автореферат диссертации по энергетике, 05.14.04, диссертация на тему:Исследование теплогидравлических процессов в автоколебательных насосах теплового действия применительно к системам тепло - и хладоснабжения

На правах рукописи

Буй Мань Ту

ИССЛЕДОВАНИЕ ТЕПЛОГИДРАВЛИЧЕСКИХ ПРОЦЕССОВ В АВТОКОЛЕБАТЕЛЬНЫХ НАСОСАХ ТЕПЛОВОГО ДЕЙСТВИЯ ПРИМЕНИТЕЛЬНО К СИСТЕМАМ ТЕПЛО - И ХЛАДОСНАБЖЕНИЯ

Специальность 05.14,04 - Промышленная теплоэнергетика

АВТОРЕФЕРАТ диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

\ .—1— и-4

^............и—

1 АПР 2010

Москва-2010

004600449

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

Научный руководитель кандидат технических наук, профессор

Сасин Владимир Яковлевич Официальные оппоненты

Доктор технических наук, профессор Шелгинский Александр Яковлевич

кандидат технических наук, поцент Федоров Вячеслав Николаевич

Ведущая организация

ЗАО НПО «ТЕПЛОВИЗОР»

Защита состоится «22» апреля 2010 года в 15 час 30 мин. в ауд. Г-406 на заседании диссертационного совета Д 212.157.10 при Московском энергетическом институте (техническом университете) по адресу: 111250, Москва, ул. Красноказарменная, д. 17.

Отзывы на автореферат в двух экземплярах, заверенные печатью организации, просим направлять по адресу: 111250, Москва, ул. Красноказарменная, д. 14, Ученый совет ГОУ ВПО МЭИ (ТУ).

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

Автореферат разослан «_» марта 2010 г.

Ученый секретарь

диссертационного совета Д 212.157.10

доктор технических наук, доцент

Попов С.К.

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность работы.

В настоящее время во Вьетнаме, так же как в России и в мире актуальна проблема повышения энергетической эффективности теплотехнологических процессов и установок за счет использования нетрадиционных и вторичных источников энергии. Одним из возможных путей решения этой проблемы является создание систем тепло - и хладоснабжения без использования электромеханических побудителей движения, в которых циркуляция теплоносителя осуществляется за счет теплоты источника с повышенным температурным потенциалом по отношению к температуре рабочего контура.

Объект исследования:

Объектом исследования является насос теплового действия (НТД) -испарительно-конденсационное устройство, позволяющее осуществлять циркуляцию теплоносителя во внешнем контуре с помощью тепловой энергии источника с относительно повышенным температурным потенциалом, создающим циклические процессы изменения давления и температуры пара рабочей жидкости при постоянном подводе теплоты от любого источника.

Цель работы:

Определение конструктивных и функциональных параметров элементов насоса теплового действия для достижения автоколебательных испарительно - конденсационных процессов в НТД при постоянном подводе тепловой энергии, выявление физических механизмов тепло - и массопереноса на различных этапах колебательного цикла для математического моделирования этих процессов.

Для достижения цели необходимо решить следующие задачи:

- Определить пути усовершенствования конструкций насоса теплового действия для достижения автоколебательного режима работы.

- На основе экспериментальных исследований предложить физические модели динамических процессов тепло - и массопереноса в элементах НТД и выполнить их адекватное математическое описание.

- Провести систематические экспериментальные исследования производительности макетного образца насоса для разных уровней тепловой нагрузки испарителя, различного напора нагнетания.

- Выявить экспериментально влияние характеристик обратных клапанов на параметры пульсационного цикла.

- Экспериментально определить условия критического перегрева испарителя после его осушения.

- Провести экспериментальные исследования изменения массы жидкости в испарителе и конденсаторе с целью выявления оптимального соотношения между их объёмами.

- Разработать методы анализа и обработки опытных данных.

Научная новизна основных результатов диссертационной работы состоит в следующем:

1. Впервые практически доказана возможность работы насоса теплового действия в режиме автоколебаний.

2. Разработаны принципы конструирования НТД для различных условий применения.

3. Разработанные методы анализа показателей работы НТД позволяют получить адекватные математические модели режимов работы вновь создаваемых устройств подобного типа на нестационарных этапах функционирования.

4. Предложены технические решения применения НТД для нетрадиционных вторичных источников в системах тепло - и хладоснабжения.

Практическая ценность.

1. Объект исследования - насос теплового действия может быть использован в системах тепло - и хладоснабжения как в целях энергосбережения, так и для повышения надежности.

2. Результаты работы могут быть рекомендованы для применения в группах и отделах технических производств, которые занимаются созданием новых образцов бытового и промышленного теплового оборудования.

Достоверность

Базируется на фундаментальных классических положениях общей теории теплотехники и математики, корректности теоретических моделей и методов получения и обработки опытных данных.

Личное участие

Все изложенные в диссертации результаты получены автором лично на основе описанных в диссертации расчётных и экспериментальных методов. Вклад соавторов в опубликованных в соавторстве работах заключается в научном руководстве при проведении исследований, в планировании и обсуждении результатов.

Апробация работы

Основные положения работы, результаты расчетно-экспериментальных и численных исследований докладывались и обсуждались на:

- XIV, XV, XVI -ой международных научно-технических конференциях студентов и аспирантов. Москва, 2008, 2009, 2010 г.

- Ежегодных аспирантских семинарах кафедры ТМПУ (2007,2008,2009, 2010 г.)

Публикации. По теме диссертации опубликовано 4 работы, в том числе одна в журнале «Вестник МЭИ», рекомендованном ВАК РФ.

Объём работы

Диссертация состоит из введения, четырех глав, заключения, приложений и списка литературы. Основной текст изложен на 112 страницах машинописного текста, включая 53 рисунков и 10 таблиц. Приложения изложены на 27 страницах машинописного теста.

