Содержание к диссертации
Введение
Глава 1. Состояние вопроса и постановка задачи исследования 9
Глава 2. Расчетно-теоретическое исследование процессов 24
2.1 Температурный режим дистилляции 26
2.2 Выбор рабочего вещества теплового насоса 27
2.3 Тепловые процессы теплонасосного опреснителя 28
2.4 Процессы теплоотдачи в аппаратах 37
2.5 Параметры компрессора 54
Выводы по главе 2 55
Глава 3. Экспериментальное исследование процессов теплонасосного опреснителя 57
3.1 Экспериментальное исследование теплоотдачи при кипении R123 в большом объеме в условиях свободной конвекции 57
3.1.1 Описание экспериментального стенда 58
3.1.2 Программа и методика проведения исследования 62
3.1.3 Обработка результатов исследования 65
3.1.4 Расчет максимальной относительной погрешности 69
Выводы по главе 3.1 70
3.2 Теплотехнические испытания канального испарителя в составе лабораторного образца теплового насоса на R123 70
3.2.1 Описание лабораторного образца теплового насоса на R123 70
3.2.2 Программа и методика проведения испытания 72
3.2.3 Обработка результатов испытания 74
3.2.4 Расчет максимальной относительной погрешности 77
Глава 4. Методика расчета ТНО 78
4.1 Исходные данные 78
4.2 Принимаемые параметры 78
4.2.1 Тепловые нагрузки аппаратов 78
4.2.2 Расчет теплообменных аппаратов 78
4.2.3 Центробежный компрессор 86
4.2.4 Блок - схема расчета ТНО 86
4.3 Характеристики и показатели ТНО на 0,2 м7ч дистиллята 88
4.3.1 Принципиальная схема ТНО 88
4.3.2 Результаты расчета элементов ТНО 88
4.3.3 Общий вид компоновки 91
4.4 Расчетные параметры аппаратов и компрессора ТНО на 1,0 и 10,0 м7ч.. 92
Выводы 94
Условные обозначения 95
Список литературы 97
Приложение №1 108
- Тепловые процессы теплонасосного опреснителя
- Программа и методика проведения исследования
- Описание лабораторного образца теплового насоса на R123
- Расчетные параметры аппаратов и компрессора ТНО на 1,0 и 10,0 м7ч..
Введение к работе
Глава 1. СОСТОЯНИЕ ВОПРОСА И ПОСТАНОВКА ЗАДАЧИ
ИССЛЕДОВАНИЯ 9
Тепловые процессы теплонасосного опреснителя
Наряду с перечисленными дистилляционными установками выделяют вакуумные опреснители с использованием низкопотенциального пара судового двигателя или котельной установки [40, 101]. Вакуум позволяет обеспечить низкую скорость отложения накипи при температурах кипения соленой воды 30...50С. Использование низкопотенциального пара в испарительной батарее опреснителя обеспечивает высокую эффективность парообразования, что приводит к снижению габаритов установки при температурных напорах в аппаратах 50...70С.
Мембранные установки по энергетическим характеристикам превосходят дистилляционные многоступенчатые установки. Однако, дистилляция обладает двумя неоспоримыми преимуществами [61]: 1) использует исходную воду с высоким содержанием растворенных веществ (от 30 до 50 г/л) без всесторонней предподготовки; 2) получение более чистой пресной воды из всех существующих способов опреснения (содержание растворенных веществ менее 10 мг/л). Обратный осмос и выпарка имеют свои положительные стороны. Однозначного предпочтения тому или иному способу опреснения в настоящее время не отдается. Для конкретного солёного источника и с учетом других местных условий принимают во внимание сравнительные технико-экономические показатели.
Совершенствование процесса опреснения и снижение затрат на выработку воды прежде всего направлено на уменьшение расхода энергии. Анализ эффективности схем различных способов опреснения, работающих на воде одинакового качества, показывает, что расход энергии для них неодинаков. Каждый из способов в зависимости от параметров процесса, принципа действия имеет свою область применения [96].
Стремление сократить расходы энергии на процесс выпаривания привело к использованию теплонасосных опреснителей с компрессией вторичного пара [60, 95]. Конструктивное совершенство устройств, с помощью которых вторичный пар опреснителя подвергается сжатию в компрессоре с механическим приводом, а затем используется как основной теплоноситель и нагревает морскую воду за счет повышения температуры в процессе сжатия, позволило применить этот разомкнутый водяной контур при опреснении воды [31].
