Необхідно відзначити надзвичайно мале поширення повітряних теплових насосів, не зважаючи на їх екологічну перевагу в порівнянні з тепловими насосами, що працюють з використанням холодоагентів HFC - і HСFC-типу. Основна причина подібної обставини полягає в тому, що повітряні теплові насоси базуються на турбомашинах високої продуктивності, які є досить складною і дорогою технікою. Для теплопродуктивності менше 50 кВт турбоагрегати не проектуються, зважаючи на низькі значення ККД і труднощі забезпечення високих швидкостей обертання.
Що стосується повітряних компресорно-детандерних агрегатів на базі поршневих машин, то подібні розробки для теплових насосів взагалі відсутні, зважаючи на необхідність змащення робочої порожнини і примусового клапанного газорозподілу детандера.
У зв'язку з розробленням і застосуванням у компресорній техніці нових антифрикційних композитних матеріалів [31, 41] з'явилася можливість створення ротаційно-пластинчастих компресорів і детандерів без змащення робочої порожнини. Ця обставина і є основною передумовою застосування вказаного типу машин для теплонасосної техніки при використанні повітря як робочого середовища.
Ідея застосування для повітряних теплових насосів компресорно-детандерних агрегатів ротаційно-пластинчастого типу запропонована досить давно, і її реалізація висловлена в [37], проте інформація щодо методів розрахунку таких систем у технічній літературі відсутня.
Головною особливістю термодинамічного опису процесів стиснення і розширення газу в ротаційно-пластинчастих машинах є необхідність урахування передачі газовому середовищу теплоти контактного тертя пластин. Інтенсивність вказаного теплового потоку багато в чому залежить від режимних і конструктивних параметрів машин, антифрикційних властивостей матеріалу пластин і компонувальних рішень при агрегатуванні компресора і детандера.
З численних варіантів схемних рішень ротаційно-пластинчастих агрегатів найраціональнішими є дві схеми, зображені на рисунках 5.11 і 5.12.
Рисунок 5.11 – Компресорно-детандерний агрегат роздільного розміщення робочих порожнин:
КМ – компресор; Д – детандер; Дв – двигун;
1 – вхід повітря в компресор; 2 – вихід повітря з компресора; 3 – вхід повітря в детандер; 4 – вихід повітря з детандера
Рисунок 5.12 – Компресорно-детандерний агрегат суміщеного виконання робочих порожнин:
КМ – робоча порожнина компресії; Д – робоча порожнина розширення; Дв – двигун; 1 – вхід повітря в компресор; 2 – вихід стиснутого повітря; 3 - вхід повітря в детандер; 4 – вихід повітря з детандера
В агрегаті на рис. 5.11 компресор і детандер послідовно розташовані на одному валопроводі, але з роздільним розміщенням роторів і корпусів циліндричної форми. Робочі порожнини компресора і детандера повністю від'єднані одна від одної. Агрегати подібного типу можуть бути виконані із застосуванням й інших типів ротаційних машин (гвинтових, спіральних, шестерінчастих та ін.).
Агрегатування компресора і детандера за схемою на рис. 5.12 має ряд істотних переваг і недоліків. До позитивних якостей можна віднести:
- компактність виробу;
- зниження потужності тертя за рахунок належності одного комплекту пластин як компресора, так і детандера;
- добра врівноваженість за рахунок симетричності порожнин;
- простота процесів збирання, розбирання і ремонту.
Поєднання робочих порожнин робить негативний вплив на такі процеси в агрегаті:
- виникають перетікання робочого середовища між компресором і детандером по зазорах у торцях машини і затисненому об'ємі;
- вирівнюються температури поверхонь робочих органів в обох порожнинах агрегату.
Необхідно також відзначити певні технологічні труднощі, пов'язані з виготовленням еліпсоподібного корпуса і кришок торців.
