ПОВЫШЕНИЕ ЭНЕРГЕТИЧЕСКОЙ ЭФФЕКТИВНОСТИ СИСТЕМ ВЕНТИЛЯЦИИ ЖИЛЫХ И ПРОМЫШЛЕННЫХ ПОМЕЩЕНИЙ Текст научной статьи по специальности «Строительство и архитектура»

УДК 697.973

ПОВЫШЕНИЕ ЭНЕРГЕТИЧЕСКОЙ ЭФФЕКТИВНОСТИ СИСТЕМ ВЕНТИЛЯЦИИ ЖИЛЫХ И ПРОМЫШЛЕННЫХ ПОМЕЩЕНИЙ

А.В. Бараков, В.Ю. Дубанин, Н.Н. Кожухов, Д.А. Прутских Воронежский государственный технический университет, г. Воронеж, Россия

Аннотация: на нужды вентиляции и кондиционирования воздуха предприятиями различных отраслей промышленности, а также жилыми и общественными помещениями расходуется значительное количество тепловой энергии. Проектирование современных тепловых энергоустановок может дать значительный экономический эффект при их эксплуатации. Одним из основных резервов энергосбережения в системах вентиляции и кондиционирования в жилых и производственных помещениях является использование водоиспарительного охлаждения воздуха. Наибольший эффект достигается путем применения воздухоохладителя с «кипящим» центробежным слоем. Насадкой для такого слоя служат мелкие частицы материала, которые являются теплоносителем для регенеративной передачи тепловой энергии. Такие технико-экономические параметры, как стоимость изготовления аппарата, коррозионная стойкость, смачиваемость материала, удельная площадь поверхности контакта фаз являются ключевыми при определении эффективности работы воздухоохладителя. На основе теоретических и экспериментальных разработок проведены оценка принципиальной возможности работы аппарата с «кипящим» слоем и расчет его тепловой эффективности. Результаты исследований представлены аналитическими и эмпирическими уравнениями. В ходе их решения оказалось возможным получить значения основных параметров воздухоохладителя. Результаты исследования подтвердили высокую эффективность аппарата и могут быть использованы для его расчета

Ключевые слова: водоиспарительное охлаждение, математическая модель, псевдоожиженный слой, экспериментальная установка, коэффициент тепловой эффективности

Введение

Для предприятий практически всех отраслей промышленности, а также помещений общественного назначения требуется значительное количество тепловой энергии для систем вентиляции и кондиционирования воздуха. Заметному росту экономического эффекта способствует грамотное проектирование теплоснабжения для установок входящих в состав таких систем [1-3].

С целью снижения энергетических затрат возможно использование ветровой, солнечной, геотермальной энергии и других нетрадиционных источников. Применение природных градиентов температур также относится к одному из способов энергосбережения. Водоиспари-тельное охлаждение, основу которого составляет термодинамическая неравномерность воздуха окружающей среды, является возобновляемым источником энергии. Это физическое явление с успехом можно использовать для систем кондиционирования и вентиляции помещений различного назначения [4, 5]. Конечные технические решения заключаются в применении специальных аппаратов и устройств, к которым относится и рассматриваемый в данной работе воздухоохладитель.

Приведем технико-экономические параметры насадки, которые являются ключевыми при определении эффективности работы воздухоохладителя испарительного типа: коррозионная стойкость, смачиваемость материала, удельная площадь поверхности контакта фаз, интенсивность тепломассообмена, стоимость. Указанным требованиям и достижению требуемых значений приведенных характеристик отвечает насадка в виде «кипящего» (псевдо-ожиженного) слоя, которая используется в качестве теплоносителя для регенеративной передачи тепловой энергии [6-8].

Принципиальная схема рассматриваемого воздухоохладителя представлена на рис. 1 [9]. Здесь в корпусе 1 размещена решетка 2 с лопатками 3, расположенными под углом к решетке. Корпус заключает в себе сухую и влажную 4, 5 камеры. Конус 6 располагается в центральной части аппарата и крепится с помощью перегородок 7, в которых имеются окна 8 (совпадают с контуром «кипящего» слоя) для транспортировки теплоносителя. В нижней части воздухоохладителя расположена водяная форсунка 9.