Среди действующих в настоящее время опреснителей, использующих обратный термодинамический цикл, известен автономный вакуумный парокомпрессионный опреснитель фирмы Norland VC с пароводяным компрессором [44], в разомкнутом контуре которого в качестве рабочего вещества используется водяной пар. Однако низкая плотность пара и, соответственно, сложное исполнение парового компрессора позволяет создать установки данного типа с небольшой производительностью по дистилляту. Компания Norland предлагает опреснительные установки производительностью до 1 м3 пресной воды в час. При этом затраты энергии достаточно низкие — 22...50 кВт ч/м , что в 2...3 ниже по сравнению с методом многоступенчатой дистилляции.
Теплонасосные опреснители соленой воды, работающие на низкокипящих рабочих веществах. Разработка ТНО с тепловым насосом направлена на кардинальное упрощение установок, снижение расхода энергии на получение пресной воды, создание экологически безопасных и энергоэффективных опреснителей, способных конкурировать на рынке опреснительных технологий. Среди аналоговых теплонасосных опреснителей были рассмотрены следующие отечественные и зарубежные патенты и публикации. В патенте СССР Шляховецкого В.М. [89] рассматривается вакуумная дистилляционная опреснительная установка периодического действия для получения пресной воды, в которой организованы контур по дистилляту и контур теплового насоса по хладагенту. Для поддержания постоянного уровня разрежения в испарительной камере предусмотрено переключение поршневого вакуум-компрессора с контура хладагента на контур по откачке неконденсирующихся газов. Сложное исполнении поршневого многоцилиндрового вакуум-компрессора как по воздуху, так и по хладагенту не позволяет поддерживать стабильный вакуум в паровом пространстве, что приводит к существенным расходам энергии. Из зарубежных патентов по теплонасосным опреснителям известны две работы по вакуумным дистилляционным опреснителям [130, 131]. В первой работе [130] представлена система вакуумной дистилляции на базе замкнутого контура теплового насоса, предназначенного для испарения и конденсации водяного пара. Сложная вакуумная система, предназначенная для поддержания вакуума при кипении соленой воды в большом объеме на низком температурном уровне П...18С, приводит к существенным затратам энергии и к необходимости постоянного контроля герметичности установки. Низкая плотность потока водяного пара при данном температурном уровне, большой объем водяного пара дистиллята и наличие отделительной камеры, предназначенной для улавливания твердых макрочастиц из водяного пара, повышают размеры каналов и габариты установки в целом. Однако низкий уровень вакуума практически устраняет накипеобразование на теплообменных поверхностях, что сказывается на процессах теплоотдачи в аппаратах. Во второй работе [131] представлена система вакуумной дистилляции, которая состоит из первого контура теплового насоса, предназначенного для испарения и конденсации водяного пара под вакуумом, контура соленой воды, предназначенного для удаления при пониженном давлении воздуха, неконденсирующихся газов и органических примесей, кипящих при более низких температурах в отличие от дистиллята, второго контура теплового насоса, предназначенного для охлаждения соленой воды и поддержания соответствующего уровня вакуума в контуре соленой воды, и дистилляционного контура. Не указан тип и уровень термодинамического совершенства хладагента в контуре теплового насоса. Сложность конструкции установки и периодический принцип ее действия не позволили использовать технические решения этой работы в разработке нового теплонасосного опреснителя. Из рассмотренных доступных источников по опреснительным установкам, использующих термодинамический цикл ТН, следует: о как правило, содержатся только основные идеи и принципы действия системы; о физическая модель, раскрывающая закономерности и взаимосвязь процессов, не приводится; о используемые рабочие вещества, их свойства и термодинамическое совершенство не раскрываются; о отсутствует информация о типах и конструкциях основных элементов системы. Тепловые насосы (ТН). В области конструкции, производства и применения тепловых насосов (ТН) для теплоснабжения жилых и производственных зданий и горячего водоснабжения имеется многолетний опыт во всем мире и в нашей стране, который отражен в литературе [12, 21, 48, 51, 79, 128, 129, 132, 133, 134].
