 - 3 - рн соответственно равно 0,13; 0,117 и 0,102 МПа
Рис. 5.20. Диаграмма режимов адсорбции и конденсации ОДА:
I - температура насыщения ОДА; II — температура насыщения воды; III - зона температуры поверхности
Рис. 5.20. Диаграмма режимов адсорбции и конденсации ОДА:
I - температура насыщения ОДА; II — температура насыщения воды; III - зона температуры поверхности
Рис. 5.21. Зависимость плотности теплового потока q от концентрации ОДА в паре: 1 - 3 - рн соответственно равно 0,13; 0,117 и 0,102 МПа
Рис. 5.21. Зависимость плотности теплового потока q от концентрации ОДА в паре: 1 - 3 - рн соответственно равно 0,13; 0,117 и 0,102 МПа
Введение в замкнутей контур олеиновой кислоты в концентрации 50 мл/л позволяет поддерживать капельную конденсацию в течение 10 000 ч. Отмечается, что олеиновая кислота является хорошим гидро- фобизатором для нержавеющей стали и медно-никелевых сплавов, но непригодна для гидрофобизации алюминия и монель-металла.
Весьма перспективными гидрофобизаторами, дозируемыми в пар, являются некоторые типопроизводные силанов типа тетрасилана Si(SCi2H25)4 и додецилтри (этилтио) силана Ci2H2 sSi(SC2Hs)3, атом серы которых обеспечивает образование прочной химической связи с поверхностью медных сплавов [62], а также жирные кислоты (C17H3SCOOH, С27Н55СООН), производные селеина (C18H37SeCN; CigH37SeSeCi8H37), дисульфиды (CisH37SSCi3H37), ксантаты (С 18 Н3 70CSS Ci 8 Н3 7; Ci 2 Н2 s SCSS С12 Н2 5 ) тиосиланы (Si(SC12H25)4; Ci2H25Si(SC2Hs)3), различные продукты нефтепереработки [182].
Весьма эффективными гидрофобизаторами могут служить пленкообразующие амины, и в частности ОДА. Широкие исследования влияния ОДА на процессы конденсации проведены в МЭИ. Опыты проводились при конденсации пара с ОДА на плоской пластине, горизонтальной одиночной трубе, пучке горизонтальных труб при давлениях р « to 0,1 МПа в диапазоне Концентраций сода = 0-^60 мг/л, различных температурных напорах ДТ и скоростях пара w. Диаграмма режимов адсорбции и конденсации ОДА в исследуемом диапазоне концентраций и температур приведена на рис. 5.20 [61]. На этом графике мож-
80
Рис. 5.22. Зависимость коэффициента теплоотдачи от концентрации ОДА (с) и скорости пара (б):
о — ts — 101 С; Ид = 4,95 м/с; 1—4 — Д/ соответственно равно 2,5; 5; 10; 20 С; б - ts = 101 °C; 2, 2* - At =5 °C; 3,3* - At = 10 °C; 4,4* - At = 20 °C; 2» 3,4 — с добавкой ОДА (с ~сопт); 2\ 2*, 4* - без дозирования ОДА
но выделить две зоны: зону адсорбции (над кривой насыщения ОДА) и зону конденсации (под этой кривой). Для получения качественной капельной конденсации необходимо выполнение условия рг < < РГ5(ТПОВ). Максимальная концентрация определяется по кривой насыщения ОДА из условия рг = prs (7ПОВ). Нижний предел концентрации ОДА в паре определяется из условия адсорбционного равновесия, которое является необходимым для создания на поверхности теплообмена мономолекулярного слоя ОДА.
В [39] рассчитано, что для создания такого слоя на поверхности конденсации достаточно обеспечить парциальное давление паров ОДА около 10”8 Н/м2. Дозирование ОДА в малых концентрациях связано с большими техническими трудностями, поэтому в опытах ОДА дозировался в паровой контур конденсатора не в чистом виде, а в виде смеси с водяным паром.
Рассмотрим результаты исследования процесса конденсации водяного пара с добавками ОДА на вертикальной медной, зеркально отполированной пластине [42].
Опыты показали, что при малых температурных напорах АТ средние по пластине значения а в 4—5 раз выше, чем в случае пленочной конденсации. При больших АТ интенсивность теплообмена снижается. На рис. 5.21 представлены графики зависимости средней по пластине плотности теплового потока q от концентрации ^одл в паРе> подавае- 150
мом в экспериментальный конденсатор при различных давлениях насыщения. Условия охлаждения для каждой серии экспериментов сохранялись примерно одинаковыми. Из графиков видно, что существует оптимум функции q = q(cY Переход к капельной конденсации при с = сопт ведет к росту удельных тепловых потоков в 2-3 раза. Как недостаток, так и избыток ОДА по сравнению с оптимальным содержанием соответствует q < $опт При с > 5 • 10“ 5 кг/кг интенсивность теплоотдачи может стать даже меньше, чем при пленочной конденсации чистой воды. Это, возможно, связано с ростом температуры насыщения ОДА Г°ДА =/^) при увеличении его концентрации с, значение которой приближается к температуре охлаждающей поверхности. При определенных достаточно больших с возможно выполнение неравенства 7рдд > Гк что является условием конденсации ОДА на поверхности теплообмена. При этом может происходить образование слоя гидрофоби- затора с повышенным термическим сопротивлением. Конденсация водяного пара на такой поверхности, как показали визуальные наблюдения [42], происходит в капельно-ручьевой форме.
Исследования конденсации водяного пара с добавками ОДА на горизонтальной трубке [43] проводились при условии Рода ^^(^пов)’ когда на поверхности происходит адсорбция молекул ОДА. Предварительно поверхность конденсации полировалась, промывалась спиртом и дистиллированной водой. В начале опыта реализовалась пленочная конденсация, после чего осуществлялась инжекция ОДА в паровой контур. Экспериментальная трубка диаметром 1,8 10“2 и толщиной стенки 2-10“3 м изготовлена из меди с участком для конденсации пара длиной 6 102 м. В опыте определялся средний коэффициент теплоотдачи а = 5(^Ти^-1> гДе Q — удельный тепловой поток, отнесенный к наружной поверхности экспериментального участка трубки; ДТН — средний температурный напор. Значение ДТН варьировалось изменением температуры охлаждающей воды и ее расхода. Опыты проводились при давлении пара р « 0,1 МПа и разных его скоростях. Зависимости а = = f (с) при разных ДТН и wn приведены на рис. 5.22. Как и в случае конденсации на плоской пластине, зависимость а ~ f (с) имеет явно выраженный максимум. С ростом температурного напора а падает тем больше, чем больше концентрации ОДА. Это связано с понижением температуры поверхности конденсации, что может приводить к росту толщины адсорбционного слоя ПАВ и уменьшению а. На снижение а при больших значениях с > сопт может влиять и диффузионное сопротивление паров ОДА вблизи поверхности конденсации.
Увеличение скорости пара приводит к существенному росту а при прочих равных условиях (рис. 5.22, б). Это может быть связано с уменьшением времени роста капли и времени ее пребывания на поверхности теплообмена, а также с уменьшением влияния диффузионного сопротивления паров ОДА на теплообмен. С ростом скорости пара сопт, соответ -
ствующее качественной капельной конденсации и максимальному коэффициенту теплоотдачи, растет. Зависимость сопт = /(wn) может быть предствалена в виде
^ОПТ ” (^ОП^нО^П^По)» (5.13)
X
где (сопт)н — оптимальная концентрация при w = 0; wno — скорость пара, при которой начинается ее влияние на теплообмен.
Визуальными наблюдениями установлено, что при малых с происходит смешанная конденсация. В некоторых местах, где адсорбируется ОДА, имеется капельная конденсация. С ростом с доля поверхности с капельной конденсацией растет и увеличивается значение а, достигая максимума, когда качественная капельная конденсация происходит по всей поверхности.
Дальнейший рост с приводит к понижению а. Капли приобретают неправильную форму, большие размеры и меньший краевой угол. Чем больше температурный напор, тем больше затруднено их скатывание по поверхности и отрыв от нижней образующей трубки. Как отмечалось выше, снижение а связано, по-видимому, с ростом толщины слоя ОДА, а также его адсорбцией на поверхности уже образовавшихся капель.
Опытные данные, полученные в [43, 61] для случая конденсации пара с добавками ОДА на одиночной горизонтальной трубке, были обработаны в критериальном виде. Для практически неподвижного пара, когда влияние скорости отсутствует, получены следующие критериальные зависимости для теплоотдачи:
при Re*< 1,1-10" 2
Nu = 3,9d0r‘Re/M7ip6Pr$-33(^(5.14)
при Re* > 1,1 • 102
№ = 4,65 - W^Re*^’96^’16^3^^(5.15)
——Tao ТнХж ДГц
где Nu = ——;Re* =-; Pr = Рж1аж; irK =
^жгРж^^нгРж уж
2$O27'H1 do
=; 5 = температурный коэффициент поверхност-
^ж° dT
кого натяжения; г - теплота фазовых переходов; Хж, рж, рж, аж — теплопроводность, кинематическая вязкость, плотность и коэффициент температуропроводности жидкости; о — коэффициент поверхностного натяжения.
Уравнения (5.14) « (5.15) получены в диапазоне с(соПТ = 14-2,9 при cdnT = 10"5 Кг/кг; як =4,77-Ю"2; Рг# = 1,75; Re* = 2,2-10"34-2,2-Ю"2.
Рис. 5.23. Компоновка трубных пучков в исследуемом конденсатореРис. 5.23. Компоновка трубных пучков в исследуемом конденсаторе
Рис. 5.23. Компоновка трубных пучков в исследуемом конденсаторе
Рис. 5.23. Компоновка трубных пучков в исследуемом конденсаторе
Как следует из рис. 5.22, влияние скорости пара на интенсивность теплоотдачи при конденсации оказывается весьма существенным. На основании обработки опытных данных для конденсации паров воды с ОДА в движущемся паре установлена следующая критериальная зависимость для условий максимальной теплоотдачи:
(5.16)(5.16)Nu = 14,9 • 10'8 Re."1’27 П®-24,
(5.16)
(5.16)
„WКП
где П =2sкритерии, учитывающий динамическое воз- & у) 2/3 рж
действие потока пара на процесс конденсации, 39 < Пн, < 596. Уточненное соотношение для теплоотдачи, учитывающее зависимость
Nu от с, имеет вид
(
_\ 0,364
,(5-17) сопт /
где сопт определяется по (5.13).
Рассмотрим результаты исследования теплообмена при конденсации паров воды с ОДА на пучке горизонтальных труб. Схемы компоновки трубных пучков в конденсаторе приведены на рис. 523. Трубный пучок (рис. 5.23, б) состоял из 25 труб (из них 10 — нерабочие), на рис. 5.23, в — из 15 труб, расположенных в шахматном порядке с относительным шагом S^fd -S2Id = 1,42. Компоновка рис. 5.23, б использовалась при малых, а компоновка рис. 5.23, в при больших скоростях
Л6п
Рис. 5.24. Зависимость относительного коэффициента теплоотдачи от номера ряда пучка в конденсаторе:
1-4 - Wn соответственно равно 3,2; 9,2; 13,2 и 3,2 м/с; 1 - пленочная конденсация (сддд=0); 2-4 - капельная конденсация (^ОДЛ =сопР
Рис. 5.25. Зависимость относительного коэффициента теплоотдачи от количества натекающего конденсата (малые скорости пара):
2 - по [41]; 2- ^ = 2,1 м/с; 3- W = 3,2m/c; I - расчет согласно [97]
пара. Основные параметры в опытах изменялись в диапазоне ДТН = = 24-10 К; wn = 1,44-13,2 м/с; с = (84-40)-Ю"6 кг ОДА/кг Н2О. Оптимальные значения с определялись из (5.17). Опыты проводились при одинаковых расходах охлаждающей воды во всех трубах пучка, каждому значению скорости конденсирующегося пара соответствовала оптимальная концентрация ОДА.
