МІНІСТЕРСТВО ОСВІТИ І НАУКИ УКРАЇНИ

УКРАЇНСЬКИЙ ДЕРЖАВНИЙ МОРСЬКИЙ

ТЕХНІЧНИЙ УНІВЕРСИТЕТ

імені адмірала Макарова

Радченко Микола Іванович

УДК 621. 565.93 /94:629. 5 (05)

підвищення ЕФЕКТИВНОсті тепло-

І хОлОдоСПОЖИВАННЯ НА СУДнАХ

Спеціальність 05.08.05

Суднові енергетичні установки

Автореферат

дисертації на здобуття наукового ступеня

доктора технічних наук

Миколаїв - 2001

Дисертацією є рукопис

Робота виконана в Українському державному морському технічному університеті імені адмірала Макарова Міністерства освіти і науки України

Науковий консультант – Заслужений діяч науки України,

доктор технічних наук, професор

Захаров Юрій Васильович,

Український державний морський технічний університет імені адмірала Макарова, завідувач кафедри

Офіційні опоненти:

–

–

–

Провідна установа – Одеський державний морський університет Міністерства освіти і науки України

Захист відбудеться "___" _____________ 2001 р. о _____ годині на засіданні спеціалізованої вченої ради Д38.060.01 Українського державного морського технічного університету імені адмірала Макарова за адресою: 54025, м. Миколаїв, пр. Героїв Сталінграду, 9

З дисертацією можна ознайомитись у бібліотеці Українського державного морського технічного університету імені адмірала Макарова за адресою: 54025, м. Миколаїв, пр. Героїв Сталінграду, 9

Автореферат розісланий "___" _____________ 2001 р.

Вчений секретар спеціалізованої ради

д-р техн. наук, професор В.Ф. Квасницький

ЗАГАЛЬНА ХАРАКТЕРИСТИКА РОБОТИ

Актуальність дослідження. Підвищення ефективності споживання тепла і холоду – один з пріоритетних напрямків енергоресурсозбереження у судновій енергетиці. Витрати палива на виробництво пари для технологічних потреб та електроенергії для систем рефрижерації на рибопереробних суднах близькі до тих, що споживаються головною енергетичною установкою. У той же час результати експлуатації суднових теплообмінників (ТО) – споживачів тепла і холоду свідчать про невідповідність їхніх теплотехнічних характеристик зростаючим вимогам енергозбереження. На транспортних рефрижераторах 10...20 % палива витрачається на виробництво електроенергії для систем кондиціонування повітря (СКП) трюмів та камер збереження охолодженої продукції. Великі температурні напори в охолоджувачах повітря (ОП) вказують на резерви значного скорочення енергетичних втрат від зовнішньої незворотності у циклі та витрат на циркуляцію повітря, які складають близько половини електроенергії, споживаної СКП. На пасажирських суднах, суднах льодового плавання від ефективності роботи ОП та парових нагрівачів повітря (ПНВ) залежить надійність функціонування СКП – однієї з основних систем життєзабезпечення.

Традиційні методи підвищення теплової ефективності суднових ТО, як правило, зводяться до впливу на однофазні середовища, що нагріваються або охолоджуються (збільшенням швидкості, турбулізацією), та розвитку поверхні з їхньої сторони і не вичерпують наявних резервів. Для реалізації останніх необхідні принципово нові підходи, які враховували б різке зниження інтенсивності тепловіддачі на завершальній стадії фазового переходу (в областях із підвищеними паровмістом при кипінні і вологовмістом при конденсації) до розміру, коли вона обмежує теплопередачу в цілому. Частка поверхні, що припадає на кінцеві структури двофазового потоку (при кипінні – на дисперсну структуру, спричинену кризою теплообміну другого роду), достатньо вагома, а великий термічний опір на їхній стороні зумовлює істотні енергетичні втрати у процесі теплопередачі.

Проблема загострюється накладанням жорстких вимог з компактності ОП та ПНП суднових СКП та пов'язаною з їх виконанням нерівномірністю повітряних потоків, наслідком чого є розшарування поля температур повітря на виході з ТО та значне скорочення теплового навантаження. Традиційний підхід до вирішення проблеми шляхом впливу на повітряний потік з метою його випрямлення пов'язаний із значними енергетичними витратами.

Науковою проблемою, що вирішується у дисертаційній роботі, є встановлення закономірностей впливу процесів тепломасопереносу у кінцевих структурах двофазового тепло- або холодоносія та нерівномірності розподілу масових потоків середовищ, які нагріваються (охолоджуються), на теплову ефективність суднових ТО. Ці закономірності, а також методологічні підходи та методи розв'язання проблеми становлять теоретичну базу проектування високоефективних контурів споживання тепла і холоду. У такій постановці – як задача управління кінцевими структурами двофазового теплоносія – науково-прикладна проблема підвищення ефективності тепло- і холодоспоживання в цілому та у випадку нерівномірного розподілу теплового навантаження по поверхні ТО не досліджувалась, і, як наслідок, технічні рішення, що забезпечують скорочення відповідної статті витрат паливно-енергетичних ресурсів, відсутні.

