Методическое пособие 786

расширения паров пропан-бутана, К−1; t — температурный напор между поверхностью теплообмена и температурой паровой фазы смеси пропан-бутана, °C; dг — диаметр газгольдера, м; ϕж — уровень заполнения газгольдера жидкой фазой СУГ, доли; lг — длина газгольдера, м; dэкв — эквивалентный диаметр пространства, заполненный паровой фазой

СУГ в газгольдере, м; G — расход газа, кг/ч; fn — площадь поперечного сечения паровой подушки, м2.

Исследование критериев подобия в соответствии с выражениями (5)—(7) позволило установить режим течения паровой фазы смеси паров пропан-бутана от зеркала испарения к горловине газгольдера при условии естественной регазификации сжиженного газа и индивидуальном газопотреблении жилых зданий от 1,5 до 3 кг/ч как ламинарный вязкостногравитационный режим, характеризуемый сочетанием критериев Рейнольдса Re ≤ 2300 и Рэ-

лея Ra = Gr Pr > 8 105.

В свою очередь, критерий Нуссельта Nu при ламинарном вязкостно-гравитационном режиме определяется по выражению [8]

где ε1 — поправочный коэффициент, учитывающий влияние на теплоотдачу процесса гидродинамической стабилизации потока на начальном участке теплообмена [8]; εt — поправочный коэффициент, учитывающий зависимость физических свойств текучей среды от температуры [1].

Учитывая, что критерий Нуссельта и коэффициент конвективного теплообмена связаны между собой зависимостью

см

где λсм — теплопроводность смеси паровой фазы пропан-бутана, Вт/мК, выражение для оп-

ределения коэффициента конвективного теплообмена кп.ф. будет иметь вид

2. Численное решение задачи по определению коэффициента конвективного теплообмена, теплопередачи и перегрева паровой фазы смеси пропан-бутана. В соответст-

вии с выражениями (1)—(10) были проведены расчеты по определению коэффициента конвективного теплообмена, коэффициента теплопередачи между грунтом и паровой фазой в подземном газгольдере и величины перегрева паровой фазы при различных режимах эксплуатации сосуда.

Для расчета приняты исходные данные:

компонентный состав СУГ жидкой фазы по мере эксплуатации газгольдера:

50 % пропана и 50 % бутана,

25 % пропана и 75 % бутана,

10 % пропана и 90 % бутана;

уровень заполнения газгольдера газом в режиме эксплуатации: 85 %; 50 %; 15 %;

диапазон изменения температуры СУГ: от 0 0С до минус 30 0С;

температура грунта на оси заложения подземного газгольдера, характерная для климатических зон, принимается по ГОСТ 16350-80:

умеренно-холодная климатическая зона — минус 3,1 0С,

холодная климатическая зона — минус 8 0С.

Результаты соответствующих расчетов представлены на графиках (рис. 1—3).

41

Научный журнал строительства и архитектуры

Температура жидкой фазы сжиженного углеводородного газа,0 С - значения коэффициента конвективного теплообмена при температуре грунта минус 3,10С

- значения коэффициента конвективного теплообмена при температуре грунта минус 80С.

Рис. 1. Значение коэффициент конвективного теплообмена при эксплуатации подземного газгольдера СУГ: 1 — уровень заполнения газгольдера сжиженным газом 85 %; 2 — уровень заполнения газгольдера сжиженным газом 50 %; 3 — уровень заполнения газгольдера сжиженным газом 15 %

Как видно из графика (рис. 1), коэффициент конвективного теплообмена зависит от уровня заполнения газгольдера сжиженным газом и изменяется в довольно широких пределах от 0,11 (уровень заполнения резервуара 15 %) до 0,36 Вт/(м2К) (уровень заполнения резервуара СУГ 85 %). Учет режима течения паровой фазы смеси пропан-бутана позволяет скорректировать значения коэффициентов конвективного теплообмена, указанных в работах [12, 18, 19] и принимаемых в диапазоне от 0,05 до 0,2 Вт/(м2К), что обеспечивает повышение точности результатов по изучению процессов теплообмена в подземных газгольдерах СУГ.