На рис. 5.24 представлены экспериментальные данные в виде зависимости отношения коэффициента теплоотдачи ап)ах от номера ряда пучка (сверху вниз) при разных wn и ДТП = 5К (аи и ах — коэффициенты теплоотдачи для л-го и 1-го рядов пучка). Здесь же приведены опытные данные по изменению а для пленочного режима конденсации. Видно, что в случае капельной конденсации (пар с ОДА) коэффициент теплоотдачи по глубине пучка практически не изменяется и везде выше значений а для пленочной конденсации (последнее заметно падает по глубине пучка).
Для оценки влияния натекания конденсата с верхних трубок на теплообмен при практически неподвижном паре были проведены специальные опыты. Расход натекающего конденсата на экспериментальную трубку, расположенную в 9-м ряду пучка, регулировался за счет изменения расхода охлаждающей воды в трубках, расположенных выше. Температурный напор на исследуемой трубке сохранялся постоянным (около 3,5 К). Зависимость относительного коэффициента теплоотдачи ап!а0 от количества натекающего конденсата приведены на рис. 5.25. Здесь ^Gj — количество конденсата, образовавшегося на исследуемой труб-
а/ави -1,2"1.0ftа/ави -1,2"1.0ftО 1О 1ООп+* 8-оп+* 8-ооо21L421L4343451AGM51AGM66810 Н810 НРис. 5.26. Зависимость эффициента теплоотдачи кающего конденсата вРис. 5.26. Зависимость эффициента теплоотдачи кающего конденсата вотносительного ко- от количества нате- движущемся паре:относительного ко- от количества нате- движущемся паре:1-4 - jfn соответственно равно 5,27,5; 9,2 и 13,3 м/с1-4 - jfn соответственно равно 5,27,5; 9,2 и 13,3 м/сРис. 5.27. Зависимость коэффициента теплоотдачи от температурного напора при конденсации движущегося пара на пучке горизонтальных труб:2-4 ^ соответственно равно 13,3; 9,2;7,5 и 5,2 м/с; I - капельная конденсацияРис. 5.27. Зависимость коэффициента теплоотдачи от температурного напора при конденсации движущегося пара на пучке горизонтальных труб:2-4 ^ соответственно равно 13,3; 9,2;7,5 и 5,2 м/с; I - капельная конденсацияопытные данные для пленочнойопытные данные для пленочнойпри дозировке ОДА; II — расчет по [41]; III —при дозировке ОДА; II — расчет по [41]; III —
а/ави -
1,2"
1.0ft
а/ави -
1,2"
1.0ft
О 1
О 1
О
О
п+
* 8
-о
п+
* 8
-о
о
о
2
1L
4
2
1L
4
34
34
51AGM
51AGM
6
6
810 Н
810 Н
Рис. 5.26. Зависимость эффициента теплоотдачи кающего конденсата в
Рис. 5.26. Зависимость эффициента теплоотдачи кающего конденсата в
относительного ко- от количества нате- движущемся паре:
относительного ко- от количества нате- движущемся паре:
1-4 - jfn соответственно равно 5,2
7,5; 9,2 и 13,3 м/с
1-4 - jfn соответственно равно 5,2
7,5; 9,2 и 13,3 м/с
Рис. 5.27. Зависимость коэффициента теплоотдачи от температурного напора при конденсации движущегося пара на пучке горизонтальных труб:
2-4 ^ соответственно равно 13,3; 9,2;
7,5 и 5,2 м/с; I - капельная конденсация
Рис. 5.27. Зависимость коэффициента теплоотдачи от температурного напора при конденсации движущегося пара на пучке горизонтальных труб:
2-4 ^ соответственно равно 13,3; 9,2;
7,5 и 5,2 м/с; I - капельная конденсация
опытные данные для пленочной
опытные данные для пленочной
при дозировке ОДА; II — расчет по [41]; III —
при дозировке ОДА; II — расчет по [41]; III —
конденсации
п
ке; X AG/ — сумма расходов натекающего и образовавшегося на г
исследуемой трубке конденсата; ап и а0 — коэффициенты теплоотдачи для экспериментальной трубки с натеканием конденсата и для одиночной трубки при отсутствии натекания.
На рис. 5.25 нанесены также опытные [41] для капельной (крестики) и расчетные данные по [97] для пленочных конденсаций (кривая 2). Незначительное увеличение а по глубине пучка можно объяснить смывом и уносом капель с поверхности конденсации в поток пара под действием натекания конденсата.
С ростом скорости набегающего пара коэффициент теплоотдачи за счет натекания конденсата увеличивается более заметно (рис. 5.26). Таким образом, опыты показали, что при неизменных ДТН и wn теплоотдача на трубках глубинных рядов растет по сравнению с теплоотдачей на одиночной трубке. Влияние скорости пара также может быть существенным — в данных опытах при больших скоростях wn значение а/а0 по глубине пучка возрастает почти в 2 раза.
Визуальные наблюдения показали, что на трубках первых рядов капли конденсата отрывного размера под действием потока пара скатываются и срываются, достигая кормовой части трубок. С труб в глубине пучка капли периодически смываются с мест своего образования под воздействием конденсата, натекающего с верхних рядов. На очищенной поверхности происходит интенсивный рост новых капель, и про-
цесс повторяется. При больших скоростях wn >10 м/с происходит распыление конденсата, что также интенсифицирует процесс теплообмена. При малых температурных напорах ДТН значения а для пучка и одиночной трубки при малых wn практически совпадают. С ростом ДГН коэффициент теплоотдачи снижается, однако для пучка это снижение а несколько менее существенно, чем для одиночной трубки, что связано с натеканием конденсата с верхних трубок. Значения а в этом случае значительно выше, чем при пленочной конденсации (рис. 5.27), однако ниже расчетных значений а при капельной конденсации, полученных в [41]. Обобщение опытных данных для конденсации в неподвижном паре проводилось с помощью уравнений типа (5.14), (5.15). При вычислении чисел Nu, Re* использованы осредненные значения а и 5ТН для всего пучка. При определении Ргж и як за определяющую температуру взято Тн.
Критериальная зависимость для теплообмена при конденсации практически неподвижного водяного пара с добавками ОДА
Nu = 9,8- 10-6Кеж 1,27 Як’16 Ргж’33.(5.18)
Выражение (5.18) получено при следующих значениях определяющих параметров: с = (94-16)-10"6 кг ОДА/кг Н20; лк = 4,77-Ю2; Ргж = = 1,75; Кеж = (0,24-1,2) Ю'2.
Обобщенные опытные данные при капельной конденсации движущегося пара с добавками ОДА на пучке горизонтальных труб могут быть представлены зависимостью
№ = 1,44 • 10~8 Кеж 0,96 [Ren(l +е)]0’51.(5.19).
х 2*vni-d3
Комплекс Ren (1 + е) = учитывает влияние изменения ско-
wn о
рости пара по глубине пучка, где wn 0 — скорость пара на входе в рабочий участок конденсатора; wn{ — среднее значение- скорости пара на участке до,/-го ряда трубок; d3 — эквивалентный диаметр проходного сечения конденсатора; е = (Gn - GK)/Gn - выпар в конце рассматриваемого участка; Gn - общий расход пара через рабочий участок конденсатора; GK — расход конденсата, образовавшегося на рассматриваемом участке. Уравнение (5.19) получено при параметрах: с =(24-3,6) х хЮ"5 кг ОДА/кг Н2О; Ren = (0,924-4,2) • 104; е = 0,34-0,8; Кеж = = (0,24-1,2)-102.
Глава шестая
ВЛИЯНИЕ ПАВ НА ЭФФЕКТИВНОСТЬ РАБОТЫ ТЕПЛОЭНЕРГЕТИЧЕСКОГО ОБОРУДОВАНИЯ
Применение пленкообразующих аминов
для защиты оборудования от коррозии
Одним из перспективных методов борьбы с коррозией, нашедших широкое применение в различных отраслях техники, является применение ингибиторов. Использование ингибиторов дает значительное уменьшение потерь металла, устраняет простои, связанные с ремонтом или заменой оборудования, позволяет использовать дешевые конструкционные материалы. Способность ингибиторов снижать коррозию оборудования теплосиловых установок зависит от их нейтрализующих или пленкообразующих свойств.
Октадециламин является одним из наиболее эффективных пленкообразующих аминов. Защитное действие ОДА основано на формировании адсорбционного слоя на поверхности металла, который предохраняет ее от воздействия кислорода, углекислоты, а также других агрессивных веществ.
На рис. 6.1 приведены данные исследования коррозионно-защитного Дт0 - Дт ллА
эффекта ОДА Е = —— (где Дт0 и Д^Ода ~ потеря
Дто
массы образца в неингибированной и ингибированной системе) в зависимости от его концентрации в воде [171]. Эксперименты проводили при следующих условиях: температура 66 °C; давление 0,1 МПа, концентрация О2 — 0,2, СО2 — 120—180 мг/л, скорость потока в испытательной камере 0,01 м/с.
Образцы были изготовлены из низкоуглеродистой стали и выдерживались в испытательной камере в течение 22 ч. Погрешность определения массы образца не превышала 0,1 мг. Результаты свидетельствуют о том, что уже при концентрациях ОДА около 15 мг/л достигается значительный защитный эффект (до 90 %).
Учитывая, что на образование адсорбционного слоя ОДА необходимо определенное время (которое зависит, в частности, от концентрации ОДА), можно предположить, что в случае увеличения времени испытаний высокий защитный эффект может быть достигнут и при более низких концентрациях.
Применение ОДА нашло широкое распространение для снижения уровня коррозии в пароконденсатных системах. В качестве примера можно привести промышленное использование ОДА на ГРЭС-7 Ленэнерго [5], где он дозировался в отборный пар турбин (р = 0,33 МПа; Т = 500 К), направляющийся на производство. Показатели качества возвратного конденсата до начала применения ОДА были следующие.
Рис. 6.1. Коррозионно-защитный эффекте зависимости от концентрации дозирования ОДА [181]Рис. 6.1. Коррозионно-защитный эффекте зависимости от концентрации дозирования ОДА [181]Рис. 6.2. Концентрация продуктов коррозии с начала дозирования ОДА [124]Рис. 6.2. Концентрация продуктов коррозии с начала дозирования ОДА [124]
Рис. 6.1. Коррозионно-защитный эффекте зависимости от концентрации дозирования ОДА [181]
Рис. 6.1. Коррозионно-защитный эффекте зависимости от концентрации дозирования ОДА [181]
Рис. 6.2. Концентрация продуктов коррозии с начала дозирования ОДА [124]
Рис. 6.2. Концентрация продуктов коррозии с начала дозирования ОДА [124]
концентрация кислорода 2 мг/л, угольной кислоты 4—5 мг/л, железа 1 мг/л. После непрерывной дозировки в паропровод ОДА при с = 3^-4 мг/л концентрация железа в производственном конденсате снизилась до устойчивого значения 0,05 мг/л. Длительная дозировка ОДА на этой же ГРЭС позволила снизить коррозию тепловой сети на 98%.
Применение ОДА для защиты конденсатного тракта было осуществлено также на Камышинской ТЭЦ Волгоградэнерго [12]. Трехлетний опыт эксплуатации с дозированием ОДА в коллектор отборного пара в концентрации 1—2 мг/л позволил существенно снизить содержание оксидов железа в возвратном конденсате по сравнению с тем, что было до ввода ОДА.
В [152] приводятся данные по 25-летнему положительному опыту применения ОДА на тепловых сетях ЧССР. Указывается на перспективность его использования по сравнению с летучими аминами, в частности с циклогексиламином- Отмечается, что защитный эффект при использовании ОДА зависит от уровня коррозионного износа на более ранней стадии, поэтому рекомендуется начинать дозировку с начала эксплуатации трубопроводов.
В [129] указывается на то, что применение ОДА в концентрации до 3 мг/л с целью снижения коррозии конденсатных сетей начато в 60-х годах в США и Англии. В литературе имеются данные об использовании ОДА в пароводяных контурах теплосиловых установок. Так, значительное снижение коррозии при использовании ОДА было получено на одной из ТЭС ЧССР [120]. Эмульсия ОДА вводилась в питательную воду 2 раза в сутки. В первый период для создания защитной пленки концентрация ОДА в питательной воде поддерживалась на уровне 20 мг/кг, а затем была снижена до 0,05 мг/мг. При этом было достигну-
то значительное снижение концентрации железа в питательной воде — до 0,05 мг/кг (при существовавшем уровне концентрации железа 0,5 мг/кг). Изменение концентрации продуктов коррозии в конденсатном таркте во времени приведено на рис. 6.2.
