автореферат диссертации по энергетическому, металлургическому и химическому машиностроению, 05.04.03, диссертация на тему:Разработка и исследование процессов теплонасосного опреснителя соленой воды

На правах рукописи

/7

0046014И^.

ЖЕРНАКОВ Андрей Сергеевич

РАЗРАЦОТКА И ИССЛЕДОВАНИЕ ПРОЦЕССОВ ТЕПЛОНАСОСНОГО ОПРЕСНИТЕЛЯ СОЛЕНОЙ ВОДЫ

Специальность 05.04.03. - Машины и аппараты, процессы холодильной и криогенной техники, систем кондиционирования и жизнеобеспечения

АВТОРЕФЕРАТ диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

2 9 ДПР 2070

МОСКВА-2010 г.

004601403

Работа выполнена в государственном образовательном учреждении высшего профессионального образования Московском Государственном Университете Инженерной Экологии (МГУИЭ) на кафедре «Холодильная и криогенная техника».

Научный руководитель:

Заслуженный деятель науки Российской Федерации,

доктор технических наук, профессор КАЛНИНЬ Игорь Мартынович

Официальные оппоненты:

доктор технических наук, профессор БАБАКИН Борис Сергеевич

кандидат технических наук, доцент ЛУНИН Анатолий Иванович

Ведущая организация: ОАО «ВНИИХолодмаш-Холдинг»

с

Защита состоится «20» мая 2010 года в 16 часов на заседании диссертационного совета Д.212.145.01 при Московском государственном университете инженерной экологии по адресу: 105066, г. Москва, ул. Старая Басманная, 21/4, аудитория имени Л.А. Костандова (Л-207).

С текстом диссертации можно ознакомиться в библиотеке МГУИЭ. Автореферат разослан « » 2010 года.

Ученый секретарь диссертационного совета, к.т.н.

ТРИФОНОВ С.А.

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность работы. Пресная вода является одним из важнейших фиродных ресурсов и сырьем для различных отраслей промышленности, нергетики, муниципального водоснабжения и сельского хозяйства. Совре-енный этап развития цивилизации характеризуется нарастающим дефици-ом пресной воды.

В качестве источника пресной воды чаще всего рассматривается миро-ой океан. В последние годы отмечается быстрый рост мирового рынка обо-удования, предназначенного для опреснения морской воды.

Если в 1990 году мировые опреснительные мощности обеспечивали олучение 4 млн. м3 пресной воды в сутки, в 2000 году - 16 млн. м3/сут., то в 006 году - 50 млн. м3/сут. при производительностях отдельных установок от ескольких литров до тысяч м3 в сутки.

В настоящее время основными технологиями, используемыми для оп-еснения морской воды, являются дистилляция (50...60% опресненной воды), вязанная с фазовыми переходами воды (выпаривание), и обратный осмос 30...40%), основанный на использовании полупроницаемых мембран. Эти етоды постоянно совершенствуются и конкурируют между собой. Каждый з способов в зависимости от параметров процесса, принципа действия имеет вою область применения.

В мембранных опреснителях (обратный осмос) достигаются низкие дельные затраты энергии - 5...15 кВгч/м3. Недостатком является необходи-ость тщательной предподготовки поступающей воды и коррекция показатели в соответствии с нормами, предъявляемыми к питьевой воде, что приво-ит к существенному повышению расхода энергии.

В дистилляционных (выпарных) опреснителях может быть достиг-то самое высокое качество опресненной воды. Подобные дистилляторы ироко используются также в системах водоподготовки на тепловых и атом-ых электростанциях, а также котельных установках.

Расход тепла на получение 1 кг пресной воды в одноступенчатом дис-1илляционном опреснителе составляет около 2400 кДж. Рекуперация тепла . азовых переходов в многоступенчатом опреснителе позволяет снизить рас-од тепла на 1 кг пресной воды до 250...300 кДж, что соответствует 70...80 кВтч/м3 пресной воды при числе ступеней 8...10.

Рассматриваемые в настоящей работе теплонасосные опреснители (ТНО) являются новым типом выпарных опреснителей, в которых генерация и рекуперация тепла фазовых превращений воды осуществляется с помощью обратного термодинамического цикла теплового насоса на низкокипящем рабочем веществе. Предложенное устройство ТНО защищено патентом. Известны зарубежные патенты.

Несмотря на наличие патентов и некоторых публикаций, не известны работы, раскрывающие закономерности и взаимосвязь процессов ТНО.

Црль работы. Снижение расхода энергии на получение пресной воды, упрощение установок дистилляции на основе использования теплового насоса, работающего на низкокипящем рабочем веществе.

Задачи работы:

1) разработать принципиальную схему и выполнить расчетно-теоретическое описание процессов ТНО;

2) обосновать выбор рабочего вещества теплового насоса;

3) выбрать типы основных элементов ТНО: теплообменных аппаратов (испаритель, конденсатор, переохладитель, рекуперативные теплообменники), компрессора;

4) экспериментальным путем уточнить закономерности теплообмена при кипении Ш23 в большом объеме;

5) испытать канальный испаритель в составе лабораторного образца теплового насоса (ТН) на Ш23;

6) разработать методику расчета ТНО и определить основные параметры реального теплонасосного опреснителя.

Научная новизна работы:

1) впервые выполнено расчетно - теоретическое описание процессов ТНО, раскрыты закономерности и взаимосвязь процессов:

^ показано, что с помощью обратного термодинамического цикла рабочего вещества осуществляется полная рекуперация тепла фазовых превращений воды в одноступенчатом процессе; ^ показана возможность нагрева соленой воды до температуры кипения за счет переохлаждения жидкого рабочего вещества после конденсатора теплового насоса, что повышает энергетическую эффективность цикла;

^ показано, что энергетическая эффективность цикла определяется суммой температурных напоров в испарителе и конденсаторе теплового насоса и может быть повышена путем минимизации температурных напоров;

2) обоснован выбор рабочего вещества Ш23 (С2НС12Р3) с нормальной температурой кипения выше 270К;

3) впервые получены экспериментальные данные по теплоотдаче при кипении рабочего вещества Ш23 в большом объеме в условиях низких удельных тепловых потоков менее 10 кВт/м2 и подтверждена зависимость Купера;

4) по результатам испытания канального испарителя ТН подтверждена выбранная модель Гунгора - Винтертона для расчета испарителя ТН.

Практическая ценность: 1) разработана методика и программа расчета ТНО и его элементов;

2) даны рекомендации по выбору типов конструкции основных элементов ТНО: кожухотрубный разборный испаритель и конденсатор с кипением и конденсацией рабочего вещества внутри труб, пластинчатые полуразборные рекуперативные теплообменники, компрессор центробежного типа и другие;

) определены характеристики и показатели ТНО производительностью 0,2 м3/ч дистиллята.

Апробация работы. Основные научные результаты работы были до-ожены и обсуждены на научных конференциях в XVI Школе-семинаре мо-одых ученых и специалистов под руководством академика РАН А. И. Леон-ьева «Проблемы газодинамики и тепломассообмена в энергетических уста-овках» (г. Санкт-Петербург, 2007), студентов и молодых ученых МГУИЭ (г. осква, 2008), в XVII Школе-семинаре молодых ученых и специалистов под уководством академика РАН А.И. Леонтьева «Проблемы газодинамики и пломассообмена в аэрокосмических технологиях» (г. Жуковский, 2009).

Публикации. Материалы, изложенные в диссертационной работе, на-ли отражение в 5 опубликованных печатных работах, в том числе 1 в изда-ии, рекомендованном ВАК РФ.

Достоверность полученных результатов обеспечена применением на-чно-обоснованного метода экспериментального исследования и использова-ием гостированных поверенных приборов.

Структура и объём диссертации. Диссертационная работа состоит из ведения, четырех глав, выводов, списка литературы и приложений. Работа одержит 109 страниц основного текста, включая 19 рисунков, 12 таблиц и 1 риложение. Список литературы содержит 136 наименований.

СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Во введении обоснована актуальность проблемы опреснения соленой оды, показана роль и значение опреснения, обозначена перспективность оздания теплонасосных опреснителей соленой воды на базе ТН при наличии ругих типов опреснителей, и сформулирована цель работы.

В первой главе приведен обзор доступных источников (публикации, атенты), имеющих отношение к достижению поставленной в данной работе ели, и оценена целесообразность использования имеющихся в них результа-IB. Рассмотрены работы по опреснителям разных типов, теплонасосным преснителям, тепловым насосам, рабочим веществам (РВ), компрессорам, плообменным аппаратам различных типов, исследованиям в области теп-опередачи.

На основе проведенного анализа литературных источников сформулированы основные задачи исследования.

Во второй главе проведен расчетно-теоретический анализ процессов

ТНО.

Теплонасосный опреснитель состоит из двух контуров: замкнутый крнтур теплового насоса, работающий на низкокипящем веществе, и разомкнутый дистилляционный контур (рис. 1).

Работа в контуре теплового насоса должна обеспечивать перенос тепла конденсации паров воды на более высокий температурный уровень, соответствующий температуре кипения соленой воды. Процессы выпаривания воды и конденсации водяного пара в дистилляторе могут протекать при температуре, соответствующей атмосферному давлению, либо при пониженных температурах в условиях вакуума.