Программа и методика проведения исследования
Задача состоит в том, чтобы проанализировать существующие публикации по теплообмену вышеуказанных процессов и определить возможность использования зависимостей для поставленной в работе цели.
Конденсация водяного пара. Для расчета конденсации водяного пара в испарителе ТН на наружной поверхности горизонтально расположенных труб, смачивающихся стекающим конденсатом, рассмотрены два подхода. В первом подходе [2, 15, 40, 42, 71, 78, 82] пленочная конденсация водяных паров на горизонтальных трубах описывается по формуле Нуссельта для ламинарного режима стекания пленки конденсата, который, как правило, реализуется в аппаратах данного типа. Во втором подходе коэффициент теплоотдачи при пленочной конденсации насыщенного водяного пара на поверхности горизонтальных труб рассчитывается по формуле Д.А. Лабунцова [63, 74, 92].
Кипение соленой воды в большом объеме. Для определения коэффициента теплоотдачи при кипении соленой воды в большом объеме конденсатора ТН при ожидаемо малых удельных тепловых потоках рассмотрены два подхода. В первом подходе величину коэффициента теплоотдачи предложено определять графическим способом по зависимости акип = f (At, Р), предложенной в работе [86]. Во втором рассмотренном подходе [33, 86, 92, 104, 108] величина теплоотдачи рассчитывается, как при свободном движении кипящей жидкости по зависимости, зависящей от критериев Грасгофа и Прандтля, и полученная на основе опытных данных [70, 78].
Догрев соленой воды до температуры кипения. Для расчета коэффициента теплоотдачи догрева соленой воды до температуры кипения в канале переохладителя ТН принята формула М.А. Михеева, предложенная в работах [33, 55, 69], и полученная в результате обобщения опытов со многими жидкостями.
Конвективный теплообмен жидких сред. Для расчета коэффициента теплоотдачи нагрева поступающей соленой воды и охлаждения рассола и дистиллята в каналах пластинчатого рекуперативного теплообменника целесообразно использовать зависимость, предложенную в работах [122, 126].
В литературе имеется большое количество работ по исследованию теплоотдачи различных рабочих веществ (хладагентов), связанных с массовым производством холодильных машин. Работы проводились как в условиях свободной конвекции (в большом объеме) [14, 18, 23, 29, 30, 41, 65, 73, 91, 99, 109], так и в каналах аппаратов [17, 23, 32, 67]. Из анализа имеющихся литературных источников следует, что параметры теплообмена при кипении существенно зависят от теплофизических свойств теплоотдающей стенки (материала), ее геометрических характеристик (шероховатости и толщины стенки), расположения и т.д. В настоящее время отсутствуют универсальные критериальные уравнения, учитывающие вышеперечисленные факторы, влияющие на теплоотдачу различных рабочих веществ. Поэтому каждое уравнение носит индивидуальный характер и, как правило, уточняется и корректируются для каждого случая экспериментально. Однако существует работа [27], в которой проанализированы экспериментальные данные разных авторов и учтено влияние шероховатости различных материалов стенки на теплоотдачу при кипении в условиях свободной конвекции, приняв за основу критериальное уравнение Д.А. Лабунцова.
R123, использующийся в контуре ТН теплонасосного опреснителя соленой воды, является холодильным агентом узкого применения и поэтому круг экспериментальных исследований по теплоотдаче в отечественной литературе отсутствует, а в зарубежных источниках количество публикаций ограничено.
Конденсация R123 в трубах. При формировании зависимости для расчета коэффициента теплоотдачи при конденсации R123 в гладких трубах использовались две работы. В первой работе [107] для описания конденсации паров фреонов R12, R22, R142 при небольших скоростях на входе, которые характерны для конденсаторов холодильных установок, используют уравнение подобия, не учитывающее массовую скорость рабочего вещества. Предложенное в работе [107] критериальное уравнение хорошо обобщает опытные данные для фреонов как метанового (R12 и R22), так и этанового ряда (R142), к которому также относится и R123. Во второй работе [117] проводились экспериментальные исследования по конденсации R123 в гладкой трубе, где учитывалось не только влияние удельного теплового потока q=8...28 кВт/м , давления Р=3...3,8 бар, паросодержания х=0...1, но и массовой скорости М=100...352 кг/(м х). Расчетные данные первой работы [107] и экспериментальные данные второй работы [117] хорошо согласуются между собой. Это позволяет использовать критериальное уравнение подобия работы [107] для расчета коэффициента теплоотдачи при конденсации R123 в гладких горизонтальных трубах.
