загрузка...
 
5.3. Компресорно-детандерні агрегати ротаційного типу для повітряних теплових насосів. 5.3.1. Загальна характеристика
Повернутись до змісту

5.3. Компресорно-детандерні агрегати ротаційного типу для повітряних теплових насосів. 5.3.1. Загальна характеристика

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 частки c, які відповідають коефіцієнту тертя f = 0,07, становить

cопт=0,15-0,5,

де менші значення частки cопт 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)

де l – 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].



загрузка...