и®

сЗ» ♦ 3

сг • • 3'

д1

к

1конц

t>< -toX в" + в" + ~ Ънон»)

5

Р ф

Ри

Ро

ЦП

3'

дк

ЦК5

У 25,

до

1л

г

I

Рис. 1. Теплонасосный опреснитель соленой воды:

а - упрощенная принципиальная схема опреснителя: ГС - герметичный сосуд; К - конденсатор; И - испаритель; КМ - компрессор; ДВ - дроссельный вентиль; Н -насос для подачи соленой воды; РТ - рекуперативный теплообменник; Я - переохла-

дитель РВ; б - упрошенная схема ТН: в, г - термодинамический цикл ТН в координатах 1 — Б и р - 1: 1 - 2 - сжатие РВ в компрессоре; 2 - 3 - охлаждение и конденсация РВ в К; 3-3'-переохлаждение РВвП; 3'-4-дросселирование жидкого РВ вДВ; 4-1- кипение РВ в И.

В результате оценки преимуществ и недостатков принята система ТНО с процессами дистилляции при атмосферном давлении. В этих условиях кипение и конденсация рабочего тела ТН и дистиллята протекают в диапазоне рабочих температур 97...104°С. Рабочее вещество, способное работать при этих температурах, должно иметь нормальную температуру кипения Тн.к>270 К (табл. 1).

Ю23 среди синтетических рабочих веществ имеет наиболее благоприятные показатели по экологической безопасности. Применение горючих рабочих веществ (Я600, 11601) на данном этапе не рассматривалось. Безопасность и более высокая энергоэффективность стали теми критериями, которые позволяют использовать хладагент Ш23 в ТНО, способных конкури-овать на рынке опреснительных технологий.

В основе расчетно-теоретического исследования лежат тепловые балансы. Тепловой баланс контура дистилляции:

N„0^= вр- Ср- 1Р2+ вд- Сд- 1д2-Ос- Сс- Ь, кВт (1)

Энергия МП0Тр, подведенная извне для обеспечения процесса дистилляции, зависит от степени рекуперации тепла фазовых превращений и рекуперации тепла отводимых потоков дистиллята и рассола к приточной соленой воде.

Таблица 1

Параметры теоретического термодинамического цикла_

Характеристики Я600 Ш14 ЯП Ш23 Ш41Ь Я601 Ш13

Молекулярная масса, Мй, г/моль 58,1 170,92 137,7 152,9 116,95 72,15 187,38

Давление кипения при 97°С, Ро, бар 14,38 13,36 7,72 7,34 6,33 5,53 4,06

Давление конденсации при 104°С, Рк, бар 16,48 15,37 8,96 8,58 7,40 6,47 4,79

Уд. массовая теплопроизв., чк, кДж/кг 252,9 84,4 145,1 130,2 182,1 291,6 124,0

Изоэнтропная работа сжатия, Ь, кДж/кг 5,3 1,8 2,9 2,6 4,4 НД 2,6

Коэффициент преобразования, ц 48 47 51 50 41 26 48

Уд. объемная теплопроизв., кДж/м3 9170 8423 5840 5740 5059 4433 3474

/д. расход энергии на 1 м3 диет., кВгч/м3 13,5 13,8 12,8 12,5 15,7 24,7 13,5

При отсутствии рекуперации тепла и расходе дистиллята Од= 1 кг/с:

N„04,= С/х ■ Гкип = 1 • 2264,3 = 2264,3 кВт

Удельные затрату энергии при вд = 1 кг/с = 3,6 м3/ч: Ьпотр = Мпотр / вд = 2264,3 / 3,6 = 629 кВгч/м3

Для анализа связи тепловых потоков дистиллятора с подведенной энергией НПОТр по уравнению (1) в качестве определяющих параметров приняты: йд - расход дистиллята, кг/с; а = вд / вс - доля обессоленной воды; ^ -температура приточной соленой воды; Д^ - недорекуперация тепла на выходе, К. Тогда: вр = вд • (1/а - 1) - расход рассола, кг/с; ^ = + Мц) - темпе-

ратура дцст^щята на дьщоде; 1Р2 = (^ + ДУ - температур а-ра?сола наг выходе. С учетом этйх решений уравнение (1):

П,к0т (2)

Н„отр - Сд

- • (С, • (1С1 +Мн)-Сс-1а)+(Сл-Ср)-(<С1+Д<Н) а

^потр ~~

I ■ (С, ■ (/С1 + Д/„ Ь Сс ■ /С1) + (С д - С г) ■ (?п + Мн) а

, Л_, кВт ч/м3 (3) 3,6

Процессы контура теплового насоса: дг _ = ' ^ = ^я'г™ . , кВт (4)

% % % Як

Изоэнтропная мощности Н<; = Оа • 18 зависит от температур конденсации 1К и кипения ^ РВ, которые для выбранного РВ определяют его удельную теплоту конденсации (теплопроизводительность) и удельную холодопро-изводительность qo. Температура кипения РВ: ^ = 1конд - 0И. Температура конденсации РВ: ^ = ^ + 0К. Разность температур конденсации и кипения в термодинамическом цикле теплового насоса: ^ - ^ = 9К + 0И + 0КИП - ^овд)-

Изоэнтропная работа цикла 15 = Чкв + Чп - Чо = ^ (0и> 6к)- Теплота конденсации РВ = Чк' затрачивается на выпаривание дистиллята из соленой воды. Холодопроизводительность СЬ = Чо' Оа затрачивается на конденсацию водяного пара. Необходимый расход РВ: ва = <3К / qк = вд • гкип / qк. Коэффициент преобразования теплового насоса: цд = / М,„. Удельная внутренняя мощность теплового насоса: £ _ - гтп, 4___L,кBт•ч/м3 (5)

Сд % дк 3,6

В ТНО энергия, подведенная извне для полной рекуперации тепла фазовых превращений, определяется внутренней мощностью теплового насоса, т.е. ЭДпатр — №вн, Ьпотр — 1-«вн.

Решение системы уравнения (3) Ьпотр = Г (а, Д^) и уравнения (5) Ьвн = = £ (0И, 0К) в графическом виде представлено на рис. 2 Оа = 26°С, соленость воды - 3%, ^п = 101°С, 1К0НД = 100°С, г)з = 0,9). Из построений по рис. 2 следует, что параметры 0И, ©к, а и Д1н жестко связаны между собой.

Снижение удельных затрат энергии достигается минимизацией 0И и 0к. Повышение доли пресной воды а = вд / вс (степени обессоливания) Достигается повышением недорекуперации тепла Д^ на выходе из ТНО.

Теоретическому минимуму затраты энергии Ьт;„ = 4,9 кВгч/м3 соответствуют параметры 0И = 9к = 1 К, Д1Н = 2 К и а = 0,75.

Тепловые нагрузки:

Ок = бд' гкип;

бд' Гконд;

Орт = Од • (1 / а - 1) • СР • (1кип- 1с, - Д1Н) + вд• Сд• (1К0НД- - ДУ; <3п = вд/ а ■ сс- Окип-Ы = Чгь

Аи, = Окип- Ъ) = а ■ Гкип • и / (чк • Сс); Ъ = к)1 + а • 0РТ / (йд • Сс);

баланс тепловых нагрузок - Ьв„ = Ывн / = Ы„„ • гКИП / (}к= гтп / цд.

Характеристики ТН

1,кВт'ч/м1\ Характеристики дистиллятора

ЙЧ'ОК АП 9,-1 К

Мн-2К Л1к = 4К &1н-6К ЛЫ'ЗК

$к-2К 6,'ЗК -30 6к=4 К

т

10

6», к

г

5 4 3 2 1 0

0,25

0,5

0,75

Рис. 2. Зависимость удельных затрат энергии Ь от а, 8И и 0К.

Процессы теплоотдачи в аппаратах. Процессы кипения соленой воды и конденсации водяных паров должны проходить в свободном пространстве корпуса ТНО с минимальным гидросопротивлением потоку водяного пара. Поэтому кипение соленой воды должно протекать в большом объеме на поверхности труб конденсатора ТН, а конденсация водяного пара - в свободном пространстве на поверхности труб испарителя ТН. Тогда испаритель и конденсатор должны быть кожухотрубного типа с кипением и конденсацией РВ в трубах. Рекуперацию тепла отходящих потоков дистиллята и рассола к приточной соленой воде целесообразно осуществлять в компактных полуразборных (очищаемых) пластинчатых теплообменниках.

С учетом коррозионной активности соленой воды кожухотрубный аппарат конденсатора ТН должен быть выполнен на базе труб из медно-никелевого сплава (возможно мельхиора), а пластинчатый рекуперативный теплообменник - из тонких титановых листов. Трубки конденсатора ТН -медные.

Для процессов кипения воды и особенно РВ необходимо в полной мере учесть влияние малых значений удельного теплового потока, снижающих интенсивность теплоотдачи.

Для процессов кипения и конденсации РВ необходимо обеспечить минимальное гидросопротивление в каналах, так как потери давления в них существенно увеличивают работу цикла ТН и затраты энергии на дистилляцию.

В литературе имеется обширный материал для зависимостей теплоотдачи по кипению и конденсации водяного пара на трубах, а также по конвективному теплообмену в каналах.

Положение коренным образом отличается в отношении выбранного Ю23. Это РВ является холодильным агентом узкого применения, отличается высокой молекулярной массой (Мя), круг работ по исследованию и расчету теплоотдачи на Я123 ограничен. Необходимо также учитывать, что процессы

кип^щя и крвдерсади^ Р0 в каналах (тр^бкх) проходят с переменными вдоль канала паросодержанием и удельными тепловыми потоками. Для повышения достоверности результатов расчета необходимо оперировать не средневзвешенными коэффициентами теплоотдачи для аппарата в целом, а определять величину необходимой теплообменной поверхности путем поэлементного расчета аппарата.

При формировании зависимости для расчета коэффициента теплоотдачи при конденсации 11123 в каналах рассматривались две работы. В первой используется уравнение подобия, не учитывающее массовую скорость РВ:

атнд = 0,683• УСсК-Рг ■ А- = 1,208• < > Оа-К-Рг < 1015- л.р.т.