Принцип действия устройства. Основной поток воздуха, предназначенного для помещений, проходит через сухую камеру 4 аппарата. Вспомогательный поток - через камеру 5, в которой насадка увлажняется с помощью воды из форсунки 9. За счет подачи вспомогательного потока воздуха дисперсный материал преобра-

© Бараков А.В., Дубанин В.Ю., Кожухов Н.Н., Прутских Д.А., 2018

зуется в так называемый «кипящии» слои, а благодаря решетке 2 он перемещается вдоль нее. В «кипящем» слое во влажной камере происходит полное испарение воды с поверхности частиц, за счет чего они охлаждаются. После транспортировки дисперсного охлажденного материала в сухую камеру 4 основной поток воздуха, имеющий более высокую температуру (по сравнению с температурой частиц дисперсного материала), охлаждается и направляется к потребителю.

Математическое моделирование процессов тепло- и массообмена

Определим время полного испарения воды с поверхности частицы в камере 5, применяя уравнение теплового баланса. Для определения времени высыхания частицы во «влажной» камере запишем уравнение теплового баланса, полагая, что за время dт объём воды на поверхности частицы уменьшится на величину dv

Учитывая, что ёу = , получим

qfчdx = "Рж [сж (*нас " *ж) + гп ] dv,

(1)

где q - удельная плотность теплового потока, Вт/м2; dv - единичный объем испаренной воды, м3; fч - площадь поверхности одной частицы дисперсного материала, м2; dт - время испарения воды объемом с; рж - плотность воды; сж - теплоемкость воды, Дж/(кг-К); ^нас - температура насыщения, К; 1:ж - температура воды, К; гп - скрытая теплота парообразования, Дж/кг.

х = "

Г г Рж [сж (^с " tж ) + гп ] dг

1 г+8

q

(2)

где г - диаметр частицы, м; 5 - толщина водяной плёнки на поверхности одной частицы дисперсного материала.

Конвективный процесс переноса тепловой энергии между поверхностью частицы и потоком воздуха приводит к следующему выражению для определения плотности теплового потока, основанного на законе Ньютона-Рихмана:

q = «^в "О , (3)

где а - коэффициент теплоотдачи между дисперсным материалом и потоком воздуха в камере 5; ^ - температура вспомогательного потока.

Исходя из предположения о малом влиянии водяной пленки на поверхности дисперсного материала на интенсивность теплообмена между различными фазами в аппарате (твердые частицы и поток воздуха), определим коэффициент теплоотдачи по формуле [10-12]:

№ = 0,5Же0

(4)

где

№ = -

аd„

Re =

w„d„

^в ^в

Здесь - коэффициент теплопроводности воздуха, Вт/м2; Ув - кинематическая вязкость воздуха, м2/с; - эквивалентный диаметр частицы дисперсного материала, м; -№в - скорость

воздуха, м.

Решая совместно (2), (3) и (4), после интегрирования получим

х =

Рж [сж (^ас " I ) + гп ] 0,42^%Г (tв " tнас)

(г + 5)0,65 " г0,6

(5)

Рассматривая элементарный объем «кипящего» слоя дисперсного материала, определено температурное поле в камере 4 воздухоохладителя путем составления и решения системы дифференциальных уравнений теплового баланса и уравнения (3) [13]. В результате для температуры воздуха в зависимости от высоты слоя насадки получено следующее выра-

жение

(

tв = ^ + (tв + ^ ) ехр

а(1 "в) ^ >

———У

CвWвРв у

(6)

Рис. 1. Принципиальная схема аппарата

х

где ^ - температура насадки, К; tB ,tH -температура воздуха и насадки на входе в камеру 4, К; в - порозность слоя насадки; ^ -удельная поверхность слоя насадки, м2/м3; рв -плотность воздуха, кг/м3; св - теплоемкость воздуха, Дж/(кг-К); у - высота, м.

Особенности «кипящего», или, другими словами, псевдоожиженного слоя указывают на независимость температуры частиц дисперсного материала от координаты у, следовательно, для координаты х, можно получить следующее выражение [13]:

t = t'

H н

H +(tB -tH )expj

cbwbPbx

1 - exp

chwh (1 -s)pHh

( afvh (1 -e)^

cbPb ,

(7)

где рн - плотность насадки, кг/м3; сн -теплоемкость насадки, Дж/(кг-К); wн - скорость движения насадки, м/с; h - высота насадки, м; х - координата, м.