Зв'язок роботи з науковими програмами, планами, темами.

Дослідження з проблеми підвищення ефективності споживання тепла і холоду на суднах на протязі 20 років проводяться в Українському державному морському технічному університеті на кафедрі суднових енергетичних установок та кафедрі кондиціонування та рефрижерації.

Наведені в дисертації матеріали узагальнюють результати робіт, виконаних автором у рамках державних науково-технічних програм: Державної науково-технічної програми "Ресурсозбереження", шифр 5.1.1 (1992 – 1994 рр.); Міжвузівської науково-технічної програми "Енергоресурси та енергозбереження на водному транспорті України", № 55 (1997 – 1999 рр.), а також НДР №ДР 01880025577, 01900019778, 76056204, 01820073898, 0197U003214, 0197U005021.

Об'єктом дослідження є контури суднових споживачів тепла і холоду та їх основні елементи – ТО з внутрішньоканальним фазовим переходом тепло- або холодоносія і високими температурними напорами: хладонові охолоджувачі і парові нагрівачі повітря систем кондиціонування, парові нагрівачі води, хладонові випарники систем рефрижерації, плиткові скороморозильні апарати.

Предмет дослідження – закономірності впливу процесів тепломасопереносу у кінцевих структурах двофазового тепло- або холодоносія та нерівномірності розподілу масових потоків середовищ, які нагріваються (охолоджуються), на теплову ефективність суднових ТО, що є основою для розробки теоретичної бази проектування високоефективних контурів тепло- і холодоспоживання.

Метою наукового дослідження є розробка теоретичних основ проектування та створення високоефективних контурів тепло- і холодоспоживання для суднової енергетики.

Основні задачі наукового дослідження:

–

–

–

–

–

–

Методологія і методи дослідження. Науково-прикладна проблема вирішувалася як задача управління тепловою ефективністю ТО – споживачів тепла і холоду. Як управляючий фактор застосований механізм впливу на процеси тепломасопереносу у кінцевих структурах двофазового потоку. Дослідження включало аналіз проблеми у практиці експлуатації і проектування, експертизу гіпотез і синтез моделей рішення із підтвердженням їх адекватності експериментальними даними, виявлення на основі феноменологічних та математичних моделей закономірностей поводження об'єкту у багатофакторному просторі, розробку оптимальних рішень з урахуванням особливостей суднової експлуатації (нерівномірності теплових навантажень) та їх реалізацію у практиці проектування та експлуатації.

Наукові положення, що виносяться на захист:

1.

2.

3.

Наукові результати, які автор захищає на додаток до наукових положень, та їх новизна:

1.

2.

3.

4.

5.

6.

7.

8.

9.

Достовірність результатів дослідження підтверджена експериментальними даними, адекватністю обєктам дослідження математичних моделей та застосованих в них залежностей для розрахунку тепловіддачі двофазових потоків, оцінкою необхідної точності експерименту, порівняльним аналізом запропонованих і традиційних рішень, збереженням встановлених закономірностей в усіх випадках їх прояву у практиці експлуатації.

Теоретичне значення мають наступні результати дослідження:

–

–

–

–

Практичну цінність мають:

–

–

Основні результати роботи використані рядом організацій при проектуванні та виготовленні теплообмінного обладнання суднового та промислового призначення: заводом "Ленінська кузня", м. Київ, при розробці суднових горизонтально-плиткових морозильних апаратів (МА) для рефрижераторних суден (методики розрахунку оптимальних теплогідродинамічних та конструктивних характеристик, схемні рішення циркуляційних контурів), Севастопольським управлінням океанічного рибальства (схемно-конструктивні рішення інжекторно-циркуляційних контурів (ІЦК) станцій парового нагріву морської води і рибомучних установок для рибопереробних суден типу "Антарктида"), ЦНДіПІ "Тайфун", м. Миколаїв, у суднових кондиціонерах (математичні моделі, реалізовані у методиках та програмах теплогідродинамічного розрахунку хладонових ОП, конденсаторів і капілярних трубок), Мелітопольским заводом холодильного машинобудування (ІЦК суднових холодильних агрегатів), ВАТ "Об'єднання "Склопластик", м. Сєвєродонецьк (ежекторна теплонасосна установка повторного використання відпрацьованої пари), Одеським, Волковиським (Біларусь) та Вільяндиським (Естонія) молочними комбінатами (аміачні інжекторні циркуляційні холодильні установки).