Гидросопротивление в каналах конденсатора рассчитывается по зависимости Харагучи, подтвержденной им же экспериментально для R123 в работе [118].
Кипение R123 в трубах. Для расчета теплоотдачи при кипении R123 в каналах горизонтального испарителя ТН в составе ТНО рассмотрены два вида источника — по кипению R123 в большом объеме [135] и по кипению R123 в каналах горизонтальных испарителей [112, 136], необходимых для методики расчета.
Кипение R123 в большом объеме проводилось в единственной работе [135] на горизонтальной поверхности медной трубы 0 76 мм и длинной 177 мм при температурах насыщения 4,4С и 27С и при удельных тепловых потоках q=10...60 кВт/м . Результаты исследования аппроксимированы зависимостью Купера для развитого пузырькового кипения [113], учитывающей свойства рабочего вещества и удельный тепловой поток. Возможность использования аппроксимации по уравнению Купера для низких тепловых потоков q 10 кВт/м , характерных для испарителя ТН, требует подтверждения.
Кипение R123 в гладкой трубе испарителя исследовалось в двух работах. В первой работе [112] экспериментальное исследование проводилось в медной трубе с внутренним диаметром 0 2 мм и длинной 870 мм при нагрузке q=5...125 кВт/м , массовых скоростях М=100...500 кг/(м с), давлениях Р=3,5...5 бар и паросодержании х=0...0,8. По результатам эксперимента и обработке расчетных моделей [114, 116, 120, 121] наиболее достоверно кипение R123 в канале описывала модель Гунгора-Винтертона [116], в которой объемная составляющая теплоотдачи определяется по рекомендуемой зависимости Купера [113]. Однако использовать результаты данной работы не позволяет тот факт, что на выходе из канала испарителя фиксировался процесс недокипания при х=0,8. Во второй работе по кипению R123 в канале испарителя [136] экспериментальные исследования по кипению R123 проводились в медной трубе с внутренним диаметром 0 8,4 мм и длинной 6 м при нагрузке q=2...60 кВт/м", массовых скоростях М=100...3Ю кг/(м"х), давлениях Р=2,5...4,6 бар и паросодержании х=0...1. По результатам полученных экспериментальных и расчетных данных в качестве достоверной модели была принята модель Такаматсу [125], в которой объемная составляющая теплоотдачи определяется по зависимости Стефана-Абдельсалама [124].
Описание лабораторного образца теплового насоса на R123
В опреснителях испарительного типа к соленой воде должна быть подведена вся достаточно большая теплота испарения, составляющая гкип = 2264,3 кДж/кг, и затем в конденсаторе от водяного пара должно быть отведено практически столь же большое количество тепла. Необходимое количество энергии, подводимой к опреснителю извне, зависит от степени рекуперации тепла конденсации к испаряемой соленой воде. Степень рекуперации обеспечивается принципом действия и устройством конкретного опреснителя. Но во всех случаях подведенная энергия во много раз меньше тепла, переданного к кипящей соленой воде.
В теплонасосном опреснителе обеспечивается полная рекуперация тепла фазовых превращений воды, а количество подведенной энергии определяется коэффициентом преобразования ц.д теплового насоса (LB„ = гкип / ц.д), который тем выше, чем меньше температурные напоры в испарителе и конденсаторе теплового насоса. Потенциально может быть достигнута весьма высокая энергоэффективность ТНО, но ценой увеличения теплообменных поверхностей аппаратов. Особенностью теплообменных аппаратов ТНО является работа с низкими температурными напорами и, соответственно, низкими удельными тепловыми потоками, что не способствует их интенсивности.
Для проектирования ТНО, технико - экономической оптимизации их параметров необходима надежная методика расчета теплопередачи с учетом указанных особенностей их применения. Для экономичности ТНО интенсивность теплообменных аппаратов имеет первостепенное значение.
ТНО разрабатывается впервые, поэтому обоснованию и специальному расчету подлежит конструкция каждого его элемента.