Описание экспериментальной установки

Для оценки адекватности разработанной математической модели и получения значений технических параметров воздухоохладителя в рамках работы произведены экспериментальные исследования на стенде, фото которого представлено на рис. 2.

Составной частью указанного стенда являлся основной элемент воздухоохладителя, представленный в виде двух соосных цилиндрических обечаек, диаметры которых составляли 0,20 м и 0,38 м соответственно. Высота корпуса аппарата равнялась 0,50 м. Дисперсный материал в виде твердых частиц находится на решетке, расположенной в нижней части основного элемента. Движение потоков воздуха и насадки соответствовало принципу действия устройства, описанному выше. Для изменения скорости насадки и изучения различных режимов работы воздухоохладителя было использовано несколько решеток с различными геометрическими характеристиками. Так, высота лопаток составила 20, 30 и 40 мм, а угол расположения лопаток -0,55, 1,00 и 1,25 градуса. С целью визуализации «кипящего» слоя и наблюдения за поведением дисперсного материала цилиндрическая обечайка диаметром 0,38 м выполнена из термопластичного прозрачного пластика (plexiglas).

Действие центробежной силы на дисперсный материал в аппарате приводило к возникновению зон, в которых отсутствовали частицы дисперсного материала. В частности, вблизи поверхности обечайки диаметром 0,20 м основной и вспомогательный потоки воздуха не взаимодействовали с дисперсной насадкой. Поэтому для предотвращения этого явления несколько вариантов решетки конструктивно были исполнены в виде усеченного конуса, напоминающего велосипедный трек. Диапазон значений угла такого конуса составлял от 1,05 до 1,57 радиан.

Рис. 2. Общий вид экспериментальной установки

Для моделирования работы воздухоохладителя в составе вентиляционной системы или системы кондиционирования основной и вспомогательный потоки воздуха подавались в соответствующие камеры 4 и 5 вентиляторами ВЦ 10-28 № 3 максимальной производительностью 3500 м3/ч и напором 4500 Па. Для регулирования расхода воздуха использовался подключенный к вентиляторам трехфазный частотный преобразователь DELTA 15 кВт. Для имитации воздуха, поступающего из помещения общественного типа, использовалась электрокалориферная установка ЭК0-100 совместно с автотрансформатором РН0-50-5 для плавного регулирования температуры воздуха. Расход воздуха в подводящем канале определялся расчетом, включающим скорость воздуха, измеренную анемометром ТТМ-2/4-06. Разность давлений в камерах 4 и 5 аппарата измерялась микро-

х

X

манометром высокой точности ММН-240. Определение полей температур в камерах воздухоохладителя осуществлялось термопарами хромель-копелевого типа ТП-0188. Температура частиц дисперсного материала измерялась инфракрасным бесконтактным термометром с токовым выходом 4-20 мА. Материалом частиц являлись алюмоцинковый сплав плотностью 2850 кг/м3 и песок плотностью 2650 кг/м3. Диаметр частиц выбирался из ряда d3 = 2,6; 2,9; 4,6 и 5,0мм и d3 = 2,7 и 3,2 мм соответственно. Общая масса всей насадки находилась в диапазоне от 0,5 до 3,5 кг. Для смачивания частиц использовалась форсунка, регулирующая расход в пределах 0,0004..0,0024 кг/с.

Для автоматического сбора данных измеряемых параметров и их архивирования сигналы с первичных датчиков поступали в программируемый логический контроллер ТРМ148 фирмы ОВЕН. Для удобства все параметры можно было анализировать на ноутбуке в системе SCADA Owen Process Manager и Owen Report Viewer. Персональный компьютер присоединялся к ТРМ148 с помощью преобразователя интерфейсов RS448-RS232 АС4, имеющим выход USB.

Результаты экспериментальных исследований

Для проведения эксперимента разработана следующая методика. На первом этапе материал массой от 0,5 до 3,5 кг размещался на поверхности газораспределительной решётки аппарата. После включения вентиляторов посредством частотного регулятора настраивался расход воздуха для каждой из камер таким образом, чтобы «кипящий» слой оказывался устойчиво циркулируемым в камерах аппарата. Для увлажнения частиц дисперсного материала использовалась вода, которая поступала в механическую форсунку для распыления во влажной камере. После наступления квазистационарного режима течения циркулирующего слоя из архива экспериментальных данных извлекалась информация о расходах в двух камерах аппарата и температурных полях этих же камер. Температурные поля основного и вспомогательного потоков оценивались 12 термопарами. Кроме того, фиксировалось гидравлическое сопротивление каждой из камер. Путём изменения массы насадки, расхода и температуры

воздуха исследовано более 50 режимов работы экспериментальной установки.

