авторефераты диссертаций БЕСПЛАТНАЯ БИБЛИОТЕКА РОССИИ

КОНФЕРЕНЦИИ, КНИГИ, ПОСОБИЯ, НАУЧНЫЕ ИЗДАНИЯ

<< ГЛАВНАЯ
АГРОИНЖЕНЕРИЯ
АСТРОНОМИЯ
БЕЗОПАСНОСТЬ
БИОЛОГИЯ
ЗЕМЛЯ
ИНФОРМАТИКА
ИСКУССТВОВЕДЕНИЕ
ИСТОРИЯ
КУЛЬТУРОЛОГИЯ
МАШИНОСТРОЕНИЕ
МЕДИЦИНА
МЕТАЛЛУРГИЯ
МЕХАНИКА
ПЕДАГОГИКА
ПОЛИТИКА
ПРИБОРОСТРОЕНИЕ
ПРОДОВОЛЬСТВИЕ
ПСИХОЛОГИЯ
РАДИОТЕХНИКА
СЕЛЬСКОЕ ХОЗЯЙСТВО
СОЦИОЛОГИЯ
СТРОИТЕЛЬСТВО
ТЕХНИЧЕСКИЕ НАУКИ
ТРАНСПОРТ
ФАРМАЦЕВТИКА
ФИЗИКА
ФИЗИОЛОГИЯ
ФИЛОЛОГИЯ
ФИЛОСОФИЯ
ХИМИЯ
ЭКОНОМИКА
ЭЛЕКТРОТЕХНИКА
ЭНЕРГЕТИКА
ЮРИСПРУДЕНЦИЯ
ЯЗЫКОЗНАНИЕ
РАЗНОЕ
КОНТАКТЫ


Pages:     | 1 |   ...   | 2 | 3 || 5 | 6 |

«САРАТОВСКИЙ ГОСУДАРСТВЕННЫЙ ТЕХНИЧЕСКИЙ УНИВЕРСИТЕТ ИМЕНИ ГАГАРИНА Ю.А. На правах рукописи РУЛЕВ АЛЕКСАНДР ...»

-- [ Страница 4 ] --

(3.8) r 2 r r y – в стальной стенке полых колец 2 t ст1 1 t ст1 2 t ст 2 0, (3.9) r 2 r r y где tст1 – температура стальной стенки полых колец стока тепла, 0С.

B. Граничные условия:

– на поверхности колец, которые контактируют с жидкой фазой пропан бутановой смеси dt ст.ж ж t Fж t ж.с.и. ст rF, (3.10) dr где tFж – температура на поверхности колец, которые контактируют с жидкой фазой пропан-бутановой смеси, 0С;

– на поверхности колец Fп, которые контактируют с паровой фазой пропан-бутановой смеси п t Fп t п.ср. ст dt ст.n rF, (3.11) dr где tFп – температура на поверхности колец, которые контактируют с паровой фазой пропан-бутановой смеси, 0С;

– на боковой поверхности цилиндрической алюминиевой отливки t пов 2 t в 1 dt а 1, (3.12) D 2 2 r dr ln 2 4 o D – на боковой поверхности цилиндрической полости в центральной части алюминиевой отливки t Fц.п t в 1 dt а, (3.13) r dr o где tFц.п – температур на поверхности цилиндрической полости, 0С.

C. Уравнения сопряжения:

– между наружными поверхностями трубчатого электронагревательного элемента и заливкой из алюминия dt нп.3 dt 3 а, (3.14) dr dr rF rF где tн.п.3 – температура на наружной поверхности электронагревательного элемента, С;

3 – коэффициент теплопроводности стальной стенки электронагревательного элемента, Вт/м К;

– между отливкой и наружной поверхностью стального испарительного змеевика dt 2 dt нп а 1 (3.15), dr dr rF rF где tст1 – температура на наружной поверхности стального испарительного змеевика, 0С.

D. Ограничения к математической модели:

– ограничение, связанное с максимальной температурой твердотельной промежуточной теплопередающей среды, которая с целью предотвращения полимеризации непредельных углеводородов, составляющих пропан бутановую смесь, не должна превышать температуры tпол:

tmax.2 tпол;

tпол = 70 С;

(3.16) – ограничение по удельным тепловым нагрузкам q2 твердотельной ПТС, которые с целью недопущения пленочного кипения пропан-бутановой смеси не должны превышать критическую величину qкрит при испарении смесей пропана и бутана q2 qкрит.

В результате анализа указанной постановки задачи сделаем вывод, что расчетное тепловое поле в алюминиевой отливке формируют в результате своего взаимодействия следующие температурные поля:

1) температурное поле от вертикальных, постоянно действующих линейных источников тепла, которые равномерно расположены на одной окружности на равном расстоянии друг от друга;

2) температурное поле от ряда стоков тепла, имеющих форму полых круглых колец, внутренняя поверхность которых омывается жидкой фазой пропан-бутановой смеси;

3) температурное поле от ряда стоков тепла, имеющих форму полых круглых колец, внутренняя поверхность которых омывается паровой фазой пропан-бутановой смеси;

4) температурных полей на наружных поверхностях отливки.

Решение задачи теплообмена в «системе вертикальный испарительный трубный змеевик – группа трубчатых электронагревателей в центральной части его внутреннего пространства, заплавленные в цилиндрический массив из алюминия» в такой постановке математическими методами представляет большие технические трудности. В результате проведенного анализа литературных источников предлагается решить задачу подобного типа аналоговым методом – методом электротепловой аналогии [39, 59].

3.6. Разработка основных положений метода электротеплового моделирования применительно к задаче определения интенсивности внешнего теплообмена между вертикальным испарительным трубным змеевиком и группой трубчатых электронагревателей, заплавленными в массив из алюминия В настоящее время при решении пространственных задач стационарной теплопроводности в массиве широко используется метод электротеплового моделирования. Родоначальниками этого метода были Лэнгмюром и Мак Адамсом [60], использовавшие его при изучении стационарного теплового потока, проходящего через ребра и углы печи. Этот метод нашел широкое применение при определении потерь тепла через стены помещений, плоских температурных полей и в других задачах стационарной теплопроводности при сложных граничных условиях с невозможностью их аналитического решения [60].

Электротепловая аналогия обладает простотой и наглядностью и позволяет минимизировать влияние, оказываемое так называемыми внешними источниками, связанное с изменением температуры и влажности окружающей среды. Кроме того, электрический процесс легкоуправляем и позволяет изменять и измерять свои физические параметры.

При электротепловом моделировании объемных стационарных температурных полей в качестве токопроводящей среды использовалась ванна, заполненная водным раствором электропроводящих солей.

С целью определения влияния: расстояния 3 между группой U образных ТЭН, расположенных по окружности, и вертикальным ИТЗ диаметром D1 (рис. 3.8);

толщин слоев C2 и b2, соответственно верхнего и нижнего торцов твердотельного массива, на величину сопротивления теплопередаче Rнр в системе «вертикальный ИТЗ – группа ТЭН, заплавленные в цилиндрический массив из алюминия», были проведены исследования на установке электротеплового моделирования. Выявим основные параметры оказывающие влияние на величину сопротивления теплопередаче Rнр в системе «вертикальный ИТЗ – группа ТЭН, заплавленные в цилиндрический массив из алюминия»:

шаг между витками испарительного змеевика S2;

расстояние 2 между наружными боковыми поверхностями ИТЗ и заливки из алюминия;

расстояние по нормали 3, между боковыми поверхностями ИТЗ и трубчатого электронагревателя;

толщина слоя промежуточной теплопередающей среды C2, в свету, от верха ИТЗ до верха ПТС;

толщина слоя промежуточной теплопередающей среды b2, в свету по нормали, от низа ИТЗ до основания ПТС.

Таким образом, R нр f (3,S2, 2,C2,b2 ).

Сопротивление теплопередаче Rнр между слоями алюминиевой отливки, соприкасающимися с поверхностью группы ТЭН и наружной поверхностью ИТЗ, характеризует интенсивность внешнего теплообмена, учитывает в отличие от известных зависимостей расстояния 3, C2, b2, определяется по результатам электротеплового моделирования как Rнр = F/ h2 Ф (S2, 2, 3, C2, b2), (3.17) где S2 –шаг в свету между витками ИТЗ, м;

2 –расстояние между боковыми поверхностями ИТЗ и ПТС, м.

Здесь – коэффициент теплопроводности алюминиевого массива, Вт/мК;

Ф – величина фактора формы теплообменника в системе «ТЭНы – ИТЗ»;

h2 – характерный размер теплообменника, в качестве которого принята высота алюминиевой отливки. Система ограничений независимых параметров S2, 2, 0,C2,b2 выглядит следующим образом:

2 2 min, 2 max ;

3 3min, 3max ;

S2 S2 min, S2 max ;

C 2 C 2 min, C 2 max ;

. b b 2 min, b 2 max (3.18) При электротепловом моделировании объемных стационарных температурных полей в качестве токопроводящей среды использовалась ванна, заполненная водным раствором электропроводящих солей. Электрическая модель изготовлялась геометрически подобной исследуемому промышленному испарителю (рис. 3.9), здесь размеру h 2 испарителя сопоставим размер m·h 2 модели ( m – коэффициент подобия модели), разности температур соответствует разность электрических t1 t потенциалов V1 – V0, величине соответствует значение.

Учитывая, что фактор формы геометрически подобных устройств для температурного и электрического полей является одинаковым, исследование на электрической модели сводится к определению его величины согласно формуле (3.19):

Ф(2,S2, 3,С2, b 2 ) I / V1 V0 h 2 m, (3.19) I – величина электрического тока, А;

– коэффициент электропроводности водного раствора электропроводящих солей, А/мВ;

Ф – величина фактора формы для электрической модели.

Здесь величина фактора формы в формуле (3.19) численно равна величине формфактора в формуле (3.17).

Минимальные и максимальные значения независимых переменных в системе ограничения независимых параметров (3.18) обосновываются следующим образом.