Са=9,81-(1вн3-рк2/ца2; К=гк/(СрК-е,0; Рг=срк-цк/^.

Использование экспериментальных дайных второй работы (Харагучи) по конденсации Ц123 позволило учесть влияние массовой скорости. При ожидаемых исходных данных (бя^к-^Ш, с!вн=0,017м) Оа'К'Рг=Ю12 < 10 .

Гидросопротивление в гладких трубах Конденсатора рассчитано по зависимости Харагучи, подтвержденной им же экспериментально для 11123:

АРК =

1,1 + 1,3

Мк-Х„ ^

р.. ч„

При ожидаемых исходных данных (х=0,5; Мк=100кг/(м2-с); с!вн=0,017м) ДРК = 97,8 Па, что соответствует разности температуры насыщения Ю23 Д1К= = 0,01 К и является вполне приемлемой.

Поскольку коэффициент теплоотдачи от РВ при конденсации в канале практически не зависит от теплового потока, допустимо определять интегральное значение коэффициентов теплоотдачи.

Для процесса кипения Ш23 в канале, проходящего с возрастающим паросодержанием, необходимо учитывать изменение величины коэффициента теплоотдачи вдоль канала. Результирующий коэффициент теплоотдачи для двухфазного потока определяется как сумма коэффициентов теплоотдачи при пузырьковом кипении в объеме (акип у) и конвективном кипении (аконв): а = «кип у + «ком (принцип суперпозиции) По кипению Ш23 в большом объеме известна лишь работа Вебба, в которой проведено исследование при температурах насыщения 4,4°С и 27°С. Результаты исследования аппроксимированы зависимостью Купера, учитывающей свойства рабочего вещества (М^Р/Ркр) и удельный тепловой поток q: ок„пу=55- (Р/Ркр)0'12• (-1ов(Р/Ркр))"0,55• Мк0'5• Ч0'67 (6) Результаты эксперимента работы Вебба удовлетворительно согласуются с расчетными данными по зависимости (6) при я = 30 кВт/м2 для = 4,4°С и = 27°С. Возможность использования зависимости (6) для тепловых потоков д < 10 кВт/м2, характерных для испарителя ТН, требует подтверждения.

Для расчета теплоотдачи при кипении РВ в канале принята модель Гунгора - Винтертона, в которой объемная составляющая (акип у) также определяется по зависимости Купера (6), а конвективная составляющая (ак0„в) -по зависимости Диттуса-Боэлтера.

Для расчета гидросопротивления ДРИ при кипении в канале использована зависимость Греннеруда, подтвержденная экспериментально в работе Катгана для Ш23:

Д Ри =

1+ /•(* +4(*"-*10-У" ))■

Р,/Рг

-1

В таблице 2 приведены выбранные зависимости коэффициентов теплоотдачи.

Таблица 2

Принятые зависимости для расчета теплообменных аппаратов ТНО.

Процессы

Зависимость (формула)

Условия применения

Режим течения

Ожидаемые а, Вт/(м2-К)

агревсоленой воды в РТ1"

Яе = 1543

турбул.

8160

Охланздение истил. в РТ1

а=0,344'Ке0'705'Рг0,33-Ш 45 <Яе< 13200

Ле= 1710

турбул.

8590

агрев соленой води в РТ2Ж

Яе = 2901

турбул.

12700

Охлаждение ассола в РТ2

Яе = 3033

турбул.

13000

тг

Конденсация дяного пара в Й

а^^Ж^'Р'-г^Кц-в-й.)

Са-К-Рг<10 ОаК-Рг=8,5-10'

23700

а = 0,021-Кеи'8-Рг°'43-Ш1„

огрев соленой воды в П

Яе=10 +5-10 Яе=2,8-104

турбул.

3970

ипение соленой воды в К

а„„=0,54-(Сг-РгГ5а/<

а = 0,02ГКеи'8'Рг°'43-Ш:

СгРг=500-2-10' ОгРг=2,4-Ю6

конвек.

720

Охлаадение Ш23вП

Ке=10 -5-5-10 Ке=1,5'105

турбул.

1970

Конденсация Ш23 в К

Оа'К-РкЮ Са'К-Рг=10

2456

ипецие Ш23в Й

а = ау + а1!0НВ

■0,5 0,67

ау=55Рг0'12(-1о8Рг)-°'55-Ма--Ч аконв=0,023-Ке10'8-Рг°'4-Щ,

Рг=Р/Ркг Рг=0,0023-Ю,895

(ж- см. рис. 10)

Малое отношение давлений и малая удельная объемная теплопроизво-дительность в цикле теплового насоса при работе на II123 создают условия для эффективного использования компрессора центробежного типа (ХЦК).

Преимущества ХЦК: 1) высокий КПД т^ при низком числе Маха (Ми < 1); 2) всего одна центробежная ступень сжатия; 3) умеренная частота вращения

рртора и возможность привода от встроенного высокочастотного электродвигателя; 4) возможность полного отказа от смазки путем применения газовых или магнитных подшипников ротора; 5) малые габаритные размеры и масса; 6) высокая надежность и возможность безнадзорной работы.

В третьей главе рассмотрено экспериментальное исследование процессов ТНО. В качестве объекта экспериментального исследования принят испаритель тецлового насоса на R123 как наиболее проблемный элемент с точки зрения достоверного теплового расчета. Экспериментальное исследование проведено в два этапа. На первом этапе исследовалась теплоотдача при кипении R123 в большом объеме. На втором этапе испытывался канальный испаритель в составе лабораторного образца ТН на R123.

Для исследования на первом этапе создан экспериментальный стенд (рис. 3). Использовалась апробированная методика, по которой на кафедре ХКТ проводились исследования по изучению кипения азота, гелия и фреона R12 в большом объеме.

1 - криостат; 2 - экспериментальный элемент; 3 - капка; 4 -заправочный вентиль; 5 - манова-кууметр; 6 - термопары; 7 -баллон с жидки.и R123; 8 - ванна с горячей водой; 9 - вентиль на баллоне; 10 - керамическая трубка; 11 - слой нихрома; 12 - герметичный теплоизолятор (фторопластовая пробка); 13 - токопод-водящие провода; 14 - токопод-водящие кольца; 15 - королек термопары; 16 - термопара стенки; 17 - термопара жидкости; 18 - водяной конденсатор; 19 - вакуумный насос; 20 - автотрансформатор (JIATP); 21 -заправочный манометр; 22 -измеритель 2ТРМ0; 23 - донный нагреватель; 24 - герморазьем.

Рис. 3. Экспериментальный стенд для исследования теплоотдачи при кипении R123 в большом объеме в условиях естественной Конвекции.

Экспериментальный элемент (ЭЭ) (2) представляет собой гладкую горизонтально расположенную керамическую трубку (10), нагреваемая электрическим током, наружная поверхность которой покрыта слоем нихрома (11). Измерение подводимой мощности производилось с помощью цифрового универсального вольтметра В7-38.

/4 ¡г а ю 15 1613 ' / / / I \

Во избежание влияния т^плопритоков с торцов элемента рабочий спай (15) располагался по центру равноудалено от торцов для наиболее точного замера температуры стенки, соответствующей однородной температуре поля.

Давление в криостате (1) поддерживалось с помощью нагревателя (23) и водяного конденсатора (18) и контролировалось мановакууметром (5). Показания термопар (17) и (16) выводились на дисплей измерителя 2ТРМ0 (22). Для поддержания вакуума в криостате (1) использовался вакуумный насос №

Эксперименты проводились при давлениях Р = 0,4, 1,0 и 2,0 бар (Р/Ркр = 0,011, 0,027 и 0,054), которым соответствуют температуры насыщения 4,4, 27 и 48°С, в диапазоне тепловых нагрузок от 1 до 20 кВт/м .

Рассчитывали: я = р / Еэ = и ' I / (я • с1э • 1Э); а^п у = Я / Ои - Ы.

Теоретические результаты, рассчитанные по зависимостям Купера (6) и Кружилина. Полученные экспериментальные данные при давлениях кипения 0,4 и 1 бар представлены на рисунках 4 а, б.

а б

Рис. 4. Экспериментальные и теоретические зависимости акип у = f (ч): 0 -

экспериментальные точки; кривые, рассчитанные по уравнениям 1 - Купера (б); 2 -Кружилина.

Наилучшую корреляцию экспериментальных и расчетных данных во всем диапазоне изменяемых параметров теплового потока я и давления Р (рис. 4) показывает зависимость Купера (6), что подтверждает возможность использования данной зависимости при я < 10 кВт/м2. Расхождение не превышает 6%... 15%.

Результаты представленной работы и экспериментальные данные Вебба хорошо согласуются в диапазоне я = 10...20 кВт/м2, что подтверждает достоверность полученных экспериментальных данных в актуальном для ТНО диапазоне при я < 10 кВт/м2 (рис. 5).

Рис. 5. Согласованность экспериментальных и расчетных данных яКипУ= Г (я): (а)> (б)-кривые по зависимости Купера (б) при <$= 4,4°С и 27°С; (в), (г) - экспериментальные точки данной работы при = 4,4 °С и 27°С; (д), (е) - экспериментальные точки Вебба при = 4,4°Си 27°С.

Прибор (22) и термопары (6) совместно тарировались фирмой ОВЕН с целью снижения погрешности измерения температур стенки и насыщенной жидкости.

Относительная ошибка в определении экспериментальных коэффициентов теплоотдачи при максимальном давлении Р = 2 бар и минимальной тепловой нагрузке я = 1 кВт/м2 составила 7,2%.

Автор выражает благодарность кандидату технических наук ШАПОШНИКОВУ Валерию Алексеевичу за оказанную им помощь в проведении исследования.

