автореферат диссертации по энергетике, 05.14.05, диссертация на тему:Тепломассоперенос в конструктивных элементах адсорбционной холодильной машины

^ 1|АЦИ0НАЛЬНАЯ АКАДЕМИЯ НАУК БЕЛАРУСИ

АКАДЕМИЧЕСКИЙ НАУЧНЫЙ КОМПЛЕКС

^ ч'ШсТИТУТ ТЕПЛО- И МАССООБМЕНА им. A.B. ЛЫКОВА" с v

^_____

УДК 621.575:536.24 л

ХАУСТОВ Виктор Михайлович

ТЕПЛОМАССОПЕРЕНОС В КОНСТРУКТИВНЫХ ЭЛЕМЕНТАХ АДСОРБЦИОННОЙ ХОЛОДИЛЬНОЙ МАШИНЫ

05.14.05 -теоретические основы теплотехники

Автореферат диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

Минск - 1999

Работа выполнена в Академическом научном комплексе "Институт тепло- и массообмена им. A.B. Лыкова" НАНБ

Научный руководитель - доктор технических наук, профессор

Л.Л. Васильев

Официальные оппоненты: доктор технических наук, профессор

Драгун В.Л.

кандидат технических наук Володин В.И.

Оппонирующая организация - Белорусская государственная политехническая академия

Защита состоится ßena^pj 1999 г. в_час.

на заседании совета по защите диссертаций Д 01.13.01 при АНК "Институт тепло- и массообмена им. A.B. Лыкова" НАНБ: 220072, г. Минск, ул. П. Бровки, 15, тел. 284-22-06.

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке АНК "ИТМО им. A.B. Лыкова" НАНБ.

Автореферат разослан

/

Ученый секретарь совета 7~ Ло.-ь-ол-и^.

по защите диссертаций, к.т.н. Г.С. Романов

pQZ.ZZ-O^^

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность темы диссертации определяется тем, что в настоящее время энергосбережение является одним из важнейших критериев, принимаемых во внимание при создании новых видов энергетического, промышленного и сельскохозяйственного оборудования. Поэтому большое значение придается использованию вторичных энергоресурсов, в частности, утилизации сбросного тепла промышленных производств. Успешное решение этой задачи может быть достигнуто при использовании сорбционных преобразователей тепла различного назначения, поскольку сорбционные установки (холодильные машины, тепловые насосы) для своего функционирования используют внешнюю энергию в форме тепла, в качестве которого могут быть использованы вторичные энергоресурсы. Другим обстоятельством, которое обусловило интерес исследователей и разработчиков к адсорбционным преобразователям тепла, является необходимость отказа от использования традиционных хладагентов - хладонов - в связи с проблемой сохранения озонового слоя планеты и необходимостью выполнения принятых обязательств в соответствии с международными соглашениями. Адсорбционные устройства допускают использование в качестве хладагента большое количество органических и неорганических жидкостей с подходящими теплофизическими и эксплуатационными характеристиками.

В то же время промышленное освоение адсорбционных устройств сдерживается из-за недостаточной изученности процессов, протекающих в различных конструктивных элементах адсорбционных холодильных машин (АХМ) и тепловых насосов. Другим сдерживающим фактором является то, что набор хорошо изученных адсорбционных пар ограничен, что не позволяет в полной мере учесть условия эксплуатации установки и предъявляемые к ней требования.

Одним из путей совершенствования адсорбционных установок является использование прогрессивных решений при конструировании отдельных узлов. В частности, это может быть достигнуто применением тепловой трубы. Для этого необходимо иметь методы расчета, позволяющие добиться минимизации термического сопротивления тепловых труб с учетом влияния силы тяжести.

Работа выполнена в соответствии с заданиями республиканских комплексных программ фундаментальных исследований "Энергия" и "Энергетика" в период с 1982 по 1995 г.г., государственной (общеакадемической) программы фундаментальных исследований СССР "Коренное повышение эффективности энергетических систем" -направление "Системы энергоснабжения на базе возобновляемых источников энергии", тема 9.1.9. "Разработка эффективных систем охлаждения и кондиционирования на основе сорбции-десорбции" (1989 - 1990 г.г.), отдельного научно-технического проекта государственного заказа Республики Беларусь "Адсорбционные системы получения тепла и холода" (1992 - 1993г.г.).

Целью работы является разработка теоретических основ проектирования экологически безопасных адсорбционных холодильных машин, которые могут быть использованы для утилизации сбросного тепла промышленных производств или совместно с альтернативными источниками энергии.

Указанная цель достигается получением новых экспериментальных данных и теоретических результатов, необходимых для разработки и расчета отдельных конструктивных элементов, входящих в состав холодильного агрегата.

Объектом исследования являются экологически безопасные адсорбционные холодильные машины, предметом - процессы переноса энергии (тепла) и вещества (хладагента, теплоносителя) в конструктивных элементах, образующих АХМ.

Новые научные факты установлены с помощью методов теплофизического эксперимента и теоретического анализа изучаемых процессов.

Научная новизна и значимость результатов работы состоит в следующем.

1. Выполнен теоретический анализ конденсации насыщенного пара на плоской поверхности с пористым покрытием, в котором в отличие от существующих методов расчета учтено, что количество жидкости, образующейся вследствие конденсации, может превышать объем порового пространства покрытия. В результате анализа получен критерий, характеризующий влияние пористого покрытия на теплоотдачу.

2. Предложено теоретическое описание тепломассопереноса в гравитационной тепловой трубе (ГрТТ), отличающееся от существующих теоретических моделей тем, что учитывается присутствие жидкой фазы теплоносителя в нижней части испарителя и пленки жидкости на поверхности пористого покрытия (капиллярно-пористой структуры -•КС) в конденсаторе.

3. В результате комплексного экспериментального исследования, проведенного для сорбционной пары углеродный волокнистый адсорбент (УВА) - ацетон и включающего изучение сорбционных свойств и характеристик тепломассопереноса на моделях реального адсорбера, впервые предложено использовать в адсорбционной холодильной машине волокнистую форму углеродного сорбента.

4. В развитие существующих методов расчета тепломассопереноса в конструктивных элементах АХМ предложена модель функционирования адсорбционного холодильного агрегата, учитывающая гидравлическое сопротивление парового тракта при течении паровой фазы хладагента из испарителя в адсорбер.

5. В результате экспериментального исследования установлены закономерности изменения транспортируемого уноса жидкости при парообразовании в испарителе с пористым покрытием.

Практическая значимость полученных результатов подтверждается тем, что вклад автора работы в разработку теплообменников на тепловых трубах, где использованы результаты, представленные в диссертационной работе, отмечен Серебряной медалью ВДНХ СССР "За достигнутые успехи в развитии народного хозяйства СССР". Также полученные результаты позволили предложить новые технические решения для адсорбционных холодильных машин с использованием волокнистой формы углеродного сорбента и тепловых труб, на которые авторским коллективом получены 4 авторских свидетельства СССР на изобретение.

Практическая направленность работы подтверждается также тем, что по ее результатам на основании договора с Минским заводом холодильников спроектирован, изготовлен и испытан экспериментальный образец экологически безопасного адсорбционного бытового холодильника

Методы расчета и экспериментальные данные по тепломассопереносу в конструктивных элементах АХМ (ГрТТ), представленные в диссертационной работе, могут быть непосредственно использованы при проектировании адсорбционных холодильных установок и тепловых насосов, а также теплообменных аппаратов с тепловыми трубами.

