сотрудник с 01.01.2010 по настоящее время
Белгород, Россия
Старый Оскол, Белгородская область, Россия
аспирант с 01.01.2019 по настоящее время
Белгород, Белгородская область, Россия
аспирант
Белгород, Белгородская область, Россия
ВАК 2.1.14 Управление жизненным циклом объектов строительства
УДК 697.9 Вентиляция. Кондиционирование воздуха
Рассмотрены теплонасосные установки и возможность их применения в инженерных системах, что позволяет значительно расширить возможности использования возобновляемых источников энергии, а также выбросной теплоты от различных технологических процессов в инженерных системах создания микроклимата. Наиболее перспективными являются воздушные тепловые насосы, однако их применение в регионах с холодным климатом ограничено в связи с конденсацией паров влаги на холодопроводе испарительного блока с последующим образованием наледи, что снижает эффективность работы установки. В настоящей работе рассмотрен модернизированный испарительный блок воздушного теплового насоса с системой удаления наледи MOVEBIT. С учетом конструкции теплообменника, включающего блок магнитострикционного излучателя, рассмотрено влияние тепломассообменных процессов в испарительном блоке на эффективность работы теплонасосной установки в широком диапазоне температур наружного воздуха. Получено критериальное уравнение для расчета коэффициента теплоотдачи в испарительном блоке в зависимости от гидродинамических условий проведения процесса и теплофизических параметров воздушной среды. Данное уравнение позволяет рассчитывать теплопроизводительность, холодопроизводительность, определять коэффициент трансформации энергии теплонасосной установки на всех этапах жизненного цикла инженерных систем. Получена зависимость влияния температуры и относительной влажности на кинетику образования наледи, что позволяет рассчитать время работы установки между циклами включения излучателя для разрушения наледи. По результатам исследований разработаны программы для ЭВМ управления основными теплотехническими параметрами воздушного теплового насоса с системой MOVEBIT и электрической частью магнитострикционного излучателя в широком диапазоне температур.
теплонасосная установка, коэффициент трансформации, тепломассообмен, энергоэффективность, испарительный блок, магнитострикционный излучатель
Введение. Энергосбережение и защита окружающей среды от вредных выбросов является актуальной проблемой. Создание и поддержание требуемых параметров микроклимата обеспечивают инженерные системы, для работы которых требуются источники теплоснабжения, оказывающие существенное влияние на жизненный цикл строительного объекта, а также являются наиболее затратной статьей коммунальных расходов Перспективным направлением энергосбережения является использование возобновляемых и нетрадиционных источников энергии, к которым относятся тепловая энергия недр земли, воздуха, воды, а также тепловые выбросы вытяжных вентиляционных систем, технологических процессов промышленных предприятий [1–3], для утилизации которых применяют тепловые насосы.
В зависимости от источника энергии различают геотермальные, водяные и воздушные теплонасосные установки. Системы с использованием теплонасосных установок имеют меньшие эксплуатационные расходы и выделяют меньше вредных веществ в атмосферу, по сравнению с традиционными источниками теплоснабжения [4–7]. Следовательно, разработка энергоэффективных конструкций теплонасосных установок, оптимизация их работы на различных этапах функционирования инженерных систем, является актуальной задачей управления жизненным циклом объектов строительства.
Наиболее перспективными с точки зрения эксплуатации и изготовлении являются воздушные теплонасосные установки по сравнению с геотермальными [8–11]. Однако несмотря на преимущество воздушных тепловых насосов, их применение ограничено в регионах с холодным климатом, в том числе в России, в связи с образованием на наружной поверхности испарителя инея и ледяной корки. Это приводит к повышению сопротивления теплопередачи и снижению коэффициента преобразования теплоты. Существующие способы удаления наледи требуют дополнительных затрат энергии, что снижает эффективность работы установки. Наиболее эффективным является метод разрушения наледи с помощью механических колебаний [12, 13].