На втором этапе испытан канальный испаритель в составе лабораторного образца теплового насоса на Ш23 с целью подтверждения возможности использования для расчетов модели Гунгора - Винтертона.

Стенд состоит из контура теплового насоса и контура подачи горячей воды в межгрубное пространство противоточного испарителя (И) типа «труба в трубе», в канале которого кипит Ш23 (рис. 6). Обогрев осуществлялся горячей водой, подогреваемой ТЭНом до заданной температуры. Для непрерывной работы системы в баке (Б) поддерживался уровень горячей воды. В установившемся тепловом режиме замерялись температура горячей воды на входе и выходе из (И), а также температура Ш23 на входе и выходе из канала термосопротивлениями с выводом данных на измеритель 2ТРМ0. Расход горячей воды мерился водяным счетчиком ВСГ-15 (Р2).

Испытания испарителя проводились при температурах кипения Ш23 ^=30'С (Р0=1Д бар) и 1о=50°С (Р0=2,12 бар). Компрессор (КМ) с объемной производительностью Ут= 0,00124 м3/с при этих условиях обеспечивал холо-

допроизводительность ТН СЬ = 1,17...1,75 кВт. Тепловой баланс достигался изменением расхода греющей воды при фиксированной температуре на входе в (И), который отвечал условиям турбулентного режима течения в межтрубном пространстве (Кетрт. > 104). Для возможности варьирования массовой скоростью РВ были испытаны (И) с двумя вариантами размеров труб (020x1,5; Ввк= 0,032 м; Ь = 2,75 м; Р!вдейст= 0,146 м2 и 012x1,5; Бвн= 0,016 м; Ь = 3,5 м; Рвндейст= 0,099 м2).

Рис. 6. Теплотехнический стенд для испытания канального испарителя в составе лабораторного образца ТН на Ш23:

КМ - ротационный компрессор; КВО-конденсатор воздушного охлаждения; ДВ - дроссельный вентиль; И - испаритель теплового насоса; РВ1, РВ2 -регулирующие вентили; Р1, Р2 - водяные счетчики ВСГ— 15; Н - жидкостной насос БАЕЯ АУ О производительностью 2 м3/ч; Б - бак.

Была проведена предварительная тарировка межтрубного пространства испарителя (рис. 7). Полученные экспериментальные данные по теплоотдаче от горячей воды в межтрубном пространстве согласуются с данными, рассчитанными по зависимости справедливой для турбулентного режима течения: агор= 0,023 • Ле0,8 ■ Рг0'33 • Хг0р/ с1экв.

Рис. 7. Тарировочный

ель— 220 В

стенд:

ЛАТР - регулятор напряжения, V- вольтметр, ТЭН - электрический водонагреватель, О — расходомер, I - термопары, И ТН- испаритель ТН.

- -виз

- -водопроводная вода

; Вода в каналюадю а—

С использованием данных испытаний в качестве исходных (Ощо. ^ 1о) с помощью модели Гунгора - Винтертона проводился поэлементный расчет испарителя с определением изменения параметров (акип, 9а, я, Рвнрасч) вдоль канала (рис. 8). Достоверность расчета оценивалась по отклонению расчетных (Рварасч) и замеренных поверхностей испытанных испарителей СР„"-"). Результаты испытаний сведены в таблицу 3.

Расхождения расчётных и замеренных поверхностей испарителей составили 10%, 11% и 8%.

Расчетное значение погрешности измерения подводимой тепловой нагрузки составила 8,1%.

_Таблица 3

Режим Испаритель FB„fleiiCT,M2 Gmo, кг/с <1>Н20, м/с twl •с GR, кг/с м„, кг/(м2с) to, ■с Q. кВт q, кВт/м2 г; расч гвн » м2

1 0,146 0,280 0,575 39,0 0,007 30 30 1,17 8,07 0,132

2 0,146 0,184 0,382 62,8 0,013 58 50 1,75 13,5 0,130

3 0,099 0,110 1,270 59,6 0,013 210 50 1,75 19,2 0,091

7,5 7,0, 6,5

I

' 6,05,5 5,0

3,5■ 3,0-

?г,5

л

^

ÍW1

1,0 -

0,50

-я- -я

-•- -От

Д -в.

С» -Fu

Ми =210 кг/(м!с), п=50°С

Fm*-'0,099 м2

f':; о,091м!Л э

с»

. а....."

<Г

-А-

Хср i

■24,0 ■22,0 ■20,0 ■18,0 ■16,0 ■14,0

s

Рис. 8. Расчетные параметры вдоль канала И

5 ТН: q - тепловой § поток, кВт/м2; s* ают - коэффициент теплоотдачи при кипении R123, 0,100 Вт/(м2-Ю; 8а -п температурный

напор со стороны -0,050 кипящего R123, К.

-0,025

0,248 0,415 0,582 0,749 0,916

В четвертой главе приводится разработанная методика и программа расчета теплонасосного опреснителя соленой воды. Алгоритм расчета, построенный на зависимостях главы 2, отражен в блок - схеме (рис. 9). Проработаны конструкции элементов ТНО. Рассчитаны характеристики теплооб-менных аппаратов и компрессора. Спроектирован ТНО на производительность 0,2 м3/ч по дистилляту при концентрации исходной соленой воды, поступающей на опреснение, 3% (30 г/л) (табл. 4), (рис. 10).

Таблица 4

tci, °С а 0ц, К вк, К Яд> М /Ч QH, кВт Qk, кВт Qpt, кВт Qn, кВт NM, кВт L, кВт'ч/м'

26 0,34 3,0 3,0 0,2 125,0 125,3 46,7 2,5 2,78 13,9

Ми, кг/(м2с) Fi„ м2 FK, м2 FpT> м2 Fm м2 D2, м п, с-1 ти, кг «%> кг Щрт. кг тп, кг

210 11,0 32,2 2,0 0,3 0,085 281Д 178 774 6,5 10,2

Проведена оценка параметров ТНО на производительность 1,0 и 10 м3/ч по дистилляту.

( Наиало)

/Зайдется:/

¡а.а /

/ Задается/ ^ кип, ^ кон, ?]$ 6И, Он

1 (5) — ¿¡„(3) —»•

/Задается: /

¿Г/

Як, 0». Орт. Оп вс вР. всЛ-Л

Система уравнении:

' А/?Л/ Яг,

т

Развиваем на П1 уиостков

1И' ¡¡ТО, Ятр.>

ги,ЛРи,штиР

(ктн)-

Выход

Рис. 9. Блок - схема расчета ТНО.

км

(<Ь о-1 Го о)

ртг РТ1

[о Ф, 1о о]

-ровочее в-во -водяной пар -соленая вода -рассол -пресная вода

6Р

Рис. 10. Принципиальная схема ТНО: КМ- центробежный компрессор; К- конденсатор ТН; И- испаритель ТН; П - переохладителъ ТН; Б - бак с поплавковым регулированием уровня Ш 23; СП-сепаратор жалюзийный; РТ1 - дистиллятный рекуперативный теплообменник; РТ2 -рассольный рекуперативный теплообменник.

ОСНОВНЫЕ РЕЗУЛЬТАТЫ И ВЫВОДЫ

1. Показано, что применение термодинамического цикла теплового насоса обеспечивает полную рекуперацию тепла фазовых превращений воды в одноступенчатом процессе дистилляции.

2. Установлена взаимосвязь между рабочими параметрами ТН и дистиллятора, выраженная системой уравнений.

3. Показано, что выбранное рабочее вещество 11123 может быть использовано для температурных режимов дистилляции от 40 до 100°С. При этом в пределе может быть достигнута энергоэффективностью на уровне 5 кВгч/м3.

4. Выявлено, что высокая энергоэффекгивность опреснения достигается при низких значениях температурных напоров и тепловых потоков в основных теплообменных аппаратах (испарителе и конденсаторе теплового насоса). Лимитирующими интенсивность передачи тепла являются процессы кипения воды и рабочего вещества.

5. В результате экспериментального исследования теплоотдачи при кипении рабочего вещества 1ШЗ в большом объеме в условиях тепловых потоков менее 10 кВт/м2 подтверждена зависимость Купера. Проведенные испытания испарителя в составе теплового насоса на 11123 подтвердили правомерность использования модели Гунгора - Винтертона для расчета испарителя. Для расчета коэффициентов теплоотдачи при кипении и конденсации воды, а также при конвективном охлаждении и нагреве жидких сред (соленой воды, дистиллята, рассола) при надлежащем обосновании режимов процессов использованы известные зависимости.

6. Разработана методика и программа расчета ТНО и его элементов пригодные также для расчета дистилляторов, предназначенных для очистки загрязненных вод и водоподготовки ТЭЦ. Даны рекомендации по выбору типов конструкции основных элементов ТНО. Определены характеристики и показатели ТНО производительностью 0,2 м3/ч дистиллята.

Условные обозначения: Сс, СР, Сд - теплоемкости соленой воды, рассола и дистиллята при соответствующих температурах и концентрациях, кДж/(кг-К); гкип - теплота парообразования соленой воды, кДж/кг; гконд - теплота конденсации паров воды, кДж/кг; % - изоэнтропный КПД компрессора; Оа - расход рабочего вещества, кг/с; ^„д, 1„ип - температуры конденсации пресной и кипения соленой воды, °С; 0и, бк - температурные напоры в испарителе и конденсаторе теплового насоса, К; с1вн - внутренний диаметр горизонтальных труб, м; М - массовая скорость Ш23 в трубе, кг/(м2-с); Г - коэффициент трения; ^ - коэффициент теплопроводности, Вт/(м-К); о - поверхностное натяжение, Н/м; р - плотность, кг/м3; К( - коэффициент температуропроводности, м2/с; г - теплота парообразования, кДж/кг; ср - теплоемкость, кДж/(кгК); VI - кинематическая вязкость жидкости, м2/с; щ - динамическая вязкость жидкости, Па'с; К - коэффициент теплопередачи, Вт/(м2-К); х - весовое паросодержание; Хй- параметр Локарта - Мартинелли; - температура насыщения 11123, "С; с1э- наружный диаметр ЭЭ, м; 1Э - длина обогреваемого участка, м; с1эга - эквивалентный диаметр межтрубного пространства И,

м; D2- диаметр рабочего колеса компрессора, м; п - частота вращения ротора компрессора, с"1; m - масса элементов ТНО, кг; л.р.т. - ламинарный режим течения; т.р.т. - турбулентный режим течения; 1„ - общая длина труб И ТН, м; z„ - число ходов в И ТН; п^ х. - число труб в одном ходу; я* - отношение давлений.