ОСНОВНОЕ СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Во введении обосновывается актуальность темы диссертационной работы, даётся ее общая характеристика, определяются направления исследований, устанавливаются перспективы научного и практического значения решаемой задачи.

В первой главе выполнен обзор публикаций, в которых основное внимание уделено той части развития технологии термоавтоколебательных двухфазных теплопередающих устройств (ТДТУ), где

термоавтоколебательный принцип прокачки жидкости может быть совмещен с традиционными принципами организации двухфазных теплопередающих систем (например, двухфазных устройств с раздельными каналами для транспорта пара и жидкости).

В диссертации главным образом рассматриваются устройство и принцип действия насосов теплового действия (НТД), которые можно отнести к ТДТУ. Такие насосы, в некоторых случаях, могут конкурировать с капиллярными и электромеханическими насосами, используемыми в двухфазных теплопередающих системах различного назначения.

Под испарительно-конденсационным насосом понимается устройство, которое при наличии циклического или постоянного подвода тепла к нему обеспечивает прокачку теплоносителя через внешний контур за счет испарения и конденсации прокачиваемой жидкости. Испарение и конденсация происходят внутри насоса (в его рабочей камере).

В диссертации рассмотрены два типа насосов теплового действия: с вынужденными и автоколебаниями давления пара, обеспечивающими однонаправленное движение рабочей жидкости во внешнем контуре при установке в нём обратных клапанов.

Во второй главе на основании анализа существующих двухфазных теплопередающих устройств предложен новый тип насоса с тепловым приводом, в котором испаритель, конденсатор и вытеснительная ёмкость объединены в единой конструкции, схема которой изображена на рис. 1.

Данная конструкция реализована в экспериментальном макете насоса, который в результате испытаний подтвердил свою работоспособность в автоколебательном режиме при постоянной тепловой нагрузке испарителя. В процессе эксперимента с помощью WEB камеры с интервалом в одну секунду визуально фиксировались показания манометра и дисплея цифрового вольтметра (термо-ЭДС термопар, установленных на макете) и записывались на компьютер для дальнейшей обработки и анализа экспериментальных данных при различных входных переменных, к числу которых относятся тепловая нагрузка испарителя Q и максимальный перегрев его корпуса Tweo.

Рис.1. Конструкция насоса теплового действия.

1 - испаритель; 2 - конденсатор; 3 - крышка; 4 - труба для жидкости;

5 - паропровод; 6,7 - обратные клапаны; 8 - манометр; 9 - гидросифон.

Рабочая характеристика насоса в виде зависимости давления пара Р и температуры стенки испарителя Гст от времени в реальном масштабе, которая представлена на рис.2, показала устойчивый циклический характер изменения параметров и позволила определить характерные этапы колебательного цикла, качественно показанные на рис.3, для изменения давления пара Р, температуры стенки испарителя ГСГ; уровня жидкости в испарителе Иж„ и конденсаторе-накопителе кмк, а также расхода жидкости С через насос с момента, когда жидкость в испарителе полностью испарилась и генерация пара прекратилась.

200 150 100 50 0

II III

Р, кПа

IV

V

VI

г-,

-I-г-т-

о 360 720 1080 1440 1800 2160 2520 2880 3240 3600 3960

Рис.2. Автоколебательные процессы в НТД в реальном масштабе времени Р

^лЛЛЛЛЛЛЛ/Г"- -1{! 1

Ф ! 11 VIII ш 1 IV 1 1 1 1 1 : 1 V ' VI 11 ! ! ' 1 1 г

<5X1 Т.'

Тч

Т-1 Т5

Т|. т

/|М/ИЛА\Л-

I I

ОП X:

Т-1

Т4 Т5

тГ^

XV т

/А

О X: /г-»» ! гг~

т?

Х4 Х5

и

С

(1 х: I

X;

Хч X«,

X» X

О X: X; Т. Т.< Т* X

Рис.3. Качественное изображение этапов автоколебательного цикла

Исключая пусковой период, установившийся цикл тепло- и массопереноса в НТД включает в себя шесть этапов, отличающихся характером и интенсивностью процессоз тепло- и массопереноса, часть из которых может рассматриваться как стационарные, а другая часть как динамические, для которых понятия динамических коэффициентов тепло- и массопереноса не существует.

На этапе I вследствие тепловых потерь в системе в окружающую среду давление пара начинает снижаться, а температура стенки испарителя повышается при постоянном подводе тепла. Этап продолжается до тех пор, пока уровень жидкости в накопителе не превысит минимального уровня над гидросифоном, после чего происходит слив жидкости в испаритель в объеме, определенном объемом жидкости в накопителе от верхней точки гидросифона до его среза. Необходимо заметить, что температура стенки испарителя в конце этапа не должна превышать температуру предельного перегрева, определенного примерно в 280°С.

На этапе II температура стенки испарителя падает с момента слива холодной жидкости из накопителя в парогенератор. Давление на некоторой части этого этапа остаётся низким из-за интенсивной конденсации пара на поверхности поступающей холодной жидкости, а затем начинает расти из-за генерации пара в испарителе. Поступление жидкости из накопительной емкости будет продолжаться до тех пор, пока не будет превышен порог срабатывания впускного клапана. Испаритель будет полностью залит жидкостью, а уровень жидкости в накопительной ёмкости превысит предельную высоту столба, при которой начинается регулируемый слив жидкости из гидросифона. Вытеснения жидкости из насоса на этапах I и II не происходит.