Основные положения диссертации, выносимые на защиту, следующие.

1. Физическая модель конденсации на поверхности с пористым покрытием при наличии пленки жидкости и аналитическое решение задачи для расчета теплоотдачи, из которого, в частности, следует существование оптимальной толщины пористого покрытия, обеспечивающей минимальное термическое сопротивление.

2. Модель тепломассопереноса в ГрТТ и полученное решение, из которого следует, что в ГрТТ может иметь место интенсификация теплоотдачи при конденсации по сравнению с отдельно взятой поверхностью с пористым покрытием.

3. Результаты экспериментального исследования сорбционных свойств ацетона и этанола волокнистой формой углеродного сорбента "Бусофит", результаты экспериментального исследования тепломассопереноса на моделях реального адсорбера АХМ при использовании адсорбционной пары УВА - ацетон, а также результаты испытаний экспериментального адсорбционного бытового холодильника.

4. Модель функционирования холодильного агрегата АХМ, учитывающая влияние гидравлического сопротивления парового тракта на интенсивность теплоотвода в испарителе.

5. Результаты экспериментального исследования уноса жидкой фазы теплоносителя (хладагента) при парообразовании в испарителе с пористым покрытием, в частности, возникновение транспортируемого уноса при достижении определенного значения интенсивности теплоподвода и давления насыщения.

В совокупности представленные в диссертационной работе результаты обеспечивают решение важной прикладной задачи создания экологически безопасных образцов адсорбционных холодильных машин и методов их расчета.

Все экспериментальные и теоретические результаты, вошедшие в диссертацию, получены автором диссертации самостоятельно. Вклад соавторов совместных работ (кроме описаний изобретений к авторским свидетельствам) заключается в научном руководстве при выполнении научных исследований (научный руководитель), а также в планировании исследований и обсуждении результатов. Вклад авторов при подготовке материалов для получения авторских свидетельств на изобретения - равный.

Результаты исследований, содержащиеся в диссертации, докладывались на VI Всесоюзной школе-семинаре "Современные проблемы газодинамики и тепломассообмена и пути повышения эффективности энергетических установок" (Волгоград, 14-22 мая 1987 г.), Минском международном форуме "Тепломассообмен-ММФ" (24-27 мая 1988 г.), Международном симпозиуме "Solid Sorption Refrigeration" (Париж, 18- 20 ноября 1992 г.), на объединенных 24-ой Международной конференции по системам жизнеобеспечения и 5-ом Европейском симпозиуме по космическим системам жизнеобеспечения и регулирования (20 - 23 июня 1994 г., Фридрихсхафен, Германия), III Минском международном форуме "Тепломассообмен ММФ-96 (20 - 24 мая 1996 г.).

Общее количество работ, опубликованных по теме диссертации - 21, в том числе 3 статьи в научных журналах, 4 доклада в Трудах международных конференций, 8 - в сборниках научных трудов; тезисов докладов - 2; описаний изобретений к авторским свидетельствам - 4. Общее количество страниц опубликованных материалов - Ю8 стр., из них принадлежит лично автору - 35 стр.

Диссертация состоит из Введения, общей характеристики работы, четырех глав, Заключения, приложений. Общий объем диссертации - ¿2 7 стр. Объем, занимаемый иллюстрациями - 62 стр., таблицами - 7 стр. Диссертация содержит 3 приложения, занимающими 13 стр. Количество использованных источников -138.

ОСНОВНОЕ СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Во Введении показана актуальность проблемы создания адсорбционных преобразователей тепла (холодильных машин, тепловых насосов) для решения задач энергосбережения и в связи с прекращением использования экологически опасных хладагентов (хладонов). Отмечается, что расширение круга потенциальных адсорбционных пар и изучение их сорбционных и тепловых характеристик, а также установление закономерностей тепломассопереноса в конструктивных элементах АХМ, что составляет предмет диссертационной работы, будет содействовать скорейшему промышленному освоению адсорбционных установок.

В главе 1 на основе анализа литературных данных показано, что работы, связанные с адсорбционными холодильными машинами и тепловыми насосами (АТН), являются быстро развивающимся научно-техническим направлением во многих промышленно развитых странах мира. Исследования проводятся по всему комплексу

Рис. 1. Схема АХМ с использованием ГрТТ (а) и конструкция адсорбера (б)

а) А - адсорбер; ТТ - тепловая труба; ГС - греющая среда; И - излучение; К - конденсатор; Р - ресивер; В - вентиль; Ис - испаритель

б) 1 - корпус адсорбера; 2 - сорбент; 3 - корпус ТТ; 4 - КС; 5 паровой канал; 6 - оребрение

проблем, связанных с созданием адсорбционных устройств теплохолодоснабжения. Это прежде всего изучение сорбционных и теплофизических свойств различных комбинаций адсорбент - хладагент и термодинамических характеристик холодильных и других циклов на их основе; разработка физических (математических) моделей, описывающих процессы тепломассопереноса, происходящие в конструктивных элементах адсорбционных установок; разработка методов повышения термодинамической эффективности.

В то же время для успешного промышленного освоения адсорбционных устройств необходимо проведение дальнейших исследований по указанным проблемам применительно к конкретным условиям использования АХМ и АТН и предъявляемым эксплуатационным требованиям, в частности, экологическим, Продуктивным путем для достижения этой цели является расширение круга потенциальных адсорбционных пар с соответствующим изучением их свойств, а также характеристик тепломассопереноса при использовании в составе реального адсорбера.

Перспективным конструктивным элементом АХМ (АТН) является тепловая труба (рис. 1). Анализ литературных источников показывает, что при работе в поле силы тяжести необходимо учитывать ее влияние на распределение жидкой фазы теплоносителя в полости ТТ и гидродинамику течения жидкости. Это позволяет снизить термическое сопротивление тепловой трубы, что важно для поддержания температуры горячего и холодного источников тепла адсорбционного цикла на приемлемом уровне.

Для полного описания циклических процессов тепломассообмена как в АХМ (АТН), так и в ГрТТ, требуется учет рециркуляции жидкой фазы рабочего вещества вследствие капельного уноса при парообразовании. Сведения, имеющиеся в специальной литературе, носят ограниченный характер и не позволяют оценить степень влияния этого явления на характеристики теплопередающих устройств.

Рассмотрение данных проблем составляет содержание диссертационной работы.

В главе 2 рассмотрены механизмы тепломассопереноса при конденсации на поверхности с пористым покрытием и в гравитационной тепловой трубе.

В силу разных причин количество теплоносителя, заправляемого в ГрТТ, должно быть больше, чем это необходимо для насыщения капиллярной структуры (КС) и заполнения парового пространства. Часть жидкости собирается внизу испарителя. При этом на поверхности КС может существовать возвратный поток в виде пленки или ручьевого течения.

Существование в начале зоны теплоподвода затопленного участка парового пространства и пленки жидкости на поверхности пористого покрытия вносит изменения в традиционную систему уравнений и условий однозначности, описывающих гидродинамику возвратного течения жидкого теплоносителя в тепловой трубе и имеет ряд важных с практической точки зрения следствий.