Значительное повышение концентрации продуктов коррозии в первые дни после введения ОДА является характерной особенностью и связано с интенсивной отмывкой контура от ранее имевших мето отложений на его внутренних поверхностях. Эффект отмывки может быть настолько интенсивным, что необходимо принимать меры по предотвращению забивания дренажной арматуры.
В [129] приведены данные по дозированию ОДА в котел с давлением 5,9 МПа и температурой 555 К. До этого в нем за 3 года вышло из строя приблизительно 25% труб из-за коррозии, причем применение различных антикоррозионных добавок не дало положительных результатов. Дозировка ОДА в концентрации 0,1 мг/кг снизила разрушение труб до 3%. В [147] указывается на эффективное использование ОДА в котлах, работающих при температуре 773 К и выше.
В [162] был проведен анализ эффективности четырех водных режимов теплоэнергетической установки мощностью 70 МВт: нейтрального, с коррекцией питательной воды летучими аминами (гидразином и сильнощелочным пиперидином), а также с дозированием пленкообразующих аминов (ОДА). Энергетическая установка не включала в себя систему конденсатоочистки и содержала следующие материалы: латунь в конденсатном тракте, углеродистые стали на линии питательной воды и хромоникелевую сталь в котлах. Дозирование химикалий осуществлялось в конденсатный тракт перед подогревателями низкого давления. Сравнительные данные представлены в табл. 6.1.
Таблица 6.1. Сравнительные данные по четырем водным химическим режимам
Критерии оценки
Нейтральный режим*
С гидразином С пипереди- С октадеци-
N2H4/NH3
НОМ
C6HnN
ламином
С18 H37NH2
Концентрация дозируемых химикалий, мкг/л
-
N2H4-60
КНз-50-
-130 6000 140
20-320
pH в питательной воде
6; 5-7,5
8,8—9,0
9,3—9,5
8,3-8,8
Электрическая проводимость в питательной воде, мк См/см
0,8
5,7
9,4
1,7
Содержание кислорода в питательной воде, мкг/п
20
29
33
34
Содержание меди в турбинном конденсате, мкг/л
10
2
2
1
Уровень продуктов корро-
63-100
52
12
17
зии в питательной воде — Ге,
мкг/л
Продолжение табл. 6.1
Критерии оценки
Нейтральный режим*
С гидразином N2H4/NH3
С пипереди- С октадеци-
НОМ
C6HHN
ламином
С18 H37NH2
Содержание ионогенного железа в питательной воде Fe^/Fe***, мкг/л
20
9
4
4
Качественная оценка кор-
Очень
Ярко
Неболь-
Неболь-
розии дри останове
сильная
выраженная
шая
шая
Уменьшение толщины стальных образцов, находящихся в ПНД, мкм/год
234
65
21
34
Подогрев питательной воды (от температуры " конденсата до температуры перед парогенератором)
Дт =147
°C Дг=160°С
Дт=160°С Дт=160°С
Стоимость химикалий, тыс.марок/год
0
4,3
10,2
3,5
‘Относится к состоянию установки через 6-7 лет работы в нейтральном режиме.
Видно, что наибольший коррозионно-защитный эффект обеспечивается введением в пароводяной контур пиперидина и ОДА. Использование последнего в концентрации с = 0,02^0,3 мг/л позволяет снизить на порядок содержание меди в турбинном конденсате и в 4—5 раз уменьшить уровень продуктов коррозии железа в питательной воде. Скорость коррозии стальных образцов, установленных в период испытаний в подогревателе низкого давления, уменьшилась при дозировании ОДА с 234 (нейтральный режим) и 65 (дозирование гидразина) до 34 мкм/год. Качественная оценка коррозии оборудования в стояночном режиме изменилась от очень сильной и ярко выраженной соответственно в нейтральном режиме и с дозировкой гидразина до небольшой при использовании ОДА. Дозирование ОДА позволило осуществить щелочной режим с pH = 8,3-^8,8.
Исследования характеристик оборудовайия пароводяного контура при добавках ОДА
Исследования, проведенные в Институте энергетики ГДР на крупномасштабном стенде, моделирующем пароводяной контур теплосиловой установки, позволили перед началом промышленных испытаний выявить особенности поведения ПАВ в замкнутой системе и его влияние на характеристики основного энергетического оборудования в условиях, близких к реальным.
Экспериментальная установка представляет собой замкнутый пароводяной контур, состоящий из парогенератора, вихревого сопла для срабатывания теплоперепада, охладителя пара и конденсатора, конденсатного насоса, деаэратора, питательных насосов и подогревателя.
Котел с электрообогревом работает по принципу естественной циркуляции и генерирует насыщенный пар в диапазоне давлений р = = 3-5-16 МПа. Максимальный расход пара при этом равен 100 кг/ч, а тепловая нагрузка 200 кВт/м2. Из деаэратора питательная вода подается в котел насосом через электрический подогреватель.
Генерируемый в котле пар расширяется в вихревом сопле и поступает в охладитель пара, из которого он в состоянии насыщения подается в конденсатор. Далее конденсат насосом подается через систему конденсатоочистки в деаэратор. В состав стенда также входит система дозирования ПАВ. Установка оснащена приборами теплотехнического и химического контроля.
Была проведена серия ресурсных испытаний с дозировкой ОДА при параметрах пара р = 3 и 12 МПа. Концентрация ОДА в паре варьировалась от 0 до 130 мг/л. Общая продолжительность эксперимента составляла 600 ч.
На основании полученных данных был сделан вывод: адсорбционное равновесие ОДА между поверхностями контура и средой достигается не мгновенно, а через определенное время. В данном эксперименте оно было достигнуто примерно через 11 дней непрерывного введения ОДА при постоянном увеличении количества ОДА до достижения концентрации в паре примерно 135 • 10" 6 кг ОДА/кг пара.
Концентрация ОДА в паре до 11-го дня с начала испытаний ниже концентрации ОДА в питательной воде, что свидетельствует о процессе адсорбции ОДА на поверхностях котла.
Обработка полученных данных позволяет построить зависимость коэффициента распределения ОДА между кипящей водой и ее насыщенным паром Кр в зависимости от концентрации ОДА в паре (рис. 6.3). Как следует из графика, коэффициент распределения Кр при 3 МПа увеличивается с повышением концентрации ОДА в паре с 3 при с = = 0,5 мг/л до 15 при с = 15 мг/л, проходит в этой точке максимум и с дальнейшим увеличением концентрации ОДА уменьшается до постоянного значения, равного 4, при концентрациях ОДА больше 120 мг/л. При давлениях пара 12 МПа коэффициент Кр не зависит от концентрации ОДА в паре, значение его является постоянным, равным 3,5. Следует отметить, что полученные результаты совпадают с данными [8]; где исследования проводились в статических условиях.
Анализируя разницу между концентрациями ОДА в питательной воде и паре при 12 МПа и учитывая, что равновесие в контуре было установлено, можно ориентировочно оценить, что разлагаемое количество первичного ОДА не превышает 10% исходной концентрации. Полученное разлагаемое количество ОДА в 2 раза ниже обнаруженного значе-
Рис. 6.4. Зависимость содержания железа в контуре в период дозирования присадок ОДА:
Рис. 6.3. Коэффициент распределения ОДА между кипящей водой и ее насыщенным паром в зависимости от концентрации ОДА в паре:
1,2, - р равно 3 и 12 МПа
Z - в питательной воде; 2 - в воде котла; 5 - в паре
ния разложения при 15,2 МПа в статических условиях [8], что можно объяснить пониженной температурой и динамическими условиями эксперимента.
В опытах было доказано свойство ОДА очищать поверхности контура от оксидных отложений. Как показывает химический анализ проб, содержание железа в пробах с начала введения ОДА в контур увеличивается и со временем продолжения эксперимента, проходя максимум— уменьшается. Усредненные данные содержания железа в питательной, котельной воде и паре представлены в зависимости от времени продолжения опыта на рис. 6.4. Очищающее действие ОДА от оксидов проявляется также на медных и латунных поверхностях.
Контроль за значением pH показал, что при наличии ОДА в контуре осуществляется щелочной режим. При этом было обнаружено, что при повышенных концентрациях ОДА (более 10 мг/л) электродный рН- измеритель дает ошибочные результаты вследствие образования аминной пленки на электродах. С помощью смешанного индикатора был проведен контроль за pH в контуре с ОДА. Отмечено, что даже при очень высоких концентрациях ОДА до 130 мг/л pH не превышало 9.
Как показал эксперимент, в ионообменниках ОДА из конденсата удаляется почти полностью. Было установлено, что в период проведения эксперимента смолы конденсатоочистки не были насыщены ОДА и до конца эксперимента его остаточная концентрация в конденсате за конденсатоочисткой не превышала 0,5-1 мг/л. Однако к концу эксперимента оказалось, что верхняя часть катионита была полностью насыщена ОДА- Дальнейшие исследования насыщенных ОДА катионных
Рис. 6.5. Зависимость изменения относительного коэффициента теплопередачи экспериментального конденсатора от концентрации ОДА в паре (р = ОД МПа)
смол по ионнообменным свойствам и возможности их регенерации показали, что их ионообменные свойства к катионам (Na+, К+, Mg+++, Са++) практически сохраняются, а скорость ионообмена уменьшается незначительно (с 10“12 до 10“9 с). В реальных условиях это не будет оказывать существенного влияния на эффективность работы конденсатоочистки. Эксперименты по регенерации катионитов, насыщен
восстановления ионовосстановления иононых ОДА, с кислотами показали возможность
восстановления ионо
восстановления ионо
обменных свойств фильтров, хотя полностью удалить адсорбированный на поверхности ОДА не удается.
Получены данные по повышению эффективности работы котла в зависимости от концентрации ОДА в котловой воде. С ростом концентрации ОДА при прочих равных условиях расход генерируемого пара увеличивается и достигает максимального значения при с ^ 5 мг/л, причем градиент изменения расхода пара наиболее существен в области концентраций ОДА менее 1 мг/л. Анализ полученных данных по повышению эффективности работы парогенератора при кипении в присутствии ОДА не может быть отнесен к его очищающему воздействию, а связан
с ростом коэффициента теплоотдачи.
В эксперименте обнаружено существенное влияние концентрации ОДА в паре на процесс теплообмена в конденсаторе (рис. 6.5). Относительный прирост коэффициента теплопередачи кР^ - &0/&о У®®™" чивается с ростом концентрации ОДА в паре до 10 мг/л, а с ее дальней
шим повышением снижается до уровня существенно меньше значения коэффициента теплопередачи при конденсации чистого пара. Характеристика работы конденсатора в зависимости от концентрации ОДА в паре может быть объяснена следующим образом.
При низких концентрациях ОДА происходит гидрофобизация поверхностей теплообмена вследствие ориентированной адсорбции на них молекул ОДА. Это обстоятельство приводит к переводу пленочной конденсации в капельную. С ростом концентрации выше некоторого определенного значения, зависящего от давления и скорости пара, происходит конденсация ОДА с образованием макроотложений на поверхностях теплообмена. Кроме того, при повышенных концентрациях существенно увеличивается вязкость водного раствора ОДА. В результате передозировка ОДА может привести к ухудшению тепл о-
отдачи при конденсации пара. Вскрытие конденсатора после экспериментов с повышенной концентрацией ОДА (с = 30-г60 мг/л) позволило зафиксировать макроотложения ОДА на поверхностях теплообмена. Особенно значительны они были в зонах низких скоростей пара. Отложения могут быть удалены с поверхности либо механически, либо путем смыва горячей водой.
После останова стенда при концентрациях ОДА в паре с = 40 мг/л и слива из контура воды была произведена вырезка представительных частей трубопроводов, а также осуществлен визуальный осмотр.