Коэффициент эффективности определим по формуле

t' - t" л = ^—^-100, t" -1

(8)

где ^ - среднеинтегральная температура воздуха на выходе из камеры 4, К; 1;м - температура «мокрого» термометра, К [8].

В результате аппроксимации экспериментальных данных для определения коэффициента тепловой эффективности воздухоохладителя и его гидравлического сопротивления были получены следующие эмпирические соотношения

Л = 3,17

мин

w

V vv в

V d у

Eu = 0,07Re-

V d у

Рв

(9)

(10)

где wв - минимальная скорость воздуха, м/с; «насыпная» высота слоя насадки, м;

Eu =

AP

2

РвW

- критерий Эйлера.

Минимальная скорость воздуха, соответствующая критической скорости псевдоожижения дисперсного материала насадки, определялась как [17, 18]

w =

4B2pHgd3

3cd Рв

(11)

где g- ускорение свободного падения, м/с2; са - коэффициент лобового сопротивления частиц дисперсного материала насадки.

Оптимизация воздухоохладителя

Для повышения технико-экономических показателей исследуемого аппарата следует более углубленно рассмотреть его конструктивные и рабочие характеристики. Наиболее универсальными критериями оптимизации теплоэнергетического оборудования являются экономический эффект или удельные приведённые затраты. Но указанные критерии удобно использовать на стадии промышленных испытаний или в процессе эксплуатации на предприятии, когда известна вся технологическая схема, включающая исследуемое оборудование. К тому же учёт стоимости тепловой и электрической энергии, технологической об-

1,02

0,68

0,69

h

0,19

0

вязки воздухоохладителя, цен на материалы для его изготовления вносят значимые погрешности в результаты расчёта таких критериев из-за их ежегодного изменения в силу экономической ситуации и расширяющихся санкций. Поэтому требуется найти такой критерий оптимизации, который не зависел бы от указанных факторов. Нами предлагается использовать теплогидродинамический показатель с учётом КПД оборудования, в котором производится тепловая и электрическая энергии. В результате критерий оптимизации, согласно которому необходимо оценивать аппарат, представляет собой следующее соотношение:

QЧэ

w„

E =

(12)

где Q - количество тепловой энергии, отводимое от основного потока воздуха в камере 4, Вт; К - электрическая мощность, расходуемая для привода вентиляторов, Вт; чэ, чх -КПД электрической станции и холодильной установки соответственно.

Тепловой поток в камере 4 определим по формуле

Q = ^вРвсв (tв - tм )Ч . (13)

А электрическую мощность для привода вентиляторов определим следующим образом

^ (14)

N = -

Чв

где АР - гидравлическое сопротивление аппарата, Па; Ув - расход основного потока воздуха, м3/с; 1в, 1;м - температуры атмосферного воздуха по сухому и мокрому термометру, К; ч - коэффициент тепловой эффективности воздухоохладителя; чв - КПД вентилятора.

Результаты расчёта показали, что такие параметры как скорость воздуха во влажной и сухой камерах аппарата и относительная высота слоя дисперсного материала максимально влияют на поиск оптимального технического решения при проектировании воздухоохладителя. Графики зависимости теплогидродинами-ческого показателя от двух параметров приведены на рис. 3 и 4.

На рис. 3 видно, что оптимальное значение скорости воздуха в камерах аппарата соответствует ее минимальному значению. Однако для устойчивой циркуляции насадки окончательно можно рекомендовать следующее соотношение для ее определения

= (1,3 * 1,4) wмин. (15)

Анализ зависимостей, представленных на рис. 4, показывает, что наибольшая эффективность воздухоохладителя может быть достигнута при использовании тонких слоев насадки, когда «насыпная» высота дисперсного материала находится в следующих пределах

^ =(15 * 25) dэ. (16)

50

45

40

Ы 35

30

25

20

ч \\

> \ ч Л\

" О

■ •Ч. - ^ ^

2,5

3,5

4,5 м/с

5,5

6,5

---Ь0/<1э=]5--Ы)/<1э=12---Ы)/с1э=10

Рис. 3. График зависимости коэффициента тепловой эффективности от скорости ожижающего газа

Рис. 4. График зависимости коэффициента тепловой эффективности от относительной высоты слоя

Полученные соотношения и рекомендации могут быть использованы для расчета воздухоохладителя данного типа.