Индексы: I - жидкость; v - пар; Р - рассол; Д - дистиллят; С - соленая вода; R - рабочее вещество R123; Н20 - поток горячей воды; И - испаритель; К - конденсатор; РТ - рекуперативный теплообменник; П - переохладитель.

Основные положения диссертации опубликованы d следующих работах:

1. И.М. Калнинь, С.Б. Пустовалов, В.А. Шапошников, A.C. Жернаков

«Опреснители соленой воды на базе тепловых насосов» //Труды XVI Школы-семинара молодых ученых и специалистов под руководством академика РАН А.И. Леонтьева.- Проблемы газодинамики и тепломассообмена в энергетических установках.- М.: МЭИ. - 2007.- Т.2.- с. 279-281.

2. И.М. Калнинь, В.А. Шапошников, A.C. Жернаков «Теплонасосный опреснитель соленой воды. Теплоотдача при развитом кипении хладагента R123 в большом объеме» //Научная конференция студентов и молодых ученых МГУИЭ: Тезисы докладов - М.: МГУИЭ, 2008. - с. 89-90.

3. И.М. Калнинь, С.Б. Пустовалов, В.А. Шапошников, A.C. Жернаков «Исследование теплоотдачи при кипении R123 в испарителе теплонасос-ного опреснителя» //Труды XVII Школы-семинара молодых ученых и специалистов под руководством академика РАН А.И. Леонтьева.- Проблемы газодинамики и тепломассообмена в аэрокосмических технологиях.- М.: МЭИ. -2009.

4. И.М. Калнинь, В.А. Шапошников, A.C. Жернаков «Сравнительный анализ экспериментальных и расчетных данных по теплоотдаче при кипении фреона R123 на гладкой поверхности» // Сборник научных трудов МГУИЭ, вып.5, Механика, биология, информатика / Под редакцией Д.А. Баранова. Федер. агенство по образованию, Моск. гос. ун-т инж. экологии -М.: МГУИЭ, 2009.

5. И. М. Калнинь, A.C. Жернаков, В. А. Шапошников «Рассчетно-теоретическое и экспериментальное исследование испарителя теплового насоса в составе опреснительной установки»// Холодильная техника. 2009.-№11.

et

Подписано в печать 12.04.2010. Тираж 80 экз.

ВВЕДЕНИЕ. АКТУАЛЬНОСТЬ ПРОБЛЕМЫ ОПРЕСНЕНИЯ.

Глава 1. СОСТОЯНИЕ ВОПРОСА И ПОСТАНОВКА ЗАДАЧИ

ИССЛЕДОВАНИЯ.

Глава 2. РАСЧЕТНО-ТЕОРЕТИЧЕСКОЕ ИССЛЕДОВАНИЕ ПРОЦЕССОВ.

2.1 Температурный режим дистилляции.

2.2 Выбор рабочего вещества теплового насоса.

2.3 Тепловые процессы теплонасосного опреснителя.

2.4 Процессы теплоотдачи в аппаратах.

2.5 Параметры компрессора.

Выводы по главе 2.

Глава 3. ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОЕ ИССЛЕДОВАНИЕ

ПРОЦЕССОВ ТЕПЛОНАСОСНОГО ОПРЕСНИТЕЛЯ.

3.1 Экспериментальное исследование теплоотдачи при кипении Я в большом объеме в условиях свободной конвекции.

3.1.1 Описание экспериментального стенда.

3.1.2 Программа и методика проведения исследования.

3.1.3 Обработка результатов исследования.

3.1.4 Расчет максимальной относительной погрешности.

Выводы по главе 3.

3.2 Теплотехнические испытания канального испарителя в составе лабораторного образца теплового насоса на Ю

3.2.1 Описание лабораторного образца теплового насоса на Ш

3.2.2 Программа и методика проведения испытания.

3.2.3 Обработка результатов испытания.

3.2.4 Расчет максимальной относительной погрешности.

Глава 4. МЕТОДИКА РАСЧЕТА ТНО.

4.1 Исходные данные.

4.2 Принимаемые параметры.

4.2.1 Тепловые нагрузки аппаратов.

4.2.2 Расчет теплообменных аппаратов.

4.2.3 Центробежный компрессор.

4.2.4 Блок - схема расчета ТНО.

4.3 Характеристики и показатели ТНО на 0,2 м /ч дистиллята.

4.3.1 Принципиальная схема ТНО.

4.3.2 Результаты расчета элементов ТНО.

4.3.3 Общий вид компоновки.

4.4 Расчетные параметры аппаратов и компрессора ТНО на 1,0 и 10,0 м /ч.

ВЫВОДЫ.

УСЛОВНЫЕ ОБОЗНАЧЕНИЯ.

Пресная вода является одним из важнейших природных ресурсов и сырьем для различных отраслей промышленности, энергетики, муниципального водоснабжения и сельского хозяйства. Современный этап развития цивилизации характеризуется нарастающим дефицитом пресной воды [1, 11, 94].

Основными причинами сложившейся ситуации являются рост населения Земли, истощение естественных водных ресурсов, традиционно использовавшихся в качестве источников воды, и затруднение процессов естественной регенерации природных вод, антропогенные загрязнения, образующиеся вследствие глобального роста промышленности [80, 103].

Человечество использует и в процессе использования загрязняет значительно больше чистой пресной воды, чем она восполняется, и этот дисбаланс катастрофически растет [49, 87]. Специалисты ООН полагают, что к 2025 году около 5 миллиардов населения планеты будут испытывать трудности со снабжением водой хозяйственных и личных нужд [50, 123].

Для небольших стран потребление пресной воды достигает сотен миллионов тонн. Годовое потребление пресной воды развитыми странами исчисляется миллиардами кубометров [36, 58].

Пресную воду уже нельзя рассматривать как натуральный, самовосстанавливающийся, дешевый и легко доступный продукт. Наряду с нефтью или газом она вошла в число коммерческих продуктов, степень доступности и обеспеченности которыми определяет экономическое и социальное положение населения отдельных стран и регионов [35, 59, 84].

Если в 1990 году мировые опреснительные мощности обеспечивали получение л

4 млн. м пресной воды в сутки, в 2000 году - 16 млн. м /сут., то в 2006 году - 50 л млн. м /сут., что соответствует 10% среднегодовому темпу прироста при производительностях отдельных установок от нескольких литров до сотен тысяч м3 в сутки [66, 68].

В настоящее время основными технологиями, используемыми для опреснения морской воды, являются дистилляция (50.60% опресненной воды), связанная с фазовыми переходами воды (выпаривание), и обратный осмос (30.40%), основанный на использовании полупроницаемых мембран [96]. Эти методы постоянно совершенствуются и конкурируют между собой [13].

Совершенствование процесса опреснения и снижение затрат на выработку воды прежде всего направлено на уменьшение расходов энергии. Анализ эффективности схем различных способов опреснения, работающих на воде одинакового качества, показывает, что расход энергии для них неодинаков. В тоже время каждый из способов в зависимости от параметров процесса, принципа действия, компоновки схемы, утилизации отработанной энергии имеют различные области применения [97, 100].

В мембранных опреснителях (обратный осмос) соленую воду прокачивают через полупроницаемые мембраны, изготовленные из ацетилцеллюлозы или полиамидных смол, где для рекуперации гидравлической энергии высокого давления разработаны рекуперационные турбины (турбины Пельтона) [43, 54]. При о этом удельные затраты энергии соответствуют - 5. .15 кВт'ч/м . С повышением солесодержания растет давление прокачки воды через мембраны, и увеличиваются энергозатраты. Недостатком мембранных способов опреснения является необходимость тщательной предподготовки поступающей воды и конечная обработка воды для коррекции показателей в соответствии с нормами, предъявляемыми к питьевой воде, что приводит к существенному повышению затрат и общего расхода энергии, о чем часто умалчивают производители [38,39,83]. в дистилляционных (выпарных) опреснителях может быть достигнуто самое высокое качество опресненной воды. В них к соленой воде должна быть подведена вся достаточно большая теплота испарения и затем от водяного пара должно быть отведено практически столь же большое количество тепла. Необходимое количество энергии, подведенной к опреснителю извне, зависит от степени рекуперации тепла конденсации к испаряемой соленой воде [100, 111]. Степень рекуперации зависит от принципа действия и устройства конкретного опреснителя. Подобные дистилляторы широко используются в системах водоподготовки на тепловых и атомных электростанциях, а также котельных установках [57, 61].

Расход тепла на получение 1 кг пресной воды в одноступенчатом дистилляционном опреснителе составляет около 2400 кДж [95]. Рекуперация тепла фазовых переходов в многоступенчатом опреснителе позволяет снизить расход тепла на 1 кг пресной воды до 250.300 кДж, что соответствует 70.80 кВт'ч/м пресной воды при числе ступеней 8. 10 [98]. Однако при этом усложняется конструкция установки и растет ее металлоемкость.