На основании результатов, представленных на рис. 1, были получены значения коэффициента теплопередачи. Анализ рис. 2 показал, что значения коэффициента теплопередачи зависят от уровня заполнения резервуара сжиженным углеводородным газом и варьируются от 0,096 (уровень заполнения резервуара сжиженным газом 15 %) до 0,301 Вт/м2К (уровень заполнения резервуара 85 %).

Увеличение температурного напора в пределах одного уровня заполнения также приводит к росту коэффициента теплопередачи. Так, например, при уровне заполнения газгольдера сжиженным углеводородным газом и температурном напоре 2 0С коэффициент теплопередачи равен 0,125 Вт/м2К, при температурном напоре 26,9 0С значение коэффициента равно 0,161 Вт/м2К. Таким образом, для определения величины теплопритока от грунтового массива необходимо коэффициент теплопередачи принимать дифференцированно в зависимости от уровня заполнения сжиженным углеводородным газом и температурного напора.

42

Рис. 2. Значения коэффициента теплопередачи от грунтового массива к паровой фазе смеси пропан-бутана: 1 — при температуре сжиженного углеводородного газа минус 30 0С; 2 — при температуре сжиженного углеводородного газа минус 20 0С; 3 — при температуре сжиженного углеводородного газа минус 10 0С;

4 — при температуре сжиженного углеводородного газа 0 0С

Используя результаты исследований, представленные на рис. 1 и 2, в соответствии с уравнением (1) была определена величина теплового потока для перегрева паров смеси про- пан-бутана по мере их продвижения от зеркала испарения к горловине газгольдера (рис. 3).

Теплообмен паровой фазы смеси пропан-бутана обеспечивает ее нагрев при продвижении от зеркала испарения к горловине в зависимости от температурного напора и уровня заполнения резервуара.

Значения величины дополнительного нагрева представлены в таблице.

43

Рис. 3. К определению количества тепла от грунтового массива к паровой фазе смеси пропан-бутана в подземном газгольдере СУГ:

1 — уровень заполнения газгольдера жидкой фазой 85 %;

2 — уровень заполнения газгольдера жидкой фазой 50 %;

3 — уровень заполнения газгольдера жидкой фазой 15 %

Как видно из таблицы, теплоприток из грунта к паровой фазе СУГ обеспечивает ее дополнительный нагрев. Данное обстоятельство обусловливает увеличение степени сухости паровой фазы смеси, идущей на редуцирование. Так, например, в умеренно-холодной климатической зоне при регазификации СУГ с температурой жидкой фазы минус 10 0С и условии, что резервуар имеет 50-процентное заполнение, у зеркала испарения образуются насыщенные пары (степень сухости 1,0) смеси пропан-бутана с максимальным влагосодержанием 0,116 мол % [14]. По мере продвижения к горловине резервуара паровая фаза смеси про- пан-бутана, участвующая в теплообмене, нагреется дополнительно на 3,73 0С. При этом максимальная влагоемкость смеси составит 0,141 мол % [14] и обеспечит увеличение степени сухости до 0,82.

Таким образом, теплообмен паровой фазы СУГ с грунтом в подземном резервуаре дает увеличение степени сухости паровой фазы, что обеспечивает проведение процесса дросселирования без выпадения влаги и образования гидратов.

Выводы. В результате проведенных исследований:

установлено, что при автономном газоснабжении объектов с индивидуальным потреблением газового топлива до 3 кг/час в газгольдере от зеркала испарения к горловине формируется ламинарный вязкостно-гравитационный режим течения паровой фазы смеси паров пропан-бутана, определяющий параметры теплообмена в верхней части подземного газгольдера;

получены значения коэффициентов конвективного теплообмена и теплопередачи в зависимости от уровня заполнения газгольдера сжиженным газом, состава сжиженного газа, температуры сжиженного газа в газгольдере и окружающего газгольдер грунта, позволяю-

44

щие повысить точность в определении количества тепла, передаваемого от грунтового массива паровой фазе смеси пропан-бутана;

определено количество тепла, подводимого от грунтового массива к паровой фазе смеси пропан-бутана, и нагрев паровой фазы над зеркалом испарения в подземном газгольдере. Установлено, что теплообмен над зеркалом испарения обеспечивает повышение температуры паровой фазы, способствующей увеличению максимальной влагоемкости и степени сухости паровой фазы смеси пропан-бутана, а также обеспечивает проведение процесса дросселирования без образования гидратов и ледяных пробок в регуляторах давления при условии сохранения перегрева паров до узла редуцирования.