На этапе III происходят низкоамплитудные пульсации температуры стенки испарителя и давления пара, связанные с преодолением порогов срабатывания выпускного и впускного клапанов. При открытии выпускного клапана часть жидкости выталкивается из насоса и уровень её в накопителе снижается, включая в процесс конденсации дополнительную холодную стенку. Превалирование в этом случае интенсивности конденсации пара над интенсивностью его генерации приводит к открытию впускного клапана и поступлению новой порции жидкости в накопитель из питательной емкости. Продолжительность этих пульсаций и величина расхода, как показали последующие эксперименты, зависят от расходных характеристик клапанов.

На этапе IV происходят аналогичные явления при снижении уровня жидкости до среза гидросифона, и в конце этапа поступление жидкости в испаритель прекращается.

На этапе V при установившемся давлении, позволяющем держать выпускной клапан открытым, происходит наиболее интенсивное выталкивание жидкости из накопителя-конденсатора до полного его опорожнения.

На этапе VI та часть жидкости, которая осталась в испарителе после освобождения накопителя, будет продолжать испаряться, затем

конденсироваться в накопителе и с расходом б = (0~()ПОтУг будет выталкиваться через выпускной клапан до полного осушения испарителя. Далее описанный выше цикл многократно повторяется.

Для создания физических моделей процессов тепло- и массопереноса на различных этапах требуются более детальные знания о количественных характеристиках режимных и функциональных особенностей работы отдельных элементов созданной конструкции НТД.

В частности, были экспериментально определены гидравлические характеристики обратных клапанов в виде зависимости расхода жидкости от действующего перепада давлений до и после клапана. Эта зависимость, полученная в результате обработки опытных данных, представленных на рис.4 для пяти клапанов, имеет вид:

(1)

где (7МИН - минимальный расход, соответствующий порогу открытия клапана ЛЯ ,мн.

75 «О 85 90 95 100 105 110 Х.У\ Па

Рис.4. Расходные характеристики обратных клапанов

На основании предварительных экспериментальных исследований макета НТД в сборе остались также неясными физические условия протекания динамических процессов тепло - и массопереноса как в испарителе, так и в конденсаторе-накопителе.

Исследуемый НТД можно условно отнести к классу термосифонов с раздельными каналами для пара и жидкости и жидкостным поршнем, находящимся в конденсаторе и изолированным с боковой стороны. Никаких литературных данных об условиях сопряжения динамических процессов нагрева, испарения, кипения, конденсации, осушения в такой специфической системе не найдено.

Дополнительные трудности, связанные с особенностями конструктивного исполнения испарителя и конденсатора (испарение жидкости с донной и боковой поверхностей испарителя при подводе теплоты только к боковой поверхности; одновременная конденсация пара на металлическом корпусе и межфазной поверхности "пар - жидкость" в конденсаторе), потребовали проведения специальных исследований парогенерации на перегретой стенке и динамики нагрева осушенного на этапе I испарителя.

Существенную роль в переносе теплоты и массы играют тепловые потери в испарителе. Определение их величины в динамических условиях также требует специального физического моделирования.

Учитывая, что нестационарные этапы работы НТД составляют меньшую долю от стационарных, можно тепловые потери £?пот определить для стационарных условий экспериментально по режиму нагрева конструкции испарителя. В этом случае при подаче определенной нагрузки Q производится запись температуры стенки испарителя до тех пор, пока не установится стационарный (с постоянной температурой стенки) режим, для которого подведённая теплота становится равной тепловым потерям

Обработка экспериментальных данных при Q = 5, 10, 25 и 50 Вт, представленных на рис.5, в среде EXCEL приводит к уравнению

Йпот = (Ле - Toc )[0,0007(rwe - Тос ) + 0,1123] (2)

Q ПИ: ВТ

50 100 150 200 250

Рис.5. Потери тепла в окружающую среду в испарителе.

С учётом тепловых потерь при нагреве осушенного испарителя изменение температуры стенки при разной мощности нагревателя также определялось экспериментально и в дальнейшем использовалось в уравнении теплового баланса

CLl ->

-f1=Рм eM„e(Q ~ °'0007A Tl - 0,1123дт;е) (3)

ax

В качестве примера в табл.1 и на рис.6 приведены результаты экспериментов и расчётных значений температуры стенки в динамическом режиме прогрева осушенного испарителя для подводимой к нему мощности 150 Вт при пренебрежении тепловыми потерями, при постоянных потерях и потерях, зависящих от температуры стенки.

Таблица 1

Результаты расчетов и эксперимента для мощности 150 Вт

т, с t °г 'we?

&=о Оп = const On = fitwe) 1 Эксперимент

0 15? Rf, 15? 8/S 1 5? ЯЛ 1 5? 8ft

t 157,05 155,43 155,41 156.29

4 161,23 158,00 157,92 159,00

g 165,42 160,57 160,38 162,43

8 169,61 163,14 162,80 165,86

10 173,80 165,71 165,15 170,14

12 177,99 168,28 167,49 173,00

14 182,18 170,85 169,79 175,86

16 186,36 173,42 172,05 178.71

18 190,55 175,99 174,27 181,43

20 194,74 178,56 176,41 184,86

22 198,93 181,13 178,49 188,29

24 203,12 183,70 180,42 192,86

26 207,31 186.27 182.40 196,14

28 211,50 188,84 184,34 199,29

30 215,68 191,41 186,29 201,86

32 219,87 193,98 188,22 204,29

34 224,06 196,55 190,11 206,71

36 228,25 199,12 191,97 209,00

38 232,44 201,69 193,61 212,57

40 236,63 204.26 195,22 215,86

42 240,82 206,83 196,78 219,14

44 245,00 209,40 198,49 221,29

46 249,19 211,97 199,93 224,57

48 253,38 214,54 201,37 227,57

50 257,57 217,11 202,85 230,14

52 261,76 219,68 204,31 232,57

54 265,95 222,25 205,73 235,00

56 270,13 224,82 207,20 237,00

| 58 274,32 227,39 208,52 239,43

60 278,51 229,96 209,95 241,29

62 282,70 232,53 211,22 243,57

64 286,89 235,10 212,45 245,86

66 291,08 237,67 213,81 247,57

68 295,27 240,24 214,99 249,71

Приведение данные на рис.6 показывают, что потери могут быть приняты постоянными для этапов I и II в предположении, что они определены температурным уровнем стенки до момента осушения.