Методологічна направленість та практична значущість дисертації підтверджені приведенням розроблених автором методів теплогідродинамічного розрахунку теплообмінників із фазовим переходом, реалізованих у методиках раціонального їх проектування, в підручнику для вузів Ю. В. Захарова "Судовые установки кондиционирования воздуха и холодильные машины" (3-е издание). – С.-Петербург: Судостроение, 1994. – 504 с. (гл. 9, 15, додаток 1), використанням методик у навчальному процесі ОДМА, ОДМУ, СДТУ, УДМТУ за спеціальностями "Суднові енергетичні установки та обладнання", "Експлуатація суднових енергетичних установок", "Холодильні машини та установки".

Конкретна особиста участь автора в одержанні наукових результатів, викладених у дисертації, полягає у визначенні мети та задач дослідження, одержанні експериментальних даних, розробці математичних моделей ТО, методів та методик розрахунку оптимальних теплогідродинамічних та конструктивних параметрів ТО, обґрунтуванні наукових положень та висновків, підтвердженні їх достовірності. В окремих розробках поряд із автором приймали участь Захаров Ю.В., Лехмус О.А., Гапонов С.А., Ставинський А.А., Хайтін Б.Ш., Кузнєцов Д.А., Скородумов О.П., Бойчук В.В., Радченко А.Н., Редькін В.А., Ковилін В.В., Козіч О.В., з якими є спільні публікації та авторські свідоцтва, а доля його особистої участі в них становить 70 %.

Апробація роботи. Основні результати були апробовані на XII Конгресі скандинавських країн з холоду (XII Nordiska Kylmotet. Foredrag i session I. Stockholm,1985); International Conference on Heat Exchangers for Sustainable Development (Лісабон, Португалія, 1998, організатор – Американське товариство інженерів-механіків); VI Міжнародній літній школі "Моделювання тепло- і масообмінних процесів хімічних і біохімічних реакторів" (Софія, Болгарія, 1989); Всесоюзній науково-технічній конференції "Сучасний стан і перспективи розвитку кондиціонування повітря на суднах" (Миколаїв, 1984); I-й і 2-й міжнародних науково-технічних конференціях "Проблеми енергозбереження й екології у суднобудуванні" (Миколаїв, 1996, 1998); Міжнародному науково-практичному симпозіумі "Проблеми суднобудування" (Миколаїв, 1997). Зразки інжекторно-циркуляційних контурів демонструвалися на міжнародному Лейпцігському ярмарку у 1988 р.

Публікації. По темі дисертації опубліковані 46 друкованих наукових праць, у тому числі 22 статті у наукових спеціалізованих виданнях (без співавторів 14), 2 доповіді (без співавторів 2), 11 тез доповідей (без співавторів 6), 4 авторських посвідченя на винахід, 1 депонований рукопис.

Структура дисертації. Дисертація складається з вступу, 6 розділів і висновків. У додатку приведені документи, що підтверджують впровадження основних результатів дослідження.

Обсяг дисертації складає 357 сторінок, включаючи 255 сторінок основного машинописного тексту, 122 рисунки і 6 таблиць. Бібліографія містить 200 найменувань.

ОСНОВНий зміст РОБОТИ

Результати виконаного у розділі 1 аналізу статей витрат палива (табл. 1) показали, що в залежності від призначення судна на виробництво тепла (пари) та холоду (електроенергії для рефрижераторних установок і СКП) витрачається 20...40 % палива, яке споживається на судні в цілому. Проте аналіз практики експлуатації

суднових ТО – споживачів тепла і холоду свідчить про їхню низьку теплову ефективність, зумовлену падінням інтенсивності теплопередачі на кінцевих ділянках поверхні в областях із підвищеними паровмістом при кипінні (внаслідок спричиненого кризою теплообміну другого роду висихання стінки при значеннях паровмісту хгр < 1) та вологовмістом при конденсації теплоносія.

Таблиця 1

Частка витрат палива на виробництво тепла та холоду на суднах

Статті витрат палива | Промислові судна | Трансп. рефриже-ратори

Риболовнокреветочні | Риболовні

Пере-ходи | промисел | за рейс в цілому | пере-ходи | про-мисел | за рейс | за рейс

риба | криль | риба | криль

Виробництво тепла | 0,05 |

0,20 |

0,40 |

0,10-0,20 | 0,30 |

0,05-0,10 | 0,20-

0,30 | 0,20 |

0,05-0,10

Виробництво холоду | 0,05-0,10 | 0,10-0,15 | 0,05-0,10 | 0,10 | 0,10 | 0,05-0,10 | 0,30-0,40 | 0,20-0,30 | 0,10-0,20