Минимальные значения 3min, S2min, 2min, С2min, b2min обусловлены способом заливки расплавленного алюминия в неразъемную форму, кристаллизацией и остыванием алюминиевой заливки [67, 85, 87]. Для обеспечения оптимальных условий кристаллизации остывающей алюминиевой заливки при плотной структуре металла во избежание возникновения пустот, трещин с требуемой адгезией расплавленного алюминия к поверхности трубчатых электронагревательных элементов и испарительного трубопроводного змеевика во время заливки, а также для достижения требуемых прочности сплава и срока службы промышленного испарителя предлагается принимать: 2 8, мм;

S2 8,0 мм;

0 8,0 мм;

С2 8,0 мм;

b2 8,0 мм.

Максимальный предел изменения параметров S2, 2, 0, C2, b обусловливается тем, что при их увеличении до определенной величины прекращается рост паропроизводительности электрического испарителя [160].

Допустим, что электрическая модель выполнена подобной исследуемому промышленному трубному испарителю и размеру h 2 испарителя соответствует модели, разности размер h 2 ·m V1 – V0, потенциалов приложенных к граничным поверхностям электрической модели соответствует разность температур t1 t 0, Распределение потенциала в модели можно так же как и в (3.17), записать при помощи уравнения Лапласа:

2V 2V 2V 2 0. (3.20) x 2 y 2 z Здесь значение величины электрического тока определяется по выражению dV I dF, (3.21) F dn где – электропроводность среды, А / м В.

Проведем преобразования и запишем уравнение (3.21) следующим образом:

I ( V V0 )Ф Э ( 2, S 2, 3, С 2, b 2 ) h 2 m, (3.22) где ФЭ – формфактор электрической модели промышленного испарителя m – коэффициент пропан-бутановых смесей;

подобия электрической модели.

Формфактор модели численно равен формфактору теплового оригинала промышленного испарителя пропан-бутановых смесей:

Ф Т ( 2, S 2, 0, С 2, b 2 ) Ф Э ( 2, S 2, 0, С 2, b 2 ) (3.23) Поэтому исследования на модели сводятся в итоге к определению значения величины формфактора:

I Фэ. (3.24) (V V0 )h 2 m При известных электропроводности среды и размерах электрической модели, разности потенциалов V1 – V0, приложенной к модели, и величине полученного тока вычисляем величину формфактора ФЭ = Фт.

Затем подставим величину формфактора, определенную по формуле (3.24), в формулу (3.25), получим значение сопротивления теплопередаче Rнр между слоями алюминиевой отливки, соприкасающимися с поверхностью группы ТЭН и наружной поверхностью ИТЗ.

Сопротивление теплопередаче Rнр между слоями алюминиевой отливки, соприкасающимися с поверхностью группы ТЭН и наружной поверхностью ИТЗ, характеризует интенсивность внешнего теплообмена и определяется как Rнр = F/ h2 Ф (S2, 2, 3, C2, b2), (3.25) 3.7. Методика проведения экспериментальных исследований на установке электротеплового моделирования Для решения поставленной задачи по определению сопротивления теплопередаче Rнр между слоями алюминиевой отливки, соприкасающимися с поверхностью группы ТЭН и наружной поверхностью ИТЗ, согласно приведенной выше методике, были выполнены исследования на электрической модели. На рис. 3.9 приведена принципиальная схема установки электротеплового моделирования.

При выполнении опытов по электротепловому моделированию роль теплообменника, залитого алюминием, выполняла электролитическая ванна, которая заполнялась водопроводной водой. Опыты по электротепловому моделированию [39, 51, 106] показали, что применение природного электролита вполне оправданно. Для сведения к минимальной величине влияние электролиза электрическая модель подключалась к источнику переменного тока с частотой, равной 50 Гц.

Электротепловая установка для выполнения экспериментальных m 2,2.

исследований изготавливалась с коэффициентом подобия Электролитическая ванна, в которой проводились исследования, марки ПЭ изготавливалась из отрезка полиэтиленовой трубы диаметром 160 мм,с толщиной стенки 15 мм и высотой 145 мм (рис. 3.9).

Аналоги ТЭН (рис. 3.10) и испарительного змеевика выполнялись из медного провода диаметром 5,0 мм и медной трубки диаметром 10,1 мм соответственно.

Отметим, что при эксплуатации трубчатых электронагревателей количество энергии на единицу длины ТЭН выделяется одинаковое, т.е.:

QТЭН / LТЭН const. (3.26) В то же время из-за падения напряжения по длине U-образного электрода в условиях модели происходит изменение силы тока Iпр по длине проводника Lпр:

Iпр. / Lпр. const. (3.27) В связи с этим U-образные медные проводники на модели изготовлялись из трех отдельных ступеней равной длины, которые разделялись между собой диэлектрическими вставками, что обеспечивало постоянство силы тока на единицу длины электрода (рис. 3.10).

Электропроводность воды определялась при помощи медных сферических электродов диаметром 19 и 30 мм. Через лабораторный автотрансформатор к изучаемым электродам, имитирующим теплоэлектронагреватели, и медному змеевику, имитирующему испарительное трубное устройство, подводилось сетевое напряжение.

Высокая электропроводность меди обеспечивала постоянство потенциалов на граничных поверхностях электрической модели. На водяной поверхности раствора электропроводящих солей и на стенках электролитической ванны выполнялось условие:

dV / dn 0. (3.28) Искомые величины электрического тока и напряжения измерялись согласно схеме (рис. 3.9) с помощью многопредельных приборов Э-59 и Э-513, имеющих класс точности 0.5.

Рис. 3. 9. Принципиальная схема установки электротеплового моделирования 1 – медный змеевик, имитирующий ИТЗ;

2 – водный соляной электропроводящий;

3 – U-образный электрод из меди имитирующий ТЭН;

4 – корпус Медные электроды, имитирующие ТЭН, размещались радиально на расстоянии 3 от медного змеевика, имитирующего ИТЗ. Медный змеевик располагался так, что его наружная боковая поверхность находилась на удалении от внутренней поверхности электролитической ванны на величину 2. Величины размеров S2, 2, 3, C2, b2 принимались с учетом коэффициента подобия модели.

При выполнении исследований на установке электротеплового моделирования важным вопросом является определение отношения длин испарительного и пароперегревательного участков испарительного трубного змеевика пропан-бутановой смеси.

Для определения длины пароперегревательного участка змеевика его максимальной паропроизводительности, являющейся величиной постоянной и заранее известной, воспользуемся формулой:

пер к G г сг (t г t г ) Lпер ;

(3.29) пер K пер. d t т t г.ср Рис. 3.10. Проводник, имитирующий ТЭН K пер., (3.30) ст.

1 ст. пер.

R теп.

где t пер, t к соответственно конечные температуры перегретой паровой г г кипения пропан-бутановой смеси, 0С;

t т, t пер соответственно фазы и г.ср средние температуры теплопередающей среды перегретой паровой фазы Кпер – коэффициент пропан-бутановой смеси, С;

теплопередачи Вт/м 2К;

пароперегревательного участка испарительного змеевика, пер – коэффициент теплоотдачи от внутренней поверхности пароперегревательного участка к перегретой паровой фазе, Вт/м2К.

Тепловая проводимость 1/ R теп. при оптимальном расстоянии между наружными поверхностями ТЭН и ИТЗ приблизительно равна 4800 Вт / м2К.

С другой стороны, значение коэффициента теплоотдачи пер. от внутренней поверхности стенки пароперегревательного участка ИТЗ к парам пропан бутановой смеси, согласно [65], составит d 51, 4 Вт / м К.

пер 0. 0, 018Re Согласно формуле (3.30), значение коэффициента теплопередачи определится 51,8 Вт / м К.

K пер.

1 0, 0035 4800 42 51, В результате проведенных расчетов можно сделать вывод, что с погрешностью 0,5% справедливо равенство Кпер пер 51,8 Вт / м2 К.

Значит, интенсивность внешнего теплообмена от промежуточной теплопередающей среды к наружной поверхности пароперегревательного участка испарительного змеевика не оказывает влияния на длину перегревательного трубопровода пропан-бутановых смесей.

Здесь длина перегревательного участка испарительного змеевика для типоразмера промышленных трубных испарителей 32, 100 и 150 кг / ч с точностью 0,5% равна 0,45 м;

1,39 м;

2,1 м, соответственно.

Максимально возможная длина испарительного участка испарительного трубопровода, согласно [150, 151], для типоразмера промышленных трубных испарителей 32, 100 и 150 кг / ч равна 1,4 м;

4,2 м;

6,2 м, соответственно.

Долю длины испарительного трубного змеевика в общей длине испарительного трубопровода находим по формуле L исп 100 %. (3.31) L исп L пер.

Расчеты, произведенные по формуле (3.31), доказывают, что доля длины испарительной части трубного змеевика в общей длине испарительного трубопровода для типоразмера промышленных трубных испарителей 32, 100 и 150 кг / ч, равна 75%.

Поэтому при проведении исследований на установке электротеплового моделирования длина испарительного трубопровода, изготовленного из медной трубки, принималась равной 75% от общей длины испарительного трубного змеевика, а длина пароперегревательной части испарительного трубопровода принималась равной 25%.

Так как значение коэффициента теплоотдачи к перегретому пару, по всей длине Lпер, равно 51,4 Вт / м2К и эта величина значительно ниже значения коэффициента теплоотдачи к кипящей пропан-бутановой смеси, по всей длине Lисп, равного 1350 Вт / м2К 150, 151, то при исследовании на электротепловой модели принималось допущение с точностью 3,5%, что тепловой поток от ТЭН к перегревательному участку трубного змеевика равен нулю. С целью соблюдения этого условия участок медной трубки, имитирующей перегревательный трубопровод, составляющий 25% от длины испарительного трубопровода, при проведении исследований на электротепловой модели был покрыт диэлектрическим составом на основе эпоксидного лака. В этом случае электрический ток к медной трубке также будет равен нулю.

В первой серии опытов по электротепловому моделированию все замеры осуществлялись при одной фиксированной и постоянной величине расстояния по нормали, между боковыми поверхностями ИТЗ и трубчатого электронагревателя 3 6,0 мм и ряде фиксированных величин шага между S2 6;

8;

12;

16;

20;

22 мм витками при изменяющихся значениях расстояний между боковыми поверхностями испарительного трубного 2 8;

12;

16;

20;

24;

30 мм;

змеевика и заливки из алюминия так, например, при постоянных значениях 3 6 мм const и S2 6 мм const, значения 2 варьировались: 2 8;

12;

16;

20;

24;

30 мм.