Рис.6. Сравнение результатов расчетов и эксперимента для мощности 150 Вт.. 1 - без учета тепловых потерь; 2 - при постоянных потерях; 3 - при потерях, зависящих от температуры стенки; л- - экспериментальные данные.

Уравнение теплового баланса испарителя на II этапе после слива жидкости из накопительной емкости имеет вид:

, (4)

в котором первый член правой части определяет теплоту, отданную перегретой стенкой, второй член - теплоту, идущую на прогрев поступившей жидкости, и третий - теплоту, затраченную на испарение жидкости.

Однако никакой информации о физических механизмах, определяющих

интенсивность охлаждения стенки испарителя —— и интенсивности

dx

прогрева жидкости в литературе не обнаружено. Эти механизмы могут dx

быть вскрыты на основании экспериментальных количественных

dT

соотношений между выходными (Twe,—— ,Ga) и входными параметрами

dz

(0Л,оДСкс)-

Величина Tweq соответствует возможному максимальному перегреву стенки испарителя в процессе его нагрева в момент осушения, а А//^кс соответствует начальной степени заполнения испарителя при заливке.

Полагая, что в дальнейшем аналитическое решение замкнутой системы

уравнений для всей конструкции может быть выполнено методом Эйлера, в котором каждый из выходных параметров может быть определен соотношением:

dv; . ...

. (5)

ах

то для испарителя необходимо в первую очередь найти зависимости

T«e=f\(Twe0,Q,x) (6)

или ^- = /2(7^0,0.*) (7)

ах

Далее из уравнения (4) можно определить порождение массы пара в испарителе на этапах И и III для каждого шага по времени Д т

Си(т) = /3(ЛГте,0,Лт,ЛСКС,Д7ж) (8)

Каждый единичный эксперимент по охлаждению перегретого до заданной температуры TweQ открытого испарителя осуществлялся следующим образом.

Фиксированное количество воды при температуре окружающей

среды foc = 20°С резко (1-К2с) заливалось в испаритель в далее с помощью Web-камеры с интервалом 1 сек записывалась средняя температура стенки испарителя. Полное испарение жидкости определялось по повышению температуры стенки испарителя.

Для получения достоверных данных испытания испарителя и обработка данных осуществлялись по классическому методу полного последовательного факторного эксперимента с варьированием факторов

влияния не менее, чем на трех уровнях для получения уравнений регрессии по крайней мере второй степени.

Основной массив данных представлял собой экспериментальные зависимости температуры стенки испарителя для трех уровней тепловой нагрузки нагревателя Q (100,150,200 Вт), трех уровней температуры стенки испарителя Tweо (200, 230, 250 °С) от времени т, начиная с момента заполнения испарителя жидкостью до полного ее испарения.

На рис.7 в качестве примера представлены зависимости Twe -- f(Tweо,т) для нагрузки испарителя 150 Вт и трех уровней начальной температуры стенки испарителя Т' 0

^нг? - °С

Рис.7. Изменение температуры стенки испарителя по времени для 0=150 Вт.

- начальная температура 250°С; в- начальная температура 230°С начальная температура 200°С

Далее полученные данные обрабатывались в виде зависимости производной температуры от времени для всех возможных комбинаций факторов влияния.

Для всех значений начального прогрева TweQj и всех тепловых нагрузок

Q,- строится план полного двухфакторного классического последовательного эксперимента с результатами обработки в виде линейных зависимостей clT

- от времени как показано в табл.2.

ах

Таблица 2

Классический трехуровневый план с результатами обработки данных в обобщённой форме.

Т-тме 02 Ту/е 03

б> апх-Ь[2 апх-Ь)Ъ

в2 а2\Х - 621 ацХ - ¿>22 а23~1 ' ¿23

вз а31т - ¿>31 а12т - Ь32 <233т - ¿33

Обобщение данных, представленных в числовой форме для экспериментального испарителя, приводит к уравнению (в линейной интерпретации обобщения коэффициентов)

- = [¡5 * 1(Г6£ + 0,0201)ги,е0 + (- 0,0067^ - ¡,7264)]г +

+ [(-0,00020-0,1848)ГтеО + (0,11030+13,988)| , (9)

в соответствии с которым скорость изменения температуры стенки испарителя может быть найдена при любом сочетании значений факторов Q, Тке1) итв исследуемом диапазоне изменения этих параметров.

Для определения массы жидкости и интенсивности парогенерации следует отметить, что решение уравнения (4) должно быть пошаговым для того, чтобы учесть изменение массы жидкости в испарителе по времени от начальной заливки Мжо до нулевого значения, когда испаритель полностью осушается.

Третья глава посвящена математическому моделированию процессов тепло- и массопереноса в элементах НТД.

Математическое моделирование процессов тепло- и массообмена в пульсационном контуре выполняется в соответствии с циклограммой основных параметров, полученной из эксперимента и представленной качественно на рис.3.

Задачей аналитического решения является определение временных изменений давления пара, температуры стенки парогенератора, температуры стенки конденсатора, положения фронта раздела фаз в конденсаторе и других параметров. С этой целью рассмотрим уравнения тепло- и массопереноса в элементах насоса теплового действия.