В целом нигде в контуре, кроме ’’мертвых” зон конденсатора, не было обнаружено макроскопических отложений ОДА. Анализ состояния поверхностей контура показал, что они являются частично гидрофобными. Удельная загрязненность поверхностей контура уменьшилась в среднем на 42 %.
На образцах, вырезанных из трубопроводов контура, были проведены исследования защитных свойств поверхностных пленок. Для этого использовали метод измерения электрохимического потенциала и плотности коррозионного тока защитного слоя. С помощью этих данных был определен коэффициент защитного свойства пленки ОДА, %,
« ^.мет *~ 1 к.пл
s =,(61)
^к.мет
где *к.мет — плотность коррозионного тока чистой металлической поверхности; iK пл — плотность коррозионного тока пленки.
Коэффициент защитного свойства пленки в эксперименте с применением О ДА. увеличился для паропровода на 16, для трубопровода питательной воды за подогревателем на 27 % по сравнению с коэффициентами защитного свойства пленок соответствующих трубопроводов, проработавших примерно 1500 ч в аммиачно-гидразинном режиме.
Следует отметить, что отклонение от нормальной работы насосов и измерительных приборов в эксперименте не было обнаружено.
Таким образом, можно заключить, что экспериментально полученные результаты по влиянию ОДА на работу основного энергетического оборудования пароводяного контура и его водно-химический режим позволяют рекомендовать его для повышения эффективности и надежности оборудования промышленных теплосиловых установок.
Эффективность работы турбин влажного пара, содержащего ОДА
С целью экспериментальной проверки эффективности использования ОДА проведен ряд опытов на модельной турбине и промышленных турбоустановках мощностью 12,70 и 220 МВт.
Исследования влияния ОДА на характеристики турбинных ступе-
Рис. 6.7. Коэффициент сепарации ф ступени в зависимости от влажности пара в случае дозировки ОДА и без нее:Рис. 6.7. Коэффициент сепарации ф ступени в зависимости от влажности пара в случае дозировки ОДА и без нее:Рис. 6.6. Влияние ОДА на экономичность двухвенечной ступени (р0 = 0,099 МПа, €ст = 0,39):7 - Дг = 55 °C; СОДА = 0; 2, 2* - Д/о - 4 °C; 2 - СОДА =Т); 2 - с0ДА - = 10 мг/л; 3,3 -у0=1%; 3 - с0ДА = = 0; 3 -Сддд = 10мг/лРис. 6.6. Влияние ОДА на экономичность двухвенечной ступени (р0 = 0,099 МПа, €ст = 0,39):7 - Дг = 55 °C; СОДА = 0; 2, 2* - Д/о - 4 °C; 2 - СОДА =Т); 2 - с0ДА - = 10 мг/л; 3,3 -у0=1%; 3 - с0ДА = = 0; 3 -Сддд = 10мг/л
Рис. 6.7. Коэффициент сепарации ф ступени в зависимости от влажности пара в случае дозировки ОДА и без нее:
Рис. 6.7. Коэффициент сепарации ф ступени в зависимости от влажности пара в случае дозировки ОДА и без нее:
Рис. 6.6. Влияние ОДА на экономичность двухвенечной ступени (р0 = 0,099 МПа, €ст = 0,39):
7 - Дг = 55 °C; СОДА = 0; 2, 2* - Д/о - 4 °C; 2 - СОДА =Т); 2 - с0ДА - = 10 мг/л; 3,3 -у0=1%; 3 - с0ДА = = 0; 3 -Сддд = 10мг/л
Рис. 6.6. Влияние ОДА на экономичность двухвенечной ступени (р0 = 0,099 МПа, €ст = 0,39):
7 - Дг = 55 °C; СОДА = 0; 2, 2* - Д/о - 4 °C; 2 - СОДА =Т); 2 - с0ДА - = 10 мг/л; 3,3 -у0=1%; 3 - с0ДА = = 0; 3 -Сддд = 10мг/л
-сода = 0мг/л; 2~СОДА = 3 мг/л
ней проводились в МЭИ на паровой двухвальной экспериментальной турбине. Измерения позволяли определять в широком диапазоне режимных параметров расходные и энергетические характеристики турбинных ступеней, их сепарирующую способность, а также проводить физические исследования течений влажного пара в элементах проточной части.
Октадециламин дозировали в пар на входе в трубину с помощью специальной установки и периодически контролировали его концентрацию путем химического анализа проб конденсата.
Результаты по влиянию ОДА на экономичность двухвенечной ступени при ее работе (частично или полностью) в области влажного пара представлены на рис. 6.6. В экспериментах концентрация ОДА в паре находилась на уровне 5 мг/л. Как следует из приведенных данных, при небольших начальных перегревах и начальной влажности экономичность ступени при дозировании присадок возрастает.
В случае небольшого начального перегрева в рассматриваемых режимах течения без ОДА образование влаги происходит в результате спонтанной конденсации в ядре потока. Введение присадок, как было показано ранее, приводит к смещению зоны спонтанного влагообразова- ния вниз по потоку либо к вырождению скачка конденсации. При этом образование жидкой фазы происходит при меньшей разности потенциалов фаз, что ведет к уменьшению приращения энтропии в процессе фазовых переходов.
Если расширение начинается при наличии начальной крупнодисперсной влаги, то повышение КПД ступени при дозировании ОДА объясняется интенсивным дроблением как первоначальной крупнодисперсной влаги, так и вторичной влаги, образующейся в результате срыва пленок. Ориентированная адсорбция молекул ОДА на границе раздела фаз газ—жидкость приводит к снижению интенсивности коагуляции капель. Гидрофобизация поверхностей металла при введении ОДА препятствует образованию пленок при сепарации влаги. Наличие молекул ОДА на поверхности жидких пленок оказывает существенное влияние на режим их течения, задерживая начало процессов волнообразования на поверхности раздела фаз и переход от ламинарного течения к турбулентному. В результате ОДА приводит к снижению размеров капель, увеличению их скорости и изменению условий входа капель в рабочее колесо.
Данные экспериментов свдетельствуют о том, что при значительном начальном перегреве пара влияние ОДА отсутствует.
Уменьшение доли крупных (более 100 мкм) капель в потоке с ОДА не только ведет к изменению расходных и энергетических характеристик, но и влияет на сепарирующую способность турбинных ступеней.
Исследования влияния ОДА на сепарирующую способность проводились на ступени сепаратора, расположенной за двухвенечной Ступенью. Результаты исследований в виде зависимости коэффициента сепарации от начальной влажности представлены на рис. 6.7. Видно, что ОДА приводит к резкому уменьшению коэффициента сепарации влаги. Особен- сильно это проявляется с ростом начальной влажности потока.
Полученные данные находятся в полном согласии с результатами исследования взаимодействия капель воды, содержащих ОДА, с твердой поверхностью, приведенными в § 3.4. Кроме того, уменьшение сепарирующей способности ступени сепаратора может быть вызвано изменением размера и траектории движения капель, а также уменьшением смачиваемости поверхности лопаток.
Промышленные испытания на четырехступенчатой реактивной турбине мощностью 12 МВт проводились при следующих исходных параметрах пара на входе: Ро = 0,34 МПа; То = 473 К. Расчетные параметры на выходе составляют Р = 7,85 кПа; х = 0,94, при этом пересечение линии насыщения происходит в третьей ступени.
В подводящем трубопроводе за 10 м перед турбиной был установлен специальный узел для подачи ОДА из подготовительного бака с помощью плунжерного насоса. Контролировалась концентрация ОДА перед турбиной, в конденсаторе и за конденсатором.
Теплотехнические измерения включали в себя: измерения давления и температуры пара перед турбиной, температуры пара в выхлопном патрубке, давления в конденсаторе и температуры конденсата; опреде-
пение расхода конденсата; измерение температуры охлаждающей воды на входе и выходе конденсатора; измерение мощности генератора по. методу двух ваттметров.
Дополнительно был произведен анализ структуры двухфазного потока за последней ступенью турбины специальным лазерным оптическим зондом, работающим по принципу рассеяния света.
Сравнительные испытания по влиянию ОДА на экономичность турбоустановки позволили зафиксировать повышение КПД при оптимальной концентрации присадок приблизительно на 3—3,5 %.
Одновременно получено уменьшение примерно в 3 раза модального размера капель в потоке за последней ступенью турбины. Данные промышленного эксперимента находятся в качественном согласии с результатами лабораторных исследований (см. гл. 3). Высокая степень роста КПД турбины при введении ОДА объясняется наряду с обсуждавшимися выше, причинами интенсивной очисткой проточной части турбины от накопившихся в период длительной эксплуатации отложений.
Возможность повышения экономичности турбоустановки путем введения ОДА была также подтверждена в условиях промышленного эксперимента на турбине К-70-30 Харьковского турбинного завода*. ОДА, как и в предыдущем эксперименте, вводили в острый пар перед стопорными клапанами.
До начала испытаний с ОДА был проведен комплекс теплотехнических и физико-химических измерений для определения исходного состояния.
В течение 49 дней осуществлялось сначала периодическое (12 дней), а затем постоянное введение ОДА. Регистрация данных производилась с интервалом 5 мин в течении 1 ч, а затем рассчитывалось среднее значение параметра в соответствующей точке.
Анализ сравнительной эффективности работы турбоустановки при использовании ОДА, проведенный в соответствии с разработанной в [105] методикой, свидетельствует о повышении КПД турбины на 2% при достижении оптимальной равновесной концентрации присадок в контуре (рис. 6.8,а).
Измерения размера капель за последней ступенью ЦНД (рис. 6.8, б), позволяют заключить, что наличие ОДА в паре приводит к значительному уменьшению доли крупных наиболее эрозионно-опасных капель в потоке.
В процессе промышленного эксперимента и после визуального осмотра проточной части турбины было подтверждено очищающее воздействие ОДА. Поверхности турбинных лопаток последней ступени ЦНД были чистыми от отложений, щели между бандажной проволокой и лопаткой, которые до эксперимента были покрыты твердыми отложениями, также оказались очищенными. Приблизительно на 70% уменьшилась
Рис. 6.8. Изменение КПД турбоусгановки К-70-30 в зависимости от концентрации ОДА в паре (fl) и функции распределения турбины (6) :
1 - с дозированием ОДА; 2 - в отсутствие ОДА
удельная загрязненность поверхности выхлопного патрубка (до эксперимента толщина отложений достигала в отдельных местах 2 мм). Оставшиеся на поверхности оксидные отложения были мягкими и легко удалялись механическим способом. Зафиксировано снижение удельной загрязненности теплообменных трубок конденсатора, поверхность же установленных непосредственно перед испытаниями новых латунных трубок оказалась свободной от отложений.
Химический контроль за водным режимом пароводяного контура показывает, что использование ОДА позволило осуществить щелочной режим при постоянном значении pH = 8,5.
Установлено, что щелочной режим был обеспечен в основном вследствие повышения концентрации аммиака после начала дозирования ОДА. Тем же самым объясняется некоторое увеличение электрической проводимости воды. Полученные результаты свидетельствуют о разложении некоторого количества ОДА в контуре с образованием аммиака.
Следует отметить, что адсорбционная пленка ОДА на поверхностях контура сохранилась через 10 мес после проведения испытаний.
В процессе эксперимента была установлена необходимость предотвращения значительного выноса продуктов коррозии в тракт питательной воды, которое происходит после введения ОДА. Для этого нужно предусмотреть химическую очистку или интенсивную водную промывку перед началом дозирования присадок. Возможен также вывод смытых с поверхностей отложений из контура в период эксплуатации установки.
Промышленный эксперимент с введением ОДА был проведен также на блоке мощностью 440 МВт с двумя паровыми турбинами К-220-44,
имеющими промежуточный перегрев и поперечные связи по пару и воде .
Дозирование водного раствора ОДА осуществлялось периодически (в течении 14 дней) в свежий пар перед стопорными клапанами обеих турбин с помощью специальной дозировочной установки.