Заключение

Проведенные теоретические и экспериментальные исследования подтвердили работо-

способность и высокую тепловую эффективность воздухоохладителя с «кипящим» слоем. Результаты проведённых исследований следует использовать при проектировании аппаратов подобного типа.

Литература

1. Перегудов В.В., Роговой М.И. Тепловые процессы и установки в технологии строительных изделий и деталей. М.: Стройиздат, 1983. 416 с.

2. Богуславский Л.Д. Снижение расхода энергии при работе систем отопления и вентиляции. М.: Стройиздат, 1985. 336 с.

3. Comino, F., Ruiz de Adana, M., Peci, F. Energy saving potential of a hybrid HVAC system with a desiccant wheel activated at low temperatures and an indirect evaporative cooler in handling air in buildings with high latent loads // Applied Thermal Engineering. 2018. Vol. 131. P. 412-427.

4. Кокорин О.Я. Испарительное охлаждение для целей кондиционирования воздуха. М.: Стройиздат, 1965. 159 с.

5. Performance improvement of a hybrid air conditioning system using the indirect evaporative cooler with internal baffles as a pre-cooling unit / A.E. Kabeel, M. Abdelgaied, R. Sathyamurthy, T. Arunkumar // Alexandria Engineering Journal. 2017. 56 (4). Р. 395-403.

6. Гельперин Н.И., Айнштейн В.Г., Кваша В.В. Основы техники псевдоожижения. М.: Химия, 1967. 664 с.

7. Бараков А.В. Процессы и аппараты с перемещающимся псевдоожиженным слоем. Воронеж: ВГТУ, 2004. 115 с.

8. Моделирование тепломассообмена в воздухоохладителе косвенно-испарительного типа / А.В. Бараков, Н.Н. Кожухов, Д.А. Прутских, В.Ю. Дубанин // Научный вестник Воронежского ГАСУ. Строительство и архитектура. 2015. № 4 (40). С. 28-33.

9. Пат. 59786 Российская Федерация F28D 15/00. Воздухоохладитель / Агапов Ю.Н., Бараков А.В., Наумов А.М. № 200611488/22; Бюл. № 36. 3 с.

10. Кириллин В.А., Сычев В.В., Шейндлин А.Е. Техническая термодинамика. М.: Издательский дом МЭИ. 2008. 496 с.

11. Исследование воздухоохладителя косвенно-испарительного типа с дисперсной насадкой / А.В. Бараков, В.Ю. Дубанин, Д.А. Прутских, А.М. Наумов // Промышленная энергетика. 2010. № 11. С. 37-40.

12. Бараков А.В., Дубанин В.Ю., Прутских Д.А. Исследование теплообмена в регенераторе с дисперсной насадкой // Энергосбережение и водоподготовка. 2007. № 4 (48). С. 45-46.

13. Прутских Д.А. Гидродинамика и теплообмен в регенераторе с дисперсной насадкой: дис. ... канд. техн. наук: 05.14.04: защищена 26.02.09 / Прутских Дмитрий Александрович. Воронеж, 2009. 108 с.

14. Cooling performance measurement of two cross-flow indirect evaporative coolers in general and regenerative operation modes / H.-J. Kim, S.-W. Ham, D.-S. Yoon, J.-W. Jeong // Applied Energy. 2017. Vol. 195. Р. 268-277.

15. Фалеев В.В., Бараков Р.А. Экспериментальное исследование гидродинамики и теплообмена в перемещающемся псевдоожиженном слое // Вестник Воронеж. гос. техн. ун-та. Серия «Энергетика». 2001. Вып. 1. С. 28-31.

16. Бараков А.В., Дубанин В.Ю., Прутских Д.А. Исследование гидродинамики регенератора с дисперсной насадкой // Энергосбережение и водоподготовка. 2009. № 1. С. 47-48.

17. Оценка гидравлического сопротивления и межфазного теплообмена в центробежном псевдоожиженном слое / Ю.Н. Агапов, А.В. Бараков, А.В. Жучков, А.В. Санников // Химическая промышленность. 1986. № 4. С. 61.