Для этапов 1 и II предложена система уравнений, включающая в себя:

- уравнение состояния пара, дифференцированное по времени в предположении, что пар является насыщенным и , следовательно, для него применимо уравнение Клапейрона-Клаузиуса;

- Уравнение, определяющее скорость движения поверхности

л йУ

раздела фаз — в соответствии с расходными характеристиками ск

обратных клапанов;

- уравнение теплового баланса испарителя для нестационарных условий, из которого определяется скорость изменения температуры его стенки;

- уравнение теплового баланса конденсатора-накопителя для различного положения раздела фаз, определяющее скорость изменения температуры его корпуса.

Каждое из уравнений имеет ряд модификаций в Зависимости от наложенных условий функционирования.

В окончательном виде система уравнений, определяющая процессы тепломассопереноса в термонагнетательном устройстве на этапах I и И, может быть записана как система полуэмпирических уравнений:

с/т

РЗ^ + 11Т(Р)Опор а" _ Зх_

А [Ио + ЗСо-УЖ1-— >

Рпг

(10)

;(бмин + Свьт.кл " л/^мЛ еСЛИ Р ~ Р,> . <Р~Р'<АРи.

0, если АРзып

.кл.мин .кл.мин

+ дрвнеши>' = 0 , (И)

^(Смин + - если Р"-Р > АРвг

¿г*

А

йпг - бпот - сржМж(т)^ + гС7и (т)

оиси

Япг-Япот >еслир _р< Др ^ ^ или— < О

,если—>0 (к

о"с" Vи

' А

,(12)

^ ~ = ПГТТГ^ -^к^кСП^-^с)]. (13)

ск СК ок Г в которой неизвестными являются: Р, у, Тке, Тш.

Полуэмпирической система является вследствие необходимости определения некоторых параметров, включая начальные условия, экспериментальным путём.

Для решения системы уравнений (10) - (13) была написана программа «Pumpl» в среде программирования FORTRAN.

Сравнительная характеристика экспериментальных и расчётных данных для одного из режимов работы насоса представлена на рис.8.

Рис.8. График изменения давления пара и температуры стенки испарителя в НТД на I и II этапах при Q = 150 Вт.

Линии - экспериментальные данные, точки - расчетные данные.

Как видно из рис.8 наилучшее совпадение расчётных и опытных данных наблюдается в период до открытия впускного клапана. В период заполнения конденсатора-накопителя и испарителя несколько большее расхождение связано с неточностью определения массы конденсатора, участвующей в процессе прогрева поступившей из внешнего контура жидкости, однако это сравнение качественно подтверждает предложенную расчётную модель.

На этапах III - VI НТД функционирует как открытый термосифон с раздельными каналами для пара и жидкости, а условие его работоспособности может быть определено соотношением применительно к свободному от жидкости конденсатору

Q-Qn0T>kKFjp(p}-T0Q\ . (14)

В четвертой главе рассмотрены возможные технические приложения результатов работы для совершенствования систем тепло- и хладоснабжения и повышения надёжности их функционирования.

НТД представляет собой простую конструкцию, поэтому технологичность изготовления НТД имеет преимущество по сравнению с другими типами насосов. При изготовлении могут использоваться любые металлы, совместимые с теплоносителем. Не требуется применение развитой инфраструктуры производства. Технологическая цепочка изготовления и установки замыкается снабжением материалами и квалифицированной газосварочной работой.

Рассмотрена возможность параллельной установки НТД в качестве резерва электромеханических перекачивающих насосов на работающих паро-компрессионных и абсорбционных холодильниках с минимальным временем остановки, не превышающим время остановки на регламентные работы по обслуживанию холодильной установки

В качестве примера на рис.9 приведена схема резервирования перекачивающего насоса в парокомпрессионных аммиачных холодильных установках.

Рис. 9. Схема парокомпрессионной холодильной установки с использованием НТД. 1 - паровой компрессор; 2 - конденсатор; 3 - ресивер высокого давления;

4 - терморегулирующий вентиль; 5 - ресивер низкого давления; 6 - насос с электроприводом; 7 - испаритель; 8 - насос теплового действия;

Однако требуются дополнительные исследования (как теоретические, так и экспериментальные) для включения НТД в

холодильный контур. Например, возможно изменение цикла работы, следовательно, производительности насоса при высоких степенях нагнетания теплоносителя. Вероятно, включение в схему НТД окажется наиболее оптимальным решением для применения в абсорбционных контурах, но все эти исследования требуют заинтересованного заказчика и значительных капитальных вложений.

На рис.10 представлена схема использования НТД в системе солнечного теплоснабжения

4 5

Рис. 10. НТД в системе солнечного теплоснабжения 1 - солнечный коллектор; 2 - тепловая труба;

3 - проточный коллектор; 4 - теплоприёмник; 5 - обратные клапаны;

6 - термонагнетатель; 7 -солнечный концентратор,

ОСНОВНЫЕ РЕЗУЛЬТАТЫ И ВЫВОДЫ

1. Впервые обоснован принцип создания насоса теплового действия, функционирующий в автоколебательном режиме.

2. Экспериментально доказана работоспособность насоса и выявлены 6 этапов цикла, отличающиеся физическими условиями переноса теплоты и массы внутри устройства.

3. Проведены систематические экспериментальные исследования процессов переноса теплоты и массы в элементах конструкции насоса.

4. Предложены инженерные методы определения функционально важных параметров (давления пара, температуры корпуса, расхода теплоносителя) на основе компьютерной визуализации динамических процессов.

5. На основе физического моделирования получены характеристики динамических процессов нагрева и охлаждения испарителя, а также процесса парсгенерации.

6. Разработан эффективный метод обработки и обобщения опытных данных, основанный на классических положениях теории и практики теплотехнического эксперимента.

7. На основе положений теории тепло- и массолереноса предложена система полуэмпирических уравнений для прогнозирования параметров цикла на этапах их интенсивного изменения. Показано удовлетворительное качественное и количественное совпадение расчётных и опытных данных.