Схема конденсации пара на плоской поверхности с капиллярно-пористым покрытием в поле силы тяжести показана на рис. 2а. Условно конденсатор с шириной П можно разбить на две области: зону I, где перенос конденсата осуществляется только в КС, полагаемой насыщенной по всей длине, и зону II, где на поверхности КС имеется стекающая пленка жидкости. Течение жидкости в КС подчиняется закону Дарси.

Длина зоны I может быть определена из условия существования пленки жидкости на поверхности пористого покрытия (х = 1о, с!Р/с!х = 0):

Ф«дК5МцжА.п(Т,-Те)]-

(1)

Для зоны II задача решается при условиях, принятых Нуссельтом, но с учетом наличия между стенкой и жидкой пленкой насыщенной капиллярно-пористой структуры. Теплопроводностью вдоль КС пренебрегаем. При решении уравнения теплопроводности пористое покрытие и пленка рассматриваются как двухслойная стенка. Математическая формулировка задачи имеет следующий вид:

.2 а уу

С1 у

У = 0,

У = $П1 У = 5Ж +5П, Х = 1о,

х Ж 2

Рж 9 Иж

Т = ТС;

т=т5,

5* = 0.

с!2 Т

Ьу2

:0,

ду

ж 5ж(х)

-=0;

■ гЛх. (2)

г

(За) (36)

(Зв) (Зг)

Кроме того, при 0<у< 5П , ХсЛ = >.п ; при 8П < у < 5Ж , Хсл = X* -теплопроводность соответствующего слоя в направлении передачи тепла).

Решая (2), получаем выражение для температурного напора:

1'

Т,-Т.=-

nL

(а.-а')

Кп 4

Зцж

Фж9п

(Qk-Q')

^•лИж^к

(4)

где О' = Рж9КП5пг/цж.

Дифференцируя (Т8 -Тс) по 5П и приравнивая результат к нулю, получаем выражение для оптимальной (минимальное термическое сопротивление) толщины КС:

с _ с

nmin ~ пнас

■j _ "пнао

зк

V 'т. J

(5)

где 5п нас представляет собой толщину насыщенной капиллярно-пористой структуры при

данном уровне мощности: = Окцж(гр^дКп)*1.

Из анализа (5) видно, что интенсифицирующее влияние высокотеплопроводной капиллярно-пористой структуры будет иметь место лишь в случае, когда выражение в квадратных скобках имеет положительное значение.

Вышеприведенный анализ справедлив в диапазоне углов наклона к горизонту О <а < 90°. Если а < 90°, в (1) - (5) вместо g должна использоваться величина (g sin а).

Сопоставление результатов расчета по предложенной модели с экспериментальными данными1 показывает их хорошее соответствие.

Следует отметить, что в ряде случаев капиллярные силы не обеспечивают удержание жидкости в КС в верхней части конденсатора, что вызывает заглубление мениска. В этом случае эффективная толщина покрытия в зоне I может приниматься равной половине толщины КС.

Схема гравитационной тепловой трубы показана на рис. 26. Пленка жидкости на поверхности КС, образовавшаяся в конденсаторе, может распространиться до испарителя. Тем не менее существует участок КС, где жидкость течет только внутри пористого покрытия. В противном случае нарушается баланс массы жидкости, втекающей в испаритель и удаляемой из него в виде пара.

х I

: I 7

!« t i t -¡

: III х-*

: t t J

: v t

г i

о

Т

6

Рис. 2. Схема конденсации поверхности с КС (а) и ГрТТ (б)

на

' Семерханов З.Ш., Смирнов Г.Ф., Афанасьев БА Теплоотдача при конденсации на сетчатых капиллярных структурах тепловых труб IIИФЖ.-1987,- Т. 53, № 2.- С. 237 - 242.

Уравнение течения жидкости в КС для испарителя ГрТТ при граничных условиях I рода имеет вид:

а2Р ч„иж

dx2 РжгК8п

= 0.

(6)

.Присутствие избытка жидкости в нижней части ГрТТ должно быть учтено при записи условий однозначности следующим образом (см. рис. 26):

х = h,

P = Ps,

vx = -q„hn(p*rFn)-1

(7)

Анализ решения (6), а также решений уравнений фильтрации для адиабатической зоны ГрТТ и конденсатора

d^P dx2

= 0,

d2P , д»дж Q

dx2 РжгК5п

(8)

показывает, что при выполнении условия, что 0'< Отт< 20', распространение пленки жидкости может ограничиться конденсатором ГрТТ (имеет место отсос конденсата с поверхности КС). Система уравнений (6), (8) с учетом (7) и другом граничном условии

х = и + и + X«, Р = Р8 (9)

(см. рис. 26) для границы распространения пленки жидкости имеет следующее решение:

т _т _ 2z5n к л

Р(хк + La)+|j(LH - h)2 + y(LM-h)

(10)

гдег= р*гК5п/(1*, р=(дии/г)-ржд, у = (ди11/г)-ржд.

Тепловой поток, передаваемый ГрТТ, можно представить в виде:

0тт = 01+02 + 0з, (11)

где 01 = П 1о (ТЛс) Хп 15„, Оз = П х, (Т5-Тс) Хл / 5„.

Для теплового потока СЬ на участке, покрытом пленкой, аналогично (4) имеем:

П

П V

-Q,

= (TS -TC)(LK-l0-х„).

(12)

где у = рж д г I цж.

Совместное решение (10) - (12) позволяет определить характеристики теплообмена в зоне конденсации, минимизировать термическое сопротивление ГрТТ.

Сопоставление результатов расчета с экспериментальными данными' показано на рис. 3 (1тт = 0,5 м, и = 0,2 м, dтт = 0,016 м).

1 Ikeda Y., Onuma S. Heat Transfer of Mesh-Wick Heat Pipes (Bottom Heat Mode) II Inst Space and Astronaut Sci. Rept- 1988,- No 6.- P. 61 - 76.

В главе 3 изложены результаты

исследования тепломассопереноса в

холодильном агрегате АХМ при адсорбции-

десорбции.

Промышленная технология получения

волокнистой формы углеродного сорбента

позволяет создать сорбирующие материалы,

обладающие рядом преимуществ перед

другими видами активных углей. Среди них

наибольшее значение для целей применения в

2 4 6 8 10 адсорбционных холодильных машинах имеют

Рис. 3. Теплоотдача при следующие: возможность регулирования в

конденсации этанола в ГрТТ ШИР0КИХ пРЗДелах адсорбционных свойств;

1 3 5 Т = 40 °С 2 4 6 60' 1 2 т = выс<жие кинетические параметры сорбции;

=7,1 г; 3*4 -11,7; сплошные - расчет возможность создания адсорбционных

(влияние гпж мало, соответствующие ^териалов, имеющих различную^ текстильную

кривые сливаются в одну) ^ <в виАе ткани' воилока ис №■).

благодаря чему они могут быть свободно

включены в конструктивные элементы АХМ

(АТН).

Учитывая сказанное, а также то, что подбор подходящего сорбирующего материала среди промышленных активных углей, производимых в СНГ (СССР), затруднителен, в настоящей работе используется углеродный волокнистый адсорбент (УВА) типа "Бусофит", производимый в Республике Беларусь.