В рамках программы Приоритет-2030, нами разработан испарительный блок воздушного теплового насоса, включающий теплообменник оригинальной формы, магнитострикционный излучатель для удаления наледи, разработан способ крепления сердечника излучателя к поверхности теплообменника, а также изготовлена теплонасосная установка и проведены ее испытания [14]. Целью настоящей работы является повышение теплопроизводительности и коэффициента трансформации теплоты воздушного теплового насоса на основании совершенствования системы удаления наледи и улучшения гидродинамических условий проведения тепло-массообменных процессов в испарительном блоке установки с системой MOVEBIT.
Материалы и методы. Исследования проводили на экспериментальном стенде воздушного теплового насоса, включающего модернизированный теплообменник испарительного блока с системой удаления наледи MOVEBIT, представленный на рис. 1.
Рис. 1. Экспериментальный стенд с воздушным тепловым насосом, оснащенный системой MOVEBIT
Холодопровод испарительного блока представлен в виде стержня диаметром 80 мм, для увеличения поверхности теплообмена имеет 12 пластин высотой 28 мм. Стержень теплообменника изготовлен из сплава алюминия методом экструзии. Поперечное сечение стержня составляет 14,24 см2 (0,001424 м2), длина стержня 1,5 м. Стержень теплообменника находится в трубе длиной 1,8 м с утеплителем. Внутренний диаметр трубы 100 мм. Соответственно площадь живого сечения для прохода воздуха составляет
0,006426 м2. площадь одного стержня теплообменника составляет 0,984 м2. В дальнейших расчетах принимаем площадь теплообменной поверхности одного стержня, равной 1 м2. Испарительный блок лабораторной установки содержит 4 теплообменника типа «труба в трубе» площадью теплообмена 4 м2 соответственно (рис. 2).
Рис. 2. Наружный блок теплонасосной установки с трубами и утеплителем ( один стержень показан без трубы)
В испарительном блоке воздушного теплового насоса происходят процессы охлаждения воздуха и массообменные процессы с конденсацией паров влаги на поверхности теплообменника с последующим образованием инея и ледяной корки. Интенсивность процессов зависит от теплофизических свойств теплоносителя, гидродинамических условий обтекания теплообменной поверхности и формы теплообменника.
Для описания теплообменных процессов в модернизированной конструкции испарительного блока наиболее пригодной является критериальное уравнение Нуссельта (Nu) для теплообмена в кольцевом канале при критерии Прандля (Pr) в диапазоне 0,7 -100 и соотношением диаметров 1,2<(d2/d1)<1,4 [15]:
, (1)
здесь d2 – внутренний диаметр наружной трубы, м; d1 – эквивалентный диаметр внутреннего стержня, м; Reэкв – критерий Рейнольдса, рассчитанный по эквивалентному диаметру канала.
Отношение температур среды и поверхности учитывается температурным коэффициентом:
, (2)
где Tc – температура наружного воздуха, подаваемого в межтрубное пространство, К; Tж – температура поверхности внутреннего стержня, равная температуре фреонового хладагента К.
Преимущество этого уравнения заключается в учете отношения диаметров наружной d2 и внутренней d1 трубы, температур, режима движения воздуха в межтрубном пространстве, оцененного по значениям критерия Рейнольдса (Re), рассчитанного по значениям эквивалентного диаметра межтрубного канала. Свободный коэффициент А в уравнении (1) можно рассматривать как критерий, оценивающий влияние структуры поверхности трубы на интенсивность тепломассообменных процессов.
Основная часть. Исследования проводили при расходах наружного воздуха, подаваемого в испарительный блок от 400 м3/ч, до 1200 м3/ч, при этом скорость воздуха в межтрубном пространстве менялась от 4,2 м/с до 13 м/с. Исследования проводили при температурах среды от
-26 °С до +10 °С.
Обработка экспериментальных данных позволила установить численное значение коэффициента в уравнении (1), который составил 0,043, вместо 0,017 в исходном уравнении для гладкой поверхности внутренней трубы. Увеличение коэффициента объясняется изменением формы внутренней трубы и увеличением площади ее поверхности по сравнению с традиционной гладкой.
В таблице 1 представлены экспериментальные и расчетные значения коэффициента теплоотдачи в испарительном блоке теплонасосной установки.