8. Сделан ряд технических предложений по совершенствованию систем тепло- и хладоснабжения и повышения их надёжности за счет использования насосов теплового действия в качестве резерва или основного нагнетателя.

Обозначения: г - теплота парообразования. R - гаягтяя постоянная, М~ масса, S — поперечное сечение конденсатора, у -положение границы раздела фаз, к— коэффициент теплопередачи, G - расход.

Индексы: и - испаритель, к - конденсатор, пг - парогенератор, пот - потери, м - металл, ж - жидкость, пор - порождение.

Основные положения диссертации отражены в следующих публикациях:

1. Буй Мань Ту, Сасин В.Я., Савчеикова U.M., Парёхина И.В. Экспериментальные и теоретптические исследования тепло- и массоперепоса в испарителе двухфазного вытеснительного насоса теплового действия // «Вестник МЭИ» - №4. - 2009. с. 29 - 34.

2. Буй Мань Ту, Парёхина И.В., Сасин В.Я. Математическое моделирование процессов тепло и массопереноса системы насоса теплового действия (НТД) // Радиоэлектроника, Электротехника и Энергетика. Четырнадцатая Междунар. науч.-техн. конф. студентов и аспирантов: Тез. докл. В 3-х т. - М.: МЭИ, 2008. Т. 2. - с. 351 - 352.

3. Буй Мань Ту, Сасин В.Я. Экспериментальные исследования элементов насоса теплового действия (НТД) и анализ результатов расчетов по математической модели // Радиоэлектроника, Электротехника и Энергетика. Пятнадцатая Междунар. науч.-техн. конф. студентов и аспирантов: Тез. докл. В 3-х т. - М.: МЭИ, 2009. Т. 2. - с. 386 - 387.

4. Буй Мань Ту, Сасин В.Я., Парёхина И.В. Влияние температуры среды внешнего контура на рабочие характеристики насоса теплового действия // Радиоэлектроника, Электротехника и Энергетика. Шестнадцатая Междунар. науч.-техн. конф. студентов и аспирантов: Тез. докл. В 3-х т. -М.: МЭЙ, 201*0. Т. 2. - с. 416-417.

Подписано в печать /6>Oi- зак. тир. П.л. fA^ Полиграфический центр МЭИ (ТУ) Красноказарменная ул.,д. 13

Введение.

Глава 1. Современное состояние разработок термоколебательных двухфазных теплопередающих устройств.

1.1 Управляемый насос теплового действия.

1.1.1 Простейший управляемый насос теплового действия.

1.1.2 Управляемый насос теплового действия с термо - 11 элиарическим холодильником.

1.2 Автоколебательный насос теплового действия.

1.2.1 Первая модель автоколебательного насос теплового действия.

1.2.2 Простейший автоколебательный насос теплового действия.

1.2.3 Двухфазный пульсационный насосный контур с одним парогенератором и внутренним промежуточным сосудом.

1.2.4. Устройство и принцип действия системы насоса теплового действия с одной трубкой.

1.2.5. Насос теплового действия для жидкостного контура.

1.2.6. Термонагретатель вытеснительного типа с внешним контуром.

1.2.7. Двухфазный контур с сильфонным нагнетателя.

1.3. Выводы.

Глава 2. Предварительные экспериментальные исследования насоса теплового действия и его элементов.

2.1 Описание действующего макета насоса.

2.2 Описание экспериментальной установки.

2.3 Проверка работоспособность насоса (определение основных этапов цикла).

2.4 Экспериментальные исследования элементов насоса.

2.4.1 Определение гидравлических характеристик обратных клапанов.

2.4.2 Определение тепловых потерь испарителя.

2.4.3 Физическое моделирование динамических процессов парогенерации.

2.4.4 Конструктивные методы увеличения производительности насоса.

2.5 Выводы.

Глава 3. Математическое моделирование процессов тепло - и массопереноса насоса теплового действия.

3.1. Изменение давления пара.

3.2. Уравнения движения жидкости в накопительной ёмкости и внешнем контуре.

3.3. Тепломассопередача в испарителе.

3.4. Тепломассопередача в накопителе-конденсаторе.

3.5. Особенности поэтапного расчёта параметров цикла насоса теплового действия.

3.6. Анализ результатов расчёта и краткие выводы по главе.

Глава 4. Рекомендации по применению перекачивающих насосов теплового действия в технике.

4.1 Нагнетательные насосы в абсорбционных трансформаторах тепла.

4.2 Перекачивающие и нагнетательные насосы в струйных трансформаторах тепла (эжекторные холодильные машины).

4.3 Использование НТД в системе солнечного теплоснабжения.

4.4 Перекачивающие насосы в парокомпрессионных аммиачных холодильных установках.

4.5 Особенности конструирования насоса теплового действия.

4.6 Выводы.

В настоящее время во Вьетнаме, так же как в России и в мире актуальна проблема повышения энергетической эффективности теплотехнологических процессов и установок за счет использования нетрадиционных и вторичных источников энергии. Одним из возможных путей решения этой проблемы является создание систем тепло - и хладоснабжения без использования электромеханических побудителей движения, в которых циркуляция теплоносителя осуществляется за счет теплоты источнике с повышенным температурным потенциалом по отношению к температуре рабочего контура.

Одним из актуальных и относительно современных направлений двухфазной технологии является разработка термоколебательных двухфазных теплопередающих устройств, которые являются насосом теплового действия (НТД).

Конструктивное многообразие этих устройств усложняет их • классификацию, однако, можно заметить, что все НТД отличаются от иных* двухфазных теплопередающих устройств ( таких как тепловые трубы, термосифоны.) тем, что циркуляция теплоносителя в них происходит периодически. В отдельных элементах НТД жидкость поочередно сначала накапливается, а затем расходуется, причем этот процесс периодически повторяется.