Затем при ряде фиксированных значений 2 находились толщины слоя промежуточной теплопередающей среды в свету, от верха C2, испарительного трубопровода до верха ПТС: 10;

20;

30;

45;

60, 70. При ряде фиксированных значений C2 определялись толщины слоя промежуточной теплопередающей среды b2, в свету по нормали от низа испарительного трубопровода до основания ПТС: 10;

20;

30;

45;

60, 70.

Во второй серии опытов по электротепловому моделированию все замеры осуществлялись при другой фиксированной и постоянной величине расстояния по нормали, между боковыми поверхностями ИТЗ и трубчатого электронагревателя 3 8,0 мм и ряде фиксированных величин шага между витками S2 6;

8;

12;

16;

20;

22 мм, аналогично опытам первой серии исследования.

С целью нахождения величины электропроводности водного раствора электропроводящих солей в электролитическую ванну помещался сферический электрод и располагался на расстоянии h от испарительного трубопровода. Затем, задавая напряжение между сферическим электродом и наружной поверхностью испарительного трубопровода находились значения силы тока.

Теоретическое значение силы тока определяется по формуле [32]:

2 d сфVсф I сф, (3.32) d сф h где dсф – диаметр сферического электрода, м;

h расстояние от центра м;

Vсф электрода до испарительного трубопровода, разность потенциалов между электродом и испарительным трубопроводом, В;

Iсф – сила тока между электродом и испарительным трубопроводом, А.

Электропроводность водного электролита находится по формуле d 2I сф 1 сф h. (3.33) d сф Vсф При заданной разности VИТ VИЗ определялись значения силы тока Iсф.

Фрагмент табулированной зависимости фактора формы Ф для выборочных значений исследуемых геометрических параметров C2, b2 выглядит следующим образом.

Таблица 3.1 – Зависимость фактора формы Ф для выборочных значений исследуемых геометрических параметров C2, b Толщ Фактор формы Ф ина, Расстояние, b2, мм Расстояние, С2, мм 2, мм 10 18 25 40 55 70 10 20 25 40 55 0,619 0,634 0,658 0,679 0, 8 0,243 0,326 0,345 0,370 0,398 0,421 0, 1,170 1,183 1,209 1,231 1, 12 0,456 0,617 0,631 0,658 0,688 0,702 0, 1,648 1,661 1,689 1,712 1, 16 0,643 0,865 0,883 0,905 0,931 0,954 1, 2,310 2,321 2,343 2,367 2, 20 0,899 1,210 1,232 1,265 1,288 1,308 1, 2,621 2,637 2,656 2,679 2, 24 1,035 1,405 1,426 1,460 1,483 1,499 1, 3,298 3,309 3,329 3,355 3, 28 1,298 1,749 1,775 1,799 1,827 1,848 2, Результаты исследований по определению значений формфактора представлены в Приложении А.

Проведенные аналитические исследования показали, что в диапазоне значений:

– толщины слоя промежуточной теплопередающей среды C2 в свету от 70 до 18 мм;

– толщины слоя промежуточной теплопередающей среды b2 в свету по нормали, от 70 до 20 мм Величина сопротивления теплопередаче Rнр в системе «вертикальный испарительный змеевик – трубчатые электронагреватели, заплавленные в цилиндрический массив из алюминия» меняется незначительно.

Это позволяет после проведения соответствующего экономического обоснования значительно уменьшить толщины слоев верхнего и нижнего торцов твердотельного массива, которые в существующих аналогах составляют соответственно C2. сущ = 0,05м и b2.сущ = 0,07 м.

Сопротивление теплопередаче Rнр при известных величинах F,, h2 и значениям Ф, приведенным в сводной таблице, определяется по формуле (3.25).

Для определения степени достоверности результатов проведенных опытов по электротепловому моделированию, согласно [111], осуществлялась оценка погрешности данных экспериментальных исследований. Значение осредненной величины общей погрешности результатов экспериментальных исследований по электротепловому моделированию составляет 3,7%, с доверительной вероятностью 95%.

Таким образом, в результате исследований:

1. В качестве промежуточной теплопередающей среды для проточных промышленных испарителей рекомендуется использовать твердотельные промежуточные теплоносители на основе заливок из алюминия [140], наиболее полно отвечающих поставленным требованиям.

2. Тепловая проводимость (1/Rнр) при расстоянии между наружной поверхностью нагревательного элемента и наружной поверхностью испарительного трубопровода в размере 0,0025 м составляет 8928,57 Вт/м2 К, что в 16,8 раза выше по сравнению с жидкой ПТС на основе диэтиленгликоля в условиях ее естественной конвекции и в 7,4 раза выше по сравнению с жидкой ПТС на основе диэтиленгликоля в условиях ее искусственной конвекции.

3. Проведен выбор типа трубчатого электронагревателя для заливки в твердотельную промежуточную теплопередающую среду. Наиболее целесообразным является применение и ТЭНов, U- W-образных обеспечивающих минимальное сопротивление теплоотдаче R между наружными поверхностями ТЭН и испарительного трубопровода в размере Rнр = 0,00029-0,0002 м2 К/Вт, высокие сроки службы и надежность, а также меньшую стоимость по сравнению с пальчиковыми ТЭН.

4. Наиболее целесообразным является расположение рабочих и резервных ТЭН на оси симметрии ТЭН, находящийся на расстоянии р до оси симметрии испарительного змеевика, равной: для W-образного ТЭН р = 0,057 м, для U-образного ТЭН р = 0,041м.

5. Получено расчетное выражение (3.25) для определения значения сопротивления теплопередаче Rнр между слоями алюминиевой отливки, соприкасающимися с поверхностью группы ТЭН и наружной поверхностью ИТЗ, в зависимости от ряда геометрических параметров 2,S2, 3,С2,b2.

6. С помощью метода электротепловой аналогии с использованием формул (3.23), (3.24) определены величины формфактора ФТ ФЭ, в зависимости от ряда параметров 2,S2, 3,С2,b2 в широком диапазоне их изменения.

7. Определена достоверность результатов метода электротеплового моделирования. Осредненная величина общей погрешности результатов экспериментальных исследований по электротепловому моделированию составляет 3,7% с доверительной вероятностью 95 %.

Глава 4. ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНАЯ ПРОВЕРКА МЕТОДИЧЕСКИХ ПОЛОЖЕНИЙ ТЕПЛОВОГО РАСЧЕТА ПРОМЫШЛЕННОГО ТРУБНОГО ИСПАРИТЕЛЯ ПРОПАН-БУТАНОВОЙ СМЕСИ С МАКСИМАЛЬНОЙ ИНТЕНСИВНОСТЬЮ ВНУТРЕННЕГО И ВНЕШНЕГО ТЕПЛООБМЕНА 4.1. Задачи экспериментальных исследований, описание экспериментальной установки Для подтверждения правильности полученных в главах 2 и методических положений теплового расчета промышленного трубного испарителя пропан-бутановой смеси с максимальной интенсивностью внутреннего и внешнего теплообмена была проведена их экспериментальная проверка.

Среди конкретных задач экспериментальных исследований выделяют следующие:

1. Оценка погрешности в ходе использования расчетной зависимости (3.25) по выявлению расчетной величины сопротивления теплопередаче Rнр от нагревательного элемента к испарительному змеевику сжиженного углеводородного газа через слой твердотельной промежуточной теплопередающей среды из алюминиевой заливки.

2. Доказательство правомерности методических положений теплового расчета промышленного трубного испарителя пропан-бутановой смеси с максимальной интенсивностью внутреннего и внешнего теплообмена (2.34) (2.54). Оценка величины погрешности, вызванной принятыми допущениями при выводе формул (2.34) - (2.54).

3. Оценка погрешности расчетной зависимости (2.55)-(2.56) по определению величины коэффициента теплоотдачи от внутренней поверхности трубного испарительного устройства к кипящей смеси пропан бутана.

Лабораторные исследования, натурные наблюдения применяются в работе для проверки теоретических решений задач теплопроводности. К лабораторным методам экспериментальных исследований следует отнести тепловое моделирование. При этом исследуемый тепловой процесс изучается при помощи теплового стенда (модели) подобно тепловому оригиналу, а полученные в ходе исследования результаты подвергаются обработке с применением теории подобия.

Для приближенного решения задач теплопроводности применяют аналоговые методы, такие как методы электротепловой и гидротепловой аналогий и т. д. В данном случае задачи теплопроводности решаются на электро- и гидроинтеграторах, после чего полученные результаты обрабатываются в соответствии с теорией подобия. При помощи интеграторов можно решать практически любые задачи, с любой, наперед заданной, точностью. Вместе с тем получить надежную критериальную зависимость, применив эти методы, технически достаточно трудно. К тому же, достоверность полученных данных сильно влияет на полноту постановки соответствующей задачи, то есть от того, как критериальная зависимость связана с известными и искомыми параметрами данного теплового процесса.

Эта взаимозависимая связь между критериальной зависимостью и параметрами теплового процесса наиболее полно может быть рассмотрена в условиях натурных наблюдений. При анализе уравнений (2.34)-(2.54), (3.25) определяются наиболее неблагоприятные условия эксплуатации промышленного регазификатора сжиженного углеводородного газа, при этом погрешности принятых при выводе формулы допущений оказывается максимальной. К этим условиям относят:

1) низкую температуру сжиженного углеводородного газа;

2) низкую температуру промежуточной теплопередающей среды;

3) максимально допустимый расход пропан-бутановой смеси.

Данные условия нашли применение на опытно-промышленном образце электрического регазификатора сжиженного углеводородного газа с твердотельной промежуточной теплопередающей средой.

Принципиальная схема экспериментальной установки показана на рис.

4.1 а. Жидкая фаза сжиженного газа поступает в электрический испаритель с промежуточной теплопередающей средой, где полностью испаряется и перегревается за счет теплообмена с промежуточной теплопередающей средой, а перегретые пары сжигаются на выходе из свечи.