Практическая значимость полученного уравнения заключается в возможности рассчитать количество теплоты, отбираемого в испарительном блоке, т.е. холодопроизводительность установки. определить холодильный и отопительный коэффициенты и, соответственно, рассчитать количество отданного теплонасосной установкой теплоты, т.е. теплопроизводительность.
В испарительном блоке воздушного теплового насоса происходят сложные тепло-массообменные процессы, изучению которых посвящено много работ [16–18]. Процессы теплоотдачи от наружного воздуха к поверхности теплообменника сопровождаются образованием конденсата, так как температура теплообменной поверхности испарителя ниже точки росы подаваемого наружного воздуха. Поэтому в испарительном блоке образуется наледь, отрицательно влияющая на эффективность работы воздушной теплонасосной установки. Кинетика образования наледи имеет важное значение для регулирования тепломассообменных процессов теплонасосной установки и режима работы магнитострикцинного излучателя для удаления наледи.
Таблица 1
Расчетные и экспериментальные значения коэффициента теплоотдачи в испарительном
контуре при различных температурах и скорости воздуха
|
№ п/п |
tср, оС |
tф, оС |
V, м/с |
ρ, кг/м3 |
λ, Вт/м К |
ν 105, м2/с |
Re |
Pr |
Nu |
αрас, Вт/м2К |
αэкс, Вт/м2К |
|
1 |
9,2 |
-11,6 |
4,8 |
1,249 |
0,0251 |
1,406 |
5852 |
0,704 |
39,07 |
57,15 |
64,66 |
|
2 |
5,4 |
-19,3 |
4,2 |
1,266 |
0,0248 |
1,374 |
5239 |
0,705 |
35,57 |
51,46 |
51,54 |
|
3 |
0,8 |
-20,5 |
5,0 |
1,288 |
0,0245 |
1,336 |
6414 |
0,707 |
42,05 |
60,00 |
65,03 |
|
4 |
-4,0 |
-25,6 |
4,4 |
1,311 |
0,0241 |
1,297 |
5815 |
0,709 |
38,87 |
54,67 |
58,48 |
|
5 |
-9,3 |
-28,8 |
5,1 |
1,337 |
0,0237 |
1,254 |
6970 |
0,711 |
45,09 |
62,40 |
65,41 |
|
6 |
-17,1 |
-30,2 |
5,2 |
1,378 |
0,0231 |
1,192 |
7475 |
0,714 |
48,19 |
65,05 |
70,40 |
|
7 |
-20,2 |
-32,7 |
4,6 |
1,395 |
0,0229 |
1,168 |
6749 |
0,715 |
44,47 |
59,43 |
65,69 |
|
8 |
-26,4 |
-32,4 |
4,0 |
1,430 |
0,0224 |
1,120 |
6119 |
0,717 |
41,56 |
54,43 |
60,21 |
|
9 |
10,0 |
-6,7 |
12,8 |
1,246 |
0,0251 |
1,413 |
15532 |
0,704 |
85,77 |
125,76 |
120,1 |
|
10 |
5,0 |
-13,4 |
13,0 |
1,268 |
0,0248 |
1,371 |
16255 |
0,705 |
88,79 |
128,30 |
112,92 |
|
11 |
0,2 |
-16,4 |
12,5 |
1,290 |
0,0244 |
1,331 |
16095 |
0,707 |
88,36 |
125,86 |
120,37 |
|
12 |
-5,0 |
-19,7 |
13,0 |
1,316 |
0,0240 |
1,289 |
17289 |
0,709 |
93,88 |
131,63 |
127,69 |
Как видно из таблицы, эффективность теплообмена в основном зависит от гидродинамических условий в межтрубном пространстве. На рис. 3 представлена зависимость экспериментальных и расчетных значений коэффициента теплоотдачи в межтрубном канале испарительного блока от критерия Рейнольдса, которая показала удовлетворительную сходимость.
Рис. 3. Зависимость коэффициента теплоотдачи от числа Рейнольдса:
1 – расчетные значения; 2 – экспериментальные значения
Кинетика процессов образования конденсата и инея зависит от температуры, относительной влажности, скорости воздуха, подаваемого в испарительный блок. Исследования показали, что наибольшее влияние оказывает влажность воздуха. Поэтому представляет интерес получение зависимости роста наледи в зависимости от относительной влажности воздуха.