В процессе проведения испытаний для обеспечения сопоставимости сравниваемых режимов до и после впрыска ОДА были приняты специальные меры, которые состояли в отключении теплофикационных потребителей, неизменности тепловой схемы турбоустановок, рбеспе- чениии постоянного и одинакового открытия регулирующих клапанов турбин, поддержании постоянства расходов и начальных температур охлаждающей воды конденсаторов. С целью учета ряда изменяемых параметров (частоты сети, фазового угла, температуры питательной воды, давления свежего пара) вводились поправки к рассчитываемому КПД турбинного зала.
Испытания выполнялись с применением штатной информационновычислительной системы, что было вызвано большим объектом измерений, необходимых для расчета технико-экономических показателей и контроля состояния оборудования. Исходная аналоговая информация обрабатывалась по программе, основу которой составлял специально разработанный алгоритм расчета КПД турбинного зала.
Среднеквадратичная погрешность определения относительного изменения экономичности турбинного зала т?тз составляла не более 0,2% (абсолютных). Относительное изменение экономичности турбинного зала после ввода гидрофобной присадки определялось по зависимости
Дт?т.э = (т?°ДА - ■Пт.з)1'П1.з' (6-2)
где ч°3, Ч^А — приведенные абсолютные электрические КПД турбинного зала до и после введения ОДА.
Исходный уровень экономичности турбинного зала был определен по результатам тепловых испытаний непосредственно перед началом дозирования ОДА.
После ввода ОДА перед турбинами уже через несколько часов было зафиксировано повышение экономичности машинного зала, которое достигло максимального значения на 3-й день эксперимента (Дт?т,3 = = 1,5%), что соответствует приросту мощности на блок 440 МВт △^ = 6,5 МВт (при одинаковой тепловой нагрузке).
Необходимо, однако, отметить, что полученные результаты относятся к переходному режиму, поэтому данные по концентрации ОДА
в паре не соответствуют значениям его равновесной концентрации (первоначально ОДА находился в основном в паре, а в дальнейшем часть его адсорбировалась на поверхности проточной части турбины.).
Контроль за эффективностью работы турбоустановок испытуемого блока позволил выявить, что через 10 дней после прекращения ввода ОДА, когда его остаточная концентрация в контуре не превышала 10 7 кг ОДА/кг Н2О, значение КПД турбинного зала вернулось к исходному уровню.
Рост экономичности турбинного зала с использованием ОДА обусловлен в основном повышением эффективности ступеней, работающих в области влажного пара. Принимая это во внимание и учитывая термодинамическое влияние промежуточного перегрева, получаем среднее относительное значение прироста внутренних относительных КПД этих ступеней
^■пст = N: ,(6.3)
^ЦНД + ^ЦВД d - ^т.з)
где N — суммарная внутренняя мощность турбин энергоблока; ^цнд - внутренняя мощность влажно-паровых ступеней: четырех цилиндров низкого давления; Л^цвд — внутренняя мощность обоих цилиндров высокого давления.
После подстановки численных значений проектных величин, формирующих последнюю зависимость при Д?7т.з = 1,5%, получаем Д??ст = = 2 %. Этот максимально достигнутый прирост внутреннего относительного КПД ступеней, работающих во влажно-паровой области, практически совпадает с данными испытаний турбины К-70-30.
Таким образом, на основании полученных данных можно заключить, что повышение экономичности и надежности паротурбинной установки в процессе эксплуатации можно достичь путем введения малых добавок ПАВ.
Использование ОДА приводит также к существенному снижению каплеударной эрозии лопаток турбин за счет уменьшения доли эрозионно-опасных капель в потоке и изменения механизма их воздействия на металл. Происходит снижение щелевой эрозии, характерной для ЦВД турбин влажного пара и вызванной протечками через разъемы диафрагм, обойм, корпусов и т.д.
Наряду с эрозионной опасностью в последние годы были отмечены не связанные с ней многочисленнее случаи повреждения лопаток турбинных ступеней, работающих в области перехода от перегретого к влажному пару.
Анализ ряда работ [47, 57, 169] позволяет сделать вывод о том, что причиной таких полЪмок является коррозионное растрескивание лопаток при. переменных напряжениях, вследствие чего существенно снижается конструктивный предел выносливости.
Коррозионное воздействие оказывается особенно сильным в области начальной конденсации, где образующиеся капли конденсата содержат высокий процент химически активных веществ. Вследствие турбулентного осаждения влаги на поверхности лопаток на них образуется пленка ’’коррозионного конденсата”.
В этом случае введение ОДА в пар может также привести к положительным эффектам за счет создания на поверхностях лопаток мономо- лекулярной несмачиваемой водой пленки ОДА, которая, во-первых, препятствует сепарации влаги на их поверхностях и, во-вторых, защищает металл от воздействия агрессивных веществ.
Использование ОДА позволяет также устранить вибрационно-опасные режимы, возникающие в зоне спонтанного в л аго образования, что подробно рассмотрено в § 3.4.
В общем случае использование различных добавок, в частности ОДА, в пароводяном контуре энергетических установок необходимо проводить с учетом их комплексного влияния на отдельные виды оборудования и технологический процесс в целом.
Наряду с проанализированными и доказанными положительными свойствами влияния ОДА на процессы гидродинамики, теплообмена, снижение интенсивности эрозионно-коррозионного износа конструкционных материалов в ходе лабораторных и промышленных исследований был выявлен и ряд специфических особенностей. Это в первую очередь относится к моющему эффекту, особенно интенсивно проявляющемуся в начальный период дозирования ОДА. Мобилизированные продукты коррозии и органические вещества могут при определенных условиях быть причиной ухудшения работы отдельных видов оборудования (например, парогенераторов, системы конденсатоочистки и т.д.). Имеется и ряд других проблем, связанных с проведением в этих условиях ряда измерений физико-химических величин.
В этой связи применительно к режиму работы теплоэнергетической установки в целом концентрация используемых добавок должна быть оптимизирована. Отработка и поиск оптимального режима дозирования ОДА были проведены совместно специалистами СССР и ГДР на IV блоке АЭС им. Бруно Лойшнера, ГДР.
По итогам длительных испытаний можно сделать следующие основные выводы. В начальный период дозирования ОДА установлен рост концентрации железоокисных примесей и масла в водах 2-го контура, вызванный отмывкой поверхностей от ранее имевшихся отложений. Использование пониженных концентраций ОДА (по сравнению, например, с оптимальными его концентрациями, необходимыми для интенсификации процессов тепломассообмена, улучшения гидродинамических характеристик парокапельных потоков, снижения интенсивности эрозионно-коррозионного износа материалов и т.д.) позволило избежать режима ’’залповой” отмывки и растянуть этот процесс во времени. Удаление примесей на установке блочной конденсатоочистки позво-
лило достаточно быстро снизить содержание примесей в питательной воде и выйти на стационарный режим.
После выхода на стационарный режим за счет снижения интенсивности эрозионно-коррозионного износа оборудования в присутствии в среде ОДА концентрация в питательной воде меди снизилась приблизительно на порядок, а концентрация цинка — в 3 раза по сравнению с исходными данными до начала дозирования.
Уровень концентрации масла в питательной воде снизился по сравнению с режимом без дозирования ОДА более чем в 5 раз.
В период дозирования ОДА скорость эрозии образцов из стали 20, установленных в байпасной линии за подогревателем высокого давления № 1 и находящихся в кавитационном потоке, уменьшилась приблизительно на 80 %. Аналогичные данные были получены для входных участков спиральных труб подогревателей высокого давления с помощью радиометрических и ультразвуковых измерений.
На основании станционных теплотехнических измерений с начала дозирования ОДА выявлена тенденция увеличения КПД блока приблизительно на 1 %. Зафиксировано изменение коэффициента распределения хлоридов между кипящей водой и ее насыщенным паром в парогенераторе — большая часть хлоридов переходит в присутствии ОДА в пар. Последнее обстоятельство является важным с точки зрения возможности предотвращения концентрирования хлоридов в котловой воде парогенераторов и снижения их интенсифицирующего воздействия на процесс коррозионного растрескивания теплообменных труб.
Ионообменные свойства смол конденсатоочистки в период дозирования ОДА практически не изменились. Число циклов регенерации вследствие увеличения перепада давления на фильтре незначительно увеличилось по сравнению с гидрозинным режимом. Из-за загрязнения смол конденсатоочистки мобилизированными продуктами коррозии и масла (особенно в начальный период дозирования ОДА) разделение смол в период регенерации было затруднено. В ходе испытаний разработана соответствующая технология, обеспечивающая работоспособность ионообменных смол и не усложняющая процесс регенерации.
Осмотр и анализ состояния оборудования в период планово-предупредительных ремонтов на испытуемом блоке показал, что при дозировании ОДА улучшились условия эксплуатации парогенераторов за счет снижения на 50—80 % удельной загрязненности трубчатки и существенного снижения концентрации хлоридов (более чем на порядок) на поверхностях теплообмена.
Поверхности оборудования 2-го контура защищены гидрофобной пленкой молекул ОДА, что предотвращает металл от коррозии не только в эксплуатационных, но и в стояночных режимах.
Ранее наиболее подверженные эрозионно-коррозионному износу элементы (перфорированные конусы на всасе питательных насосов, 172
регуляторы питателя уровня воды в парогенераторах, насосы, арматура) не имеют видимых следов повреждений.
В период эксплуатации блока с дозированием ОДА не зафиксировано отклонений от нормально-эксплуатационных режимов работы оборудования и всего блока в целом.
Таким образом, в ходе длительных промышленных испытаний доказано, что использование микродобавок ОДА в пароводяном контуре теплоэнергетических установок позволяет обеспечить условия их повышенной эксплуатационной надежности и экономичности (при исключении каких-либо отрицательных последствий на работоспособность оборудования).
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
Авксентюк Б.П., Месаркишвили З.С. Теплоотдача и критические тепловые потоки при кипении водных растворов полиэтиленоксида при пониженных давлениях в условиях естественной конвекции//ИФЖ. 1984. Т. 47. № 1. С 24-28.
2. Аванесов АМ., Аветисян И.А Влияние полимерных добавок на распространение звуковой волны в воде с пузырьками//Акустический журнал. 1976. И. 22. Вып. 5. С. 633-635.
Агеев В.А, Селезнев Л.И. Конденсация пара в потоке с поверхностно-активными веществами//Энергетика и транспорт. М.: Изд-во АН СССР. 1982. № 6. С. 136-140.
Аверин Е.К., Кружилин Г.Н. Влияние поверхностного натяжения и вязкости на условия теплообмена при кипении воды//Изв. АН СССР, ОТН. 1955. № 10. С. 131-137.
Предупреждение коррозии конденсатных систем с помощью пленкообразующих аминов/П.А. Акользин, Н.И. Королев, К.И. Лазарева//Теплоэнергетика. 1961. №3. С. 49-52.
Арефьева Е.И., Аладьев И.Т. О влиянии смачиваемости на теплообмен при кипении //ИФЖ. 1958. Т. 1, № 7. С 18-23.
Арефьева Е.И. Исследование процесса парообразования и выявление влияния ПАВ на его интенсивность: Автореф. дис. на соиск. уч. степ. кацд. техн. наук. М., 1953.
Ашев П. Экспериментальное исследование поведения октадециламина в водном теплоносителе энергетических установок: Автореф. дис. на соиск. уч. степ. канд. техн. наук. М., 1979.
Ориентационные эффекты при распаде струи и нитей разбавленных растворов полимеров/А.В. Базилевский, СИ. Воронков, В.М. Ентов, А.Н. Рожков// ДАН СССР. Техническая физика. 1981. Г 257. № 2. С. 336-339.
Об одном возможном механизме влияния малых добавок высокомолекулярных .соединений на турбулентность/Т.И. Баренблатт, И.Г. Булина, Я.Б. Зельдович и др.//ПМТФ. 1965. № 5. С. 147-148.
Богачев И.А, Минц Р.Н. Повышение кавитационно-эрозионной стойкости деталей машин. М.: Машиностроение, 1964.
Богданов В.Ф., Гофман И.Н., Федоренко М.Н. Применение октадециламина для защиты конденсатных трактов//Энергетик. 1977. № 11. С. 25-26.