Библиографический список

1.Исаченко, В. П. Теплопередача / В. П. Исаченко, В. А. Осипов, А. С. Сукомел. — М.: Энергоиздат, 1981. — 416 с.

2.Курицын, Б. Н. Децентрализованное снабжение сжиженным газом / Б. Н. Курицын, Е. В. Иванова // Сантехника, отопление, кондиционирование. — 2011. — № 2 (110). — С. 56—59.

3.Курицын, Б. Н. Децентрализованные системы снабжения сжиженным газом от индивидуальных баллонных установок / Б. Н. Курицын, Н. Н. Осипова, Е. В. Иванова // Строительная инженерия. — 2006. —

№6. — С. 47—52.

4.Курицын, Б. Н. Особенности эксплуатации регуляторов давления резервуарных установок сжиженного углеводородного газа / Б. Н. Курицын, Н. Н. Осипова, С. А. Максимов // Вестник ВолгГАСУ. Сер.: Строительство и архитектура. — 2013. — Вып. 30 (49). — С. 216—221.

5.Курицын, Б. Н. Повышение надежности газоснабжения от баллонных установок сжиженного газа / Б. Н. Курицын, М. С. Недлин, Е. В. Иванова // Газ России. — 2005. — № 1. — С. 30—31.

6.Курицын, Б. Н. Разработка и обоснование технических решений по предупреждению гидратоооб-

8.Михеев,М.А. Основытеплопередачи/М. А.Михеев, И. М. Михеева. —М: Энергия, 1977. —344с.

9.Никитин, Н. И. Образование конденсата и меры его предупреждения в распределительных газопроводах сжиженного газа / Н. И. Никитин, Б. Н. Курицын, А. П. Усачев // Использование газа в народном хозяйстве: сб. науч. тр. Гипрониигаз. — Саратов: Коммунист, 1971. — Вып. 2. — С. 20—23.

10.Никитин, Н. И. Анализ процессов дросселирования паров сжиженного газа в регуляторе давления / Н. И. Никитин, Е. В. Крылов // Использование газа в народном хозяйстве: сб. науч. тр. Гипрониигаз. — Саратов: Коммунист, 1974. — Вып. 11. — С. 331—337.

11.Осипова, Н. Н. Исследование процесса гидратообразования при редуцировании влажного газа / Н. Н. Осипова // Приволжский научный журнал. — 2012. — № 3 (23). — С. 112—117.

12.Осипова, Н. Н. Исследование теплообмена междугрунтом и паровой фазой сжиженного газа в подземном резервуаре / Н. Н. Осипова // Энергосбережение и эффективность систем теплогазоснабжения и вентиляции: межвуз. науч. сб. — Саратов: СГТУ, 2000. — 180с.

13.Осипова, Н. Н. Системы автономного газоснабжения населенных пунктов / Н. Н. Осипова // Вестник ВолгГАСУ. Сер.: Строительство и архитектура. — 2011. — № 22. — С. 115—120.

14.Преображенский, Н. И. Сжиженные углеводородные газы / Н. И. Преображенский. — Л: Недра, 1975. — 279 с.

15.Спектор, Н. Ю. Анализ газификации Российской Федерации / Н. Ю. Спектор, А. С. Саркисов // Проблемы экономики и управления нефтегазовым комплексом. — 2015. — № 5. — С. 25—29.