Рассматриваемые в настоящей работе теплонасосные опреснители (ТНО) являются новым типом выпарных опреснителей, в которых генерация и рекуперация тепла фазовых превращений воды осуществляется с помощью обратного термодинамического цикла теплового насоса на низкокипящем рабочем веществе. Предложенное устройство ТНО защищено патентом [47]. Известны зарубежные патенты [130, 131]. Среди действующих ТНО известен только вакуумный теплонасосный опреснитель фирмы Norland с паровым компрессором, у которого в качестве рабочего вещества выступает вода [44]. Однако низкая плотность пара и, соответственно, сложное исполнение парового компрессора позволяет создать установки данного типа с небольшой производительностью по дистилляту. При о этом затраты энергии достаточно низкие - 22.50 кВтч/м , что в 2.3 ниже по сравнению с методом многоступенчатой дистилляции.

Разработка ТНО с тепловым насосом, работающих на низкокипящем рабочем веществе, направлена на кардинальное упрощение установок, снижение расхода энергии на получение пресной воды, создание экологически приемлемых и энергоэффективных опреснителей, способных конкурировать на рынке опреснительных технологий.

Несмотря на наличие патентов и некоторых публикаций, не известны работы, раскрывающие закономерности и взаимосвязь процессов ТНО.

Исходя из вышесказанного, в настоящей работе поставлена цель снижения расхода энергии на получение пресной воды, упрощения установок дистилляции при использовании теплового насоса, работающего на низкокипящем рабочем веществе.

Научная новизна работы.

1) Впервые выполнено расчетно - теоретическое описание процессов ТНО, раскрыты закономерности и взаимосвязь процессов: показано, что с помощью обратного термодинамического цикла рабочего вещества осуществляется полная рекуперация тепла фазовых превращений воды в одноступенчатом процессе; ^ показана возможность нагрева соленой воды до температуры кипения за счет переохлаждения жидкого рабочего вещества после конденсатора теплового насоса, что повышает энергетическую эффективность цикла; ^ показано, что энергетическая эффективность цикла определяется суммой температурных напоров в испарителе и конденсаторе теплового насоса и может быть повышена путем минимизации температурных напоров.

2) Обоснован выбор рабочего вещества Ш23 (СгНСЬРз) с нормальной температурой кипения выше 270К.

3) Впервые получены экспериментальные данные по теплоотдаче при кипении рабочего вещества Я123 в большом объеме в условиях низких удельных тепловых потоков менее 10 кВт/м и подтверждена зависимость Купера.

4) По результатам испытания канального испарителя ТН подтверждена выбранная модель Гунгора - Винтертона для расчета испарителя ТН.

Практическая ценность.

1) Разработана методика и программа расчета ТНО и его элементов.

2) Даны рекомендации по выбору типов конструкции основных элементов ТНО: кожухотрубный разборный испаритель и конденсатор с кипением и конденсацией рабочего вещества внутри труб, пластинчатые полуразборные рекуперативные теплообменники, компрессор центробежного типа и другие.

3) Определены характеристики и показатели ТНО производительностью 0,2 м /ч дистиллята.

Апробация работы.

Основные научные результаты работы были доложены и обсуждены на научных конференциях в xvi Школе-семинаре молодых ученых и специалистов под руководством академика РАН а. и. Леонтьева «Проблемы газодинамики и тепломассообмена в энергетических установках» (г. Санкт-Петербург, 2007), студентов и молодых ученых МГУИЭ (г. Москва, 2008), в XVII Школе-семинаре молодых ученых и специалистов под руководством академика РАН А.И. Леонтьева «Проблемы газодинамики и тепломассообмена в аэрокосмических технологиях» (г. Жуковский, 2009).

выводы.

1. Показано, что применение термодинамического цикла теплового насоса обеспечивает полную рекуперацию тепла фазовых превращений воды в одноступенчатом процессе дистилляции.

2. Установлена взаимосвязь между рабочими параметрами ТН и дистиллятора, выраженная системой уравнений.

3. Показано, что выбранное рабочее вещество Ш23 может быть использовано для температурных режимов дистилляции от 40 до 100°С. При этом в пределе может быть достигнута энергоэффективностью на уровне 5 кВт'ч/м .

4. Выявлено, что высокая энергоэффективность опреснения достигается при низких значениях температурных напоров и тепловых потоков в основных теплообменных аппаратах (испарителе и конденсаторе теплового насоса). Лимитирующими интенсивность передачи тепла являются процессы кипения воды и рабочего вещества.

5. В результате экспериментального исследования теплоотдачи при кипении рабочего вещества Ю23 в большом объеме в условиях тепловых потоков менее 10 кВт/м2 подтверждена зависимость Купера. Проведенные испытания испарителя в составе теплового насоса на Я123 подтвердили правомерность использования модели Гунгора - Винтертона для расчета испарителя. Для расчета коэффициентов теплоотдачи при кипении и конденсации воды, а также при конвективном охлаждении и нагреве жидких сред (соленой воды, дистиллята, рассола) при надлежащем обосновании режимов процессов использованы известные зависимости.

6. Разработана методика и программа расчета ТНО и его элементов пригодные также для расчета дистилляторов, предназначенных для очистки загрязненных вод и водоподготовки ТЭЦ. Даны рекомендации по выбору ч типов конструкции и основных элементов ТНО. Определены характеристики о и показатели ТНО производительностью 0,2 м /ч дистиллята.

УСЛОВНЫЕ ОБОЗНАЧЕНИЯ ц - удельная тепловая нагрузка, кВт/м"; Т8 - нормальная температура кипения, К; Ро - давление кипения рабочего вещества, бар; Рк - давление конденсации, бар; ^ - температура кипения, °С; ^ - температура конденсации, °С; Р/Ркр — приведенное давление;

- коэффициент теплопроводности, Вт/(м"К); а — поверхностное натяжение, Н/м;

Р1 - плотность жидкости, кг/м"'; ру - плотность пара, кг/м3;

К1 - коэффициент температуропроводности, м /с; г - теплота парообразования, кДж/кг; ср - теплоемкость, кДж/(кг-К);

V! - кинематическая вязкость жидкости, м2/с;

Р1 - динамическая вязкость жидкости, Пах;

РКР - критическое давление, бар;

ТКр - критическая температура, К;

М - массовая скорость рабочего вещества, кг/(м2,с);

Са - расход рабочего вещества, кг/с;

С> - тепловая нагрузка, кВт;

5 - толщина стенки, м;

К - коэффициент теплопередачи, Вт/(м -К); 9 = ^конд ~ °С - разность температур; Хй - параметр Локарта-Мартинелли; х - весовое паросодержание;

- температура насыщения Ш23, °С; экв- эквивалентный диаметр межтрубного пространства испарителя, м;

Эг— диаметр рабочего колеса компрессора, м; п - частота вращения ротора компрессора, с"1; ш - масса элементов ТНО, кг.

Индексы:

1 - жидкость; V - пар;

Р - поток рассола; Д - поток дистиллята; С - поток соленой воды; Я-рабочее вещество Я123; Н20 - поток горячей воды; КМ - центробежный компрессор; И - испаритель; К - конденсатор;

РТ - рекуперативный теплообменник; П - переохладитель.

Примечание. Остальные условные обозначения и другие единицы измерения приведены по тексту диссертации.

1. Авакян А.Б., Санин М.В., Эльпинер л.и. Опреснение воды в природе и народном хозяйстве. М.: Наука, 1987, 170 с.

2. Агафонов В.А., Ермилов В.Г., Панков Е.В. Судовые конденсационные установки. Д., Судпромгиз, 1963.

3. Алексеев П.М. Судовые многоступенчатые опреснители вскипания. Л.: «Судостроение», 1966, №10.

4. Анатолиев Ф.А. Теплообменные аппараты судовых паросиловых установок. Л., Судпромгиз, 1963.

5. Андреев В.А. Судовые теплообменные аппараты. Л., Судостроение, 1968, 184 с.

6. Андреев М.Н., Берман С.С., Буглаев В.Г. и др. Теплообменная аппаратура энергетических установок. М., «Машиностроение», 1963, 240 с.

7. Андреев П.А., Гремилов д.и., Федорович Е.Д. Теплообменные аппараты ядерных энергетических установок. Л., «Судостроение», 1969, 352 с.

8. Бабакин Б.С., Стефанчук В.И., Ковтунов Е.Е. Альтернативные хладагенты и сервис холодильных систем на их основе. М.: Колос, 2000, 160 с.

9. Бадылькес И.С. Рабочие вещества и процессы холодильных машин. М., Госторгиздат, 1974, 280 с.

10. Баев С.Ф. Судовые компактные теплообменные аппараты. Л., «Судостроение», 1965.

11. Банников А.Г., Рустамов А.К., Вакулин A.A. Охрана природы. М.: Агропромиздат, 1985, 204 с.

12. Бараненко A.B., Бухарин H.H., Пекарев В.И., Сакун И.А., Тимофеевский Л.С. Холодильные машины: учебник для студентов втузов специальности «Техника и физика низких температур» / Под общ. ред. Л.С. Тимофеевского. СПб.: Политехника, 1997. - 992 е.: ил.

13. Бейгельдруд Г.М. Технология получения питьевой воды из морской. Дубна: «НПО Перспектива», 2001, 103с.

14. Вельский B.K. Исследование теплообмена при кипении фреона на пучке трубок и одиночных очехленных трубках. — «Холодильная техника», 1970, №2, с.40-44.

15. Берман Л.Д. Расчетные и опытные данные для коэффициента теплоотдачи при конденсации движущегося пара. Труды ЦКТИ, 1970, вып. 101, с. 267-272.