Испаритель диаметром 320 мм и высотой 500 мм изготовляется в виде цилиндрического сосуда выполненного из листовой стали, с размещенным внутри змеевиком. Длина испарительно-перегревательного участка змеевика (стока тепла) диаметром DИТЗ (рис. 4.1 б) составляет 3,55 м.

В качестве твердотельной промежуточной теплопередающей среды используется алюминий. Промежуточная теплопередающая среда нагревается трубчатыми электронагревателями (источниками теплоты) мощностью 7,2 кВт, расположенными по окружности DТЭН. Для уменьшения теплопотерь все поверхности испарителя теплоизолируются слоем минеральной ваты.

Во время проведения испытаний измерялись следующие параметры:

давление и температура пропан-бутановой смеси в начале и конце вертикального змеевика промышленного испарителя (рис. 4.1 а);

температура на стыке наружной поверхности оболочки ТЭН и алюминиевой отливки (фрагмент А рис. 4.1 б);

температура на стыке твердотельной ПТС и наружной поверхности испарительного змеевика (фрагмент Б рис. 4.1 б);

температура газа в испарительно-перегревательном змеевике при различных режимах течения парожидкостной смеси (рис. 4.1 а);

продолжительность эксперимента и расход сжиженного газа (рис. 4.1 а);

состав сжиженного газа;

количество электроэнергии, подводимой к ТЭН;

температуры в продольном и поперечном сечениях заливки из алюминия.

а б Рис. 4.1 Принципиальная схема экспериментальной установки:

1 – опытный образец ПТИ;

2 –ИТЗ;

3 – ТЭН;

4 –промежуточная теплопередающая среда из алюминия;

5 – тепловая изоляция;

6 – вентиль;

7 – регулятор давления с ПЗК;

8 – манометр;

9 – термометр;

10 – счетчик газа;

11 – свеча безопасности 12 –блок многоканальных измерителей температуры;

13 – нуль-модемный кабель;

14 – датчики-термопреобразователи для определения температуры на стыке наружной поверхности ИТЗ и алюминиевой заливки;

15 – датчики-термопреобразователи для определения температуры на стыке заливки из алюминия и поверхности электронагревателя;

16 –датчики-термопреобразователи для определения температуры пропан-бутановой смеси;

17 – переносной компьютер Термоэлектрические кабельные преобразователи ТП 0198/1, предназначенные для измерения температур: на стыке твердотельной ПТС и наружной поверхности испарительного змеевика;

на стыке твердотельной ПТС и наружной поверхности трубчатых электронагревателей;

в продольном и поперечном сечениях алюминиевой отливки;

кипящей пропан-бутановой смеси, изготавливаются НПП «Элемер» (г. Москва) по ГОСТ 6616-94 и ТУ 4211-013-13282997-04 и имеют диапазон измерения температур от минус до плюс 1000 оС. Конструктивно они реализованы как хромель-алюмелевые термоэлектроды 1 и 2 диаметром 0,27 мм (рис. 4.2) имеющие изолированный спай 3 на конце, заключенные в гибкую герметичную оболочку 4, диаметр которой 1,2 мм, длина 400 мм, изготовленную из легированной стали марки 12Х18Н10Т с заполнением внутреннего объема особой песчано магнезиальной пылью 5. Тепловая инерционность термоэлектродов ТП 0198/1 при этом не превышает 1 с.

1 2 Рис. 4.2. Малогабаритный термоэлектрический преобразователь ТП 0198:

1 – термоэлектрод из хромеля;

2 – термоэлектрод из алюмеля;

3 – спай термоэлектродов;

4 – стальная оболочка из трубки;

5 – песчано-магнезиальная засыпка Для обеспечения необходимой точности измерения температуры СУГ, о поверхностей, ТЭН и ИТЗ в размере 0,1 С предварительно была осуществлена градуировка термоэлектродов ТП 0198/1 на устройстве (рис. 4.3) класса 0,005, включающем:

– сухой калибратор температуры 1 марки КТ-110, необходимый для воссоздания температур в указанном диапазоне измерений 40 110 С ;

– прецизионный измеритель 2 марки ТМ 5100, необходимый для измерения и контроля температуры;

– ПК 3 для работы системы «сухой калибратор- прецизионный измеритель» и обработки данных.

Калибратор КТ-110 предоставляет возможность осуществлять поверку, не используя термостаты и без приготовления смеси воды и льда. Режимы охлаждения и нагрева термостатирующего блока осуществляются при помощи теплообменных элементов, при осуществлении эффекта Пельтье.

Калибратор КТ-110 и технологический многоканальный измеритель серии ТМ 5100 управлялись с панелей приборов и дистанционно с применением персонального компьютера при помощи программного обеспечения посредством последовательного интерфейса RS232.

Применение дистанционного управления позволяет полностью автоматизировать универсальную калибровочную систему. Чтобы ускорить и облегчить процесс калибровки измерительных приборов применялось специальное программное обеспечение.

Принцип работы установки следующий (рис. 4.3): в сухом калибраторе температур 1 располагают градуируемые термоэлектроды 4. Затем при помощи специального программного обеспечения с наперед заданной точностью задаются значения температур, при которых осуществляется термостатирование преобразователей с персонального компьютера 3, соединенного с прецизионным многоканальным измерителем 2 марки ТМ 5100. Программа производит считывание показаний термоэлектродвижущей силы, осуществляет обработку результатов измерений и конечные зависимости выводятся на монитор ПК с дальнейшей распечаткой полученной информации.

Рис. 4.3. Градуировка термоэлектрических преобразователей:

1 – твердотельный калибратор температуры КТ-110;

2 – прецизионный многоканальный измеритель ТМ 5100;

3 – ПК;

4 – термоэлектрический преобразователь ТП Экспериментальные исследования проводились на исследовательском полигоне ОАО «Гипрониигаз» (г. Саратов).

Замер показаний всех измеряемых параметров осуществлялся после выхода электрического промышленного испарителя на стационарный тепловой режим при постоянной паропроизводительности.

Давления пропан-бутановой смеси в подземном резервуаре в начале и конце испарительного трубопроводного змеевика определялись при помощи датчика давления АИР-20, имеющего погрешность измерения равную 0,2%.

Восемь многоканальных микропроцессорных приборов ТМ-5122, выпускаемых научно-производственным предприятием «Элемер» (г. Москва) осуществляли замер и преобразование в значения температур электрических сигналов постоянного тока, поступающих от термоэлектрических преобразователей ТП 0198.

Приборы ТМ-5122 управлялись при помощи специальной программы через последовательный порт переносного портативного компьютера марки ASUS K56CB с процессором типа Pentium Core i5.

При пуске опытного образца промышленного испарителя (рис. 4.1) производятся следующие действия. Промышленный испаритель включался в электрическую сеть, затем при помощи лабораторного автотрансформатора ориентировочно выставляется мощность, которая необходима для испарения определенного количества сжиженного газа. При повышении температуры промежуточной теплопередающей среды до величины 341 К, открывалась подача сжиженного углеводородного газа в трубный испаритель.

Расхода газа задавался при помощи вентиля, который располагался перед газовым счетчиком 10 марки РГ-40. Перед газовым счетчиком устанавливалось давление в размере 200-300 даПа.

Регулирование расхода электрической энергии осуществлялось с целью обеспечения температуры паровой фазы на выходе из испарительной установки выше на 10 30 оС, чем конечная температура кипения газа. С помощью ваттметра измерялась электрическая мощность, подведенная к трубчатому электронагревателю, а затем проводились контрольные измерения путем замеров силы тока и напряжения в электрической цепи.

Отбор проб пропан-бутановой смеси осуществлялся в пробоотборники в каждом цикле испытаний 4 раза. Перед проведением испытания пробоотборники продувались сжиженным углеводородным газом в течение 5 минут, затем производился анализ газа при помощи хроматографа ХЛ-6.

Показания с приборов снимались при стационарном тепловом режиме работы испарителя, когда температура сжиженного газа на выходе из него в течение 30 40 минут не изменяла своего значения.

4. 2. Методика определения и оценка погрешности расчета величины сопротивления теплопередаче от электронагревательного элемента к испарительному трубопроводу сжиженного углеводородного газа через слой твердотельной промежуточной теплопередающей среды из алюминия 4.2.1. Методика определения экспериментального и теоретического значений сопротивления теплопередаче от трубчатых электронагревателей к испарительному змеевику через слой твердотельной промежуточной среды из алюминия Исследования, результаты которых представлены в главе 3, позволяют, согласно формуле (3.25), определить расчетную величину сопротивления теплопередаче между слоями алюминиевой отливки, соприкасающимися с поверхностью группы трубчатых электронагревательных элементов и наружной поверхностью испарительного трубопроводного змеевика промышленного испарителя в зависимости от управляющих геометрических параметров:

Fисп расч R, (4.1) d тр Ф(S2, 2, 0,С2,b 2 ) исп где F – поверхность испарительного участка змеевика, определяемая согласно исследованиям [150, 151].

Э к с п е р и м е н т а л ь н о е значение сопротивления теплопередаче между слоями алюминиевой отливки, соприкасающимися с поверхностью группы трубчатых электронагревательных элементов и наружной поверхностью испарительного трубопроводного змеевика промышленного испарителя, определяется по формуле Fэкс (t ср.нэ t ср.зм ) экс экс экс R, (4.2) Qэкс рег где Q экс – количество тепловой энергии, выделяемое электронагревателями рег на нужды испарения смеси пропана и бутана;

экс – средняя температура на стыке наружных поверхностей t ср.нэ электронагревателей и заливки из алюминия, С;

экс t ср.зм – средняя температура на стыке поверхностей заливки из алюминия и испарительного участка змеевикового трубопровода, С;

Fэкс – поверхность испарительного участка змеевикового трубопровода, м.

Согласно рис. 4.1 а, температуры на стыке наружных поверхностей экс электронагревателей и заливки из алюминия t нэ и температуры на стыке поверхностей заливки из алюминия и испарительного участка змеевикового трубопровода t экс измерялись в трех сечениях по высоте испарительного зм участка змеевикового трубопровода: сечение I;

сечение II;

сечение III.

В пределах каждого из вышеобозначенных сечений по высоте испарительного змеевикового трубопровода выбираются три радиально направленных сечения для определения температур (рис. 4.1 б).