Бородин В.А, Дитятии Ю.Ф., Ягодкин В.И. О дроблении сферической капли в газовом потоке// Журнал прикладной механики и технической физики. 1962. №1.С 85-92.
Буевич Ю.А, Рабинович Л.М. Гидродинамика и массообмен в жидкой пленке в присутствии нерастворимых поверхностно-активных или инактивных ве- ществ//ИФЖ. 1979. Т. 36, № 1. С 33-41.
Буров АН. Численное исследование турбулентных течений с малыми добавками полимеров в плоском канале//Численные методы механики сплошнбй среды. Новосибирск, 1982. № 6. С 14-24.
16. Бухман С.В. Экспериментальное исследование распада капель//Вестник АН Казахской ССР. 1954. № 11. С. 80-87.
Васецкая Н.Г., Иоселевич В.А. О построении полуэмпирической теории турбулентности слабых растворов полимеров//Механика жидкости и газа. 1970, №2. С. 136-145.
Вирк П.С. Предельная асимптота и структура среднего течения в явлении Томса/Д1рикладная механика. 1970. С. 238.
Власов П.Ф., Роминова Т.М., Шихер А.Г. Способ получения устойчивой капельной конденсации//Вопросы теплообмена в промышленных установках. Иваново, 1971. С. 3-8.
Распространение ударных волн в смеси жидкости с пузырьками газа при малых добавках полимеров/Б.Е. Гельфанд, С.А. Губин, С.М. Симаков и др.// ИФЖ. 1976. Г 31. № 6. С. 1080-1083.
Георгиев К.Г. Исследование вихревых и сопловых течений влажного пара капельной структуры: Автореф. дис. на соиск. уч. степ. канд. техн. наук. М., 1978.
Головин А.М. К теории колебаний и дробления капли в газовом потоке при наличии вихревого движения внутри капли//Изв. АН СССР. Сер. геофизич. 1964. №7. С. 1084 1092.
Гоиор А.Л., Ривкинер В.Я. Динамика капли. Итоги науки и техники//Меха- ника жидкости и газа. М.: ВИНИТИ. 1982. Т. 17. С. 86-101.
Городцов В.А. Логарифмические сопротивления турбулентного трения для взякой жидкости и полимерных расгворов//ИФЖ. 1975. Т. 29, № 5. С- 910-915.
Некоторые особенности влияния полимерных добавок на пристеночную турбулентность/Е.М. Грешилов, А.В. Евтушенко, Л.М. Лямшев, Н.Л. Широкова// ИФЖ. 1973. Т. 25, № 6. С. 999-1005.
Влияние присадок ОДА на структурные и энергетические характеристики двухфазных потоков/М.Е. Дейч, А.В. Курников, А.А. Тищенко, В.М. Леонов// Теплоэнергетика 1986. № 9. С. 14-18.
Влияние добавок поверхностно-активных веществ на характеристики решеток влажнопаровых турбин/М.Е. Дейч, Л.И. Селезнев, А.В. Куршаков и др.//Тр. МЭИ. 1983. №20. С. 7-12.
Денч М.Е., Флиппов Г.А. Газодинамика двухфазных сред. М.: Энергоиздат, 1981.
Дерендовский А.Ф. Исследование эрозии с целью разработки методов борьбы с износом от кавитации”. Автореф. дис. на соиск. уч. степ. канд. техн. наук. Одесса, 1975.
Дильман В.В., Рабинович ЯМ. Модель гидродинамики и массообмена в стекающей пленке жидкости в условиях поверхностной конвекции при наличии растворимых ПАВ//Теоретические основы химической технологии. 1979. Т. 13. №1. С 54-57.
Дуиский В.Ф., Никитин Н.В., Шульгинова Г.А. Распыление вращающимся диском жидкостей, плохо смачивающих его поверхность//ИФЖ. 1985. Т. 28, №1. С. 103-107.
Задумкин С.Н. К теории поверхностного натяжения металлов//ЖТФ. 195 3. Т. 28. Вып. 4. С. 1004-1007.
Иванов Е.Н. Применение пленкообразующих ингибиторов для предотвращения коррозии металла паровых теплосетей’.: Автореф. дис. на соиск. уч. степ, канд. техн. наук. М., 1968.
Иванюта Ю.Ф., Чекалова Л.А. Исследование профиля скоростей турбулентных течений слабых растворов полимеров в трубе//ИФЖ. 1974. Т. 26, № 5.С. 1104— 1107.
Иванюта Ю.Ф., Чекалова Л.А. Сопротивление трения турбулентного течения раствора полимера в трубе большого диаметра//ИФЖ. 1976. Т. 31. № 3. С. 493.
Иванюта Ю.Ф., Чекалова Л.А. Турбулентные течения растворов полиокса в трубе с большой шероховатостью поверхности//ИФЖ. 1976. Т. 31, № 2. С. 214- 216.
Исследование влияния ПАВ на расходные и кавитационно-эрозионные характеристики арматуры/Б.Я. Ивницкий, Е.Г. Васильченко, Э.Е. Благов, М.М. Лойко//Электрические станции. 1981. № 11. С 22-24,
Иоселевич В .А., Пелипенко В.Н. Конвективный теплообмен в турбулентных потоках жидкостей с полимерными добавками//Теплообмен. М.: ИТМО АН БССР. Вып.5. 1976. С. 207-209.
Исследование капельной конденсации, вызываемой инжекцией гидрофоби- затора в контур установки/В.П. Рсаченко, А.П. Солодов, Е.В. Якушева, СА. Сотс- ков//Тр. МЭИ. 1978. Вып. 354. С. 25-27.
Исаченко В.П., Солодов А.П., Мальцев А.П. Теплообмен при капельной конденсации, взываемой инжекцией гидрофобизатора в пар//Теплоэнергетика. 1976- №12. С. 82-85.
Исаченко В.П. Теплоотдача при конденсации. М.: Энергия, 1977.
Исаченко В.П., Солодов А.П., Якушева Е.В. Теплообмен при конденсации водяного пара, содержащего добавки октадсциламина, на вертикальной пласти- не//Теплоэнергетика. 1983. №9. С. 47-50.
Исаченко В.П., Сотсков С.А., Солодов А.П. Теплообмен при конденсации водяного пара, содержащего добавки октадециламина, на горизонтальной трубе// Теплоэнергетика. 1983. № 10. С. 52-55.
Кадыков И.Ф., Лямшев Л.М. О влиянии полимерных добавок на флуктуации давления в пограничном слое//Акустический журнал. 1970. Т. 16. Вып. 1. С 102-107.
Кирейко Г.В., Пилипенко ВЛ. О сопротивлении пластины в однородном потоке слабого полимерного раствора//ИФЖ. 1981. Т. 10. № 5. С. 819-826.
Кобец Г.Ф., Молохов А.П. Влияние физических параметров растворов полимеров на снижение сопротивления в турбулентном потоке//ИФЖ. 1973. Т. 25, №6. С. 1039-1044.
Костюк А.Г., Трояновский Б.М., Трухний А.Д. Надежность паровых турбин//Теплоэнергетика. 1981. № 9. С. 7-12.
Кот А.А.,, Деева З.В. Водно-химический режим мощных энергоблоков ТЭС. М.: Энергия, 1978
Кузьма-Китча Ю.А. Шанин В.К. Исследование теплоотдачи при кипении воды с добавками ПАВ в широком диапазоне давлений//Теплоэнергетика. 1982. №2. С. 60-61.
Кукушкин А.Н. Исследование нестационарных течений конденсирующегося и влажного пара: Автореф. дис. на соиск. уч. степ. канд. техн. наук. М. 1976.
Кукушкин АЛ., Шалобасов ИЛ. Снижение кавитационной эрозии металлов с помощью добавок ПАВ//Энергомашиностроение. 1983. № 6. С. 21-24.
Кукушкин АЛ. Влияние микродобавок октадециламина на дисперсную структуру двухфазных потоков//Энергомашиностроение. 1988. № 1.
Левицкий СП. Влияние пленки нерастворимого ПАВ на динамику радиальных колебаний газового пузырька//ИФЖ. 1977. Т- 33. №4. С. 748-751.
Левич В.Г. Физико-химическая гидродинамика. М.: Физматгиз, 1959.
Лышевский А.С. Закономерности дробления жидкостей механическими форсунками давления. Новочеркасск: Изд-во НПИ, 1961.
Мальцев АЛ. Исследование теплообмена при капельной конденсации водяного пара и условий ее получения: Автореф. дис. на соиск. уч. степ. канд. техн, наук-М., 1976.
Мартынова О.И. Влияние водно-химических режимов энергоблоков ТЭС и АЭС на надежность работы паровых турбин//Энергохозяйство на рубежом. 1979. №1. С. 71-73.
Мартынова О.И., Исаченко В.П., Солодов А.П. Методы гидрофобизации поверхности теплообмена для получения капельной конденсации пара//Тепло- обмен и гидравлическое сопротивление. Тр. МЭИ. 1965. Вып. 63. С. 107-115-
Минухин Л.Н. Осуществление капельного режима конденсации в промышленных условиях//Теплоэнергетика. 1971. №2. С. 19—21.
Михеев М.А., Михеева И.М. Основы теплопередачи. М.: Энергия, 1977.
Омарбеков Т.О. Интенсификация теплообмена при конденсации водяного пара путем инжекции гидрофобизирующих добавок: Автореф. дис. на соиск. уч. степ. канд. техн. наук. М., 1984.
Пащенко А.И., Воронков М.Г., Михайленко ЛА. Гидрофобизация. Киев: Паукова думка, 1973.
Перепелица Б.В. Исследование гидродинамики и теплообмена при турбулентном течении воды, содержащей высокомолекулярные полимеры: Автореф. дис. на соиск. уч. степ, канд техн. наук. Новосибирск: СО АН СССР, 1971.
Пилипенко В.Н. Итоги науки и техники. Серия механика жидкости и газа. М.: ВИНИТИ. 1980. Т. 15. С 71-74.
Пилипенко В.Н., Михайлер А.Г. Механизм снижения сопротивления и теп- ломассоперенос в турбулентных потоках с добавками различной природы//Теп- ломассообмен-VI. Минск: ИТМО АН БССР. 1980. Т. 6.4.2. С. 89-94.
Влияние поверхностно-активного вещества ОДА на щелевую эрозию ме- таллов/О.А. Поваров, Е-Г. Васильченко, Б.Я. Ивницкий, И.А. Шалобасов//Тепло- энергетика. 1982. № 11. С. 48-49.
Поваров О.А., Томаров Г.В. Эрозионно-коррозионный износ металла паровых турбин//Теплоэнергетика. 1985. №9. С. 39-43.
Повх И.Л., Ступин А.Б., Бояркина Г.Г. Исследование гидродинамического сопротивления водных растворов полимеров и ПАВ в шероховатых трубах// ИФЖ. 1979. Т. 36, № 1. С. 105-109.
Повх И.Л., Ступин А.Б. Двуслойная модель пристеночной турбулентности в слабых растворах полимеров//Бионика. Киев: Наукова думка. 1975. Вып. 9. С 63-74.
Снижение гидродинамического сопротивления добавками ПАВ/И Л. Повх, А.Б. Ступин, В.М. Добрыченко, С.Н. Максютенко//ИФЖ. 1974. Т. 37, № 4. С. 682- 686.
. Повх ИЛ, Ступин А.Б., Максютенко С.Н. и др. Особенности турбулентных течений растворов мицеллообразующих ПАВ//Механика турбулентных потоков. М.: Наука. 1980. С. 44-69.
Повх И.Л., Ступин А.Б. Снижение гидродинамического сопротивления добав- ками//Физическая гидродинамика. Киев. Донецк: Вища школа. 1977. С. 71-132.
Повх И.Л., Ступин А.Б. Турбулентное Течение и теплообмен. Минск- ИТМО АН БССР. 1980. Т. 6.4.2. С. 95-103.
Турбулентный теплообмен в слабых растворах полимеров и поверхностноактивных веществ/ Повх И.Л., Ступин А.Б., Максютенко С.Н.//Тепломассообмен-У Минск: ИТМО АН БССР. 1976. Т. 7. С. 284-292.