На рис. 4а показаны основные элементы экспериментальной установки для определения сорбционных свойств. Адсорбер изготовлен из тонкостенной трубы из нержавеющей стали наружным диаметром 32 мм и толщиной стенки 0,5 мм. Активированный углеродный материал наматывается на распределительную трубку диаметром 6 мм, имеющую отверстия для прохода пара к сорбенту, и плотно помещается в цилиндрический корпус адсорбера. Для размещения в адсорбере использован активированный углеродный волокнистый материал типа БУСОФИТ - ТР (материал угольноволокнистый сорбционнофильтрующий

(БУСОФИТ), ТУ 88 БССР 180-90) в виде трикотажной ленты с удельной повехностью 2400 м2/г. Масса образца сорбента, использованного в экспериментах, составляет 34,2 г. В качестве рабочих жидкостей (хладагентов) используются ацетон и этиловый спирт (эти

ВН КГГр"*"

¿3 11—,

- д «I

'у У у|

Н2 НЭ

7 4 6

Рис. 4. Схемы установки для определения сорбционных свойств УВА (а) и модели адсорбера (б)

а) А - адсорбер; Н1, Н2, НЗ - нагреватели; ИП - источник питания; К - конденсатор; И - испаритель; ТС - термостатирующий сосуд; ЗТ - змеевиковый теплообменник

б) 1 - полость; 2,7 - ребро; 3 - сорбент; 4 -сильфон; 5 - ТЭН; 6 - вход/выход пара

н

40 80 120

Рис. 5. Зависимость сорбции от температуры сорбента 1 - ацетон; 2 - то же (13); 3 - этанол

вещества применяются в тепловых трубах и показали высокую химическую стабильность и хорошую совместимость с конструкционными материалами).

Для определения количества адсорбированной рабочей жидкости (хладагента) служит стеклянный испаритель, выполненный в виде мерной емкости, помещенный в термостатирующий стеклянный сосуд с полыми стенками.

Некоторые результаты определения адсорбированной массы, когда достижение стационарного состояния осуществляется в процессе десорбции предварительно насыщенного парами рабочего вещества адсорбента, представлены на рис. 5. Экспериментальные зависимости представляют собой изобары сорбции, полученные для давления насыщенных паров ацетона и этанола, соответствующего температуре рабочей жидкости 21 °С : 25,2 кПа для ацетона и 6,06 кПа для этанола.

Можно видеть, что десорбция этанола происходит при более низких температурах, чем ацетона: при 120 °С величина сорбции этанола составляет менее 10 % от массы сорбента, тогда как ацетона - около 30 %. На рис. 6 показана зависимость изменения количества поглощенного вещества от времени в процессе адсорбции при давлении, соответствующем температуре насыщения рабочей жидкости О °С. Видно, что сорбция ацетона идет очень интенсивно: за период 40 мин величина сорбции ацетона составила около 40 % от массы сорбента, что более чем в 4 раза превышает величину сорбции этанола за то же время. В случае, когда требуется высокая интенсивность охлаждения, целесообразно применение в качестве хладагента ацетона, поскольку вследствие сокращения времени цикла адсорбент используется более эффективно.

Для описания адсорбции на микропористых сорбентах используется уравнение Дубинина-Радушкевича:

0.4 -

0.2 -

0

т, мин

Рис. 6. Зависимость сорбции от времени 1 - ацетон; 2-то же (13); 3 - этанол

а = Ч,ржехр

(13)

где Уц - предельный объем адсорбционного пространства;

Р3 - давление насыщения при температуре сорбента Тс.

Обобщение экспериментальных данных выполнено по методу наименьших квадратов. Постоянные в выражении (13) для ацетона имеют следующие значения: \/о = 0,706-10'3 м3/кг, Е = 15,9-Ю3 Дж/моль.

С помощью уравнения (13) выполнены расчеты коэффициента преобразования адсорбционного холодильного цикла и количества холода, производимого при

использовании 1 кг сорбента (удельной холодопроизводительности сорбента). Получено, что при температуре регенерации, большей 140 °С, коэффициент преобразования находится в пределах 0,30+0,33. Удельная холодопроизводительность сорбента монотонно возрастает и при температуре регенерации 160 °С может достигнуть 200 кДж/кг (Ти = 0 °С).

Теория объемного заполнения микропор (13) хорошо описывает адсорбцию на активных углях. В то же время при малых значениях сорбции и при состояниях, близких к насыщению, существует расхождение с опытными данными.

Другое обстоятельство, которое необходимо принимать во внимание, заключается в том, что полное адсорбционное равновесие обычно достигнуто быть не может из-за того, что для этого требуется слишком много времени

• В связи с этим большой практический интерес представляет экспериментальное исследование характеристик тепломассопереноса на модели адсорбера, по своим параметрам отвечающей требованиям реальной холодильной машины.

Конструкция модели адсорбера, использованной в настоящей работе, представлена на рис. 46. Там же показано размещение термопар.

Длина полости адсорбера составляет 400 мм, больший диаметр коаксиального зазора равен 60 мм, меньший - 18 мм. Масса сорбента составляет 217 г. В качестве хладагента используется ацетон. Лента из УВА наматывалась на тонкие медные пластины и затем плотно вставлялась между ребрами 2 и коаксиальными цилиндрическими трубами 1.

Остальные элементы экспериментальной установки соответствуют схеме рис. 4а.

Получено, что при полном предварительном удалении рабочей жидкости из сорбента средний удельный тепловой поток (на 1 кг сорбента) за 57 мин и Ти»(1-гЗ)°С составляет 76,4 Вт/кг (теплопритоки в камеру типового холодильника объемом 120 дм3 составляют приблизительно 35 Вт). Установлено также, что теплопередача в слое сорбента идет двумя путями: а) теплопроводностью через сорбент и ребра; б) посредством вынужденной конвекции от сорбента к пару.

Результаты определения количества десорбированной рабочей жидкости представлены на рис. 7. На рисунке показано изменение двух характерных температур: средней температуры наружной поверхности адсорбера Тп и средней температуры сорбента, Тс = (Тп + ТВн) / 2 (Твя - температура внутренней стенки адсорбера).

Тепловой поток в конденсаторе и температура конденсации, соответствующие данным рис. 7, представлены на рис. 8. Удельный тепловой поток в конденсаторе и средний удельный тепловой поток определяются из выражения:

о; = Да гк/Дтд, (14)

где Да - изменение сорбции при десорбции;

Дтд - длительность рассматриваемого периода десорбции.

За период десорбции максимальный удельный тепловой поток при конденсации хладагента составляет около 156 Вт/кг, что более чем в два раза больше, чем средний удельный тепловой поток за тот же период, составляющий 76 Вт/кг.

На рис. 7 также нанесена расчетная кривая, полученная из уравнения равновесной адсорбции (13). При хд > 40 мин экспериментальная и расчетная кривые практически совпадают. Вероятными причинами расхождения экспериментальных и

а, Да, кг кг

Ч 0.4

- 0,2

0

0

О

20

40

X , мин

расчетных данных в начальный период могут быть неравномерность прогрева сорбента и реадсорбция хладагента на более холодных участках.

На рис. 9 представлена зависимость от времени температуры и удельного теплового потока в испарителе при адсорбции, проведенной после десорбции в соответствии с рис. 7 (удельный

Рис. 7. Изменение температуры сорбента и сорбции при регенерации 1 - температура; 2 - сорбция; 3 - изменение сорбции; 4 - расчет по (13) при Т* = 21 °С

тепловой поток в испарителе и средний удельный тепловой поток определяются аналогично (14)).