Затем измеряются температуры на стыке электронагревателей и заливки из алюминия в четырех точках по периметру наружной поверхности электронагревательного элемента (см. фрагмент А). Средние температуры на стыке наружных поверхностей электронагревателей и заливки из алюминия определялись как n t нэ,i t ср.нэ i экс, (4.3) n где n – количество измеряемых точек;

tнэ,i – температура в i-й точке на стыке наружных поверхностей электронагревателей и заливки из алюминия, оC.

В пределах сечения I;

сечения II;

сечения III в радиальном направлении также замерялись температуры на стыке поверхностей заливки из алюминия и испарительного участка змеевикового трубопровода в четырех точках по периметру поверхности испарительного трубопроводного змеевика (см.

фрагмент Б).

Средние значения температуры на стыке поверхностей заливки из алюминия и испарительного участка змеевикового трубопровода определялись как n t зм,i t ср.зм i экс, (4.4) n где шт.;

tзм,i – температура в i-й точке на стыке поверхностей заливки из алюминия и испарительного участка змеевикового трубопровода, оC.

Тепловая энергия, выделяемая электронагревательными элементами для испарения пропан-бутановой смеси, находится следующим образом:

Q экс =QТЭН - Qпер - Qтепл, (4.5) рег где Qпер – тепло, расходуемое на перегрев паровой фазы пропан-бутановой смеси, Вт, находится по формуле:

Qпер= Gгсг(tгпер-tгк)/3,6;

(4.6) где QТЭН – тепло, которое отдают трубчатые электронагреватели, равное потребляемой электрической мощности, Вт:

QТЭН =W=IU, (4.7) где I – сила тока, потребляемая трубчатым электронагревателем, А;

U – напряжение в электрической сети, В;

Gг – массовый расход пропан-бутановой смеси, кг/ч;

сг – массовая теплоемкость пропан-бутановой смеси, кДж/(кгС);

tгк – конечная температура кипения пропан-бутановой смеси в испарительном змеевиковом трубопроводе, С;

определяемая по показанию термоэлектрического преобразователя, который установлен на испарительном трубопроводе;

tгпер – температура перегретой пропан-бутановой смеси на выходе из испарительного трубопровода, С, определяемая по показаниям термоэлектрического преобразователя, который установлен на выходе из испарительного трубопроводного змеевика;

Qтепл – тепло, теряемое в окружающую среду поверхностью корпуса испарительной установки пропан-бутановой смесей, Вт.

Поверхность испарительного участка трубопроводного змеевика пропан бутановой смеси, м2, находится по формуле Fэкс Lэкс d н, (4.8) исп Lэкс – длина испарительного участка трубопроводного змеевика где исп пропан-бутановой смеси, м;

dн – диаметр трубы испарительного участка трубопроводного змеевика пропан-бутановой смеси, м.

Электрическая мощность, потребляемая трубчатым электронагревателем, определялась с помощью однофазного счтчика ватт часов активной энергии переменного тока «ПУМА 103» с телеметрическим выводом. Основная погрешность однофазного счтчика «ПУМА 103» при нормальной температуре (20±5°С) равна 1 Втч.

Установка для определения температуры стыка твердотельной промежуточной теплопередающей среды и поверхности испарительного трубопроводного змеевика пропан-бутановой смеси (нагревательного элемента) включала следующие элементы:

двенадцать термопар ТП 0198, для измерения температуры стыка заливки из алюминия и наружной поверхности испарительного трубопроводного змеевика в вертикальных сечениях I, II и III;

двенадцать термопар ТП 0198, для измерения температуры стыка заливки из алюминия и наружной поверхности электронагревателей в вертикальных сечениях I, II и III;

восемь технологических многоканальных измерителей ТМ-5122;

переносной портативный компьютер марки ASUS K56CB с процессором типа Pentium Core i5.

Температура конца кипения пропан-бутановой смеси находилась, согласно рекомендациям [138, 149], используя соотношение (4.9) в зависимости от состава газа и давления в испарительной установки пропан бутановых смесей. Показания с приборов снимались при стационарном тепловом режиме работы испарителя, когда температура сжиженного газа на выходе из него в течение 30 40 минут не изменяла своего значения.

4.2.2. Методика определения экспериментального значения длины участка, необходимого для полного испарения пропан-бутановой смеси При экспериментальном нахождении длины испарительного участка трубопроводного змеевика чаще всего применяют следующие методы:

1) Метод наблюдения за процессом кипения;

2) Метод анализа теплового баланса процесса испарения;

3) Метод анализа изменения степени сухости смеси, на основании диэлектрической проницаемости паровой и жидкой фаз;

4) Метод анализа распределения температур в испарительном и пароперегревательном участках трубопровода.

Наиболее простым способом определения длины испарительного участка является визуальное наблюдение за кипением жидкости на стеклянных вставках, однако этот метод весьма не точен. На это указывается в работе [173], из которой следует, что когда визуальное наблюдение показывает полное выкипание жидкости, данные теплового баланса показывают обратное. Очевидно, что в том случае, когда значение степени сухости приближается к единице, толщина парожидкостной пленки делается неразличимой для визуального восприятия.

Нередко в лабораторных условиях для определения длины испарительного участка используется метод теплового баланса [138], в общем виде описываемый уравнением: 1 XН Q / G r, где X Н – начальное паросодержание жидкой фазы, на входе в испарительный трубопровод;

– тепловая энергия, подаваемая на испарительный участок, Q кДж / с;

G – расход кг / с;

r – скрытая жидкой фазы, теплота парообразования, кДж / кг.

Метод основывается на анализе уравнения 1 XН Q / G r : если парожидкостная смесь полностью испарилась, то Х=1, и левая и правая части уравнения равны.

Метод, связанный с применением при просвечивании испарительного трубопровода радиоактивных изотопов [138], применяется для определения количества выкипевшей жидкости. Этот метод основан на различной степени ослабления жидкостью или паром потока радиоактивных частиц. Но при паросодержаниях, близких к единице, метод становится неточным, потому что сама труба начинает вносить значительные погрешности в измерения.

Также известен метод анализа изменения степени сухости смеси на основании диэлектрической проницаемости паровой и жидкой фаз [138, 173].

Этот метод достоверен только при отсутствии в жидкой фазе электропроводящих включений, что неосуществимо для пропан-бутановых смесей СУГ.

Следовательно, применение вышеуказанных методов не обеспечит заданной точности измерений в области высокой степени сухости парожидкостной пропан-бутановой смеси.

Для экспериментального определения длины испарительного участка использовался метод анализа распределения температур в испарительном и пароперегревательном участках трубопровода при кипении пропан бутановой смеси СУГ в проточном испарителе [149].

Использование метода заключается в измерении температуры парожидкостной смеси по длине экспериментального трубопровода.

Зная, как распределяются температуры, можно с любой наперед заданной точностью определить верхнюю границу испарительного участка.

Кипение неазеотропных пропан-бутановых смесей в проточной схеме протекает в интервале температур, начинаясь при tгн и заканчиваясь при tгк.

При этом температуру конца кипения пропан-бутановой смеси, согласно закону Дальтона-Рауля и корреляции Антуана, находят из уравнения Pсм 1 2 n, (4.9)...

В1 В2 Вn А1 А2 Аn С1 t К С2 t К Сn t К 10 10 Г Г Г Рсм – абсолютное давление пропан-бутановой смеси, Па;

где 1, 2, n – молярные концентрации компонентов в паровой фазе парожидкостной смеси, мол. %;

А, В, С – соответственно средневзвешенные коэффициенты для пропана, н-бутана изобутана в известном диапазоне температур, близких к tгк.

Отсюда по известным абсолютному давлению пропан-бутановой смеси Рсм и составу компонентов в паровой фазе 1, 2, 3 находим методом простой итерации температуру конца кипения tгк.

Возможность использования уравнения (4.9) для нахождения температуры конца кипения пропан-бутановых смесей реальных кондиций доказана в работе [149] на сжиженном углеводородном газе с содержанием пропана от 50 до 90 %. Кроме пропана в состав газовой смеси входили этан, н-бутан, изобутан, пропилен. Проведенный в работах [207, 208] анализ показал, что среднее отклонение теоретических данных (4.9) от результатов эксперимента составляет 2,6 %. Такое совпадение теоретических и экспериментальных данных [206, 207] позволяет рекомендовать формулу (4.9) для нахождения температуры конца кипения пропан-бутановой смеси в проводимых экспериментальных исследованиях.

Установка, с помощью которой определялась температура пропан бутановой смеси в испарительном змеевике, включала следующие элементы:

– пучок, состоящий из сорока термопар ТП 0198, для измерения температуры пропан-бутановой смеси по длине испарительного трубного змеевика;

– четыре технологических многоканальных измерителя ТМ-5122;

переносной портативный компьютер марки ASUS K56CB с процессором типа Pentium Core i5.

Точность измерения температуры пропан-бутановой смеси по длине испарительного трубного змеевика принималась в размере 0,1 оС.

Рабочие концы термоэлектродов и размещенные в них чувствительные спаи, размещались на испарительном трубопроводном змеевике с шагом 0, м, начиная от точки, расположенной на расстоянии 3,0 м от начала испарительного участка.

Длина испарительного участка находится при помощи анализа распределения температур пропан-бутановой смеси по ходу ее движения в испарительном трубопроводном змеевике. К примеру, температуру конца кипения tгк показывает термоэлектрод № 12, это значит, что длина испарительного участка равна Lисп =3,0 +110,06 =3,66 м. Если температура tгк находится между соседними термоэлектродами, то длина испарительного участка испарительного трубопроводного змеевика определяется при помощи интерполирования, с точностью 0,1 оС, по формуле t к t ' Lисп L' г, (4.10) t '' t ' L" L' где t и t – температуры кипящей пропан-бутановой смеси СУГ, измеренные первым и вторым соседними термоэлектрическими преобразователями, отсчитанными по ходу движения парожидкостной смеси, о С;

L, L – расстояние от начала испарительного трубопроводного змеевика до первого и второго соседних термоэлектродов, отсчитанных по ходу движения парожидкостной смеси, м.


4.2.3. Обработка и анализ полученных результатов Опыты по определению экспериментальных и расчетных величин сопротивления теплопередаче промышленного трубного испарителя пропан бутановых смесей проводились по методике, изложенной в 4.2.1 и 4.2.2.