По нашим оценкам процессы кипения соленой воды и конденсация водяных паров должны проходить в свободном пространстве корпуса ТНО с минимальным гидросопротивлением потоку водяного пара. Поэтому кипение соленой воды должно происходить в большом объеме на поверхности труб конденсатора ТН, а конденсация водяного пара в свободном пространстве на поверхности труб испарителя ТН. Таким образом, на данном этапе представляется целесообразным принять испаритель и конденсатор ТН кожухотрубного типа с кипением и конденсацией рабочего вещества в трубах. Рекуперацию тепла отходящих потоков дистиллята и рассола к приточной соленой воде целесообразно осуществить в компактных полуразборных (очищаемых) пластинчатых теплообменниках.
С учетом коррозионной активности соленой воды кожухотрубный конденсатор ТН должен быть выполнен на базе труб из медно-никелевого сплава (возможно мельхиора), а пластинчатый рекуперативный теплообменник из тонких титановых листов. Трубки испарителя ТН — медные.
В данном расчетно — теоретическом исследовании необходимо выбрать надежные зависимости для теплоотдачи следующих процессов: + при кипении соленой воды в большом объеме; + при конденсации водяного пара в свободном пространстве на трубах; + при кипении рабочего вещества в трубах; + при конденсации рабочего вещества в трубах; + при охлаждении жидкого рабочего вещества в переохладителе; + при догреве соленой воды до температуры кипения; + при конвективном теплообмене жидких сред (соленой воды, дистиллята и рассола) в каналах пластинчатого теплообменника. Для каждого процесса необходимо обосновать особенности, режим течения и получить зависимости для расчета. Для процессов кипения воды и особенно рабочего вещества необходимо в полной мере учесть влияние малых значений удельного теплового потока, снижающих интенсивность теплоотдачи. Для процессов кипения и конденсации рабочего вещества необходимо обеспечить минимальное гидросопротивление в каналах, так как потери давления в них существенно увеличивают работу цикла теплового насоса и затраты энергии на дистилляцию.
Для выбора зависимостей теплоотдачи кипения и конденсации воды в литературе имеется обширный материал. Это же относится к конвективному теплообмену в рекуперативном теплообменнике.
Положение коренным образом отличается в отношении выбранного нами рабочего вещества теплового насоса R123. Это вещество является холодильным агентом узкого применения и круг работ по исследованию и расчету теплоотдачи на R123 ограничен. Рабочее вещество R123 существенно отличается от широко применяемых и хорошо исследованных холодильных агентов своими теплофизическими свойствами и, прежде всего, высокой молекулярной массой, высокой нормальной температурой кипения и критической температурой. Кроме того, необходимо учитывать, что процессы кипения и конденсации рабочих веществ в каналах (трубах) проходят с переменными вдоль канала паросодержанием и удельными тепловыми потоками. Для получения достоверных данных об интенсивности теплоотдачи при данных условиях необходимо оперировать не средневзвешенными коэффициентами теплоотдачи для аппарата в целом, а определять величину необходимой теплообменной поверхности путем поэлементного расчета аппарата.
В связи с этим в рамках данной работы предусмотрено проведение экспериментального исследования теплопередачи в испарителе теплового насоса для подтверждения ожидаемых величин, полученных в результате расчетно -теоретического исследования.
Расчетные параметры аппаратов и компрессора ТНО на 1,0 и 10,0 м7ч..
В качестве объекта экспериментального исследования принят испаритель теплового насоса на R123 как наиболее проблемный элемент с точки зрения достоверного теплового расчета. Анализ моделей показал, что в модели Гунгора — Винтертона [116], которая является результатом синтеза модели Чена [114], наилучшим образом обосновано совместное влияние механизма пузырькового кипения и конвективного испарения на теплообмен и учтено их взаимное влияние. Рекомендуемые в оригинальной работе конвективная составляющая модели Гунгора - Винтертона определяется по зависимости Диттуса — Боэлтера (21), а составляющая кипения в большом объеме по зависимости Купера (19), которая была принята Веббом за базовую для R123, но не проверена в области низких удельных тепловых потоков на рекордных для работ испарителя теплового насоса в составе ТНО.