16.СТО 03321549-021-2012. Стандарт организации «Предупреждение образования ледяных и гидратных пробок в системах резервуарного снабжения сжиженным газом» / Н. Н. Осипова и др. — Саратов:

ОАО «Гипрониигаз», 2012. — 20 с.

17. Тиличеев, М. Д. Плотность углеводородов в зависимости от температуры / М. Д. Тиличеев, А. В. Иогансен. — М.: Гостоптехиздат, 1957. — Вып 6. — 736 с.

18.Усачев, А. П. Коэффициент теплопередачи грунтового испарителя сжиженного газа при постоянном отборе паров // Б. Н. Курицын, А. П. Усачев // Распределение и сжигание газа: межвуз. науч. сб. — Саратов: СПИ, 1977. — C. 73—76.

19.Шамин, О.Б. Паропроизводительность подземных резервуарных установок сжиженного газа с вертикальным размещением резервуаров / О. Б. Шамин // Совершенствование архитектурных решений, строительных конструкций, технологий иорганизациистроительства: межвуз. науч. сб.—Саратов: СГТУ, 1997.—С. 185—189.

45

Научный журнал строительства и архитектуры

20.Ярыгин, Ю. Н. Автономная газификация: научное и проектное обеспечение / Ю. Н. Ярыгин // Газ России. — 2010. — № 3. — С. 17—19.

21.BP Statistical Review of World Energy: statistical Review, June 2011. — London: Beyond petroleum, 2011. — 49 р.

22.Cristescu, T. Possible thermal processes involved in the storage of liquefied petroleum gas / Tudora Cristescu, Lazar Avram, Monica Emanuela Stoica / Termoтеhnicа. — 2013. — № 2. — P. 63—66.

23.Giavarini, C. Hydrates Seen as a Problem for the Oil and Gas Industry / C. Giavarini, K. Hester. — London: Springer, 2011. — P. 97—116.

24.Heat and mass transfer studies in uquefdzd petroleum gas storage operations / Zainal Zakana, Hanapi Mat, Radzuan Jurun, Azeman Mustafa Muhammad Faizal // Gas Fakulri Kejuruteraau Kimia & Kejuruteraau Surnber Asli Universiti Teknologi Malaysia, 2006. — 749 р.

25.Hunter, B. Numerical smearing, ray effect, and angular false scattering in radiation transfer computation / B. Hunter, G. Zhixiong // International Journal of Heat and Mass Transfer. — 2015. — Vol. 81. — P. 63—74.

26.Osipova, N. N. Justification of operating conditions for gas supply systems based on cylinder units of liquefied hydrocarbon gas / N. N. Osipova, B. M. Grishin, Yu. V. Rodionov, O. V. Tarakanov, G. I. Greisukh // Journal of Engineering and Applied Sciences. — 2016. — Vol. 11, № 12. — P. 2723—2728.

27.Varaminian, F. Modeling of methane and propane hydrate formation kinetics based on chemical affinity / F. Varaminian, A. A. Izadpanah // Proceedings of the 7th International Conference on Gas Hydrates (ICGH 2011), July 17—21. — Edinburgh, Scotland, United Kingdom, 2011. —8 p.

28.Yuguang, Ye. Natural Gas Hydrates: Experimental Techniques and Their Applications / Ye. Yuguang, Liu Changling. — London: Springer Science & Business Media, 2013. — 404 p.

STUDY OF THE PARAMETERS OF HEAT EXCHANGE OF THE STEAM PHASE OF PROPANE-BUTANE MIXTURE WITH SOIL IN AN UNDERGROUND GAS HOLDER

DURING NATURAL REGASIFICATION OF LIQUEIFIED HYDROCARBON GAS

IN AUTONOMOUS GAS SUPPLY SYSTEMS

N. N. Osipova1, I. M. Bychkova2

Saratov State Technical University Named after Y. A. Gagarin 1, 2

Russia, Saratov

1D. Sc. in Engineering, Head of the Dept. of Heat and Gas Supply, Ventilation, Water Supply and Applied Fluid Dynamics, tel.: (8452)99-88-93, e-mail: osnat75@mail.ru