Давления пропан-бутановой смеси в процессе эксперимента в начале и конце испарительного трубопроводного змеевика определялись при помощи двух датчиков давления АИР-20, имеющих погрешность измерения равную 0,2%.

Датчики давления АИР-20 в процессе проведения экспериментальных исследований показывали мало отличимые результаты, соизмеримые с погрешностью измерений, что объясняется одинаковыми условиями процесса испарения пропан-бутановой смеси по длине трубопровода.

Отбор проб пропан-бутановой смеси осуществлялся в пробоотборники в каждом цикле испытаний 4 раза. Перед проведением испытания пробоотборники продувались сжиженным углеводородным газом в течение 5 минут, затем производился анализ газа при помощи хроматографа ХЛ-6.

Результаты измерений экспериментальных величин сопротивления теплопередаче представлены в табл. 4.1.

Таблица 4. Сводная таблица экспериментальных значений сопротивления теплопередаче Потери Осредненная Кол-во тепла, тепла Эксперимент.

температура Кол-во Площадь необходимого значение от Расход тепла, на оси на стыке Номер исп.

для сопротивления корпуса распол. пов-ти газа, отдаваемого опыта змеевика, перегрева, в окр. ТЭН, теплопередаче, G, кг/ч ТЭН, QТЭН, исп.

Fисп, м2 экс среду, tср.ТЭН, змеевика, Вт R, м2К/Вт Qпер, Вт Qпот, Вт °С tср.зм, °С 1 2 3 4 5 6 7 8 1 90,2 10972 903 119 73,9 68,6 0,383 0, 2 60,1 7355 612 110 72,6 67,2 0,251 0, Экспериментальные величины сопротивления теплопередаче проточного трубного промышленного испарителя пропан-бутановых смесей определялись согласно формуле (4.2).

Результаты соответствующих измерений расчетных величин сопротивления теплопередаче представлены в табл. 4.2.

Таблица 4. Сводная таблица расчетных значений сопротивления теплопередаче Расчетное значение Фактор Площадь исп.

Расход Диаметр сопротивления Номер формы змеевика, газа, G, змеевика, теплопередаче, опыта теплового исп кг/ч dтр, мм F, м2 расч поля, Ф, м2К/Вт R 1 2 3 5 8 1 90,2 22 3,36 0,383 0, 2 60,1 22 2,25 0,251 0, Расчетные величины сопротивления теплопередаче проточного трубного промышленного испарителя СУГ определялись по формуле (4.1).

Таким образом, можно говорить о хорошей сходимости теоретических результатов исследований с данными эксперимента. Среднее отклонение теоретических результатов исследований от данных эксперимента с доверительной вероятностью 0,95 составляет 27,6%.

Следовательно, экспериментальные исследования подтверждают верность разработанной математической модели теплообмена испарительного трубного змеевика в отвердевшей алюминиевой заливке (3.25) и дают возможность рекомендовать ее для нахождения геометрических и конструктивных параметров проточных трубных промышленных испарителей.

Сравнение расчетных и экспериментальных значений показывает, что расчетное сопротивление теплопередаче имеет более высокие значения для всех проведенных опытов. Это происходит из-за использования метода поддержания постоянных температур в заливке из алюминия, когда постоянная температура в заливке из алюминия поддерживается путем отключения электронагревателей при tтеп= 70С, а затем повторного включения при температуре теплопередающей среды tтеп= 69С.

Тепловая энергия аккумулируется в алюминиевой заливке в диапазоне температур 70–69С, обусловленной некоторой нестационарностью процесса теплообмена, что, в свою очередь, и определяет превышение расчетных значений сопротивления теплопередаче над экспериментальными.

4.3. Методика определения и оценка погрешности расчета величины коэффициента теплоотдачи от внутренней поверхности испарительного трубного змеевика к кипящей смеси пропан-бутан 4.3.1. Методика определения теоретического и экспериментального значения среднеинтегрального коэффициента теплоотдачи промышленного трубного испарителя Результаты исследований, представленные в главе 3, позволяют найти величину теоретического среднеинтегрального коэффициента теплоотдачи промышленного трубного испарителя пропан-бутановых смесей, зависящую от режима течения парожидкостной смеси, степени сухости и содержания пропановой фракции в пропан-бутановой смеси:

ср.инт.

теор.

, (4.11) d R расч 1 ln н d вн теор.

k ср.инт. d ср 2 ст d вн dн причем FХ,m1 k m1 (m1 ) FХ,m2 k m2 (m2 ) FХ,m3 k m3 (m3 ) FХ,m4 k m4 (m4 ), (4.12) теор k ср.инт Х= FХ Х=Хн теор.

где – теоретический среднеинтегральный коэффициент k ср.инт.

теплопередачи промышленного трубного испарителя пропан-бутановых смесей, Вт/(м2К);

расч – расчетное значение сопротивления теплопередаче между слоями R алюминиевой отливки, соприкасающимися с поверхностью группы трубчатых электронагревательных элементов и наружной поверхностью испарительного (м2К)/Вт, трубопроводного змеевика промышленного испарителя, определяемое по формуле (3.25);

ст –коэффициент теплопроводности испарительного трубопроводного змеевика, Вт/(мК);

dн, dвн, dср – соответственно, наружный, внутренний и средний диаметры испарительного трубопроводного змеевика, м, определяемые по данным замеров;

FХ,m=1, FХ,m=2, FХ,m=3, FХ,m=4 – соответственно, поверхности участков с режимом с четкой границей раздела паровой и жидкой фаз, волновым, пленочным, дисперсным режимами течения кипящей пропан-бутановой смеси в промышленном трубном испарителе, определяемые по формулам (2.35)-(2.38), м2;

Х= FХ – суммарная поверхность промышленного трубного испарителя, м2;

Х=Х н km=1(m=1), km=2(m=2), km=3(m=3), km=4(m=4), – соответственно, значения коэффициентов теплопередачи, функционально зависящих от коэффициентов теплоотдачи, характерных для режима с четкой границей раздела паровой и жидкой фаз, волнового, пленочного, дисперсного режимов течения и, определяемых согласно формулам (2.39)-(2.42), Вт/(м2К);

m=1, m=2, m=3, m=4,– соответственно, коэффициенты теплоотдачи для режима с четкой границей раздела паровой и жидкой фаз, волнового, пленочного, дисперсного режимов течения, определяемые по формулам (2.8) (2.11), (2.12)-(2.14) и (2.15)-(2.16), Вт/(м2К).

Экспериментальные значения среднеинтегральных коэффициентов теплоотдачи промышленного трубного испарителя пропан-бутановых смесей определяются по формуле q экс экс.

, (4.13) ср.инт.

экс экс q экс dн d вн t ст ln t СУГ 2 ст d вн qэкс – плотность теплового потока, Вт/м;

определяется по формуле где Q экс рег экс (4.14) q, Lэксп.

исп Lэксп. – экспериментальное значение длины испарительного участка где исп ИТЗ, м;

Q экс – экспериментальное значение количества тепла, Вт, которое рег необходимо для испарения пропан-бутановой смеси расходом G в кг/ч;

определяется согласно формулам (4.5)-(4.7);

экс t ст – среднее значение температуры поверхности испарительного трубного змеевика, 0С;

определяется по формуле N t ст.i i экс (4.15) t, ст N где N – количество точек измерения, шт;

tст,i – температура в i-й точке наружной поверхности испарительного трубного змеевика пропан-бутановой смеси, 0С;

экс t СУГ – среднее значение температуры потока пропан-бутановой смеси СУГ в испарительном устройстве, 0С;

определяется по формуле N t СУГ.i i экс (4.16) t, СУГ N где N – количество точек измерения, шт.;

tСУГ,i – температура потока пропан-бутановой смеси СУГ в i-й точке испарительного устройства СУГ, 0С.

Электрическая мощность, потребляемая трубчатым электронагревателем, определялась с помощью однофазного счтчика ватт часов активной энергии переменного тока «ПУМА 103» с телеметрическим выводом. Основная погрешность однофазного счтчика «ПУМА 103» при нормальной температуре (20±5°С) равна 1 Втч.

4.3.2. Определение экспериментального значения длины испарительного участка пропан-бутановых смесей.

Обработка и анализ полученных результатов Температура сжиженного газа в начале и конце, а также в испарительно перегревательном змеевике при различных режимах течения парожидкостной смеси измерялась кабельными термоэлектрическими преобразователями ТП 0198 (изготовитель – ООО НПП «Элемер», г. Москва).

Спаи термоэлектродов, предназначенных для измерения температуры кипящей пропан-бутановой смеси, вставлялись через металлическую гильзу, помещались внутри испарительно-перегревательного змеевика, так как это показано на рис. 4.4. Пространство между оболочкой преобразователей и гильз заливались компаундом.

Фактическое место конца кипения пропан-бутановых смесей СУГ определялось в зависимости от температуры наружной поверхности испарительно-перегревательного змеевика. Резкое повышение значения температуры наружной поверхности испарительно-перегревательного змеевика свидетельствует о конце кипения парожидкостной смеси и соответственно, о месте перехода испарительного участка в пароперегревательный.

Температура внутри испарительного змеевика и на его наружной поверхности измерялась кабельными термоэлектродами ТП 0198, с диапазоном измерения температур от минус 40 до плюс 1300 оС.

Спаи термоэлектрических преобразователей, предназначенные для измерения температуры на наружной поверхности испарительного змеевика, вставлялись в предварительно подготовленные углубления в его стенке и припаивались высокотемпературным припоем АЛАРМет 21. При этом они размещались в одном сечении со спаями термоэлектрических преобразователей ТП 0198, предназначенными для измерения температуры пропан-бутановой смеси, так, как это показано на рис. 4.4. В целях обеспечения надежного теплового контакта спаев термоэлектрических преобразователей и стенки трубы в месте пайки высокотемпературный припой АЛАРМет 21 имел температуру плавления 830 °С, что выше по сравнению с температурой плавления алюминия, равной 670 °С (рис. 4.4).