Влажность воздуха регулировали парогенератором, скорость движения воздуха в проходных каналах испарителя регулировали расходом воздуха, который в блоке из четырех элементов составлял 400, 600 и 1200 м3/ч. Скорость воздуха устанавливалась в пределах: 5,1–5,5; 7,5–8,2, и 12–13 м/с соответственно. Исследования проводились при температурах подаваемого воздуха -5; -10; 0; 5; 10 °С. Относительную влажность поддерживали в диапазоне 40–100 %. Удельное количество влаги, (г влаги/кг сухого воздуха) конденсирующейся на поверхности теплообменника, рассчитывали с помощью i-d диаграммы по уравнению :
, (3)
где d1 – влагосодержание воздуха на входе в испаритель (г /кг); d2 – влагосодержание воздуха при температуре газового трубопровода испарителя (г/кг).
Значения влагосодержания определяли по i-d диаграмме при соответствующих параметрах воздуха, поступающего в испарительный блок, и температуре хдадагента в испарителе. Данные для расчетов взяты из протоколов проведенных испытаний. Анализ температурного поля в кольцевом сечении испарительного блока позволяет предположить, что вся сконденсировавшаяся влага превращается в иней плотностью 300 кг/м3. Количество образующего инея (W) зависит от массовой производительности установки по воздуху и может быть рассчитано по уравнению:
, (4)
где G –массовый расход воздуха, кг/ч.
Массовый расход воздуха находили по уравнению:
, (5)
где L – объемный расход воздуха, м3/ч; ρ - плотность влажного воздуха кг / м3.
. (6)
Скорость образования инея рассчитывали по уравнению, мм/ч:
, (7)
где плотность инея ρи =300 кг/м3, F – поверхность теплообменника, 4 м2.
Исследования показали, что для стабильной и эффективной работы воздушной теплонасосной установки сброс надели с поверхности теплообменника испарительного блока необходимо производить при толщине слоя h=3,0-5,0 мм.
Расчет времени работы между циклами включения магнитострикционного излучателя рассчитывали по уравнению, ч:
. (8)
Таким образом, можно рассчитать скорость образования наледи при заданном расходе, температуре и влажности наружного воздуха, и соответственно время между циклами работы до снятия наледи по уравнениям (3) – (8).
В табл. 2 представлены результаты расчета скорости образования наледи при расходе воздуха L=600 м3/ч, G=600·1,31=786 кг/ч.
Рассчитано время образования ледяной корки толщиной h=5мм, т.е. период работы установки до включения излучателя.
Таблица 2
Результаты экспериментальных и расчетных значений кинетики роста наледи
|
№ п/п |
W’ |
t, оС |
φ, % |
W’ |
W, кг/ч |
v’, мм/ч |
t, мин |
|
1 |
6,13 |
-5 |
60 |
6,04 |
4747,00 |
3,96 |
75 |
|
2 |
5,32 |
0 |
60 |
5,58 |
4385,88 |
3,65 |
82 |
|
3 |
5,19 |
5 |
60 |
5,12 |
4024,32 |
3,3536 |
89 |
|
4 |
8,21 |
-5 |
80 |
8,04 |
6319,44 |
5,27 |
60 |
|
5 |
7,4 |
0 |
80 |
7,58 |
5957,88 |
4,96 |
60,5 |
|
6 |
7,34 |
5 |
80 |
7,12 |
5596,32 |
4,66 |
64,38 |
|
7 |
10,13 |
-5 |
100 |
9,66 |
7592,76 |
6,32 |
71,20 |
|
8 |
9,32 |
0 |
100 |
9,58 |
7529,88 |
6,27 |
47,85 |
|
9 |
9,19 |
5 |
100 |
9,12 |
7168,32 |
5,97 |
50,25 |
В результате проведения планированного эксперимента было получено уравнение множественной регрессии, кг/кг:
, (9)
Статистическая значимость уравнения проверена с помощью коэффициента детерминации и критерия Фишера. Как видно из таблицы, экспериментальные значения удельного количества конденсата (второй столбец) и расчетные значения (четвертый столбец) показывают близкие значения с расхождением 1–3 %
Для массовой производительности
500 кг/час по результатам эксперимента рассчитана скорость образования конденсата v’ в диапазоне изменения температуры Х1 ( t от -5 до +5 °С) и относительной влажности в диапазоне 60–100 % (Х2). Полученные данные описываются уравнением регрессии, мм/ч:
, (10)
По результатам комплексных исследований получен патент на изобретение и разработана программа для ЭВМ. для автоматизации и мониторинга работы воздушного теплового насоса с системой MOVEBIT, включающие расчет теплопроизводительности, коэффициента трансформации, управление электрической частью излучателя в широком диапазоне температур [19, 20]. Полученные объекты интеллектуальной собственности подтверждают практическую значимость применения воздушных тепловых насосов с системой MOVEBIT в регионах с холодным климатом для создания с помощью инженерных систем требуемых параметров микроклимата в помещениях различного назначения.