Подсушный А.М., Стаценко В.Н., Якубовский Ю.В. Влияние добавок ПАВ на изменение теплоотдачи в судовых горизонтальнотрубных испарителях//Судо- вые энергетические установки. Владивосток: ДВГУ. 1980. С. 65 -72.
Влияние добавок полимера на крупномасштабную структуру поля скорости в пристеночной области/Б.И. Пурис, Э.П. Помсакий, В.В. Галуц, В.Е. Аеров// ИФЖ. 1981. Т. 11, № 4. С. 645 -650.
Ребиндер П.А. Физико-химическая механика дисперсных систем. М.: Наука, 1966.
Салимова С.Н. Исследование гидрофобизирующих свойств ПАВ и их влияние на коррозию стали: Автореф. дис. ... канд. техн. наук. М., 1970.
Промышленные испытания влияния добавок ПАВ на экономичность турбин К-220-44/Г.А. Салтанов, А.Н. Кукушкин, О.И. Назаров и др.//Тр. ЦКТИ. 1984. Вып. 214. С. 10-12.
Влияние ПАВ на теплоотдачу при кипении в большом объеме/Г.А. Салтанов, А.Н. Кукушкин, В.К. Шанин и др.//Тр. VII Всесоюзной конференции по тепломассообмену. Минск: ИТМО АН БССР, 1984. 177
Салтанов Г.А. Неравновесные и нестационарные процессы в газодинамике. М.: Наука, 1979.
Салтанов Г.А. Сверхзвуковые двухфазные течения. Минск: Вища школа, 1972.
Тпплоотдача и парообразование при кипении раствора ПАВ в парогенерирующих установках/Г.А. Салтанов, В.Н. Стаценко, В.А. Таратура, Ю.В. Якубов- СКИЙ//ИФЖ. 1982. Т. 12, № 5. С. 720-724.
Салтанов Г .А., Чирихин А.В. Гетерогенная конденсация в высокоскоростных двухфазных потоках. М.: Изд-во АН СССР, Механика жидкости и газа. 1974. №4. С. 71-75.
Спринжер Дж. Эрозия под воздействием жидкости. М.: Машиностроение, 1981.
Ступин А.Б., Асланов П.В. Турбулентная структура течений со снижающими трение добавками//ИФЖ. 1981. Т. 11, № 5. С. 809-814.
Пристеночное турбулентное течение жидкости с добавками ПАВ/А.Б. Ступин, С.Н. Максютенко, П.В. Асланов н др.//Физическая гидродинамика. Киев, Донецк: Вища школа, 1977. С. 19-24.
Уайт В.Д., Мак Элигот Д.М. Переход к турбулентности в разбавленном водном растворе смеси полимера//Тр. Американского общества инженеров-механиков. 1970. Т. 92, № 3. С. 1001-1005.
Файнерман В.Б. Кинетика адсорбции ПАВ из растворов и ее роль в процессах распыливания жидкости и пылеулавливания: Автореф. дис на соиск. уч. степ. канд. техн. наук. Донецк, 1976.
Файнерман В.Б., Сапиро В.С. Диспергирование водных растворов ПАВ пневмофорсунками//Коллоцдный журнал. 1973. Т. 25. Вып. 2. С 392-395.
Филиппов Г.П., Салтанов Г.А. Неадиабатические и двухфазные течения сжимаемых сред. М.: МЭИ. Ч. 1, 1977. Ч. 2. 1978.
Исследование влияния гидрофобных присадок на работу ступеней влажнопаровых турбин/Г.А. Филиппов, О.А. Поваров, Е.Г. Васильченко Е.Г. и др.// Теплоэнергетика. 1979. № 6. С. 33-35.
Исследование влияния гидрофобных присадок на статистические характеристики волновой поверхности пленки/Г.А. Филиппов, О.А. Поваров, Л.А. Игнатьевская и др.//Теплофизика высоких температур. 1980. № 5. С 71—77.
Филиппов Г.А., Поваров О.А., Пряхин В.В. Исследование и расчеты турбин влажного пара. М.: Энергия, 1973.
Филиппов Г.А., Салтанов ГЛ., Георгиев К.Г. Исследование влияния дисперсности, концентрации капель и их дробления на энергетические и расходные характеристики парокапельных потоков//ИФЖ. 1978. Т. 35, № 6. С. 1059-1065.
Повышение надежности н экономичности пароводяного энергетического оборудования путем дозирования ПАВ/Г.А. Филиппов, Г.А. Салтанов, А.Н. Кукушкин и др.//Теплоэнергетика. 1982. № 9. С. 20-24.
Фукс СЛ. Теплоотдача при конденсации движущегося пара в горизонтальном трубном пучке//Теплоэнергетика. 1957. № 1. С. 35-38. '
Хабахнашева Е.М., Перепелица Б.В. Об особенностях пристенной турбулентности в потоках воды с высокомолекулярными добавками//ИФЖ. 1970. Т. 18, № 6. С. 1094-1097.
Хабахнашева Е.М., Перепелица Б.В. Турбулентный теплообмен в слабых растворах полимеров//Тепло- и массообмен. Минск: ИТМО АН БССР. 1972. № 2. С. 54-55.
Хассид. Модель напряжения Рейнольдса для течений с полимерными добавками, снижающими сопротивление//Теоретические основы инженерных расчетов. 1979. № 2. С. 78-86.
Хассид, Порех. Модель турбулентного течения с полимерными добавками// Теоретические основы инженерных расчетов. 1978. Т. 100, № 1. С- 232-239.
Хойт Д.У. Влияние добавок на сопротивление трения в жидкости//Теоре- тические основы инженерных расчетов. 1971. № 2. С. 1 -31.
Чащин И.П., Пьянков А.Г. Исследование влияния органических добавок на гидравлические сопротивления и теплообмен в потоке//ИФЖ. 1973. Т. 25. № 6. С 1101-1106.
Исследование влияния некоторых органических добавок на теплообмен при кипении/И.П. Чащин, Л.Ф. Шигина, Л.С Шваб, А.Д. Соболь//Теплоэнергетика. 1975.№8. С. 41-47.
105-Чемпик Э. Комплексное исследование влияния ПАВ на энергетические и структурные характеристики влажнопаровых потоков турбин и поведения основного оборудования пароводяных контуров: Автореф. дис. на соиск. уч. степ, канд. техн. наук. М., 1980.
Чирихин А.В. Нестационарная конденсация азота в сверхзвуковом сопле// Ученые записки ЦАГИ. 1980. Т. 11. № 5. С. 53—60.
Исследование влияния ПАВ различных типов на щелевую эрозию метал- лов/И.А. Шалобасов, А.Н. Кукушкин, В.А. Михайлов и др.//Трение и износ. 1984. Т. 5, №5. С. 853-858.'
Шаповал И.Ф., Шальнев К.К. Исследование кавитации и эрозии в водных растворах полиакриламида//Доклады АН СССР. 1977. Т. 237. № 3. С. 537—540.
Щекин И.Е. О влиянии ПАВ на движение пузырька вблизи стенки//ИФЖ. 1978. Т. 24, №1. С. 84-88.
Эндо К. Исследование кавитационной эрозии//Нихон Кикай. 1968. Т. 34, " №267. С. 1831-1838.
о 111. Ян И.М., Мак Дж.Р. Кинетика в большом объеме слабых растворов ПАВ// Теплопередача. 1983. № 7. С, 160-162.
0 влиянии поверхностно-активных веществ на процесс образования на- кипи/А.К. Янатьева, К.А. Клевайчук, В.Т. Орлова и др.//Журнал прикладной химии. 1976. № 9. С 1911-1914.
Anon. The influence of dissolved substances and state of the heated surface on the mechanism of boiling//The Brown Boveri Review. 1962. Vol. 49. P. 519—536.
Arakeri V.H. A note on the transition observations on an axisymmetric body and some related fluctuating wall pressure measurements//Joumal of Fluid Engng. Trans. 1975. March. ASME. N 97. P. 82-86.
Ashwarth V., Procter R.P.M. Cavitation damage in dilute polymer solutions// Nature. 1975. November 6. Vol. 258. P. 64-66.
Baker C.B., Holl J. W., Arndt R.E.A. Influence of gas content and polyethylene oxide additive upon confined jet cavitation in water//ASME Cavitation and Polyphase Flow Forum, New York ASME. 1978. P. 6-8.
Belokov V.S., Kashnikov V.N. Polymer additives and turbulent friction near rough surface//Nature Physical Science. 1971. Vol. 229. P. 55.
Bowden F.P., Brunton J.H. The deformation on solids by liquid impact at supersonic speeds//Proc, of the Royal Society. Vol. 263.1969. P. 433—450.
Bromley L., Porter J., Read S. Promotion of drop-of-drop condensation of steam from sea water on vertical cupper tube//J. AIChE. 1968. Vol. 14. N 2. P. 245— 250.
Bozon P. Опыт с дозированием октадециламина в питательную воду// Energetika. 1968. N 12. S. 559-560.
Сегто R., Whitaker S. The effect of surfactants on the hydrodynamic development of thin liquid films//J. of Colloid and Interface Science. 1971. Vol. 37. N 1. P. 42-46.
Chakine G.L., Morine A.K. The influence of polymer additives on the collapse of bubble between two solid walls//Cavitation and Polyphase Flow Forum. 1980. P. 7—8.
Darner C.L. Sonic cavitation in water//NRL Report 7131, Naval Research Laboratory. 1970. July. P. 147.
Defley J., Hommelen J. Colloid Sci. 1959. Vot 14. P. 411.
Zum Einfluj3 von Octadecylamine auf Warme Ubergang beim Blausensieden von Wasser-Versuch einer Deutung/M. E/3er, A. Schumichen, E. Czempik, K. Schind- ler//Energotechnick. 1984. Marz, 34ys.Heft 3. S. 109-110.
Edge R., Grant C. The-motion of drops in water contaminated with a surface active agents//Chem. Eng. Sci. 1972. Vol. 27. P. 1709-1721.
EUis A.T., Waugh J.G., Ting R.Y. Cavitaion suppression and stress effects in high-speed flow of water with dilute Macromolecule additive^//Journal of Basic Engineering, Trans. ASME, ser. D. 1970. Vol. 92, N 3. P. 405-410.
Engel O.G. Mechanism of rain erosion. WADC. Tech. Report 53-192. 1953. P. 158.
Firmenschrift Armour Hess Chemicals Ltd. England Kornosionsinhibitoren fiir Hochdruckdampfkessel//Systeme und industriell Kuhlwasseraulagen. 1960. S. 134.
Forester R.H., Larson R.E., Haylen K.J. Hydronautics, Entineering Notes. 1969. VoL 3, NLP. 41-46,
Frisk D.P., Davis E.J. The enhancement of heat transfer by waves in stratified gas-liquid flow//Int. J. Heat Mass Transfer. 1976. Vol. 15. P. 1537-1552.
Fritz W. Berechming des Maximalvolumens von Dampfblusen//Phys. Zcitschrift. 1935. Bd. 36. S. 379.
Fyall A.A. Single impact studies of rain erosion//Shell Aviation News. 1969. VoL 374. P. 107.
Giles W.B. Similarity lows of friction - reduced flows//Journal of Hydronautics. 1968. Vol. 2. P. 34.
Gordon G.D. Mechanism and speed of break-up of drops//The Journal of Ap- pHed Physics. 1959. Vol. 30. N 11. P. 1759—1791.
Hauffe K., Morison S. Adsorption. Eine Emfiihrung in die Probleme det Adsorption, Berlin, New York. 1974. S. 285.
Hobbs J.M. Phys. Trans. Roy. Soc. 1966.260A, 267.
Hoerr C.W., Corcle M.R., Ralston A.W. Ionisation constants of primary and symmetrical secondary amines in aqueous solution//Journal of"Amer. Chern. Soc 1943 Vol.65,N3. P. 328-329.
Hoyt J.W. Effect of polymer additives on jet cavitation//16th American Towing Tank Conference^San Paulo, Brazil. 1971. P. 231-242
Hoyt J.W. Fluid Engng. 1976. V. 98, N 1.