18. Агапов Ю.Н. К определению скорости движения центробежного псевдоожиженного слоя // Вестник Воронежского государственного технического университета. 2005. Т. 1. № 6. С. 46-48.

Поступила 20.09.2018; принята к публикации 30.11.2018 Информация об авторах

Бараков Александр Валентинович - д-р техн. наук, профессор, заведующий кафедрой теоретической и промышленной теплоэнергетики, Воронежский государственный технический университет (394026, Россия, г. Воронеж, Московский проспект, 14), e-mail: pt_vstu@mail.ru

Дубанин Владимир Юрьевич - канд. техн. наук, доцент, профессор кафедры теоретической и промышленной теплоэнергетики, Воронежский государственный технический университет (394026, Россия, г. Воронеж, Московский проспект, 14), e-mail: shadow842003@mail.ru

Кожухов Николай Николаевич - канд. техн. наук, доцент, Воронежский государственный технический университет (394026, Россия, г. Воронеж, Московский проспект, 14), e-mail: k0zhukhov@yandex.ru

Прутских Дмитрий Александрович - канд. техн. наук, старший преподаватель, Воронежский государственный технический университет (394026, Россия, г. Воронеж, Московский проспект, 14), e-mail: _dap_@rambler.ru

VENTILATION SYSTEMS ENERGY EFFICIENCY INCREASING IN LIVING QUARTERS

AND INDUSTRIAL PREMISES

A.V. Barakov, V.Yu. Dubanin, N.N. Kozhukhov, D.A. Prutskikh

Voronezh State Technical University, Voronezh, Russia

Abstract: a significant amount of thermal energy is consumed by enterprises of various industries, as well as residential and public premises for the needs of ventilation and air conditioning. Designing modern thermal power plants can provide a significant economic effect during their operation. One of the main reserves of energy saving in the systems of ventilation and air conditioning in residential and industrial premises is the use of water evaporative air cooling. The greatest effect is achieved

through the use of an air cooler with a "boiling" centrifugal layer. The nozzle for such a layer is represented by small particles of material that serve as a coolant for the regenerative transfer of thermal energy. Such technical and economic parameters as the cost of manufacture of the apparatus, corrosion resistance, wettability of the material, the specific surface area of the contact of the phases are key factors in determining the efficiency of the air cooler. On the basis of theoretical and experimental developments, an assessment was made of the fundamental possibility of operating a fluidized bed apparatus and calculating its thermal efficiency. The research results are presented by analytical and empirical equations. As a result of their solution, it was possible to obtain the values of the basic parameters of the air cooler. The results of the study confirmed the high efficiency of the device and can be used to calculate it

Key words: water-evaporative cooling, mathematical model, fluidized bed, experimental plant, coefficient of thermal efficiency

References

1. Peregudov V.V., Rogovoy M.I. "Thermal processes and apparatus in the technology of building products and parts" ("Teplovye protsessy i ustanovki v tekhnologii stroitel'nykh izdeliy i detaley"), Moscow, Stroyizdat, 1983, 416 p.

2. Boguslavskiy L.D. "Reduction of energy consumption during operation of heating and ventilation systems" ("Snizhenie raskhoda energii pri rabote sistem otopleniya i ventilyatsii"), Moscow, Stroyizdat, 1985, 336 p.

3. Comino F., Ruiz de Adana M., Peci F. "Energy saving potential of a hybrid HVAC system with a desiccant wheel activated at low temperatures and an indirect evaporative cooler in handling air in buildings with high latent loads", Applied Thermal Engineering, 2018, vol. 131, pp. 412-427.

4. Kokorin O.Ya. "Evaporative cooling for air conditioning purposes" ("Isparitel'noe okhlazhdenie dlya tseley konditsion-irovaniya vozdukha"), Moscow, Stroyizdat, 1965, 159 p.

5. Kabeel A.E., Abdelgaied M., Sathyamurthy R., Arunkumar T. "Performance improvement of a hybrid air conditioning system using the indirect evaporative cooler with internal baffles as a pre-cooling unit", Alexandria Engineering Journal, 2017, vol. 56 (4), pp. 395-403.

6. Gelperin N.I., Einshtein V.G., Kvasha V.V. "Basic techniques of fluidization" ("Osnovy tekhniki psevdoozhizheniya"), Moscow, Khimiya, 1967, 664 p.