16. Берман Л.Д., Фукс С.Н. Расчет поверхностных теплообменных аппаратов для конденсации пара из паровоздушной смеси. «Теплоэнергетика», 1959, №7.

17. Богданов С.Н. Теплообмен при кипении фреонов внутри горизонтальных труб. -Холодильная техника, 1964, №4, с. 40-44.

18. Боришанский В.М., Козырев А.П., Светлова Л.С. Изучение теплообмена при пузырьковом кипении жидкостей. В кн.: Конвективная теплопередача в двухфазном и однофазном потоках. -М.Л., 1964, с. 71-104.

19. Бухтер Е.З., Калнинь И.М., Славуцкий Д.Л. Результаты испытаний фреоновых холодильных машин. «Холодильная техника», 1965, №3, с. 10-16.

20. Быков A.B. Теплообменные аппараты, приборы автоматизации и испытания холодильных машин М.: Легкая и пищевая пром-сть, 1984. - 248 с.

21. Быков A.B., Калнинь И.М., Крузе A.C. Холодильные машины и тепловые насосы. Повышение эффективности. — М.: Агропромиздат, 1988. — 288 с.

22. Варгафтик Н.Б. Справочник по теплофизическим свойствам газов и жидкостей. 2-е изд. - М.: «Наука», 1972. - 720 с.

23. Васильев Б.В., Стюшин Н.Г. Теплоотдача при кипении. жидкостей. Учебное пособие. Изд-во Курского государственного технического университета, 1995, с.26-40.

24. Гоголин A.A. Об оптимальной скорости фреона в трубах испарителей. -«Холодильная техника», 1965, №1, с. 29-33.

25. Гоголин A.A. Оптимальные перепады температур в испарителях и конденсаторах холодильных машин.-«Холодильная техника», 1972, №3,с.23-27.

26. Гоголин A.A., Данилова Г.Н., Азарсков В.М., Медникова Н.М. Интенсификация теплообмена в испарителях холодильных машин. М.: Легкая и пищевая промышленность, 1982.

27. Гогонин И.И. Влияние свойств и геометрических параметров теплоотдающей стенки на теплообмен при кипении. Труды 4-ой Российской национальной конференции по теплообмену. М., Издательский дом МЭИ, 2006, том 4, с.67-70.

28. Гогонин И.И. Теплообмен при кипении фреона 21 в условиях свободной конвекции // Холодильная техника, 1970, № 3, с. 24 — 28.

29. Григорьев В.А., Павлов Ю.М., Аметистов Е.В. Кипение криогенных жидкостей. М., «Энергия», 1977.

30. Гуйго Э.И. Теоретические основы тепло- и хладотехники. Ч. 1. Техническая термодинамика. Учебное пособие. Изд. Ленинградского университета, 1974, с. 204-205.

31. Данилова Г.Н. Обобщение опытных данных по теплообмену при кипении фреонов. В кн.: Холодильная техника и технология, Киев, «Техника», 1969, №8, с. 79-85.

32. Данилова Г.Н., Богданов С.Н., Иванов О.П., Медникова Н.М. Теплообменные аппараты холодильных установок. Л., «Машиностроение», 1973, 328 с.

33. Дашков С.А., Усюкин И.П. Анализ процесса теплообмена при кипении азота на трубках с покрытием. «Химическое и нефтяное машиностроение». ЦИНТИхимнефтемаш, №3, 1978.

34. Дерпгольц В.Ф. Мир воды. Л., «Недра», 1979, 255 е., ил.

35. Десятов A.B., Баранов А.Е., Баранов Е.А., Какуркин Н.П., Казанцева H.H., Асеев A.B. Опыт использования мембранных технологий для очистки и опреснения воды // Под ред. Коротеева A.C. М.: Химия, 2008. - 240 е.: ил.

36. Джеймс М. Следующее поколение хладагентов // Холодильная техника. — 2008. -№ 8.-с. 39-42.

37. Дытнерский Ю.И. Обратный осмос и ультрафильтрация. М.: Химия, 1978,376 с.

38. Елисеев Ю.С., Поклад В.А., Вырелкин В.П., Карамиов Ю.А. Сравнительный анализ экономических показателей установок опреснения морской воды методами обратного осмоса и парокомпрессионной дистилляции. Журнал Турбо-Профи, 2007. №4. - с. 35-41.

39. Ермилов В.Г. Теплообменные аппараты и конденсационные установки. Л.: «Судостроение», 1969. 264 е., ил.

40. Исаченко В.П., Осипова В.А., Сукомел A.C. Теплопередача. Изд-во «Энергия», 1969.

41. Интернет-сайт www.gewater.com.

42. Интернет-сайт www.norland.com.

43. Интернет-сайт http://webbook.nist.gov/chemistry/fluid/ программа МЭИ по расчету теплофизических свойств рабочих веществ (R123).

44. Калнинь И.М. Расчет центробежных холодильных компрессоров: Учебное пособие. М.: МГУИЭ, 2000. - 76 е., ил. 15.

45. Калнинь И.М., Савицкий А.И., Шапошников В.А., Пустовалов С.Б. Патент на изобретение №2363662 «Теплонасосный опреснитель солёной воды (варианты)» с приоритетом от 13.07.2007 г.

46. Калнинь И.М., Савицкий А.И., Пустовалов С.Б. Тепловые насосы нового поколения, использующие экологически безопасные рабочие вещества. Холодильная техника. — 2007.- № 1 — с.46-50.

47. Калнинь И.М. Актуальные направления развития систем низкопотенциальной энергетики // Химическое и нефтегазовое машиностроение. — 2007.- №5.

48. Кан К.Д. К расчету испарителей с внутритрубным кипением. Холодильная техника, 1979, №4, с. 34-39.

49. Кан К.Д. Испытание аппаратов фреоновой водоохлаждащей холодильной машины: Методические указания. М.: МИХМ, 1984, 16 с.

50. Карелин Ф.Н. Обессоливание воды обратным осмосом. М.: Стройиздат, 1988, 208 с.

51. Касаткин А.Г. Основные процессы и аппараты химической технологии. М., Госуд. научно-техническое изд. химической литературы, 1960, 830 е., ил.

52. Кичигин М.А., Костенко Г.Н. Теплообменные аппараты и выпарные установки. M.-JL, Госэнергоиздат, 1955.

53. Коваленко В.Ф. Термическое опреснение морской воды. М., Транспорт, 1966.

54. Колодин М.В. Прогресс опреснительной технологии. Ашхабад, 1990, 47с.

55. Колодин М.В. Опреснительная технология: энергетика и экономика. Химия и технология воды». Химия и технология воды, 1986, т.8, №7, с. 35-43.

56. Коротеев A.C., Десятое A.B. Опыт применения разомкнутых тепловых насосов в выпарных аппаратах различного назначения. Теплоэнергетика, 1997, №11, с.62-66.

57. Котельников А.Б., Лебедев П.К., Мелинова л.В. и др. Современное состояние техники термодистилляционного опреснения в России. Мир воды: Труды международного научно-практического семинара 12-14 мая 2003, М., с. 7-15.

58. Кочетков Н.Д. Холодильная техника. М.: «Машиностроение», 1966, с. 29-42.

59. Краснощеков Е.А., Сукомел A.C. Задачник по теплопередаче: Учеб. пособие для вузов. 4-е изд., перераб. - М.: Энергия, 1980. — 288 е., ил.

60. Криворот A.C. Конструкция и основы проектирования машин и аппаратов химической промышленности. Учебное пособие. М., «Машиностроение», 1976. 376 е., ил.

61. Кружилин Г.Н. Теплоотдача от поверхности нагрева к кипящей однокомпонентной жидкости при свободной конвекции. Изв. АН СССР, ОТН, 1948, №7, с. 967-980.

62. Крыжановский P.A. Ресурсы будущего. М.: Мысль, 1985, 166 с.

63. Кузнецов В.В., Шамирзаев A.C. Особенности теплообмена при кипении хладона 21 в некруглых мини-каналах. Труды 4-ой Российской национальной конференции по теплообмену. М.,Издательский дом МЭИ,2006,том 5,с.265-268.

64. Кульский Л.а., Чепцов A.C., Князькова Т.В., Кучерук Д.Д. Новые методы опреснения воды. Киев: Наук, думка, 1974, 192 с.

65. Кутателадзе С.С. Основы теории теплообмена. Машгиз, 1957.

66. Кутателадзе С.С. Теплопередача при конденсации и кипении. М.-Л., 1952,232 с.

67. Кутателадзе С.С., Боришанский В.М. Справочник по теплопередаче. Госэнергоиздат, 1959.

68. Кутепов A.M., Стерман Л.С., Стюшин Н.Г. Гидродинамика и теплообмен при парообразовании. М.: Высшая школа, 1986, 447 с.

69. Лабунцов Д.А. Вопросы теплообмена при пузырьковом кипении жидкостей // Теплоэнергетика, 1972, № 9, с. 14-19.

70. Лабунцов Д.А. Теплоотдача при пленочной конденсации чистых паров на вертикальных поверхностях и горизонтальных трубах. — Теплоэнергетика, 1957, №7, с. 72-80.

71. Лаврова В.В., Поволоцкая Н.М., Данилова Г.Н. Методика теплового и гидравлического расчета фреоновых кожухотрубных испарителей. М., ВНИХИ, 1970, 42 с.

72. Лалаев Г.Г., Киповский И.Н. Судовые холодильные установки. Устройство и эксплуатация. Изд. 2-е, доп. и переработ. Издательство «Транспорт», 1973, с. 13-17.

73. Лукин Г.Я. Морская вода как растворитель накипи в испарителях. «Морской флот», 1966, №5.

74. Мартыненко О.Г. Справочник по теплообменникам: в 2-х т. Т.2 М.: Энергоатомиздат, 1987. - 352с., ил.