2PhD student of the Dept. of Heat and Gas Supply, Ventilation, Water Supply and Applied Fluid Dynamics

Statement of the problem. Gas supply of individual residential buildings with consumption of gas fuel of up to 3 kg / h in most cases is organized on the basis of individual gas holders with underground installation in the ground and natural regasification of the liquefied hydrocarbon gas. A significant disadvantage of systems with natural regasification is that when reducing wet steam mixture of propane-butane in pressure regulators, ice and hydrate plugs are formed, that disrupts the gas supply of an object. In order to develop recommendations for the prevention of specified phenomenon, the authors carried out theoretical studies of the heat exchange of the vapor phase of the propane-butane mixture above the mirror of evaporation in the underground gasholder of liquefied hydrocarbon gas.

Results. The mode of flow of the vapor phase of the propane-butane mixture from the mirror of evaporation to the neck of the underground gasholder is established, which makes it possible to correct the values of convective heat transfer and heat transfer coefficients recommended by other authors for an objective evaluation of processes heat exchange in the underground gasholder of liquefied hydrocarbon gas.

Conclusions. The results of the conducted studies showed that the process of reduction of the vapor phase can be carried out without the formation of hydrates and ice plugs in pressure regulators on the condition of the conservation of the temperature of the vapor phase of the mixture of propane-butane from the neck of the gasholder to the node of reducing.

Keywords: underground gas holder, liquefied hydrocarbon gas, autonomous gas supply system, convective heat transfer coefficient, heat transfer coefficient, vapor phase of the propane-butane mixture.

46

УДК 621.6.036

ВЫБОР СМЕСЕЙ РАБОЧИХ АГЕНТОВ В ТЕПЛОВЫХ НАСОСАХ ДЛЯ НАГРЕВА И ОХЛАЖДЕНИЯ СРЕД С ОГРАНИЧЕННОЙ ТЕПЛОЕМКОСТЬЮ

А. Л. Шурайц1, А. В. Рулев2, Е. Ю. Усачева3

АО «Гипрониигаз» 1 Россия, г. Саратов

Саратовский государственный технический университет им. Ю. А. Гагарина 2, 3 Россия, г. Саратов

1Д-р техн. наук, проф., генеральный директор, e-mail: shuraits@niigaz.ru

2Д-р техн. наук, проф. кафедры теплогазоснабжения, вентиляции, водообеспечения и прикладной гидрогазодинамики

3Аспирант кафедры теплогазоснабжения, вентиляции, водообеспечения и прикладной гидрогазодинамики, e-mail: usachev-ap@mail.ru

Постановка задачи. Произвести подбор компонентов зеотропной смеси и величины концентрации ее низкокипящего компонента с более низкой температурой кипения, при которых обеспечивается минимальное значение разности средних ее температур в конденсаторе и испарителе тепловых насосов, используемых для нагрева и охлаждения сред с ограниченной тепловой емкостью. Результаты. Приводится описание способа и методических положений по определению минимальной величины разности средних температур зеотропной смеси в конденсаторе и испарителе, достигаемое путем подбора ее компонентов и значения концентрации низкокипящего компонента. Выводы. Предложен способ и методические положения по достижению минимальной величины разности средних температур зеотропной смеси в конденсаторе и испарителе путем подбора каждого из двух близких по физическим свойствам ее компонентов и значения концентрации низкокипящего компонента на основе зависимости температуры насыщения смеси в конденсаторе и испарителе теплового насоса от относительного количества ее испаренной жидкой фазы. Доказано существенное влияние температур нагреваемых и охлаждаемых сред с ограниченной тепловой емкостью на выбор компонентов зеотропной смеси и величину концентрации ее низкокипящего компонента, при которой достигаются минимальное значение разности средних температур конденсации и кипения и, как следствие, максимальная энергетическая эффективность.

Ключевые слова: выбор, смесь, рабочий агент, компрессор, тепловой насос, система теплогазоснабжения и вентиляции, нагрев, охлаждение, среда с ограниченной теплоемкостью.