Твердотельный Испарительно промежуточный перегревательный теплоноситель змеевик СУГ ТП Теплоизоляция ТП 0198 Спай Теплоизоляция Рис. 4.4. Размещение термоэлектрических преобразователей ТП внутри испарительно-перегревательного змеевика и на его поверхности Установка для замера температуры внутри испарительного змеевикового устройства и на его наружной поверхности включала следующие элементы:

пучок термоэлектрических преобразователей ТП из двадцати шести ТП для замера температуры кипящей пропан-бутановой смеси по длине испарительного трубопроводного змеевика, а также на его входе и выходе из него;

пучок термоэлектрических преобразователей ТП из ста восьми ТП для замера температуры наружной поверхности испарительного трубопроводного змеевика по длине;

три технологических многоканальных измерителя ТМ-5122;

переносной портативный компьютер марки ASUS K56CB с процессором типа Pentium Core i5.

Точность измерения температуры пропан-бутановой смеси и наружной поверхности испарительного трубопроводного змеевика по длине принималась размере 0,1 оС.

Рабочие концы термоэлектродов и размещенные в них чувствительные спаи, размещались на испарительном трубопроводном змеевике с шагом 0,06 м. Наружная поверхность термопреобразователей, находящаяся в алюминиевой заливке, теплоизолируется.

Длина испарительного участка отыскивается, согласно методике, приведенной в 4.2.2.

Осредненные результаты полученных экспериментальных и теоретических данных представлены в сводной табл. 4.3.

Экспериментальные значения среднеинтегрального коэффициента теплоотдачи промышленного трубного испарителя пропан-бутановых смесей определялись согласно формулам (4.13) и (4.14). Результаты расчетов приведены в табл. 4.3 и на графике (рис. 4.5) в виде отдельных точек.

Теоретические значения среднеинтегрального коэффициента теплоотдачи промышленного трубного испарителя пропан-бутановых смесей находились согласно формулам (4.11) и (4.12). На графике (рис. 4.5) в виде сплошных линий представлены результаты расчетов по определению теоретических значений среднеинтегрального коэффициента теплоотдачи промышленного трубного испарителя пропан-бутановых смесей.

Таблица 4. Сводная таблица сравнения результатов теоретических и экспериментальных исследований Средне- Средне интегральные интегральные Удельный Экспериментальные значения Теоретическая длина значения тепловой значения длины теоретического испарительной части экспериментального поток, испарительной коэффициента змеевика, м коэффициента Вт/м2 части змеевика, м теплоотдачи, теплоотдачи, Вт/(м2К) Вт/(м2К) 1 2 3 4 С3Н8 – 58%, С4Н10 – 42% 6285 682 2,86 721,9 2, 12990 848,2 2,37 897,4 2, 22840 976,8 2,1 924,3 2, С3Н8 – 49%, С4Н10 – 51% 6285 651,2 3,01 709,8 2, 12990 814,4 2,48 851,6 2, 22840 941,6 2,2 887,5 2, С3Н8 – 23%, С4Н10 – 77% 6285 764,2 3,54 867,5 3, 12990 938,9 2,97 1084,2 2, 22840 1071,3 2,66 1261,3 2, С3Н8 – 76% С4Н10 – 24% 6285 707,1 2,31 673,2 2, 12990 874,7 1,92 932,8 1, 22840 1003,1 1,71 978,3 1, С3Н8 – 91% С4Н10 – 9% 6285 864,6 1,65 957,8 1, 12990 1041,6 1,41 1230,7 1, 22840 1171,15 1,28 1384,3 1, Теоретические данные:

1 – q =12990 Вт/м2;

2 – q =22840 Вт/м2.

Экспериментальные данные:

– q =12990 Вт/м2;

– q =22840 Вт/м2.

Рис. 4.5. Значения среднеинтегрального коэффициента теплоотдачи промышленного трубного испарителя пропан-бутановых смесей, в зависимости от состава пропан-бутановой смеси Таким образом, из графика (рис. 4.5) видно, что можно говорить о хорошей сходимости теоретических результатов исследований с данными эксперимента.

Среднее отклонение теоретических результатов исследований от данных эксперимента с доверительной вероятностью 0,95 составляет 25,3%.

Следовательно, экспериментальные исследования подтверждают верность разработанных методических положений по тепловому расчету регазификаторов смесей пропан-бутана (2.34)-(2.54) и дают возможность рекомендовать ее для нахождения геометрических и конструктивных параметров проточных трубных промышленных испарителей.

Тогда общая погрешность соответствующих математических моделей теплового расчета (2.34)-(2.42) и (3.25) промышленных трубных испарителей пропан-бутановых смесей с промежуточной теплопередающей средой из алюминия составляет 37,6 с доверительной вероятностью 95%.

В процессе проведения экспериментальных исследований получены следующие результаты:

1. Определена погрешность расчетной зависимости (3.25) по определению величины сопротивления теплопередаче Rнр от электронагревательного элемента к испарительному трубопроводному устройству пропан-бутановых смесей через слой твердотельной промежуточной теплопередающей среды из алюминия.

Среднее отклонение теоретических результатов от экспериментальных данных с доверительной вероятностью 0,95 составляет 27,6%.

2. Доказана правомерность предлагаемой математической модели теплообмена при испарении смеси пропана и бутана в испарительном змеевике (2.34)-(2.54). Среднее отклонение теоретических результатов от экспериментальных данных с доверительной вероятностью 0, составляет 25,3%.

3. Доказана правомерность соответствующих математических моделей теплообмена (2.34)-(2.42) и (3.25) в системе «нагревательный элемент – пропан бутановые смеси СУГ». Среднее отклонение теоретических и экспериментальных данных с доверительной вероятностью 95% составляет 37,6%.

Глава 5. МАТЕМАТИЧЕСКАЯ МОДЕЛЬ ОБОСНОВАНИЯ ГРАНИЦ ЗОН ПРИМЕНЕНИЯ КОНКУРИРУЮЩИХ ВАРИАНТОВ ПРОМЫШЛЕННЫХ ИСПАРИТЕЛЕЙ И ОПТИМИЗАЦИЯ ИХ ОСНОВНЫХ ПАРАМЕТРОВ 5.1. Применение основных положений системного анализа при обосновании и оптимизации промышленных трубных испарителей пропан-бутановых смесей с промежуточной теплопередающей средой Технико-экономическое обоснование (ТЭО) и оптимизация предлагаемых промышленных испарителей с промежуточной теплопередающей средой (главы 14) при неопределенной исходной экономической информации, вынуждает применять достоверные методы экономического анализа.

Отдельные аспекты этой проблемы освещают в своих работах:

Л.А. Мелентьев [62, 63], Б. Н. Курицын [41,43, 48, 49, 54], А.И. Андрющенко, Р.З. Аминов [3,4], В.Ф. Симонов, А.П. Усачев [113, 114, 141, 161], Б.А. Семенов [112] и другие ученые [6, 172];

Сибирский институт системных исследований Российской академии наук, Институт энергетических исследований Российской академии наук [172], и другие научные учреждения [27, 76, 115, 127, 172].

Однако указанные авторы предложили решения и рекомендации, полученные в детерминированной постановке, то есть без учета влияния неопределенности исходной ценовой информации, прямых и обратных внешних связей и ряда других факторов.

Для комплексного учета обозначенных факторов необходим их всесторонний системный анализ. Здесь в термин системного анализа вкладывается понятие методологии и организации проведения научных исследований. Базой для системного анализа и экономической оптимизации промышленных трубных испарителей с промежуточной теплопередающей средой (ПТИ) являются методические разработки, которые были получены для децентрализованных систем газоснабжения [115, 143]. Эти методические разработки включают такие положения системного анализа, как: определение влияния внешних связей системы, четкое обоснование цели исследования, структурирование, иерархический подход, определение динамического развития системы, неопределенности начальной информации, математическое моделирование и оптимальность полученных результатов.

Проанализируем эти положения более детально.

Объект анализа – промышленные трубные испарители пропан бутановых смесей с промежуточной теплопередающей средой.

По результатам анализа, проведенного в главе 1, к такому теплообменному оборудованию относятся электрические, огневые и водяные испарители с промежуточной теплопередающей средой.

Цель анализа – ТЭО варианта промышленного испарителя пропан бутановых смесей с промежуточной теплопередающей средой и последующая оптимизация его основных параметров.

Основными задачами

исследований являются:

1) разработать расчетную структурную схему промышленных испарителей с промежуточной теплопередающей средой;

2) разработать математическую модель оптимизации промышленного испарителя пропан-бутановых смесей с промежуточной теплопередающей средой;

3) сравнить конкурирующие варианты промышленных испарителей пропан-бутановых смесей с промежуточной теплопередающей средой;

4) ТЭО геометрических параметров экономически обоснованного промышленного испарителя с промежуточной теплопередающей средой.

Структурирование и определение внешних связей промышленных трубных испарителей относят к первоначальным положениям системного экономического анализа.

Структурирование основано на том, что объект исследований представляется здесь целостной системой [62, 63,115, 143] и тогда промышленный испаритель пропан-бутановых смесей с промежуточной теплопередающей средой – единая совокупность подсистем z, элементов p, которые объединены целью полного испарения жидкой фазы пропан бутановых смесей с предотвращением их попадания в контур теплопередающих сред и полимеризации непредельных углеводородов.

На рис. 5.1 представлена структурная схема i-го варианта промышленного испарителя пропан-бутановых смесей с промежуточной теплопередающей средой.

Промышленные испарители пропан-бутановых смесей используют различные энергоносители для испарения СУГ.

При использовании электроэнергии обозначаются как i 1, при использовании сжиженного углеводородного газа обозначаются как i2.

Все сравниваемые варианты имеют одинаковую форму и количество элементов Рi,:

1) испарительный трубный змеевик (Рi промежуточная =1);

2) теплопередающая среда (Рi =2);

3) ТЭН (Рi =3);

4) корпус ПТИ (Рi =4);

5) теплоизоляция (Рi =5);

6) кожух для защиты теплоизоляции от увлажнения и повреждений (Рi защитный шкаф, предотвращающий =6);

7) проникновение атмосферных осадков (Рi =7).

На рис. 5.1 все геометрические размеры сравниваемых вариантов:

di1,Di1 Di6, Li1, Si2,hi1 h i6, i1 i6,bi2, Сi2, аi2 единообразны и однотипны.