Получены также результаты экспериментов для модели адсорбера длиной 600 мм, большим диаметром полости 74 мм и меньшим диаметром 16 мм. Масса сорбента составляет 500 г. При укладке сорбента в этом случае медные пластины не использовались, сорбент укладывался неупорядоченно.

Увеличение размеров адсорбера и массы сорбента не приводят к качественным изменениям в ходе процесса сорбции. Подтверждается также заключение, что теплопередача внутри адсорбера идет двумя путями. Показано, что при регулярном размещении сорбента адсорбция идет значительно интенсивнее.

Зависимость сорбции от времени в случае, когда первоначально сорбент находится в разогретом состоянии, близка к линейной. Данный результат показывает возможность терморегулирования интенсивности теплоотвода в испарителе, в частности, обеспечения постоянства охлаждения в процессе насыщения сорбента

С другой стороны, если адсорбция производится одновременно с охлаждением сорбента, то ее интенсивность будет определяться скоростью изменения теплового состояния сорбента, гидродинамикой течения пара, кинетикой адсорбции. Сопоставление экспериментальных данных для этого случая и равновесных состояний сорбента показывает, что для реального адсорбера гидродинамика течения пара в слое сорбента и кинетика адсорбции в большей степени ограничивают интенсивность адсорбции, чем скорость протекания тепловых процессов.

Вышеизложенные результаты относятся к случаю, когда пар хладагента свободно поступает в полость, где находится сорбент. При этом скорость сорбции зависит от текущего значения сорбции.

Рис. 8. Изменение удельного теплового потока и температуры конденсации при регенерации 1 - тепловой поток; 2 - средний тепловой- поток; 3 -

температура и 20 40 т, мин

100

400 л

300

200

100

Рис. 9. Изменение удельного теплового потока и температуры в испарителе при адсорбции 1 - тепловой поток; 2 - средний тепловой поток; 3 -температура

Поэтому актуальной проблемой является обеспечение постоянного расхода хладагента.

С другой стороны, с точки зрения экологии абсолютно безопасным хладагентом является вода. Благодаря своим теплофизическим свойствам вода позволяет создать высокоэффективные установки для получения холода. ■ Имеются данные, что, вообще говоря, для создания системы охлаждения мощностью 2 кВт достаточно 2 кг сорбента, однако низкая плотность пара при температуре 5 - 10 °С требует обязательного учета влияния гидравлического сопротивления паровых магистралей на работу АХМ.

Рассмотрим работу адсорбционного холодильного агрегата, включая учет кинетики адсорбции и гидродинамики течения пара. Для определенности будем считать, что испаритель и конденсатор соединяются каналом постоянного сечения, оказывающим основное гидравлическое сопротивление потоку пара.

Разность давлений между испарителем и адсорбером АХМ для изотермического течения с учетом сжимаемости и трения может быть выражена следующим образом:

О

20 40 т,мин

Ри-РаМ

р5

= к Ма*

2 In

р.м Ч

(15)

где т - время, прошедшее от момента включения генератора-адсорбера; Ма и - число Маха на входе в трубопровод, Ма„ = (рй V*) / (к Ри ри)0 5; V н - скорость пара на входе в трубопровод; £ - коэффициент сопротивления при течении пара по трубопроводу. С другой стороны, в соответствии с законом сохранения массы между расходом пара хладагента и изменением во времени величины сорбции адсорбента, находящегося в генераторе-адсорбере, можно записать:

ед = тс <1а(т)/<1т. (16)

Текущее значение сорбции определяется уравнением кинетики адсорбции:

da(x) / <k ~ [а«, - а(т)], (17)

где aeq - равновесное значение сорбции (находится из (13))

Для дальнейшего рассмотрения необходимо принять некоторые уточнения и допущения. Полагаем, что температура в испарителе во время работы адсорбционного устройства поддерживается постоянной: Ти = const Тогда Ри = Р6(ТИ). Кроме того, будем считать, что температура сорбента во время адсорбции также постоянна: Тс = const.

Последнее допущение может выполняться, как правило, приближенно, однако существенно упрощает дальнейший анализ. Далее,

а(т) = —{ОД с1т + ад, ппс о

(18)

где ад - величина сорбции при т = 0 (обычно величина сорбции при максимальной температуре регенерации).

Интегральное соотношение (18) выражает связь между текущим значением величины сорбции, расходом хладагента и временем сорбции.

Совместное решение уравнений (15) - (18) позволяет рассчитать расход хладагента (мощность холодильного агрегата) в зависимости от времени работы устройства, массы сорбента, температуры регенерации и других параметров.

Проверка предложенной модели с использованием адсорбционной пары цеолит ЫаХ - вода показала удовлетворительное соответствие результатов расчета и данных эксперимента.

Важным выводом, сделанным в результате проведенных исследований, является возможность обеспечения равномерного теплоотвода из испарителя АХМ при помощи соотвествующего подбора гидравлического сопротивления парового тракта. При этом может быть достигнута большая длительность работы холодильного агрегата.

Также получено, что масса жидкости, заправляемая в холодильный агрегат, должна выбираться исходя из минимально допустимого значения холодильной мощности за период активного функционирования генератора -адсорбера. Как превышение, так и снижение заправки хладагента относительно этого значения приведет к уменьшению длительности активной работы генератора-адсорбера,

На базе типового холодильного шкафа объемом 120 дм3 производства Минского завода холодильников был спроектирован, изготовлен и испытан макетный образец экологически безопасного бытового холодильника. В холодильном агрегате использована адсорбционная пара УВА "Бусофит" - ацетон. Испытания проводились при комнатной температуре. Получено понижение температуры воздуха в камере до +2 - +5 °С при длительности полного цикла работы, составляющего ~ 2 часа.

На рис. 10 показаны результаты испытаний автономного адсорбционного мини-холодильника с объемом камеры 7 дм3. Аналогом устройства является термоэлектрический автомобильный холодильник ХАТЭ-24 (Украина). Отличие заключается в том, что адсорбционный мини-холодильник способен поддерживать пониженную температуру в камере в течение определенного времени без источника

О

720

180 360 540

Рис. 10. Изменение температуры в камере мини-холодильника

1 - испаритель; 2 - тоже, расчет по (15) - (18); 3 - боковая поверхность камеры; 4 - центр камеры; 5 -средняя температура в помещении

питания. В холодильнике применена адсорбционная пара цеолит №Х - вода. Масса сорбента составляет 0,9 кг. На этом же рисунке представлены результаты расчета в соответствии с (15) - (18). Можно видеть, что благодаря соответствующему подбору длины и проходного сечения регулирующего трубопровода холодильное устройство обеспечивает поддержание пониженной температуры в течение более чем 12 час.