Hoyt J.W., Taylor P. Soc. of Rheology. 1980. N 2. P. 71-77.
Hoff G., Laugbein G., Rieger H. American Society for Testing and Materials, Philadelphia, Pensylvania, ASMT STP. 1967. Vol. 408. P. 42.
Insinger F., Bliss H. Trans. Am. Inst. Chern. Engng. 1940. Vol. 3. P. 6-12.
Jakob M., Linke N. Phys. Ztschr. 1935. N 8. S. 71,-75.
Jobert P., Leblond J. Effects of surface active agents on the hydrodynamic development in a liquid jet//Joumal of Colloid and Interface Science. 1979 Vol 68 N3.P. 478-485.
Kahler H.L., Brown J.K. Combustion. 1954. VoL 25, N 1. P. 21-24.
Kawasaki K., Kodota T. Activity of sorbed water and wettability surface science. 1975. Vol. 55. P. 294-296;
Kawase J., Ulbrecht J. Turbulent heat mass transfer in dilute polymer solutions// Chem. Eng. Sci. 1982. Vol. 37,N7.P. 112-115.
Killen J.M., Almo J. Fluid Eng. 1981. Vol. 74. N 2. P. 41-46.
Kim S., Tagori T. Drag measurements on flate plats with uniform injection of polymer solutions//Proc. Amer. Meeting JSME. 1969. P. 82- 85.
Kotchaphaudee P., Williams M. Enchancement nucleate pool boiling with polymeric additives//Int. J. Heat Mass Transfer. 1970. N 13. P. 835-848.
Kuba V., Prochazko Z. 25 I^rfahrung neit Dosierung von Octadecylamine zum Schutz von Kondensatnetzen under CSSR. Vortag auf der 30 Jahrestagung ’’Kraftwerk- chemie”. Neubrandenburk, 1978.
Kukushkin АЛ., Shalobasov LA. Use of SAA to reduce erosion of power equipment//Proc. 6th Ing. Conf, on Erosion by Liquid and Solid Impact, Cambridge, U.K. 1983. P. 13-1^-13-6.
Lauge H.J. Colloid Sci. 1965. Vol. 20. N 50. P. 75.
Leith W.C., Me Ceig J.W. Intensity of cavitation attack related to fluid proper- ties//Report on the Symp. on Testing Techniques in Ship Cavitation Research. 31 May t- 2 June 1967. P. 142-147.
Levy J., Davis S. Drag measurements on a thin plate in dibute polymer solutions// Int. Ship-Building Progress. 1967. N 14. P. 166.
Littlwood J.,Rideal E.K. Trans. Faraday Soc. 1956. Vol. 52. P. 1593.
Lumbley J.L. J. Polymer Sci//Macromol. Rev. 1973. N 7. P. 263.
Mecaust L., Moliner J., Agolino H. Effects ofsurfactants on mass transfer outride drops//Chem. Eng. Science. 1978. Vol. 33. P. 821—829.
Metzner A.B., Park M.G. Turbulent flow characteristics of viscoelastic fluids// Journal of Fluid Mechanics. 1964. Vol. 20. P. 291.
Nowothny, Haus. Werkstaffzersforung dutch Kavitation//Zeit. Ver. Deut. Ing. Berlin. 1942. S. 142.
Vergleich einiger Wasserregime an Secundarkreislauf des WWER-2//Energietech- nik. 1976. N 8. S. 346-349.
Papaioannou A.T., Konmoutsos N.A. The effect of polymer additives on nucleate boiling//7th Ing. Heat Transfer Conference, 1982. VoL 4. P. 67 —72.
Paul D. Journal of Rheology. 1983. Vol. 27. P. 1107.
Plesset M.S. Trans. Amer. Soc. Meeh. Engrs//Journ. Basic Engng. 1970. Vol. 92. P. 87.
Ralston A.W., Hoerr C.W., Dubrow P.L. Solubilities of high molecular weight aliphatic amines and their salts//Journal Amer. Chern. Soc. 1942. Vol. 64. P. 1516.
Rieger H. Proc. Int. Cong. Rain Erosion, 2nd, Famborough UK. 1967. P. 783- 822-
Rouse P.E. Theory of linear viscoelastic property of dilute//!. Chern. Phys. 1953. Vol. 21. P. 1272-1280.
Rust T.M., Selth B.B., Warner R.E. Operating experience of titanium steam turbineblades//Proc. Amer. Power.Conf. 1978.Vol.40. P. 479—489.
Savins J.G. Drag reduction characteristics of solutions of macromolecules in turbelent pipef low//Soc. of Petroleum Eng. Journal. 1964. Vol. 4. P. 203.
Schuck J J. Corrosion inhibitors for steam condensate systems//Mater. Protection. 1973. V. 12, N 10. P. 27-34.
Screven L., Sterling C. The Marangoni effects//Nature. 1960. Vol. 187. P. 186.
Simpkins P.G. On the distortion ana breakup of suddenly accelerated droplets. AIAA Paper N 71-325,12th AIAA Conference, 1971.
Spikes N.A., Cameron A. A comparison of adsorption and boundary libricant foibere//Proc. Roy Soc. London. 1947. Vol. A336. P. 404.
Whitucer. S. Effect of surface active agents on the stubility of falling liquid films. 1. & Fundamentals. 1964. Vol. 3, N 2. P. 132-142.
Stroebe G., Baker E., Badger W. Trans. Amer. Inst. Chern. Eng. 1959. Vol. 35. P. 1217-1224.
Tomita J. A study of viscoelastic fluid flow//Bulletin of ISMW. 1966. Vol. 9. P. 730.
Toms BA. Proc. Int. Congress on Rheal. 1949. North Holland Publishing Co., Amsterdam. P. 135.
Van der Meulfen JJLJ. Cavitation suppression by polymer injection. Cavitation and Polyphase Flow Forum, ASME. 1973. P. 48—50.
Van der Meulen J.H.J. Holographic study of polymer effect on cavitation. Cavitation and Polyphase Flow Forum; ASME. 1976. P. 4-5.
* 181. Van Stralen S.J.D. Heat transfer to boiling binary liquid mixtures. St. 1,2// British Chem. Eng. 1959. P. 8-17.78-82.
СЬеш.^Ж^ ^ “ ^ “^ “^ "^^
Virk P.S. Drag reduction in raugh pipes//J. Fluid Meeh. 1971 Vol 45 P 225 „Лп^Т8 Phenomen: turbulent pipe flow of dilute polymer solu
tions//!. Fluid Meeh. 1967. Vol. 30. P. 305.
Ward A.F., Tordai L. J. Chem. Phys. 1946. Vol. 14. P. 45 3.
Wilcos. J. Appl. Polymer Sci. 1961. V. 5, N 13. P. 812-82L
Wilson R.W., Graham P. Proc. Conf, on Libric and Wear Inst. Meeh Eng 1957 P. 44-49."
Zakin J.L., Porch M., Brosh A. Exploratory study of friction reduction in slurry flow//Chem.'Erig.Prsp.Symp.Ser.67.1971.N 111.P. 85 -89.
Научное издание
Филиппов Геннадий Алексеевич
Салтанов Геннадий Александрович
Кукушкин Александр Николаевич
ГИДРОДИНАМИКА И ТЕПЛОМАССООБМЕН
В ПРИСУТСТВИИ ПОВЕРХНОСТНО-АКТИВНЫХ ВЕЩЕСТВ
Редактор Б.Я. Ивницкий
Редактор издательства Т.Н. Мушинска
Художественные редакторы В.А. Гозак-Хозак, Т.Н. Хромова
Технический редактор Г-Н. Лядухина
Корректор С.В. Малышева
ИБ № 755
Набор выполнен в издательстве. Подписано в печать с оригинала-макета 07.09.88. Т-15887. Формат 60 х 88 1/16- Бумага офсетная № 2- Печать офсетная. Усл. печл. 11,27. Усл.кр.-отт. 11,27. Уч.-изд.л. 12,65. Тираж 2375 экз. Заказ 6507. Цена 2 р. 90 к.
Энергоатомиздат, 113114, Москва, М-114, Шлюзовая наб., 10.
Отпечатано в ордена Октябрьской Революции н ордена Трудового Красного Знамени МПО "Первая Образцовая типография имени А.А. Жданова” Союзполиграф- прома при Госкомиздате СССР. 113054, Москва, М-54, Валовая, 28.
УДК 621.1.016
Филиппов Г .А., Салтанов Г.А., Кукушкин А.Н. Гидродинамика и тепломассообмен в присутствии поверхностно-активных веществ. — М.: Энергоатомиздат, 1988. —184 с.: ил. — ISBN 5-283-00007-9.
Освещены проблемы гидродинамики и тепломассообмена однофазных и двухфазных сред при появлении ряда новых эффектов, обусловленных введением малых добавок поверхностно-активных веществ, и базирующиеся на этих эффектах способы: управления гидродинамическими, тепломассообменными характеристиками, снижения интенсивности эрозионного износа, подавления коррозий и т.д.
Рассмотрены пути и эффективность использования ПАВ пля повышения надежности и экономичности работы оборудования как в традиционной тепловой, так и в атомной энергетике. 1
Для научных работников, занимающихся исследованиями, проектированием и модернизацией энергетического оборудования.
Табл. 9. Ил. 142. Библиогр.: 188назв.
Рецензент М.Е. Дейч
2303010000-421
Ф61-88
051 (01)-88
© Энергоатомиздат, 1988© Энергоатомиздат, 1988ISBN 5-283-00007-9
© Энергоатомиздат, 1988
© Энергоатомиздат, 1988
Этот электронный документ предназначен только для частного использования в образовательных целях.
Любая форма продажи и перепродажи этого электронногодокумента запрещена!
Переведён в формат DejaVue (.djvu) и снабжён гиперссылками by SPA. Если у Вас есть замечания и предложения, касающиеся этого документа, прошу обращаться на e-mail vniiam@inbox.ru.
Май, 2004 год.
ПЕРЕЙТИ К ОГЛАВЛЕНИЮ
Ге
идродинамика и тепломассообмен
в присутствии ПАВ
А
1
ГА. ФИЛИППОВ
ГА. САЛТАНОВ
АН. КУКУШКИН
Гидродинамика и тепломассообмен
в присутствии поверхностноактивных веществ
МОСКВА ЭНЕРГОАТОМИЗДАТ 1988
ОГЛАВЛЕНИЕ
Предисловие 4
Глава первая. Свойства поверхностно-активных веществ 7
Основные эффекты различных ПАВ 7
Физико-химические свойства пленкообразующих аминов 11
Глава вторая. Гцдродинамика однофазных сред с добавками ПАВ и полимеров 18
. 2.1. Гидродинамическое сопротивление в потоках жидкости с ПАВ 18
Влияние ПАВ на структуру турбулентных потоков 32
Физические модели и методы расчета турбулентных течений с ПАВ 39
Глава третья. Гидродинамика двухфазных сред, содержащих ПАВ и полимеры 44
Влияние ПАВ на движение и распад капель и пузырей 44
Гидродинамика и массообмен жидких пленок с ПАВ 60
Движение и распад струй жидкости, содержащей ПАВ и полимеры ... 69
Высокоскоростные двухфазные течения с ПАВ и полимерами 76
Глава четвертая. Влияние ПАВ на эрозию материалов 94
Кавитационная эрозия и способы ее снижения. Гидродинамика кавитирующих потоков с ПАВ 94
Эрозия металлов при воздействии капель и струй жидкости с ПАВ ИЗ
Эрозионно-коррозионный износ металлов в парокапельных потоках, содержащих ПАВ118
Глава пятая. Влияние ПАВ на тепломассообмен121
Теплообмен в однофазных средах 121
Кипение жидкостей, содержащих ПАВ ....128
Теплообмен при конденсации пара с ПАВ143
Глава шестая. Влияние ПАВ на эффективность работы теплоэнергетического оборудования«. . 157
Применение пленкообразующих аминов для защиты оборудования от коррозии 157
Исследования характеристик оборудования пароводяного контура при добавках ОДА160
Эффективность работы турбин влажного пара, содержащего ОДА . . . 164
Список литературы 172