Використання як матеріалу пластин композиційних карбопластиків (флубон-20, графелон та ін.) дозволяє підтримувати режим роботи ротаційно-пластинчастих машин без подачі мастила і без інтенсивних охолоджувальних систем. Неминуче за таких умов підвищення температури у зоні контакту, проте надає позитивний вплив на зниження коефіцієнта тертя і його стабілізацію при значенні 0,07 в інтервалі температур 130-230оС. Вказане зниження коефіцієнта тертя, у свою чергу, впливає на стабілізацію температури в зоні контакту на поверхні корпусу і в пазах ротора. Відповідно до методики прогнозування температури в зоні тертя на контакті “пластина-рабоча поверхня корпусу”, розробленої на кафедрі холодильних і компресорних машин Сумського державного університету, були виконані розрахунки для ротаційно-пластинчастого вакуум-насоса РВН-6 з пластинами з флубону-20. На базі чисельного аналізу за названою методикою був встановлений характер залежності коефіцієнта тертя в усьому діапазоні температури робочої поверхні корпусу, рисунок 5.13
Рисунок 5.13 – Графік зміни коефіцієнта тертя при контакті “флубон-сталеве контртіло”, - ta температура робочої поверхні ротаційно-пластинчастої компресорної машини
Температурний стан робочої поверхні корпусу залежить від розподілу потужності тертя у вигляді теплових потоків, спрямованих до робочого газу і до охолоджувального середовища. Відповідно до балансу за стаціонарних умов можна записати вираз для потужності тертя
. (5.56)
Позначимо частку теплоти, що відводиться у робочий газ
. (5.57)
У загальному вигляді рівняння для та мають вигляд
, (5.58)
, (5.59)
де Та – середня температура поверхні контакту пластини з корпусом;
Тох, ТГ – середні температури охолоджувального середовища і робочого газу;
kox – коефіцієнт теплопередачі від внутрішньої стінки корпусу до охолоджувального середовища;
aГ – середній коефіцієнт тепловіддачі від поверхні до робочого газу;
F – розрахункова площа поверхні теплообміну.
Рівень температури поверхні контакту пластин, Та залежить від частки теплового потоку, що йде до охолоджуючого середовища. Для пластин з флубону 15/20 може бути використана залежність
, оС. (5.60)
З урахуванням графіка на рисунку 5.13 діапазон оптимальних значень часткиc, які відповідають коефіцієнту тертя f = 0,07, становить
cопт=0,15-0,5,
де менші значення часткиcопт відповідають меншим значенням температури Та.
Величина потужності тертя визначається за формулою
, (5.61)
де рк – контактний тиск у зоні тертя;
А – сумарна швидкість пластин на радіусі контакту;
ик - лінійна швидкість пластин на радіусі контакту.
Нехтуючи середнім тиском газової плівки у зазорі між пластиною і корпусом, зважаючи на малі перепади тиску між всмоктуванням і нагнітанням, для розрахунків можна взяти
рк = ра , (5.62)
де ра – номінальний тиск пластини на корпус, який визначається з рівняння
, (5.63)
де Мпл – маса пластини;
w- кутова швидкість обертання ротора;
R – середній радіус контакту пластини стосовно осі обертання ротора;
Zпл – число пластин.
Після ряду перетворень рівняння (5.63) може бути записано у вигляді
, (5.64)
де - густина матеріалу пластини для флубону-20;
= 2100 кг/м3;
– відносний ексцентриситет ротора;
згідно з [51] = 0,11 – 0,15.
Коефіцієнт 3,5 враховує співвідношення висоти пластини до ексцентриситету, яке, як правило, використовується при розрахунках геометричних параметрів.
З урахуванням виразів (5.62) і (5.64) рівняння (5.61) записується у такій формі:
, (5.65)
де - відносна довжина пластин;
- відносна товщина пластин.
Згідно з [53] = 3,4 – 8; = (0,5 – 1,0)·, = 3 – 12 мм для неметалевих пластин; ик = 10 – 13 м/с.
Для розрахунку циклу теплового насоса на базі ротаційно-пластинчастих машин необхідно знати величину питомого теплового потоку, який передається робочому газу від поверхні контактного тертя
, (5.66)
де – масова витрата газу в машині, який може бути пов'язаний з геометричними і режимними параметрами, що виражається у такому вигляді:
, (5.67)
деl– коефіцієнт подачі, тобто відношення дійсної об'ємної продуктивності за умов всмоктування до теоретичної;
rГ – густина газу за умовами всмоктування для компресора і за умовами випуску для детандера;
lц – осьовий розмір циліндра, для розрахунків можна брати lц = l;
Rц – радіус внутрішньої розточки циліндричного корпусу, Rц = R + е;
С – коефіцієнт, який враховує вплив числа пластин на теоретичний об'єм всмоктування;
для відносного ексцентриситету в інтервалі значень = 0,1 – 0,15 згідно з [53] ця величина має значення.
Zпл
6
8
10
12
>12
С
12,2
12,3
12,4
12,5
4p
Після перетворень рівняння (5.67) може бути записане у вигляді
. (5.68)
Після підстановки (5.65) і (5.68) в (5.66) отримаємо
. (5.69)
Величини, що входять у рівняння (5.69), практично не вимагають попереднього визначення і входять до групи рекомендованих параметрів ротаційно-пластинчастих машин для стиснення і розширення газів.
Для пластин з флубону (Zпл = 8;c= 0,5) значення питомої теплоти від тертя знаходиться у межах qTP = 10 – 12 кДж/кг.
Більш точний розрахунок qTP може бути виконаний на базі конструктивних і режимних параметрів спроектованого компресора або детандера згідно з методикою [31].