В главе 4 представлены результаты экспериментального исследования содержания диспергированной жидкости в потоке пара при кипении в цилиндрическом

Рабочий участок экспериментальной установки выполнен в виде тепловой трубы, которая имеет горизонтально расположенные испаритель и транспортную 'зону (рис. 11а). Конденсатор расположен вертикально. Транспортная зона имеет отверстия для оптического доступа к потоку пара. Эта часть транспортной зоны размещена внутри герметичной обогреваемой кюветы, через стеклянные окна которой производится зондирование парового потока излучением ОКГ. Оптическая система и измерительная часть установки обеспечивают регистрацию рассеянного излучения в фокальной плоскости объектива. Рассеяние излучения происходит при наличии в потоке пара частиц жидкости. Регистрация рассеянного излучения производится фотоэлектронным умножителем ФЭУ-70. Фокусное расстояние объектива составляет 400 мм, диаметр точечной диафрагм фотоумножителя - 0,5 мм. Механизм перемещения позволяет измерить индикатрису рассеяния до угла 4,5°. Данные по светорассеянию необходимы для анализа фракционного состава жидких частиц. Изменение концентрации частиц определяется по уровню интенсивности рассеянного излучения под фиксированным углом (19'20") к направлению распространения основного пучка (считается, что в серии измерений влиянием изменения параметров дисперсности на характеристики рассеяния можно пренебречь).

Исследования проведены для испарителя, изготовленного из нержавеющей стали, внутренним диаметром 31 мм и толщиной стенки 0,5 мм и медного испарителя диаметром 33 мм и толщиной стенки 1,5 мм (рис. 116). Внутренняя поверхность испарителей покрыта одним слоем медной сетки с размером ячейки 0,071 х 0,071 мм. Температура поверхности испарителя определяется с помощью термопар.

Установлено, что выброс частиц жидкости наблюдается при нарушении изотермичности поверхности вследствие транспортных ограничений КС. Зависимости концентрации частиц жидкости от давления насыщения (ацетон, хладон113) и тепловой нагрузки (ацетон) показывают, что интенсивный выброс жидкости регистрируется при достижении определенного порогового значения этих параметров (рис. 12). Особенно показательна такая зависимость от давления, поскольку разность температур верхней и

испарителе с пористым покрытием.

^-Чег

Рис. 11. Схема рабочего участка (вид сверху) (а) и испаритель (6) 1 - испаритель; 2 - КС; 3 -нагреватель; 4-кювета; 5 - конденсатор; 6 -теплообменник; 7 - теплообменник-обогреватель; 8 - теплоизоляция; 9 -окно; 10 - щелевые диафрагмы

нижней образующих

поверхности испарителя практически не изменяется. Характер зависимости концентрации частиц от давления для ацетона и хладона 113 аналогичен. Зависимость потока капель, выходящих из испарителя, от давления имеет вид, приближающийся к

асимптотическому.

Основной вклад з транспортируемый унос при парообразовании ацетона дают частицы, размер (радиус) которых находится в диапазоне 2-10 мкм. Данные определения показателя ослабления света при прохождении дисперсного потока и результаты изучения фракционного состава частиц позволяют сделать вывод, что верхняя оценка абсолютного влагосодержания пара при максимальной зарегистрированой в опытах концентрации частиц составляет 0,3%.

Подобие процессов образования мелкодисперсной влаги в медном испарителе с малой неизотермичностью и в тонкостенном испарителе из нержавеющей стали с высокой неизотермичностью, а также уровень температуры в последнем на границе смачивания КС позволяют сделать вывод, что диспергирование жидкости происходит в результате процессов, аналогичных тем, что наблюдаются при возникновении кризисных явлений при кипении на поверхностях с пористым покрытием.

ОБОЗНАЧЕНИЯ

а - сорбция, кг/кг; с! - диаметр (трубопровода), м; Е - характеристическая энергия адсорбции, Дж/моль; Б, - площадь поперечного сечения КС, м2; (3 - расход, кг/с; д -ускорение свободного падения, м/с2; (1 - уровень жидкости, м; I (1о) - интенсивность рассеянного (падающего) излучения, Вт/м2; К - проницаемость, м2; к - показатель адиабаты в (15);масштабный множитель; I. - длина, м; I - длина трубопровода, м; т* -масса жидкости в ГрТТ; тс - масса сорбента, кг; N0 - концентрация частиц, 1/м3; Р -давление, Па; О - тепловой поток, Вт; О' - удельный тепловой поток, Вт/кг; д - плотность теплового потока, Вт/м2; В - газовая постоянная (гл. 3), Дж/(моль К); радиус (гл. 4), м; г -теплота парообразования, Дж/кг; Т - температура, К; ДТ - температурный напор, К; V* -средняя по сечению скорость жидкости в КС, м/с; и/* ж - скорость жидкости в пленке, м/с; 8 - толщина, м; X - теплопроводность, Вт/(м-К); ц - вязкость, Па-с; р - плотность, кг/м3; т -время, с. Индексы: а - адиабатический, адсорбер; ж - жидкость; п - покрытие; и -испаритель; к - конденсатор; с - стенка, сорбент; тт - тепловая труба; б - насыщение.

Рис. 12. Зависимость интенсивности рассеянного излучения (I ~ No) от давления (а) (пунктир - поток частиц) и плотности теплового потока (б) при кипении ацетона (h/R = 2/3)

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

Новые, научно-обоснованные результаты, представленные в диссертационной работе, в совокупности обеспечивают решение важной прикладной задачи, заключающейся в разработке экологически безопасных образцов адсорбционных холодильных машин, являющихся перспективным элементом энергосберегающих технологий, и методов их расчета при проектировании.

1. Выполнен теоретический анализ процесса конденсации насыщенного пара на плоской поверхности, отличительной чертой которого является наличие на поверхности высокотеплопроводного пористого покрытия, причем количество сконденсировавшейся жидкости может превышать объем порового пространства покрытия. Получен критерий, характеризующий влияние пористого покрытия на термическое сопротивление при конденсации и установлено существование оптимальной толщины покрытия, обеспечивающей минимальное термическое сопротивление [2,12,15].

2.Проведено теоретическое рассмотрение тепломассопереноса в ГрТТ, в котором в отличие от существующих методов расчета учитывается затопление парового пространства в нижней части испарителя, а также использованы новые результаты, изложенные в п. 1, для конденсации на поверхности с пористым покрытием. Установлено, что в результате отсоса жидкости в пористое покрытие область конденсатора, покрытая пленкой, уменьшается. Получены соотношения для расчета ГрТТ, позволяющие учитывать влияние количества теплоносителя, заправляемого в ГрТТ, на ее теплопередающие характеристики [3,4,12,15].

3. На основе экспериментального исследования сорбционных свойств ацетона и этанола волокнистой формой углеродного сорбента типа «Бусофит» обоснована перспективность применения адсорбционной пары УВА «Бусофит» - ацетон в экологически безопасной холодильной машине. В результате модельного экспериментального исследования тепломассопереноса для сорбционной пары УВА «Бусофит» - ацетон в адсорбере АХМ установлены закономерности изменения во времени удельных энергетических характеристик адсорбера и теплового состояния сорбента [7,8,13,14,18-21].

4. Предложена модель массопереноса для адсорбционной холодильной машины при высоком гидравлическом сопротивлении парового тракта и выполнена ее экспериментальная проверка. Показано, что правильный учет гидравлического сопротивления позволяет обеспечить равномерный теплоотвод в испарителе. [9-11,13].

5. Установлено, что интенсивный выброс мелкодисперсной влаги при кипении на поверхности с пористым покрытием ацетона и хладона 113 регистрируется при достижении определенного порогового значения давления и тепловой нагрузки и наблюдается при нарушении изотермичное™ поверхности [1,5,6,16,17].