В некоторых случаях элемент, в котором возбуждаются термоколебания может функционально выполнять роль обычного насоса, обеспечивающего циркуляцию жидкого теплоносителя. Термоколебания при этом поддерживаются с помощью обычного маломощного нагревателя ( например, электрического) и представляют собой чередующиеся процессы испарения и конденсации, сопровождающиеся пульсациями давления пара, которые и являются движущей силой в процессе циркуляции теплоносителя.

В настоящее время известен обширный ряд двухфазных теплопередающих систем, успешно применяемых на практике при разработке систем обеспечения теплового режима различных объектов, создании энергосберегающих теплотехнологических процессов и оборудования. К их числу относятся термосифоны и тепловые трубы, двухфазные циркуляционные контуры с капиллярными и механическими насосами. Разнообразие принципов их функционирования определяется в основном различием движущих сил под действием которых конденсат возвращается в зону испарения рабочей жидкости, но общим является то, что характер процессов тепло- и массопереноса не меняется со временем за исключением пускового периода.

Применимость того или иного типа перечисленных устройств определяется главным образом их теплопередающей способностью, возможностью тепло- массопередачи с минимальным термическим сопротивлением при минимальных затратах финансовых и материальных ресурсов и максимальной степени надежности. Эти требования, часто противоречат друг другу. Современное тепловое оборудование, используемое в промышленности, работает с высокой эффективностью, высокой возможностью автоматического регулирования, но обладает высокой себестоимостью и повышенными требованиями к квалификации инженеров, занятых в эксплуатации и обслуживании оборудования.

Включение НТД в теплотехнологические системы повысит их эффективности и надежность, так как они имеют простую конструкцию, не требуют механического и специального автоматического регулирования, а возможность параллельной установки НТД в качестве резерва штатного насоса на работающих холодильниках с минимальным временем остановки снижают стоимость установки и эксплуатации

Целью данной работы является разработка и исследование теплогидравлических процессов в автоколебательных насосах теплового действия применительно к системам тепло - и хладоснабжения.

4.6 Выводы

1. Пульсационные двухфазные насосы теплового действия могут использоваться как в установках для хладоснабжения, так и в отопительных системах.

2. Для различных исходных данных разработка конструкции насоса является индивидуальным проектом.

3. Повышение производительности насоса достигается сокращением времени существования малопроизводительных этапов работы.

4. Объём сливаемой из накопителя жидкости, определяемый расстоянием от верхней точки до среза гидросифона должен быть не меньше, чем объём испарителя.

Материал корпуса насоса должен быть химически совместим с теплоносителем для устранения возможности образования неконденсирующихся газов.

1. Впервые обоснован принцип создания насоса теплового действия, функционирующий в автоколебательном режиме.

2. Экспериментально доказана работоспособность насоса и выявлены 6 этапов цикла, отличающиеся физическими условиями переноса теплоты и массы внутри устройства.

3. Проведены систематические экспериментальные исследования процессов переноса теплоты и массы в элементах конструкции насоса.

4. Предложены инженерные методы определения функционально важных параметров (давления пара, температуры корпуса, расхода теплоносителя) на основе компьютерной визуализации динамических процессов.

5. На основе физического моделирования получены характеристики динамических процессов нагрева и охлаждения испарителя, а также процесса парогенерации

6. Разработан эффективный метод обработки и обобщения опытных данных, основанный на классических положениях теории и практики теплотехнического эксперимента.

7. На основе положений теории тепло- и массопереноса предложена система полуэмпирических уравнений для прогнозирования параметров цикла на этапах их интенсивного изменения. Показано удовлетворительное качественное и количественное совпадение расчётных и опытных данных.

8. Сделан ряд технических предложений по совершенствованию систем тепло- и хладоснабжения и повышения их надёжности за счет использования насосов теплового действия.

9. Обоснована и описана последовательность действий при инженерном проектировании насосов теплового действия для произвольных исходных данных. Показано, что конструирование насоса является индивидуальным проектом.

1. Аметистов Е.В., Кпименко В.В., Павлов Ю.М. Кипении криогеных жидкостей. М.: Энергоатомиздат, 1995.

2. Амосов А.А., Дубинский Ю.А., Копченова Н.В. Вычислительные методы для инженеров. М.: «Высшая школа», 1994, 544 с.

3. Безродный М.К., Пиоро И.Л., Костюк Т.О. Процессы переноса в двухфазных термосифонных системах. Киев, 2005, 702 с.

4. Буй Мань Ту, Сасин В.Я., Савченкова Н.М., Парёхина И.В. Экспериментальные и теоредитические исследования тепло- и массопереноса в испарителе двухфазного вытеснительного насоса теплового действия. М.: издательство МЭИ, 2009. 29 - 34с.

5. Буй Мань Ту, Парёхина И.В., Сасин В.Я. Математическое моделирование процессов тепло и массопереноса системы насоса теплового действия (НТД) // Радиоэлектроника, Электротехника и Энергетика. Четырнадцатая Междунар. науч.-техн. конф. студентов и аспирантов: Тез. докл. В 3-х т. - М.: МЭИ, 2008. Т. 2. - с. 351 - 352.

6. Буй Мань Ту, Сасин В.Я. Экспериментальные исследования элементов насоса теплового действия (НТД) и анализ результатов расчетов по математической модели // Радиоэлектроника, Электротехника и Энергетика. Пятнадцатая Междунар. науч.-техн. конф. студентов и аспирантов: Тез. докл. В 3-х т. - М.: МЭИ, 2009. Т. 2. - с. 386 - 387.

7. Буй Мань Ту, Сасин В.Я., Парёхина И.В. Влияние температуры среды внешнего контура на рабочие характеристики насоса теплового действия // Радиоэлектроника, Электротехника и Энергетика. Шестнадцатая Междунар. науч.-техн. конф. студентов и аспирантов: Тез. докл. В 3-х т. - М.: МЭИ, 2010. Т. 2. - с. 416 - 417.