Введение. При использовании возобновляемых тепловых источников, имеющих ограниченную объемную тепловую емкость (СОТЕ), например воздуха, температура которого при охлаждении в испарителе и нагревании в конденсаторе теплового насоса (ТН) существенно изменяется, использование в качестве рабочего агента веществ с постоянными температурами кипения и конденсации характеризуется снижением энергетической эффективности его применения [5, 13, 21]. В то же время реализация цикла с переменными температурами, как сред с СОТЕ, так и рабочих агентов в испарителе и конденсаторе, позволяет в этом случае повысить энергетическую эффективность использования тепловых насосов [1, 2, 19]. Использованию рабочих агентов, состоящих из зеотропных смесей, имеющих переменные температуры в испарителе и конденсаторе теплового насоса, посвящены работы А. А. Сухих, К. С. Генералова, И. А. Акимова [13], В. Г. Букина, Ю. А. Кузьмина [1, 2], М. Ким и ряда других иностранных авторов [16—18], Л. А. Огуречникова, Н. Н. Мезенцевой [8, 9], труды

© Шурайц А. Л., Рулев А. В., Усачева Е. Ю., 2017

47

Научный журнал строительства и архитектуры

МЭИ, Института теплофизики им. С. С. Кутателадзе СО РАН, Астраханского ГТУ и других научных учреждений. В работе [9] делается вывод о существенном влиянии на состав зеотропной смеси температур конденсации в конденсаторе и кипения в испарителе ТН, которые, в свою очередь, зависят от изменяющихся температур нагреваемых и охлаждаемых сред с ограниченной тепловой емкостью.

Однако в известных работах не затрагиваются вопросы выбора наилучших сочетаний смесей рабочих агентов и их состава в компрессионных тепловых насосах систем теплогазоснабжения и вентиляции (ТГСиВ) для нагрева и охлаждения СОТЕ, обеспечивающих максимальную энергетическую эффективность.

1. Обоснование марок рабочих агентов для использования в качестве компонен-

тов зеотропной смеси в тепловых насосах. Рабочие вещества, используемые в качестве компонентов зеотропной смеси в тепловых насосах, не должны разрушать озоновый слой атмосферы [7] и оказывать негативное влияние на изменение климата [3], должны быть пожаробезопасными, доступными для применения, экономичными, не оказывать вредного влияния на организм человека, должны иметь значения переменных температур кипения и конденсации, наиболее приемлемые для процессов нагревания и охлаждения сред с ограниченной теплоемкостью в системах ТГСиВ. В настоящее время не существует рабочих агентов, идеально удовлетворяющих всем поставленным требованиям. Например, широко применявшиеся ранее фреоны R11, R12, которые могли бы быть использованы в качестве компонентов зеотропной смеси в системах ТГСиВ, оказывают резко негативное воздействие на озоновый и теплоотражающий слои атмосферы. В этой связи выбор компонентов для зеотропной смеси осуществляется индивидуально, применительно к случаю нагревания и охлаждения таких сред, как вода, воздух и природные газы в системах ТГС и В с учетом анализа всех положительных и отрицательных факторов их воздействия.

По результатам проведенного анализа в наибольшей степени этим требованиям соответствуют зеотропные смеси, состоящие из R22/R142b, R32/R134а, R32/R152а или предельных углеводородов R290/600 (пропана и бутана), R600а/R601 (изобутана и н-пентана), R290/R601а (пропана и изопентана), R600а/R601b (изобутана и нью-пентана). Например, по степени активности разрушения озонового слоя Земли предельные углеводороды считаются полностью безопасными. Данные газы не вызывают парникового эффекта, не оказывают негативного влияния на изменение климата, на организм человека, извлекаются непосредственно из природного газа и имеют значительно более низкую стоимость по сравнению с другими рабочими агентами. Смеси R22/R142b, R32/R134а, R32/R152а характеризуются низкой озоноразрушающей активностью и не вызывают заметного парникового эффекта.