6. В результате испытаний макетного образца экологически безопасного бытового холодильника с объемом камеры 120 дм3 на основе адсорбционной пары УВА «Бусофит - ацетон» установлено, что вследствие высокой скорости сорбции время цикла адсорбция - регенерация может быть сокращено до двух часов, т.е. обеспечивается высокая эффективность использования сорбирующего материала. Для повышения энергетической эффективности адсорбционной установки целесообразно ее комбинированное использование для получения как холода, так и тепла. Другим путем является применение схем построения АХМ с регенерацией тепла [7,8].

СПИСОК ОПУБЛИКОВАННЫХ РАБОТ ПО ТЕМЕ ДИССЕРТАЦИИ

1. Хаустов В.М. Анализ работы испарителя тепловой трубы в режиме кипения II Тепло- и массоперенос в пористых телах: Сб. науч. тр. I Редкол.: Л.П. Гракович, С.В. Конев, В.Г. Киселев,- Минск: ИТМО АН БССР, 1983. - С. 94- 100.

2. Хаустов В.М. О работе конденсатора гравитационной тепловой трубы в режиме стекающей пленки II Тепломассообмен и физико-химические процессы в энергетических установках: Сб. науч. тр. / Под общ. ред. Р.И. Солоухина .- Минск: ИТМО АН БССР, 1985.-С. 112-116.

3. Васильев Л.Л., Конев С.В., Хаустов В.М. Аналитическое исследование взаимного влияния процессов испарения и конденсации в гравитационных тепловых трубах// Тепло- и массоперенос: итоги и перспективы: Сб. науч. тр. / Под общ. ред. Р.И. Солоухина,- Минск: ИТМО АН БССР, 1985,- С. 15 -18.

4. Хаустов В.М. Влияние избытка рабочей жидкости на характеристики тепловой трубы II Теплофизические и физико-химические процессы в энергетических установках: Сб. науч. тр./Под общ. ред. Р.И. Солоухина,- Минск: ИТМО АН БССР, 1986.- С. 160 - 163.

5. Васильев Л.Л., Конев С.В., Хаустов В.М. Теплообмен при кипении в горизонтальной трубе с пористым покрытием II Весщ Акад. навук БССР. Сер. ф!з. -энергет. навук. - 1989. - № 1,- С. 97 -101.

6. Миколайчак Е., Конев С.В., Хаустов В.М. Теплообмен при кипении в испарителе тепловой трубы при малых углах наклона II Тепловые трубы и тепловые насосы: Сб. науч. тр. / Редкол.: Л.Л. Васильев и др.- Минск: АНК "ИТМО им. A.B. Лыкова" АН БССР, 1991.-С. 138-145.

7. Vasiliev L.L., Gulko N.V., Khaustov V.M. Solid Adsorption Refrigerators with Active Carbon - Acetone and Carbon - Ethanol Pairs II Solid sorption refrigeration: Proc. of the Symp., Paris, France, Nov. 18 - 20,1992. - Paris, 1992,- P. 92 - 99.

8. Васильев Л.Л., Хаустов B.M., Гулько H.B. Применение активированного углеродного волокнистого материала в качестве сорбента в адсорбционном холодильнике II Тепло- и массоперенос: модели, теоретические и экспериментальные исследования: Сб. науч. тр. / Под общ. ред. О.Г. Мартыненко,- Минск: АНК "ИТМО им. A.B. Лыкова" АНБ, 1993,- С. 30 - 38.

9. Khaustov V.M., Gulko N.V. Control of the Adsorption Refrigerator Power II Proc. of the 24th Int. Conf. on Environmental Systems and 5№ European Symposium on Space Environmental Control Systems, Friedrichshafen, Germany, June 20 - 23, 1994 I SAE Technical Paper Series.- USA, 1994.- № 941472,- 9 p.

10. Хаустов B.M., Гулько H.B. Влияние гидравлического сопротивления парового ' тракта на характеристики адсорбционного холодильного агрегата II Тепло- и массоперенос-93/94: Сб. науч. тр. / Под общ. ред. О.Г. Мартыненко.- Минск: АНК "ИТМО им, A.B. Лыкова" АНБ, 1994,- С. 37 - 40.

11. Хаустов В.М. Автономный адсорбционный мини-холодильник II Тепло- и массоперенос-95: Сб. науч. тр. / Под общ. ред. О.Г. Мартыненко,- Минск: АНК "ИТМО им. А.В. Лыкова" АНБ, 1995,- С. 117 -120.

12. Хаустов В.М., Васильев Л.Л., Конев С.В. Влияние фильтрации жидкости на теплоотдачу при конденсации на поверхности с пористым покрытием II Тепломассообмен ММФ-96: III Минский международный форум (20 - 24 мая 1996 г.): Тр. / АНК "ИТМО им. А.В. Лыкова" АНБ,- Минск, 1996.- Т. 4, часть 2,- С. 99 -104

13. Khaustov V.M. Autonomous Adsorption Refrigerator II Proc. of the 26th Int. Conf. on Environmental Systems, Monterey, California, USA, July 8 -11, 1996 / SAE Technical Paper Series.- USA, 1996,- № 961463,- 9 p.

14. Хаустов В.М. Применение углеродного волокнистого сорбента в адсорбционной холодильной машине IIИФЖ,- 1999,- Т. 72, № 4 - С. 641 - 645,

15. Хаустов В.М. Теплообмен при конденсации в гравитационной тепловой трубе II Becui HAH Беларуси Сер. ф1з.-тэхн. навук,-1999,- № 3,- С. 136 -141.

16. Хаустов В.М. Теплообмен при кипении в горизонтальном цилиндрическом элементе трубы с пористым покрытием II Современные проблемы газодинамики и тепломассообмена и пути повышения эффективности энергетических установок: Тез. докл. VI Всесоюзн. шк. - сем. Волгоград, 14 - 22 мая 1987 г. / МВТУ им. Н.Э. Баумана,- М„ 1987.-С. 48.

17. Васильев Л.Л., Конев С.В., Хаустов В.М. Теплообмен при кипении в горизонтальной трубе с пористым покрытием II Тепломассообмен-ММФ: Тез. докл. Секция 4. Минский междунар. форум, 24 - 27 мая 1988 г. - Минск: ИТМО АН БССР, 1988,-С. 47 - 48.

18. Адсорбционный холодильник: А. с. 1719814 А1 СССР, МКИ5 F 25 В 17/08, F 28 D 15/00 / Л.Л. Васильев, В.М. Хаустов, В.М. Богданов и С.Ю. Берсудский; Ин-т тепло- и массообмена им. А.В. Лыкова,- № 4764809/06; Заявл. 05.12.89; Опубл. 15.03.92, Бюл. № 10II Открытия. Изобретения,- 1992,- № 10,- С.

19. Генератор-адсорбер адсорбционного холодильника периодического действия: А.с. 1719818 А1 СССР, МКИ5 F25 В 35/04, ВОЮ 15/001Л.Л. Васильев, А.А. Антух, В.М. Хаустов, С.Ю. Берсудский, И.Н. Ермоленко, Н.В. Гулько и И.П. Люблинер; Ин-т тепло- и массообмена им. А.В. Лыкова,- № 4730880/06; Заявл. 22.08.89; Опубл. 15.03.92, Бюл. № 10II Открытия. Изобретения - 1992,- № 10,- С.