Выводы. В настоящей работе представлены результаты исследования влияния гидродинамических условий на тепло- и массообменные процессы в испарительном блоке теплонасосной установки. Получено уравнение зависимости критерия Нуссельта от критериев Рейнольдса, Прандтля, а также отношений температур наружного воздуха и фреонового холодопровода. Данное уравнение позволяет определить холодопроизводительность, теплопроизводительность и коэффициенты трансформации тепловой энергии в широком диапазоне температуры, расходов и скоростей движения наружного воздуха. На основании полученных данных разработаны программы для расчета теплопроизводительности и коэффициента трансформации теплоты для всех этапов жизненного цикла инженерных систем, включая: сбор, хранение, обработку и передачу данных. Получено уравнение кинетики роста наледи на поверхности теплообменника испарительного блока, позволяющее рассчитать время работы установки до включения магнитострикционного излучателя. Установлено, что удаление наледи целесообразно проводить при толщине корки не более 5 мм. Полученные результаты использованы для разработки программы работы электрической части излучателя.
Таким образом, применение магнитострикционных излучателей в испарительном блоке воздушного теплового насоса позволяет использовать возобновляемые источники энергии в инженерных системах создания микроклимата помещений, с том числе в вентиляционных установках с рекуперацией теплоты, что в перспективе значительно расширит географию применения воздушных теплонасосных установок в том числе в регионах с холодным климатом.
1. Сидорович В.С. Мировая энергетическая революция: Как возобновляемые источники энергии изменят наш мир. М.: Альпина Паблишер. 2015. 208 с.
2. Зайцев О.Н., Дихтярь Т.В., Циплина А.А. Совершенствование систем микроклимата в сооружениях открытого типа // Строительство и техногенная безопасность. 2018. № 11 (63). С. 187–193.
3. Зайцев О.Н., Ангелюк И.П. Технико-экономическое обоснование использования системы рекуперации тепла дымовых газов // Строительство и техногенная безопасность. 2019. № 16 (68). С. 99–104.
4. Жерлыкина М.Н., Колосов А.И., Панов М.Я., Чуйкин С.В. Теоретическое обоснование режимов работы системы кондиционирования воздуха производственных помещений с незначительными теплоизбытками // Научный журнал строительства и архитектуры. 2020. №1 (57). С. 22–29. DOI:https://doi.org/10.25987/VSTU.2020.57.1.002.
5. Исанова А.В., Мартыненко Г.Н. Оптимизация работы теплонасосной пофасадной системы отопления при соблюдении требуемых параметров теплового комфорта жилых зданий // Научный журнал строительства и архитектуры. 2018. № 3 (51). С. 4047.
6. Толмачев В.М., Семичева Н.Е., Амелина Н.В., Амелин В.Ю. Разработка системы умного дома. Перспективная модель и стратегия развития // БСТ: Бюллетень строительной техники. 2021. № 1 (1037). С. 58–59.