7. Barakov A.V. "Processes and apparats with fluidized bed" ("Protsessy i apparaty s peremeshchayushchimsya psev-doozhizhennym sloem"), Voronezh State Technical University, 2004, 115 p.

8. Barakov A.V., Kozhukhov N.N., Prutskikh D.A., Dubanin V.Yu. "Modelling of heat and mass transfer in the indirect evaporate air cooler", Scientific Herald of the Voronezh State University ofArchitecture and Civil Engineering. Construction and Architecture (Nauchnyy vestnik Voronezhskogo gosudarstvennogo arkhitekturno-stroitel'nogo universiteta. Stroitel'stvo i arkhitektura), 2015, no. 4 (40), pp. 28-33.

9. Agapov Yu.N., Barakov A. V., Naumov A.M. "Air cooler", patent RF no. 59786 F28D 15/00, no. 200611488/22, bul. 36, 3 p.

10. Kirillin V.A., Sychev V.V., Sheyndlin A.E. "Technical thermodynamics" ("Tekhnicheskaya termodinamika"), Moscow, MEI, 2008, 496 p.

11. Barakov A.V., Dubanin V.Yu., Prutskikh D.A., Naumov A.M. "Investigation of an air cooler of indirect evaporative type with a dispersed packing", Industrial Energy (Promyshlennaya energetika), 2010, no. 11, pp.37-40.

12. Barakov A.V., Dubanin V.Yu., Prutskikh D.A. "Investigation of heat transfer in a regenerator with a dispersed checker", Energy Saving and Water Treatment (Energosberezhenie i vodopodgotovka), 2007, no. 4 (48), pp.45-46.

13. Prutskikh D.A. "Hydrodynamics and heat transfer in a regenerator with a dispersed checker: Cand. tech. sci. diss." ("Gidrodinamika i teploobmen v regeneratore s dispersnoy nasadkoy: dis. kand. tekhn. nauk"), Voronezh, 2009, 108 p.

14. Kim H.-J., Ham S.-W., Yoon D.-S., Jeong J.-W. "Cooling performance measurement of two cross-flow indirect evaporative coolers in general and regenerative operation modes", Applied Energy, 2017, vol. 195, pp. 268-277.

15. Faleev V. V., Barakov R.A. "Experimental study of fluid flow and heat transfer in a moving fluidized bed", Ihe Bulletin of Voronezh State Technical University (Vestnik Voronezhskogo gosudarstvennogo tekhnicheskogo universiteta), 2001, vol. 1, pp. 28-31.

16. Barakov A.V., Dubanin V.Yu., Prutskikh D.A. "Research of hydrodynamics in the regenerator with fluidized bed", Energy Saving and Water Treatment (Energosberezhenie i vodopodgotovka), 2009, no. 1, pp. 47-48.

17. Agapov Yu.N., Barakov A.V., Zhuchkov A.V., Sannikov A.V. "Evaluation of the hydraulic resistance and interphase heat transfer in a centrifugal fluidized bed", Chemical Industry (Khimicheskaya promyshlennost), 1986, no. 4, p. 61.

18. Agapov Yu.N. "To the determination of the velocity of motion of a centrifugal fluidized bed", Ihe Bulletin of Voronezh State Technical University (Vestnik Voronezhskogo gosudarstvennogo tekhnicheskogo universiteta), 2005, vol. 1, no. 6, pp. 46-48.

Submitted 20.09.2018; revised 30.11.2018 Information about the authors

Aleksandr V. Barakov, Dr. Sc. (Technical), Professor, Head of the Department of Theoretical and Industrial Heat Power Engineering, Voronezh State Technical University (14 Moskovskiy prospekt, Voronezh, 394026, Russia), e-mail: pt_vstu@mail.ru Vladimir Yu. Dubanin, Cand. Sc. (Technical), Associate Professor, Professor, Voronezh State Technical University (14 Moskovskiy prospekt, Voronezh, 394026, Russia), e-mail: shadow842003@mail.ru

Nikolay N. Kozhukhov, Cand. Sc. (Technical), Associate Professor, Voronezh State Technical University (14 Moskovskiy prospekt, Voronezh, 394026, Russia), e-mail: k0zhukhov@yandex.ru

Dmitriy A. Prutskikh, Cand. Sc. (Technical), Assistant Professor, Voronezh State Technical University (14 Moskovskiy prospekt, Voronezh, 394026, Russia), e-mail: _dap_@rambler.ru