20. Адсорбционный холодильник: А. с. 1728601 А1 СССР, МКИ5 F 25 В 15/061 Л.Л. Васильев, В.М. Богданов, В.М. Хаустов; Ин-т тепло- и массообмена им. А.В. Лыкова - № 4764808/06; Заявл. 05.12.89; Опубл. 23.04.92, Бюл. № 15 // Открытия. Изобретения,-1992,-№15,- С.

21. Генератор-адсорбер сорбционной холодильной установки: А. с. 1758372 А1 СССР, МКИ5 F 25 В 37/00, 15/06 I Л.Л. Васильев, В.М. Хаустов, В.М. Богданов и А.А. Антух; Ин-т тепло- и массообмена им. А.В. Лыкова.- № 4765268/06; Заявл. 05.12,89; Опубл. 30.08.92, Бюл. No 32II Открытия. Изобретения.-1992,- № 32,- С.

РЭЗЮМЕ

Хаустау Вжтар М|'хайлавЫ

Цепламасапераносу канструктыуных элементах адсарбцыйнай халадзшьнай машшы

Адсорбцыя, сарбент, вугляроднае валакно, адсарбцыйны цыкл, халадзшьная машына, кандэнсацыя, капшярна-порыстае пакрыцце, цеплавая труба, ипенне, дысперснае асяродцзе.

У сувяз1 з падвышэннем патрабаванняу да экалапчнай бяспеи розных тэхмчных вырабау паустала праблема выкарыстання хладонау у хападзшьных установках. Адным са шляхоу рашэння лраблемы з'яуляецца прымяненне у якасц1 халадзшьнага агенту ¡ншых рэчывау. Кола латэнцыяльных халадзтьных агентау можна расшырыць, кал1 халадзшьная машына пабудавана на аснове адсарбцыйнага цыкла.

У працы вызначаны сарбцыйныя уласцшасц1 актываванага вугляроднага валашстага матэрыялу. Для вывучэння выбрана мадыфюацыя вугляроднага валакнютага сарбенту з удзельнай лаверхняй 2400 м2/г. У якасц1 рабочай вадкасц1 выкарыстан ацэтон. Разгледжана прымяненне гэтай адсарбцыйнай пары для халадзтьнжа з аб'емам камеры 120 дм3. Дзякуючы высокай хуткасц1 сорбцьн час цыкла адсорбцыьрэгенерацьн можна паменшыць да 2 гадз.

Перспектыуным канструктыуным элементам для адсарбцыйнага халадзшьн!ка з'яуляецца цеплавая труба. У працы прадстаулены вынм тэарэтычнага даследавання кандэнсацьм насачанай пары на плоскай паверхн!, якая пакрыта капшярна-порыстай структурай. 3 дапамогай гэтых рэзультатау тэарэтычна вызначаны параметры цеплапераносу у цеплавой трубе, у якой рабочая вадкасць цыркулюе у пол1 с1лы грав1тацьп. Звычайна такая цеплавая труба змяшчае лшак кандэнсату у параунанж з аб'емам пор порыстага пакрыцця. Пры гэтым у цеплавой трубе можна выдзелщь тры зоны: свабодны аб'ем вадкасф у выпарвальмку, насычанае порыстае пакрыцце, насычанае порыстае пакрыцце з пленкай вадкасц1 на паверхн!.

Прадстаулены таксама вынм эксперыментальнага даследавання з дапамогай аптычнага зандз1равання дысперснага асяроддзя, якое утвараецца у патоке пары пры тени на паверхн1 з порыстым пакрыццем. Пры гэтым памеры часцжак вадкасц1 складаюць8-12м!крон.

Атрыманыя навуковыя рэзультаты з'яуляюццз, новым1 1 служаць для выкарыстання у галже халадзшьнай тэхнш.

РЕЗЮМЕ

Хаустов Виктор Михайлович

Тепломассоперенос в конструктивных элементах адсорбционной холодильной машины

Адсорбция, сорбент, углеродное волокно, адсорбционный цикл, холодильная машина, конденсация, капиллярно-пористое покрытие, тепловая труба, кипение, дисперсная среда

В связи с повышением требований к экологической безопасности различных технических изделий встала проблема использования хладонов в холодильных установках. Одним из путей ее решения является применение в качестве хладагента других веществ. Круг потенциальных хладагентов может быть расширен, если холодильная машина построена на основе адсорбционного цикла.

В работе представлены сорбционные свойства активированного углеродного волокнистого материала. Для исследования выбрана модификация углеродного волокнистого сорбента с удельной поверхностью 2400 м2/г. В качестве рабочей жидкости использован ацетон. Рассмотрено применение этой адсорбционной пары для холодильника с объемом камеры 120 дм3. Благодаря высокой скорости сорбции время цикла адсорбции-регенерации может быть уменьшено до 2 час.

Перспективным конструктивным элементом для адсорбционного холодильника является тепловая труба. В работе представлены результаты теоретического исследования конденсации насыщенного пара на плоской поверхности, покрытой капиллярно-пористой структурой. С помощью этих результатов теоретически определены параметры теплопереноса в тепловой трубе, у которой рабочая жидкость циркулирует в поле силы тяжести. Как правило, такая тепловая труба имеет избыток жидкого теплоносителя по сравнению с объемом пор пористого покрытия. При этом в тепловой трубе можно выделить три зоны: свободный объем жидкости в испарителе, насыщенное пористое покрытие, насыщенное пористое покрытие с пленкой жидкости на поверхности.

Также представлены результаты экспериментального исследования с помощью оптического зондирования дисперсной среды, которая образуется в потоке пара при кипении на поверхности с пористым покрытием. При этом размеры частиц жидкости составляют 8-12 микрон.

Полученные научные результаты являются новыми и предназначены для использования в области холодильной техники.

21 RESUME

Khaustau Viktar Mihajlavich

Heat and mass transfer in constructive elements of adsorption refrigerating machine

Adsorption, sorbent, carbon fiber, adsorption cycle, refrigerating machine, condensation, capillary porous coating, heat pipe, boiling, dispersed phase

Increasing requirements to ecological safety of various mechanical articles posed a problem of using Freons in refrigerating units. One of the ways of its solution is the use of other materials as a refrigerant. The range of potential refrigerants can be extended, if the refrigerating machine is constructed on the basis of an adsorption cycle.

Sorption parameters of the activated carbon fiber material were determined. The modification of carbon fiber sorbent with a specific surface of 2400 m2/g was chosen for subsequent study. Acetone was used as the working fluid. Consideration has been given to the application of this adsorption pair for the refrigerator with a chamber volume of 120 dm3. Due to the high adsorption rate, the time of the adsorption-regeneration cycle can be reduced to 2 hours.

A heat pipe is a perspective constructive element of an adsorption refrigerator. The results of theoretical investigation are presented for heat transfer during condensation of saturation vapor on a flat plate surface covered with porous structure.. By means of these results heat transfer parameters of a heat pipe in which the working fluid circulates by gravity are theoretically determinate. A heat pipe such as that generally contain surplus fluid beyond the porous volume of the wick.. In the heat pipe a few zones may be distinguished: free liquid volume; saturated wick; saturated wick and liquid film on it.

Experimental study was made of heat transfer during the liquid boiling in the evaporator with a porous coating. Thermometry measurements were accompanied by optical probing of a formed vapour-drop flow to record dispersed phase scattered radiation. Measured particle sizes are equal to 8-12 micron.

These new results are useful for refrigeration engineering.