7. Григорова Н.П., Монастырев П.В., Пахомова Е.Г., Семичева Н.Е. Исследование степени интенсификации коэффициента массообмена теплоносителя в вихревом теплообменном аппарате системы отопления газорегуляторного пункта // Известия Юго-Западного государственного университета. 2021. Т. 25. № 1. С. 53–65.
8. Ежов В.С., Семичева Н.Е., Тютюнов Д.Н., Бурцев А.П., Перепелица Н.С., Бурцев А.П. Математическая модель для автоматизированного управления тепловыми потоками энергоэффективной системы вентиляции // Известия Юго-Западного государственного университета. 2021. Т. 25. № 1. С. 38–52.
9. Филиппов С.П., Ионов М.С., Дильман М.Д. Перспективы применения воздушных тепловых насосов для теплоснабжения жилых зданий в различных климатических условиях // Теплоэнергетика. 2012. № 11. С. 11–18.
10. Ural T., Dolgun G.K., Guler O.V., Kecebas A. Performance analysis of a textile based solar assisted air source heat pump with the energy and exergy methodology // Sustainable Energy Technologies and Assessments. 2021. Vol. 47. DOI:https://doi.org/10.1016/j.seta.2021.101534.
11. Mohanraj M., Karthick L., Dhivagar R. Performance and economic analysis of a heat pump water heater assisted regenerative solar still using latent heat storage // Applied thermal Engineering. 2021. Vol. 196. DOI:https://doi.org/10.1016/j.applthermaleng.2021.117263.
12. Орлов П.А., Ильина Т.Н., Орлов К.П. Воздействие механических колебаний на обледенение испарителей воздушного теплового насоса // Вестник БГТУ им. В.Г. Шухова. 2021. №. 6. С. 36-44. DOI:https://doi.org/10.34031/2071-7318-2021-6-6-36-44.
13. Il`ina T.N., Orlov P.A., Chizhov A.V. Influence of material structure on the magnetostrictive properties of a radiator for defrosting heat exchangers of ventilation equipment // Constructions materials and productions. 2021. Vol. 4. № 4. Pp. 5–10.
14. Orlov P.A., Il`ina T.N., Orlov K.P. Test of heat pump unit with MOVEBIT anti-icing system // Constructions materials and productions. 2022. Vol. 5. № 2. Pp. 43–50. DOI:https://doi.org/10.58224/2618-7183-2022-5-2-43-50.
15. Цветков Ф.Ф., Керимов Р.В., Величко В.И. Задачник по тепломассообмену: учебное пособие 2-е изд., исправ. и доп. М.: Издательский дом МЭИ, 2008. 196 с.
16. Il'ina T.N., Orlov P.A., Echina A.O. Efficiency of Operation of Air Heat Pumps with Evaporators of Various Designs. Proceedings of the Southwest State University. 2023. Vol. 27. No. 2. Pp. 62–74.
17. Бараков А.В., Дубанин В.Ю., Прутских Д.А., Надеев А.А. Разработка воздухоохладителя испарительного типа для систем вентиляции // Научный журнал строительства и архитектуры. 2021. № 3 (6). С. 37–44. DOI:https://doi.org/10.36622/VSTU.2021.63.3.003.
18. Семичева Н.Е., Брежнев А.В., Михайлов Д.C., Лисунов А.А., Пахомов В.Е., Мармоледжо-Дуарте К. Создание благоприятных санитарно-гигиенических условий жизнедеятельности человека в городской среде // БСТ: Бюллетень строительной техники. 2022. № 12 (1060). С. 30–31.
19. Орлов П.А., Ильина Т.Н., Орлов К.П., Яцуха О.С. Патент № 2795336 РФ. Способ контроля образования инея и льда на рабочей поверхности испарителя теплового насоса. Заявка № 2022128768 от 07 ноября 2022 г.
20. Ильина Т.Н., Саввин Н.Ю., Уваров В.А. Орлов П.А., Орлов К.П. Свидетельство о государственной регистрации программы для ЭВМ №2023668022 «Программа управления основными теплотехническими параметрами воздушного теплового насоса с системой MOVEBIT / Правообладатель ФГБОУ ВО БГТУ им. В.Г. Шухова. Заявка № 2023667231. Дата поступления 11 августа 2023 г.