Существенным недостатком зеотропных смесей является снижение коэффициента теплоотдачи в системе «внутренняя поверхность теплообменных труб — рабочий агент» испарителя и конденсатора ТН (рис. 1) вследствие снижения центров парообразования и уменьшения диаметра отрывного пузыря по сравнению с каждым из компонентов смеси [4]. Вместе с тем в процессах нагрева и охлаждения сред с ограниченной теплоемкостью, таких как воздух и другие газообразные вещества, это не имеет существенного значения. Расчеты, проведенные согласно [4, 6, 15], показывают, что снижение величины общего коэффициента теплопередачи не превышает 5,5 %. Это обусловлено тем, что основной удельный вес в общем балансе величины коэффициента теплопередачи занимает коэффициент теплоотдачи в системе «наружная поверхность оребренных теплообменных труб — среда с ограниченной теплоемкостью», который характеризуется значительно более низким значением для случая вынужденного течения среды по сравнению с зеотропной смесью. Такое снижение интенсивности теплообмена и, как следствие, увеличение капитальных вложений в теплообменные поверхности испарителя и конденсатора в данном случае оказываются намного меньше по сравнению со снижением эксплуатационных расходов за счет повышения коэффициента преобразования компрессионного теплового насоса.

48

Обозначения процессов зеотропной смеси: а-b — сжимание паровой фазы в компрессоре 4;

b-c — конденсация паровой фазы в конденсаторе 6;

c-d — снижение температуры насыщенной жидкой фазы в регуляторе 9;

d-a — испарение насыщенной жидкой фазы в испарителе 1

tскд.н , tскд.к — начальная и конечная темпера-

туры конденсации паровой фазы зеотропной смеси в конденсаторе, оС;

tси.н , tси.к — начальная и конечная темпера-

туры кипения жидкой фазы смеси в испарителе, оС

Рис. 1. Схема теплового насоса, работающего на зеотропных смесях с противоточным течением смеси и СОТЕ в испарителе и конденсаторе:

1 — противоточный трубный испаритель; 2 — межтрубное пространство испарителя 1; 3 — трубопровод паровой фазы зеотропной смеси для соединения с выходной частью испарителя 1;

4 — компрессор; 5 — трубопровод паровой фазы зеотропной смеси для соединения с выходной частью компрессора 4; 6 — противоточный трубный конденсатор; 7 — межтрубное пространство конденсатора 6; 8 — трубопровод жидкой фазы зеотропной смеси для соединения с выходной частью противоточного трубного конденсатора 6; 9 — регулятор для снижения температуры насыщенной жидкой фазы зеотропной смеси; 10 — трубопровод жидкой фазы зеотропной смеси для соединения регулятора 9

с входной частью трубного испарителя 1

Недостатком предельных углеводородов при их применении в качестве компонентов зеотропных смесей является пожарная опасность. В этой связи промышленные тепловые насосы, устанавливаемые в помещении, следует оснащать сигнализаторами загазованности. В то же время при использовании в качестве привода для компрессора газового двигателя, наиболее предпочтительного в процессах нагрева сред с ограниченной теплоемкостью систем ТГСиВ, установка сигнализатора загазованности и так является обязательной, исходя из требований безопасности, предъявляемых к объектам газоснабжения, согласно СП 42-101- 2003 и ФНиП в области промышленной безопасности «Правила безопасности сетей газораспределения и газопотребления» (Приказ Ростехнадзора от 15.11.2013 № 542). Кроме этого, для современных тепловых насосов с малым объемом заправки даже при утечке всей массы рабочего агента его концентрация в помещении геометрическим объемом 15 м3 будет меньше нижнего концентрационного предела воспламенения смеси R600а и R601, составляющего 1,7—1,35 % [10, 12] в девять и более раз. Тем более что компрессорное и испарительное оборудование, а в бивалентных системах все элементы, заполненные рабочим агентом, находятся, как правило, на открытом воздухе.

Учитывая общий баланс достоинств и недостатков, в настоящее время более 35 % бытовых холодильников в Европе и Азии работают на изобутане R600a, пропане R290, смесях предельных углеводородов с увеличением масштаба их применения, учитывая широкую доступность, низкую стоимость и самые высокие экологические характеристики.