Виробництво тепла і холоду | 0,10-0,15 | 0,30 | 0,40-0,50 | 0,20-0,30 | 0,40 | 0,10-0,20 | 0,50 | 0,40-0,50 | 0,20-0,30

Забезпечення ходу судна | 0,75-0,80 | 0,30-0,40 | 0,20 | 0,40 | 0,30 | 0,70 | 0,30 | 0,40 | 0,70-0,80

Аналіз практики проектування хладонових ОП свідчить про її некоректність у методологічному відношенні, зумовлену вилученням параметру хгр із факторів, що визначають теплову ефективність ОП. Проте, як видно із приведених на рис. 1 результатів розрахунку теплотехнічних характеристик типорозмірного ряду суднових ОП, частка поверхні, яка припадає на посткризову течію при х > хгр (для холодоагенту R22 хгр = 0,9...0,95), становить 20...30 % сумарної площі F поверхні ОП. Таким чином, у передачі близько 10 % загальної кількості теплоти Qо (Qотн = Qп / Qo, де Qп – тепловий потік у зоні х > хгр) задіяна четверта частина сумарної поверхні ОП. Причина у два-три рази більших темпів приросту поверхні порівняно із збільшенням кількості теплоти, яка через неї передається при х > хгр, зрозуміла з рис.2: у 3…4 рази менші значення коефіцієнтів тепловіддачі до холодоагенту п при х > хгр у порівнянні з такими до повітря в зумовлюють дво-триразове зниження густини теплового потоку q (q і qп – густини теплового потоку середня для всієї поверхні ОП і при х > хгр; значення віднесені до зовнішньої гладкої поверхні трубок). Відсутність достовірної феноменологічної моделі фазового переходу, яка враховувала б особливості впливу його завершальної стадії на Q, не дозволяє на етапі проектування розкрити та реалізувати резерви підвищення теплової ефективності ТО.

Падіння темпів приросту теплового потоку Q на завершальній стадії фазового переходу дало підстави для застосування як критерія оцінки теплової ефективності ТО коефіцієнту реалізації теплового потенціалу КРТП як відношення дійсної кількості відведеної від поверхні ОП теплоти до максимально можливої: КРТП = Q / Qmax, де Qmax відповідає збереженню високих темпів приросту Q на всій поверхні ТО, включаючи її кінцеві ділянки. Для ряду суднових ОП значення КРТП 0,8.

Теплова ефективність ОП і ПНП суднових СКП суттєво знижується через нерівномірність повітряних потоків у перетині ТО. Ступінь нерівномірності оцінюють коефіцієнтом кількості руху М, який характеризує середнє відхилення швидкостей з урахуванням їх значень wi у різних точках перетину So: .

Для типорозмірних рядів суднових ОП і ПНП згідно з даними ЦНДіПІ "Тайфун" значення М в основному лежать у діапазоні 1,2...1,4. Якщо для ТО без фазового переходу нерівномірний профіль швидкостей повітря wв викликає зменшення теплового потоку Q на 5...10 %, то для ТО із фазовим переходом згідно з попередньою оцінкою зниження Q становить 20...30 %. Це спричинено тим, що у зоні підвищених wв межа завершення фазового переходу зміщується у напрямку до входу в канали, внаслідок чого зростає доля поверхні, на якій теплопередача обмежена вкрай низькою інтенсивністю тепловіддачі до тепло- або холодоносія в області його кінцевих структур. При М = 1,2 значення КРТП = 0,7. Таким чином, великі термічні опори на завершальній стадії фазового переходу зумовлюють різке (у 3...4 рази) зростання впливу нерівномірності повітряних потоків на теплоперенос у ТО. Виходячи з цього, видається можливим на єдиній методологічній основі, яка передбачає управління двофазовим тепло- або холодоносієм, вирішувати проблему підвищення теплової ефективності контурів ТО в цілому та при нерівномірному розподілі теплового навантаження по поверхні ТО зокрема. Визначені мета і задачі дослідження.

У розділі 2 наведені основні положення методології розв'язання проблеми як задачі управління двофазовим теплоносієм. Запропонований алгоритм розкриття причинно-наслідкової структури проблеми, який передбачає її розгортання у напрямку від конкретних проявів у експлуатації, тобто наслідків, до фізичної суті теплопереносу (причини) шляхом просування низкою послідовних альтернативних формулювань проблеми та вирішення протирічь у її основі. Протиріччя у сфері експлуатації визначає початкове, найбільш віддалене від суті формулювання проблеми – початок наукового пошуку. Мета альтернативного формулювання – відокремити суть явища від несуттєвих її проявів.

Обумовленість проблемної ситуації завершальною стадією внутрішньоканального кипіння (конденсації) у ТО дає підставу для розгляду засобу впливу на кінцеві структури потоку як управляючого параметру, що визначає теплову ефективність ТО, тобто вирішувати задачу, яка класифікується у системології як управлінська.