Рис. 5.1. Расчетная схема i-го варианта ПТИ СУГ с промежуточной теплопередающей средой к предлагаемой модели обоснования. Схема включает в себя следующие элементы:

Рi=1 –ИТЗ;

Рi=2 – промежуточная теплопередающая среда;

Рi=3 –ТЭН;

Рi=4 – корпус ПТИ;

Рi=5 – теплоизоляцию;

Рi=6 – кожух для защиты теплоизоляции от увлажнения и повреждений;

Рi =7 – защитный шкаф, предотвращающий проникновение атмосферных осадков Прямая внешняя связь (рис. 5.1) определяется видом энергоносителя i и его расчетной стоимостью Сitр.

Расчетная цена на энергоносители, согласно рыночному механизму формирования стоимости [25, 174], определится Т Сitп = Citо B1 B2 kct, (5.1) t Сitо оптовая где цена на энергоносители в пункте отпуска промышленному испарителю из системы энергоснабжения в момент времени t, не учитывая сезонную неравномерность и гарантированность поставок энергоносителей, руб / (МВт ч);

В1, В2 – коэффициенты, учитывающие соответственно сезонность поставки энергоносителя при неравномерной его поставке в течение года, В1 =1,25, и надежность поставки энергоносителя путем создания резервов в системе их снабжения;

существует три категории уровня надежности поставки энергоносителя: с высокой (В2=1,3), средней (В2=1,15) и низкой (В2=0,98) степенью надежности;

Kct – коэффициент, который учитывает перспективное увеличение стоимости t м году энергоносителей в эксплуатации промышленного трубного испарителя, без учета инфляционной составляющей.

Оценка стоимости энергоносителей при реализации экономико математической модели осуществлялась в ценах, которые ориентированы на мировой уровень согласно механизму ценообразования, предложенному Энергоцентром и ИЭИ РАН, и выраженных в отечественной валюте, т.е.

рублях по курсу 2013 года, без учета инфляционной составляющей.

В табл. 5.1 цены на основные энергоносители приводятся исходя из гарантированности их поставок и сезонной неравномерности, в эти цены включен комплекс затрат на энергоресурсы до места отпуска их в энергосети потребителей. Цены на энергоресурсы, представленные в табл. 5.1, описывают как близлежащую (2014 г.), так и обозримую перспективу до года. Возможный рост цен определяется согласно 64, 174, 182 без учета инфляционной составляющей.

В табл. 5.1 приводится анализ базисных российских и мировых цен для промышленности на энергоносители в 2013 году. Из таблицы видно, что отечественные и мировые цены на энергоносители отличаются друг от друга очень сильно, это связано с различным механизмом ценообразования.

Обратная внешняя связь осуществляет корректировку влияния промышленного трубного испарителя на внешнюю систему энергоснабжения используя коэффициент ее полезного действия i. По отношению величины прямой Сi t к величине обратной связи i находятся истинные затраты на энергоносители, полученные из внешней системы энергоснабжения.

Сi t. (5.2) i Переход энергоносителей на новый уровень ценообразования, который ориентирован на западно-европейские рынки, и отсутствие механизма ценообразования для различных элементов капитальных затрат, например стоимости местных материалов, зарплаты, транспортных расходов, зависящих прежде всего от региональных особенностей, обусловил в настоящее время некую неопределенность исходной ценовой информации. К примеру, цены на материалы в Центральном и Дальневосточном регионах различаются в несколько раз.

Для определения величин капвложений и эксплуатационных расходов воспользуемся отечественными ценами, выраженными в рублях по курсу 2013 года, проиндексированными при помощи коэффициента J(t) изменения цен 64 в t м году. Индекс J(t) учитывает увеличение отпускной цены на топливно-энергетические ресурсы (ТЭР) при их переводе к уровню мировых цен для западно-европейского рынка ТЭР.

Таблица 5. Цены на энергоресурсы для промышленности С itп В результате проведенного системного анализа, включающего выявление целей исследования, структурирование, определение степени влияния внешних связей, выявление скорости развития систем и неопределенность исходной ценовой информации, была разработана достоверная математическая модель обоснования варианта промышленного трубного испарителя пропан-бутановых смесей сжиженного углеводородного газа.

5.2. Разработка математической модели обоснования границ зон применения конкурирующих вариантов промышленных испарителей сжиженных углеводородных газов и оптимизации их основных параметров Построение математических моделей осуществлялось с использованием «Методических рекомендаций по оценке эффективности инвестиционных проектов» [64].

В качестве основного показателя экономической эффективности инвестиционных проектов применяется чистый дисконтированный доход (ЧДД), который, согласно [64], определяется как T ЧДДi = at (Rit - Зit), (5.3) t где t расчетный год эксплуатации системы, год;

Т срок службы, лет;

берется равным сроку службы промышленного трубного испарителя, Т Тсл 25 лет;

в t й i го варианта R it – результат от деятельности для период эксплуатации, руб.;

Зit – затраты для i го варианта в t й период, руб.;

a t – коэффициент дисконтирования, определяемый как a t 1 Е, t (5.4) где Е норма дисконта, 1/ год;

Е 0,12.

Критерием оптимальности принимается максимум чистого дисконтируемого дохода T ЧДДi = at (Rit - Зit) = max. (5.5) t В условиях рынка, когда присутствует множество конкурирующих вариантов, стоимости продукции одинакового назначения и качества R it const. Тогда, выражение (5.5) принимаются одинаковыми, т.е., превращается в целевую функцию с минимумом интегральных затрат:

T Зi = at Зit = min, (5.6) t где Зi интегральные затраты для i го варианта промышленного трубного испарителя, руб.

Оптимальным решением в данном случае является минимум интегральных затрат или максимальное увеличение чистого дисконтированного дохода, что не противоречит [64].

Поэтому математическая модель реализовывалась согласно [64] при неопределенности первичной ценовой информации для временного интервала t 0, 1, 2... T.

Математическое моделирование процесса обоснования и оптимизации ПТИ пропан-бутановых смесей с промежуточной теплопередающей средой заключается в разработке структурной схемы (рис. 5.1), уравнений внешних связей (5.1)-(5.2), целевой функции интегральных затрат (5.7)-(5.8), системы ограничений управляющих параметров (5.10), балансового уравнения (5.11).

Критерием оптимальности целевой функции в данном случае является минимум интегральных затрат в промышленный трубный испаритель Р P PК T F at ·Cit ·Qпi. · / it +[ af ( Зi = Кip + J(t=0) · Kip.доп) + p РК t 1 f 1 p T M + at · J(t) Иim ] (i2, i3, Si2, Сi2, bi2) = min;

(5.7) t 1 m ft p a t (1 Е) t ;

a f (1 Е), i 1,I, p 1,P, t 1,T. (5.8) t, Т расчетный где год эксплуатации и срок службы ПТИ, лет;

Т принимается равным сроку службы резервуарной установки Т сл =25 лет;

Cit – удельная стоимость энергии в пункте отпуска энергоносителя ПТИ, руб/МВт·ч;

Qпi. – общее годовое потребление энергоносителя, полезно используемого i м вариантом ПТИ, МВт;

– число часов работы ПТИ в течение года, ч;

f – количество замен р-го элемента в течение срока службы ПТИ, f=Т/tp;

tp – срок службы р-го элемента промышленного трубного испарителя, год;

Е норма дисконта, 1/ год;

принимается равной 0,12, то есть средней кредитной ставке банка;

Кip – капвложения в изготовление p-го элемента i-го варианта ПТИ, руб.;

Kip. доп – дополнительные капвложения в монтаж p-го элемента i-го варианта ПТИ, руб.;

Иim – m-й вид эксплуатационных затрат i-го варианта ПТИ, руб./год;

J(t=0) – коэффициент изменения цен, учитывающий увеличение стоимости топливно-энергетических ресурсов при их переводе в мировые цены и характеризующий неопределенность конвертирования цен, для года сооружения ПТИ при t = 0 (2013 г.);

J(t) – коэффициент, определяющий изменение цен для текущего года эксплуатации t, учитывающий увеличение стоимости топливно энергетических ресурсов при их переводе в мировые цены и характеризующий неопределенность конвертирования цен, для середины срока эксплуатации ПТИ.

Значение Qi находится как Qпi.

Qi. (5.9) i Геометрические параметры i2, i3, Si2, Сi2, bi2 в формуле (5.7) называются управляющими, так как они оказывают большое влияние на технико-экономические показатели для всех элементов основных и дополнительных капитальных вложений и эксплуатационных затрат Кip, Kip.доп, Иim определяемых как функции Кip =fх(i2, i3, Si2, Сi2, bi2) и Кip.доп =fn(i2, i3, Si2, Сi2, bi2);

Иim =fр(i2, i3, Si2, Сi2, bi2).

При возрастании i2, Si2 увеличивается материало- и металлоемкость:

змеевикового испарительного устройства (Рi =1);

промежуточного теплоносителя (Рi трубчатых нагревателей (Рi =3);

корпуса =2);

промышленного трубного испарителя (Рi =4);

тепловой изоляции (Рi =5);

защитного футляра (Рi =6);

шкафа для защиты от воздействия атмосферных осадков (Рi =7).

Параметры i2, i3, Si2, Сi2, bi2 в выражении (5.7) являются управляющими параметрами для всех элементов стоимости, капитальных вложений и эксплуатационных затрат Зi, Kip, Иim.

Запишем систему ограничений управляющих параметров функции (5.7) в виде S i2.min S i2 S i2.mах;

i2,min i2 i2, mах;

i3,min i3 i3, mах;

Сi2,min Сi2 Сi2, mах;

bi2,min bi2 bi2, mах. (5.10) Балансовое уравнение, применяемое в i-м варианте промышленного трубного испарителя, энергоносителя запишем в виде T T Qп.it / it.



Pages:     | 1 |   ...   | 2 | 3 || 5 | 6 |
 





 
© 2013 www.libed.ru - «Бесплатная библиотека научно-практических конференций»

Материалы этого сайта размещены для ознакомления, все права принадлежат их авторам.
Если Вы не согласны с тем, что Ваш материал размещён на этом сайте, пожалуйста, напишите нам, мы в течении 1-2 рабочих дней удалим его.