2. Разработка методических положений и способа достижения минимальной величины разности средних температур конденсации и кипения зеотропной смеси в конденсаторе и испарителе теплового насоса. Основным недостатком существующих тепловых насосов, использующих в качестве рабочих агентов чистые вещества для нагре-

49

Научный журнал строительства и архитектуры

вания и охлаждения сред с ограниченной теплоемкостью, являются большие разности температур между:

рабочим агентом с постоянной температурой кипения в испарителе и СОТЕ, существенно понижающим величину этого параметра в межтрубном пространстве испарителя;

рабочим агентом с постоянной температурой конденсации в конденсаторе и СОТЕ, заметно понижающим величину этого параметра в межтрубном пространстве конденсатора;

рабочим агентом в испарителе и конденсаторе и, как следствие, низкая энергетическая эффективность теплового насоса.

Большие разности температур обусловлены следующим. Температура применяемого рабочего агента, состоящего из одного вещества, при кипении в испарителе и при переходе из парообразного в жидкое состояние в конденсаторе остается постоянной. Вместе с тем с целью более полного извлечения теплоты температура СОТЕ в межтрубном пространстве испарителя должна уменьшиться, а в конденсаторе, наоборот, увеличиться. Это приводит к увеличению средней разности температур между рабочим агентом и СОТЕ в испарителе и в конденсаторе теплового насоса по сравнению со случаем, когда температуры рабочего агента и СОТЕ, а следовательно разности их температур, будут постоянными в течение всего процесса.

Применение рабочих агентов, состоящих из зеотропных смесей, имеющих переменные температуры в испарителе и конденсаторе, позволяет значительно уменьшить разность температур в испарителе и конденсаторе теплового насоса.

Цель работы заключается в уменьшении разности температур между рабочим агентом из зеотропной смеси в испарителе и конденсаторе теплового насоса до минимального значения, которому соответствует его максимальная энергетическая эффективность.

Тепловой насос, реализующий цикл с переменными температурами зеотропной углеводородной смеси, используемой в качестве рабочего агента, и сред с ограниченной теплоемкостью, используемых в качестве тепловых источника и стока, с противоположными направлениями их течения (см. рис. 1), работает следующим образом.

В противоточном трубном испарителе 1 (рис. 1) зеотропная смесь, составляемая из двух близких по физическим свойствам компонентов (например, изобутана и пентана (R600а/R601), пропана и бутана R290/R600, пропана и изопентана R290/R601а), переходит из

жидкого в парообразное состояние при переменной температуре от начального tси.н на входе до конечного tси.к значения на выходе испарителя 1 за счет подвода теплоты от источника те-

плоты с ограниченной теплоемкостью из межтрубного пространства 2. Изменение температуры двухкомпонентной зеотропной смеси в противоточном трубном испарителе 1 показано на графике «температура — площадь теплообменника» (рис. 2). В результате охлаждения источник теплоты с ограниченной теплоемкостью снижает свою температуру с начального tви.н

на входе до конечного tви.к значения на выходе из межтрубного пространства 2 испарителя

(рис. 2). При этом двухкомпонентная зеотропная смесь в противоточном трубном испарителе 1 и источник теплоты с ограниченной теплоемкостью в межтрубном пространстве 2 движутся в противоположных направлениях при средней разности температур между зеотропной смесью и источником теплоты с ограниченной теплоемкостью, равной tи , постоянной по вели-

чине в любой точке испарителя (цикл a-b-c-d-a, рис. 2).

Образовавшуюся в противоточном трубном испарителе 1 насыщенную паровую фазу из зеотропной смеси через трубопровод 3 с температурой tси.к направляют в компрессор 4.

Здесь следует отметить, что для упрощения в схему на рис. 1 не включен регенеративный теплообменник, рекомендуемый [2, 13, 19] для перегрева паровой фазы на выходе из испарителя 2 выше значения tси.к . за счет теплоты жидкой фазы смеси на выходе из конденсатора 6 и

50