Як приклад на рис.3 наведена схема управління тепловою ефективністю ОП. Остання оцінювалася густиною теплового потоку q (теплотою, відведеною з одиниці площі Fп поверхні ОП), КРТП і холодильним коефіцієнтом , що виконували функцію критеріїв, тобто вектор мети мав вигляд Z* = {qFmax, max, КРТП = 1}. Засіб впливу на двофазовий холодоагент, який визначає залежність між значеннями паровмісту на вході х1 і виході х2 із ОП, тобто х2 = f (х1), прийнято за основний управляючий параметр. Для кожного засобу обчислювалися оптимальна масова швидкість w холодоагенту, яка відповідає максимальній qF, та кратність його циркуляції n. Тому w і n були двома іншими управляючими параметрами: U = {x2 = f (x1), w, n}. Задача зведена до знаходження оптимального засобу управління U.

До параметрів стану Х віднесені параметри повітря (tв1 і закон розподілу швидкостей wв = wв () у перетині ОП), паровміст x1 та геометричні характеристики (діаметри труб, ступінь ребристості ), позначені єдиним символом :

Х = {wв (), tв1, , х1}.

Параметри стану на виході: Y = {qF, КРТП, , tв2, w, n, Fп, L}.

Для i-го засобу управління Yi = F(X, Ui), де Ui U; i = 1 - реалізація завершальної стадії фазового переходу в ОП: x2 > 1; i = 2 - у РТО: x2 < 1; i = 3 - використання теплоти фазового переходу рідини, відсепарованої із дисперсної суміші, у додатковому ТО: x2 < 1; i = 4 - рециркуляція не набувшої кінцевого стану фази (відсепарованої рідини, що не випарилася) у ОП: x2 = 1/n.

Задача зводилася до мінімізації розбіжності між бажаним станом Y* = Y*(Z*) і виходом моделі Yi = F(X, Ui), тобто до знаходження функції їхньої близькості: Фi = m [Yi*, F(X, Ui)] ® min.

Розділ 3 присвячений уточненню моделі двофазових діабатних (з підводом теплоти) потоків і розробці методів теплогідродинамічного розрахунку та визначення оптимальних конструктивних параметрів ТО, що на ній базуються. В основу феноменологічної моделі покладена двошарова модель прикордонного прошарку з розширеними ламінарною (до значення відносної відстані від стінки y* = 15) і буферною (до межі поділу фаз) зонами та вилученням турбулентної. Виходячи з неї, розширені межі профілів швидкості:

ламінарна зона 0 <y* <15 *=y*;

буферна зона 15 <y* *=5lny* +1,46,

де * – відносна динамічна швидкість *=u/u; u – осьова швидкість; u=; y* або * – відносна відстань від стінки, у*=у·u/ж, *=·u/ж; y або – відстань від стінки; ж и ж – коефіцієнт кінематичної в'язкості і густина рідини; фw – дотична напруга біля стінки.

Феноменологічна модель наведена на рис.4. Перетини I IV розмежовують підрежими течії з різним механізмом впливу на пристінний прошарок рідини. Течія між перетинами I і III визначається краплинним обміном рідинного прошарку з паровим ядром, модель якого розроблена у Харуелі (Великобританія), а між III і IV динамікою фронту турбулентності – найтоншого прошарку мікропульсацій із мінімальними довжиною хвилі й амплітудою на межі ламінарної і буферної зон. Остаточному формуванню цілісного фронту турбулентності відповідають гладка мікроплівка між перетинами III і IV (у* 15) і припинення уносу та висадження крапель (Е і D – масові швидкості уносу та висадження). Консервативною динамікою фронту обумовлена сталість діапазону х, відповідного до випаровування гладкої мікроплівки: х 0,1.

З урахуванням розширення буферної і ламінарної зон масова швидкість рідини у плівці визначається як

,

де р – динамічна в'язкість рідини; do – діаметр.

Зазначені посилки дозволили уточнити модель краплинного обміну, розроблену у Харуелі. Порівняння розрахункових із експериментальними даними по кипінню води при тискові 0,37 МПа, отриманими у Харуелі, свідчить про задовільне їхнє узгодження (рис.5). Граничному паровмістові хгр переходу до дисперсного режиму (висиханню стінки каналу) відповідає абсциса точки перетину графіку вологовмісту (1 – х) ядра з похилою прямою, яка характеризує випаровування плівки без урахування краплинного обміну. Паровміст хгр знаходиться із співвідношення хгр = хР + 0,1, де хР характеризує кризу гідравлічного опору. Остання має місце при у* = 15.