В связи с этим экспериментальное исследование проведено в два этапа. На первом этапе исследовалась теплоотдача при кипении R123 в большом объеме в условиях свободной конвекции для подтверждения зависимости Купера. На втором этапе испытывался канальный испаритель в составе лабораторного образца ТН на R123, и проверялась методика расчета аппарата по участкам на базе выбранной модели Гунгора - Винтертона.
Испаритель теплового насоса принят кожухотрубного исполнения с кипением R123 внутри горизонтально расположенных труб. Если конвективную составляющую обычно определяют расчетным путем, то составляющую кипения R123 в большом объеме необходимо определить экспериментально при малых тепловых потоках с последующим сопоставлением с имеющейся расчетной зависимостью Купера (19).
Наличие большого количества факторов (теплофизические свойства кипящей жидкости, плотность теплового потока, температура и давление кипения, геометрические параметры поверхности нагрева, ориентация поверхности, материал поверхности, шероховатость поверхности), влияющих на теплообмен при пузырьковом режиме кипения, и трудность учета их при математическом описании приводит к тому, что наиболее достоверным способом получения значений коэффициентов теплоотдачи в настоящее время является эксперимент.
Поскольку испаритель ТН в составе ТНО будет проектироваться горизонтального типа, то исследование процесса теплоотдачи при кипении проведено на горизонтально расположенном элементе. Необходимо отметить, что исследование процесса теплообмена при кипении воды и ряда других жидкостей начиналось с проведения опытов на горизонтальной или вертикальной одиночной трубе или на горизонтальной плите. Такой метод изучения этого процесса себя полностью оправдывал.
Из опубликованных работ по кипению R123 в большом объеме на гладких горизонтальных поверхностях известна только одна работа Вебба [135], содержащая данные при температурах насыщения 4,4С и 27С. Однако полученные в этой работе результаты не могут быть использованы для методики расчета испарителя теплового насоса, поскольку диапазон экспериментальных тепловых нагрузок в данной работе (q=10...60 кВт/м") не соответствовал ожидаемым диапазонам нагрузок И ТН (q 10 кВт/м") при малых температурных напорах. Поэтому необходимо подтвердить зависимость Купера при малых тепловых нагрузках.
Ряд характерных методических ошибок, допускаемых в экспериментальных исследованиях теплообмена при кипении в условиях свободной конвекции [28]: 1) Объем экспериментального сосуда слишком мал и исследуется теплообмен в щели между стенками сосуда и экспериментального участка. 2) Рабочий объем не термостатирован. Дополнительные конвективные течения приводят к изменению температурного напора в области перехода от конвекции к кипению. 3) Измерения выполняются только при увеличении теплового потока. Явление гистерезиса может существенно изменить определяемый температурный напор. 4) Кратковременный режим пленочного кипения, который иногда возникает после конвекции, приводит к термическому разложению кипящего рабочего вещества, образованию окисных пленок на экспериментальных участках и значительному снижению теплоотдачи. Описание экспериментальных стендов и экспериментальных участков должны приводиться подробнее. Проанализировав ряд характерных методических ошибок, сформулированных Гогониным И.И. [28], на кафедре ХКТ МГУИЭ для исследования процесса теплоотдачи при кипении R123 в большом объеме в области низких удельных тепловых потоков был создан экспериментальный стенд (рис. 11). Стенд, представленный на рисунке 11, состоит из двух контуров: контур рабочего вещества и вспомогательный контур. Контур рабочего вещества включает в себя теплоизолированный сосуд 1 (криостат) с расположенным в нем горизонтально экспериментальным элементом 2, систему заправки с соединяющими трубопроводами, вентилями 4, 9 и контрольно — измерительными приборами 22. Вспомогательный контур включал систему подвода холодной воды в конденсатор 18, в котором пар R123 конденсировался и стекал в виде конденсата обратно в криостат 1. Криостат 1 представляет собой посеребренный стеклянный сосуд Дьюара из отожженного молибденового стекла. Внутренний диаметр — 140 мм, высота — 960 мм. Межстенное пространство сосуда отвакуумировано до 10" мм. рт. ст. Для визуального наблюдения за процессом оставлена щель шириной 20 мм. Внутри сосуда находится экспериментальный элемент 2, который фиксируется с помощью стержня, крепящегося на крышке криостата 1. Криостат 1 опирается на плиту, сделанную из пенопласта.