8. Васильев Л.Л., Гракович Л.П., Хрусталев Д.К. Тепловые трубы в системах с возобновляемыми источниками энергии. Минск, Наука и техника, 1988, 159 с.

9. Головин B.C., Кольчугин Б.А., Лабунцов Д.А. Экспериментальное исследование теплообмена и критических тепловых нагрузок при кипении воды в условиях свободного движения. ИФЖ, Т.6,№2 1963, с. 3 - 7.

10. Григорьев В.А., Зорин В.М. Промышленная теплоэнергетика и теплотехника// Справочник, Т.4. М.: Энергоатомиздат, 1991, 589 с.

11. Илларионов А.Г., Сасин В.Я., Федоров В.Н., Шитов Н.Ф.

Применение теории вероятностей и математической статистики или планировании и анализе результатов эксперимента, учебное пособие по курсу теория и методы теплофизического эксперимента. М.: издательство МЭИ, 1993, 81 с.

12. Исаченко В.П., Сукомел А.С., Осипова В.А. Теплопередача. М.: издательство «Энергия», 1975, 485 с.

13. Ивановский М.Н., Сорокин В.П., Чулков Б.А., Ягодкин И.В.

Технологические основы тепловых труб. М.: издательство «Моква Атомиздат», 1980, 160 с.

14. Исаченко В.П. Теплообмен при конденсации. М.: Энергия, 1989,239 с.

15. Кутепов А.М., Стерман JI.C., Стюшин Н.Г. Гидродинамика и теплообмен при парообразовании. М.: издательство Высшая Школа, 1983,447 с.

16. Jle Суан Хоа. Разработка и исследования двухфазного пульсационного теплопередающего контура для безнасосных пульсационых пароэжекторных холодильных машин. Диссертация на соискание ученой степени кандидата технических наук, 1999.

17. Лабунцов Д.А., Ягов В.В. Механика двухфазных систем. М.: Издательство МЭИ, 2000, 373 с.

18. Михеев М.А., Михеева И.М. Основы теплопередачи. М.: Энергия, 1977, 344 с.

19. Павлов Ю.М., Захаров С.В., Борисов Е.Ю. Перегревы и закипание жидкостей // Учебное пособие. М.: издательство МЭИ, 2007,48 с.

20. Савченкова Н.М. Анализ процессов тепломассообмена в пульсационных термосифонах и возможности их применения // 7-я международная научно-техническая конференция студентов и аспирантов. В 3-х т. - М.: МЭИ, 2001. Т. 3. - с. 57 - 58.

21. Смирнов Г.Ф., Цой А.Д. Теплообмен при парообразовании в капиллярах и капиллярно-перистых структурах. М.: Издательство МЭИ, 1999, 440 с.

22. Соколов Е.Я. Зингер Н.М. Струйные аппараты. М.: Энерго -атомиздат, 1989, 352 с.

23. Соколов Е.Я., Бродянский В.М. Энергетические основы трансформации тепла и процессов охлаждения. М.: Энергоиздат, 1981, 320 с.

24. Фисенко В.В. Критические двухфазные потоки. М.: Атомиздат, 1978, 159 с.

25. Федоров В. А. Мильман О.О. Тепло- гидравлические автоколебания и неустойчивность в теплообменных системах в двухфазным потоком. М.: Издательство МЭИ, 1998, 235 с.

26. Шелгинский А.Я. Тепловые трубы в системах теплоснабжения и утилизации ВЭР// Учебное пособие. М.: издательство МЭИ, 2005, 52 с. 1 f г

27. Bui Hai, Tran The Son. Ky thuat nhiet. Nha xuat ban khoa hoc va ky thuat, 2008, 218 p.

28. Bui Hai. Bai tap ky thuat nhiet. Nha xuat ban khoa hoc va ky thuat,

2008, 184 p.

29. Bui Hai. Tinh toan thi£t ke thi6t bi trao doi nhiet. Nha xudt ban khoa hoc va ky thuat, 2007, 580 p.

30. Borodkin A.A., Kotlyrov E.Yu., Serov G.P. Evaporating condensing pump for providing of working Fluid circulation in two-phase heat transferring system // International Conference on Environmental Systems (ICES), July, 2005, Rome, Italy.

31. Faghri Amir. Heat Pipe Science And Technology. Publisher: Taylor & Francis; 1 edition, 1995, 908 c.

32. Hoang Binh Tin, Le Chi Hiep. Nhiet dong lire hoc ky thuat. Nha xuk ban khoa hoc va ky thuat, 1997, 252 p.

33. Hoang Binh Tin. Тгиуёп nhiet va tinh toan thiet bi trao doi nhiet. Nha xudt ban khoa hoc va ky thuat, 2007, 582 p.

34. Okeyasu Kenji. Heat transport apparatus. United States Patent № 4625790, 1986.

35. Reay D. A., Kew P. A. Heat Pipes, Fifth Edition: Theory, Design And Applications. Publisher: Butterworth-heinemann, 2006, 377 c.

36. Sasin V.Ya, Shelginskii A. Ya. Heat - transfer rate in the condenser section of a heatpipe. Translated from Inzhernerno- Fizhichexkii zhurnal, vol.15, №3, 1973, c. 436-439.

37. Tran Van Phil. Truyen nhiet. Nha xuat ban giao due, 1998, 232 p.

38. Tamburini P. "T - System" proposal of a new concept heat transport system.// International Heat Pipe Conference, 3rd, Palo Alto, Calif., May 22-24, 1978, Technical Papers. (A78-35576 14-34) New York, American Institute of Aeronautics and Astronautics, Inc., 1978, p. 346-353.

113