В основу методу розрахунку тепловіддачі при плівковій конденсації з примусовою циркуляцією теплоносія (конвективній) була покладена аналогія між переносом тепла й імпульсу у диференціальній формі Кармана:

= ж(ж+ m) du/dy,

q = жсж(аж+ q) dT/dy,

де m та q – кінематичні коефіцієнти турбулентного переносу імпульсу і тепла; аж – коефіцієнт температуропровідності рідини, аж =ж/(сжж); сж та ж – теплоємність і коефіцієнт теплопровідності рідини.

Зростання (порівняно з адіабатним однофазовим потоком) термічного опору через прискорення межі поділу фаз (ламінарізацію потоку) знайшло відбиток у відповідному збільшенні комплексу I, який його характеризує:

,

де Prж і Prt – в'язкістне і турбулентне числа Прандтля для рідини;

л* і * – відносні товщина ламінарного прошарку і поточне значення.

Комплекс І входить до співвідношення для розрахунку коефіцієнту тепловіддачі

= 0,15 Фж ,

де параметр ж характеризує збільшення градієнту тиску двофазового потоку dР/dz порівняно з течією однієї рідини dР/dz = Фж2 (dР/dz)ж. Вираз для розрахунку інтегралу I у буферній зоні знаходиться після ряду перетворень:

=

=.

З урахуванням Prt =1 отримуємо

I .

Результати порівняння розрахункових з експериментальними даними Л.Д. Бойко і Г.Н. Кружиліна подані на рис.6 і свідчать про задовільне узгодження, тоді як аналогічне зіставлення значень , отриманих за напівемпіричним методом Д.П.Травіса й У.М. Розеноу з включенням турбулентної зони, дає майже дворазову розбіжність.

Методи розрахунку тепловіддачі двофазових потоків реалізовані у методиках знаходження оптимальних (що відповідають максимальній густині теплового потоку q) масової швидкості (w)opt тепло- або холодоносія та геометричних характеристик ТО: площі поверхні Fopt, довжини труб Lopt, числа підводів (ходів) тепло- або холодоносія.

На основі аналізу результатів розрахунку встановлені такі закономірності: конвективний режим плівкової конденсації при (w)opt; більш пологий характер екстремумів q = f (w) із зростанням (w)opt і кратностей циркуляції n (із збільшенням х2 при конденсації і зменшенням х2 при кипінні), про що свідчать графіки на рис.7,а і б; більш крутий характер залежності q = f (n) із збільшенням швидкості середовища (рис.7,б), що нагрівається (охолоджується), тобто зростаючий вплив завершальної стадії фазового переходу; різке скорочення Fopt (рис. 8,а) і Lopt (рис. 8,б) при вилученні завершальної стадії фазового переходу.

У розділі 4 встановлені закономірності впливу нерівномірних профілів швидкостей повітря на теплові потоки Q у ТО, приведені розроблені на їх основі методологічний підхід, методи та саме розв’язання проблеми підвищення теплової ефективності ТО. З метою виявлення залежності розподілу холодоагенту по змійовиках ОП від теплових потоків було виконане експериментальне дослідження модельного випарника, який являв собою три горизонтальних змійовики, що обігрівалися електричним струмом. Подача холодоагенту R22 до випарника здійснювалася через розподільник (РХ). Було встановлено, що дво- триразова різниця у підведеній до змійовиків електричній потужності не призводила до помітного відхилення розподілу R22 від рівномірного. Причина – у значному перевищенні гідравлічним опором РХ падіння тиску у змійовиках. В результаті самочинний перерозподіл холодоагенту як можливий наслідок нерівномірного теплового навантаження був вилучений з чинників, що зумовлюють зниження ефективності холодоспоживання.

Закономірності впливу нерівномірних профілів швидкостей повітря на теплові потоки в ТО, а також ефективність різних засобів управління двофазовим тепло- або холодоносієм встановлені за допомогою математичних моделей.

При розробці моделі системи "розподільник холодоагенту – охолоджувач повітря" довжина змійовика L розбивалася на число ділянок, рівних числу рядів трубок по глибині n2. На кожному i-му кроці інтегрування визначалися параметри повітря (температура , вологовміст , ентальпія ), холодоагенту (тиск Рi+1 = Рi – dР/dz, паровміст xi+1 = xi + dx/dz або температура перегріву tі+1), кількість відведеної від повітря на i-й ділянці теплоти Qi = qF D dz для заданої нерівномірним профілем швидкості повітря wв.

Вхідні параметри: tв1, dв1, Iв1, Gв,Go, tк, tи, РР, Lр, Dp, Dн, D, L, н, n1, n2, де Gв і Go – сумарні потоки повітря та холодоагенту; tк – температура конденсації; tи – переохолодження конденсату; РР – тиск на вході у РХ; Lр, Dp и n1 – довжина, діаметр та число шлангів РХ.

Вихідні параметри: Qo, tв2, Iв2, x2, t2, РР, Рo.