75. Мартыновский B.C. Тепловые насосы. М.-Л., Госэнергоиздат, 1965, 192 с.

76. Международный научно-практический семинар «МИР ВОДЫ-2003» Обнинск, май 2003 Сборник трудов семинара «Мир-воды-2003» М.: ЗАО «МЭТР», 2003, 114 с. (ISBM 5-990011-1-3).

77. Методика теплового и гидравлического расчета фреоновых кожухотрубных испарителей. М., 1969, 42 с. (ВНИХИ).

78. Михеев М.А., Михеева И.М. Основы теплопередачи. М., «Энергия», 1973. — 313 е., ил.

79. Мулдер М. Введение в мембранную технологию. М.: Мир, 1999, 513 с.

80. Николадзе Г.И. Технология очистки природных вод. М.: Высшая школа. — 1987.-479 е., ил.

81. Осипова В.А. Экспериментальное исследование процессов теплообмена. Изд. 2-е, переработ, и дополн. М., «Энергия», 1969, 392 е., ил.

82. Павлов К.Ф., Романков П.Г., Носков A.A. Примеры и задачи по курсу процессов и аппаратов химической технологии. Изд. 7-е, перераб. и доп. Изд-во «Химия», 1970, 624 с.

83. Павлов Ю.В. Опреснение воды. Просвещение, М., 1972, 160 е., ил.

84. Падобуев Ю.С., Селезнев К.П. Теория и расчет осевых и центробежных компрессоров. Машгиз, 1957.

85. Патент СССР №903298. Дистилляционная установка для получения пресной воды. Автор изобретения: Шляховецкий В.М. Дата опубликования описания: 07.02.82.

86. Первов В.М. Вакуумные опреснители на теплоходах. — Бюл. Т. Э. Инф. М. Ф., 1961, №12.

87. Поволоцкая Н.М. Исследование процесса теплообмена при кипении фреона-12 // Холодильная техника, 1965, № 3, с.28.

88. Покусаев Б.Г., Стюшин Н.Г. Практикум по теплопередаче: Учебное пособие. — М.: МГУИЭ, 2000.-132 е.; ил.

89. Розенфельд JI.M., Ткачев А.Г. Холодильные машины и аппараты. М., Госторгиздат, 1960, 656 с.

90. Слесаренко В.Н. Дистилляционные опреснительные установки. М., Энергоатомиздат, 1980, 256 с.

91. Слесаренко В.Н. Современные методы опреснения морских и солончаковых вод. М.: «Энергия», 1973, с. 198-201.

92. Слесаренко В.Н. Опреснительные установки. — Владивосток: ДВГМА, 1999.-е. 28-34.

93. Соболев Е.А., Чернозубов В.Б., Подберезный B.JI. и др. Дистилляционные опреснительные установки. Труды СвердНИИхимического машиностроения. МРФАЭ, М., 1993, с. 23-37.

94. Стюшин Н.Г. К теории процесса теплообмена при пузырьковом кипении в условиях естественной конвекции. В кн.: Теплообменные процессы и аппараты химических производств. М., МИХМ, 1976, с. 67-76.

95. Таубман Е.И. Выпаривание. М.: Химия, 1982, 328 с.

96. Тихонов В.М. Теплогенерирующие установки. Пример теплового расчета опреснительной установки типа «П». Учебно-методическое пособие, Издательство КГТУ, 2002, 32 с.

97. Фраас А., Оцисик М. Расчет и конструирование теплообменников. Перев. с англ. М., Атомиздат, 1971, 360 с.

98. Фюроп Р. Проблема воды на земном шаре. Л., Гидрометеоиздат, 1990.

99. Хоблер Т. Теплопередача и теплообменники. Госхимиздат, 1961.

100. Хорн Р. Морская химия. М.: Мир, 1972, 398 с.

101. Цветков О.Б., Лаптев Ю.А. Заседание рабочей группы «Свойства хладагентов и теплоносителей». Холодильная техника, 1998, №5, с.32.

102. Чопко Н.Ф. Теплообмен при конденсации фреонов в горизонтальной трубе // Холодильная техника, 1969, № 1, с. 19 — 23.

103. Шорин С.Н. Теплопередача. М.: Высшая школа, 1964.

104. Ягов В.В., Городов А.К., Лабунцов Д.А. Экспериментальное исследование теплообмена при кипении жидкостей при пониженных давлениях в условиях естественной конвекции. ИФЖ, 1988, Т. XVIII, № 4, с. 624-630.

105. Ю.Яковлев Б.В. Повышение эффективности систем теплофикации и теплоснабжения. -М.: Новости теплоснабжения, 2008. — с. 246-257.

106. Awerbuch L. Current Status of Seawater Desalination Technologies. IDA Desalination Seminar, Cairo, Egypt, September 1997.

107. Bao Z.Y., Fletcher D.F., Haynes B.S. Flow boiling heat transfer of Freon Rll and HCFC123 in narrow passages // Int. J. Heat Mass Trans. 2000. V. 43. pp. 3347-3358.

108. Cooper M.G. Saturation nucleate pool boiling. A simple correlation // Int. Chem. Engng. Symp. 1984. Ser. V. 86 .pp. 785-792.

109. Chen J.C. A correlation for boiling heat transfer to saturated fluids in convective flow // Ind. Engng. Chem. Proc. Des. Dev. 1966. V. 5. p. 322.

110. Gronnerud R. Investigation of liquid hold-up, flow-resistance and heat transfer in circulation type evaporators, part IV: two-phase flow resistance in boiling refrigerants. Annexe 1972 — 1, Bull, de l'lnst. du Froid, 1979.

111. Gungor K.E., Winterton R.H.S. A general correlation for flow boiling in tubes and annuli // Int. J. Heat Mass Trans. 1986. V. 29. No 3. pp. 351 358.

112. Haraguchi H. Studies on condensation of HCFC-22, HFC-134a and HCFC-123 in horizontal tubes. Dr. Eng. thesis, Kyushu University, 1994.

113. Haraguchi H, Koyama S, Esaki J, Fujii T. Condensation heat transfer of refrigerants HCFC134a, HCFC123 and HCFC22 in a horizontal smooth tube and a horizontal microfin tube. In: Proc. 30th National Symp. of Japan, Yokohama, 1993, p.343-350.

114. Kattan N. Contribution to the heat transfer analysis of substitute refrigerants in evaporator tubes with smooth or enhanced tube surfaces. PhD thesis № 1498, Swiss Federal Institute of Technology, Lausanne, Switzerland, 1996.

115. Kutateladze S.S. Boiling heat transfer. Jnt. J. Heat and Mass transfer. 1961. №4, p. 31—45.

116. Liu Z., Winterton R.H.S. A general correlation for saturated and subcooled flow boiling in tubes and annuli, based on a nucleate pool boiling equation. Int. J. Heat and Mass Transfer vol. 34, № 11, 1991, pp. 2759-2766.

117. Marvillet C. Welded plate heat exchangers as refrigerants dry-ex evaporators, in Design and Operation of Heat Exchangers, Springer-Verlag, 1992.

118. Semiat R. Desalination: Present and Future. Water International. Volume 25, Number 1,2000, p. 54-56.

119. Stephan K., Abdelsalam M. Heat-transfer correlations for natural convection boiling // Int. J. of Heat Mass Trans. 1980. V. 23. pp. 73-87.

120. Takamatsu H., Momoki S., Fujii T. A correlation for forced convective boiling heat transfer of pure refrigerants in a horizontal smooth tube // Int. J. of Heat Mass Trans. 1993. V. 36. pp. 3351-3360.

121. Thonon B., Vidil R. et Marvillet C. Recent research and developments in plate heat exchangers, Proceedings of the ICHMT Conference on New Developments in Heat Exchangers, Lisboa, 1993 (voir note GRETh 93/324 en 1993).

122. United Nations Environment Programme (UNEP) 2007a, 2006 Report of the Refrigeration, Air Conditioning and Heat Pumps Technical Options Committee -2006 Assessment, UNEP Ozone Secretariat, Nairobi, Kenya.

123. U.S. Patent № 4,463,575. Vapor generating and recovery apparatus including a refrigerant system with refrigerant heat removal means. Inventor: James W. McCord, 9101 Nottingham Pkwy., Louisville, Ky. 40222. Filed: Sep. 28, 1982.

124. U.S. Patent № 4,770,748. Vacuum distillation system. Inventors: Joka V. Cellini; Mario F. Ronghi; James G. Geren, all of West Springfield, Mass. Filed: Feb. 24, 1987.

125. U.S. Patent № 4,985,122. Vacuum distillation apparatus and method with pretreatment. Inventor: Colin W. Spencer, Bilgola, Australia. Filed: Dec. 16, 1988.

126. U.S. Patent № 2005/0284164. Supercritical heat pump cycle system. Inventor: Hiromi Ohta, Okazaki city. Filed: Jun. 20, 2005.

127. U.S. Patent № WO 2009/021090. Carbon dioxide based heat pump for water purification. Inventors: Bayless D. J., Gowreesan V., Perera C., W. State Street, Apt Jl, Athens. Filed: August 7, 2008.

128. U.S. Patent № 2009/0087298. Compressor and heat pump system. Inventor: Takanori Shibata, Hitachinaka. Filed: Aug. 19, 2008.

129. Webb R.L., Pais Ch. Nucleate Pool Boiling Date for Five Refrigerants on Plain, Integral-Fin and Enhanced Tube Geometries // I. J. Heat and Mass Transfer, vol. 35, № 8, 1992.

130. Yua J., Momoki S., Koyama S. Experimental study of surface effect on flow boiling heat transfer in horizontal smooth tubes // Int. J. Heat Mass Trans. 1999. V. 42. pp. 1909-1918.