Умова збігу: .

Градіент тиску двофазового потоку .

Втрати тиску на тертя двофазового потоку відповідно до моделі Локарта-Мартінеллі виражали через їх величини для парової або рідкої фази:

,

де ; ; Фп=1+2,85Xtt 0,523.

Параметр Мартінеллі-Нельсона

.

Коефіцієнт тертя у турбулентному режимі f = 0,3164 Re –0,25. Числа Рейнольдсу для парової та рідкої фаз:

та .

Втрати тиску через прискорення потоку у процесі випаровування

,

де дійсний об'ємний паровміст .

Приріст паровмісту dx/dz знаходили, обчислюючи похідну функції х = х (i, P), де i – ентальпія двофазового потоку:

або .

Відповідно до першого закону термодинаміки , причому градієнт питомої холодопродуктивності dqo/dz отримували з теплового балансу , швидкість потоку w – з гомогенної моделі: , а її похідну dw/dz – як складної функції, оскільки ж = ж(Р), п = п(Р). Після ряду перетворень приходимо до залежності

,

де .

Густина теплового потоку qF, що входить до співвідношення для dх/dz, знаходиться за формулою

qF = k· (tв - tа) = ,

де tв і tа – температури повітря та кипіння холодоагенту на ділянці; – термічний опір стінки труби; D і Dн – внутрішній та зовнішній діаметри труби; в – коефіцієнт тепловіддачі до повітря, віднесений до зовнішньої гладкої поверхні труби; a – коефіцієнт тепловіддачі до киплячого холодоагенту, причому у докризовій області (при х < xгр) із двох величин a, обчислених за формулами для пузирчатого кипіння та конвективного випаровування (остання отримана у вигляді a = C (dP/dz)3/7), вибирається більше значення, а у посткризовій (при х > xгр) – a розраховується як для пари.

Сумарний тепловий потік у випарникові знаходився інтегруванням по довжині ходу L та числу ходів n1: .

Умова завершення ітераційних процесів – збіг суми потоків холодоагенту через змійовики із загальним потоком Go.

Адекватність моделі перевірялася зіставленням із результатами натурних випробувань ОП та на моделі з трьох змійовиків. Експериментальні дані підтвердили встановлену у ході математичного моделювання відсутність самочинного перерозподілу холодоагенту. Зіставлення розрахункових значень Qотеор із даними ЦНДіПІ "Тайфун" натурних випробувань ОП, а також ПНП показало задовільне їх узгодження (рис.9).

На рис.10 приведені значення теплових потоків Q через трубки суднового ОП (N – число труб у фронтальному перетині) при характерній трикутній епюрі wв (пунктирна лінія) і М-подібній (суцільна лінія). Остання має місце при екрануванні ядра повітряного потоку. Холодоагент – R22. Практично однакові Q для трубок N = 3…9 (суцільна і пунктирна лінії для трубок N = 3…9 співпадають) свідчать про існування оптимального, що забезпечує максимальну густину теплового потоку, значення wв, перевищення якого не призводить до зростання Q (рис.11).

Інтенсифікувати тепловіддачу до холодоагенту можна, вилучивши посткризовий режим (при х > хгр) рециркуляцією рідинного холодоагенту, що не випарився (штрихпунктирні лінії на рис. 10). Прирощення Q, яке характеризується площадками АВС (трикутна епюра) і АВ1В2С1 (М-подібна), свідчить про реалізацію теплового потенціалу трубок N = 3…9 у зоні підвищених wв, чому відповідає зростання значень КРТП від 0,6 до 1,0. Можна зробити висновок, що зниження теплової ефективності ТО через нерівномірність повітряного потоку визначається втратою потоком у зоні підвищених wв своєї обмежуючої теплопередачу ролі (площадки АВС і АВ1В2С1 на рис.10), коли інтенсивність тепловіддачі до нього стає вище, аніж до холодоагенту. Рециркуляція холодоагенту, який обмежує теплопередачу у області високих wв, дозволяє реалізувати весь потенціал теплової ефективності ТО з досягненням максимальних значень густини теплового потоку та КРТП = 1.

Рециркуляцією, але вже пари, реалізується тепловий потенціал трубок ПНП, розташованих у зоні підвищених wв. Про високі темпи зростання сумарного теплового потоку Q по довжині трубки L для трубок у швидкісному ядрі (N = 3…10) свідчить рис.12,б (на відміну від різко уповільнених темпів через переохолодження конденсату – без рециркуляції пари на рис.12,а).

Через підвищені wв межа завершення конденсації в центральних трубках зміщується до входу в трубки, і частка їх поверхні з низькою інтенсивністю теплопередачі (кінцевих ділянок з малими q) зростає: область АВС центральних трубок на рис.13,а. У цьому криється внутрішня, обумовлена теплоносієм і присутня навіть при рівномірних повітряних потоках, причина нерівномірності профілю tв2, коли tв2 для центральних трубок наближається до tв1 (рис.14,а). У суднових ПНП останнє може призвести до замерзання конденсату при від'ємних температурах зовнішнього повітря tв1. Завдяки інтенсифікації теплообміну на кінцевих ділянках труб при рециркуляції пари сумарний тепловий потік підвищується на 20…25 %: область АВС на рис.12,б. При цьому значення КРТП зростають від 0,7...0,8 до 1,0 і усувається внутрішнє джерело небезпеки замерзання конденсату: tв2 практично незмінна по довжині труби L (рис.14,б).

Таким чином, вирішення проблеми нерівномірних повітряних потоків полягає у реалізації надмірного теплового потенціалу ТО у зоні підвищених wв шляхом неповного фазового переходу. Найбільш ефективна рециркуляція. Для повітряних конденсаторів холодильних машин і ПНП прийнятне компромісне рішення – ступінчата конденсація із проміжною сепарацією фаз.

У розділі 5 встановлені закономірності функціонального удосконалення контурів холодоспоживання, яке характеризується трансформацією ТО із його гібриду з акумулятором (при повному фазовому переході) у ТО з інтенсивним теплопереносом на всій поверхні (при неповному фазовому переході). Контури холодоспоживання наведені на рис. 15.

Підтвердженням визначальної для теплової ефективності контурів ТО ролі термічного опору на завершальній стадії фазового переходу служать гістограми на рис.16, які відбивають динаміку росту відносної густини теплового потоку qотн при випаровуванні дисперсної суміші (холодоагент – R22) безпосередньо у В-ОП (сх. 1 на рис. 15) або у РТО (сх. 2), рідини у ТО (сх. 3) та у В-ОП (сх. 4) після її сепарації із дисперсної суміші, а також у разі рециркуляції холодоагенту (сх. 5, 6). При цьому qотн , де q – густина теплового потоку до диспергованої (сх. 1, 2) або відсепарованої (сх. 3…6) рідини, а – при x < хгр. На рис.17 показані відносні розміри Fотн сумарної поверхні В-ОП та РТО (Fотн = F/F1, де F і F1– поверхні теплообміну у розглянутому випадку та В-ОП у сх. 1 при рівномірних повітряних потоках) та підвищених wв у центрі фронтального перетину ОП (М = 1,2). Незаштрихована область відображає частку поверхні, яка припадає на випаровування дисперсних потоків (сх. 1 і 2) або відсепарованої рідини в ТО (сх. 3). Вилучення дисперсного потоку дозволяє скоротити поверхню теплообміну на 20…40 %.

Ефективність засобів управління процесами тепломасопереносу на завершальній стадії фазового переходу оцінювали за допомогою узагальнюючого рівняння для дійсної питомої холодопродуктивності qo (з урахуванням падіння інтенсивності теплопередачі при х > хгр):

qoi = (хгр – x1) r + Аi (1 – хгр) r,

де Аi – множник, що враховує падіння густини теплового потоку при х > хгр (порівняно з х < хгр) та додаткові енергетичні втрати через термічні опори в РТО (сх. 2 і 3), залежить від засобів управління та режимних параметрів випарника (насамперед to); i = 1 – сх.1 на рис.15; i = 2 – сх.2; i = 3 – сх.3; i = 4 – сх.6.

Для суднових СКП при to = 0 С отримані значення множника А: 0,4 (i = 1 і 2); 0,6...0,8 (i = 3); 1,0 (i = 4). Із зниженням to до – 40 С множник А для i = 1 і 2 зменшується з 0,4 до 0,1, для i = 3, навпаки, наближається до 1,0, а для i = 4 дорівнює 1,0. Введення множника А дозволяє врахувати нерівноцінність доданків рівняння для qo через різну інтенсивність теплопередачі при х < хгр і х > хгр. У випадку перегріву пари t (i = 1 і 2) рівняння приймає вигляд

qo = (хгр – x1) r + А [(1 – хгр) r + cpt].

Наведена на рис.18 залежність відносних холодильних коефі-цієнтів i / 1 (i = qoi / N, 1 відповідає i = 1, N – потужність компресору) від to характеризує ефективність різних засобів управління двофазовим холодоагентом (R22). Найбільш ефективна рециркуляція холодоагенту (i = 4), яка забезпечує значно більший приріст порівняно з випаровуванням відсепарованої рідини в ТО (i = 3). Обидва зазначених засоби істотно перевершують традиційні – з випаровуванням дисперсної суміші у В-ОП та в РТО (i = 1, 2).

Наведена на рис.19 залежність критерія КРТП від ступеня ребристості зовнішньої поверхні