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 |   ...   | 3 | 4 || 6 |

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

-- [ Страница 5 ] --

Qit = (5.11) t 1 t При математическом моделировании использовалось уравнение теплового баланса, полученное в результате исследований А.П. Усачева, А.Л. Шурайца и А.В. Рулева [150, 151]. Сформулируем полученную зависимость следующим образом: тепловая энергия, поступившая от теплопередающей среды к пропан-бутановой смеси на участках с режимом с четкой границей раздела паровой и жидкой фаз Qт/г.m=1, волновым Qт/г.m=2, пленочным Qт/г.m=3 и дисперсным Qт/г.m=4 режимами течения, равна количеству тепловой энергии, которая необходима для испарения и нагрева пропан-бутановой смеси на участках с режимом с четкой границей раздела паровой и жидкой фаз Qт/г.m=1, волновым Qт/г.m=2, пленочным Qт/г.m=3 и дисперсным Qт/г.m=4 режимами течения:

Qт/г.m=1+ Qт/г.m=2+ Qт/г.m=3+ Qт/г.m=4= Qн/и.m=1+ Qн/и.m=2+ Qн/и.m=3+ Qн/и.m=4 (5.12) или:

k m1 (t т t г.ср.m1 ) d н Fm1 k m2 (t т t г.ср.m2 ) d н Fm k m3 (t т t г.ср.m3 ) d н Fm3 k m3 (t т t г.ср.m3 ) d н Fm Х= Gг,Х rг.ср.m1 сг.ср.m1 t г.к.m1 t г.н.m Хгр.m1 Хн.m1 Х=Хн Х= Gг,Х rг.ср.m2 сг.ср.m2 t г.к.m2 t г.н.m Хгр.m2 Хн.m2 Х=Хн Х= Gг,Х rг.ср.m3 сг.ср.m3 t г.к.m3 t г.н.m Хгр.m3 Хн.m3 Х=Хн Х= Gг,Х rг.ср.m4 сг.ср.m4 t г.к.m4 t г.н.m4, Хгр.m4 Хн.m4 (5.13) Х=Хн где km=1, km=2, km=3, km=4 – соответственно коэффициенты теплопередачи от промежуточной теплопередающей среды к пропан-бутановой смеси для режима с четкой границей раздела паровой и жидкой фаз, волнового, пленочного и дисперсного режимов течения, Вт/(м2К);

tт – температура теплопередающей среды, 0С;

tг.ср.m=1, tг.ср.m=2, tг.ср.m=3, tг.ср.m=4 – соответственно средние температуры смеси пропана и бутана на участках с режимом с четкой границей раздела паровой и жидкой фаз, волновым, пленочным и дисперсным режимами течения в промышленном испарителе при: Х ср.m=1, Хср.m=2, Хср.m=3, Хср.m=4, находимых, согласно [38, 150, 151], оС;

dн – наружный диаметр испарительного змеевика, м;

– соответственно расчетная поверхность Fm=1, Fm=2, Fm=3, Fm=4, испарительного змеевика промышленного трубного испарителя пропан бутановых смесей на участках с режимом с четкой границей раздела паровой и жидкой фаз, волновым, пленочным и дисперсным режимами течения, м;

Хн.m=1, Хн.m=2, Хн.m=3, Хн.m=4 – начальное значение степени сухости на участке с режимом с четкой границей раздела паровой и жидкой фаз, волновым, пленочным и дисперсным режимами течения, в долях от единицы [38, 150, 151];

Хгр.m=1, Хгр.m=2, Хгр.m=3, Хгр.m=4 – граничные значения степени сухости смеси пропана и бутана, при которых наблюдаются переходы режима с четкой границей раздела паровой и жидкой фаз в волновой, волнового в пленочный и пленочного в дисперсный режимы течения и конечное значение Х на участке с дисперсным режимом течения, в долях от единицы [38, 150, 151];

Х= G г,Х - общий расход пропан-бутановой смеси, кг/ч;

Х=Х н rг.ср.m=1, rг.ср.m=2, rг.ср.m=3, rг.ср.m=4, – средние значения скрытой теплоты парообразования смеси пропана и бутана для режима с четкой границей раздела паровой и жидкой фаз, волнового, пленочного и дисперсного режимов течения, в кДж/кг [94, 117] при средних значениях паросодержания:

Хср.m=1, Хср.m=2, Хср.m=3, Хср.m=4;

сг.ср.m=1, сг.ср.m=2, сг.ср.m=3, сг.ср.m=4, – средние значения теплоемкости смеси пропана и бутана для режима с четкой границей раздела паровой и жидкой фаз, волнового, пленочного и дисперсного режимов течения, кДж/(кгК) [94, 117] при средних значениях паросодержания: Х ср.m=1, Хср.m=2, Хср.m=3, Хср.m=4;

tг.н.m=1, tг.н.m=2, tг.н.m=3, tг.н.m=4 – начальная температура кипящей пропан бутановой смеси на участках с четкой границей раздела паровой и жидкой фаз, волновым, пленочным и дисперсным режимами течения в промышленном испарителе, К;

находятся согласно [38, 150];

tг.к.m=1, tг.к.m=2, tг.к.m=3, tг.к.m=4 – конечная температура кипящей пропан-бутановой смеси на участках, с четкой границей раздела паровой и жидкой фаз, волновым, пленочным и дисперсным режимами течения в промышленном испарителе, о С;

находятся согласно [38, 150].

Коэффициенты теплопередачи промышленного трубного испарителя на участках с четкой границей раздела паровой и жидкой фаз, волновом, пленочном и дисперсном режимами течения находятся по зависимостям, представленным в главе 2.

Получим зависимости в различные элементы капитальных вложений Р Kip (i2, i3, Si2, Сi2, bi2) промышленного трубного испарителя пропан p бутановых смесей с промежуточной теплопередающей средой для целевой функции (5.7).

Капвложения в испарительный трубный змеевик пропан-бутановых смесей, Рi =1, пропорциональны его металлоемкости:

Кi1 (Si2, i2, i3,Ci2,bi2 ) кi1 Мi1, (5.14) где k i1 удельные капвложения на единицу металлоемкости трубного змеевика, руб / кг;

М i1 полная металлоемкость i го варианта трубопроводного змеевика, кг.

Металлоемкость трубопроводного змеевика находится как Мi1 (Si2, i2, i3,Сi2,bi2 ) di1 m i1, (5.15) di1 диаметр где трубного змеевикового устройства i го варианта промышленного испарителя СУГ, м;

m i1 масса 1 м2 трубного змеевика, кг/м2.

Расчетная длина испарительного трубопроводного змеевика i го варианта при единообразных температурах кипения пропан-бутановой смеси и температурах теплопередающей среды есть функция коэффициента теплопередачи kт, зависящего от геометрических параметров i2, i3, Si2, Сi2, bi2, т.е., Li1 = f [kт(i2, i3, Si2, Сi2, bi2)] и определяется по [150, 151].

Диаметр трубного змеевикового устройства i го варианта находится, согласно [144], беря во внимание условие, при котором обеспечивается максимальная длина испарительного участка с пленочным режимом течения пропан-бутановой смеси и достижением максимально возможного значения коэффициента теплопередачи k т max.

Подставляя (5.15) в (5.14), получим Кi1 L i1 (Si2, i2, i3,Сi2,bi2 ),di1 к i1Li1(Si2, i2, i3,Сi2,bi2 ) di1 m i1. (5.16) Капвложения в промежуточную теплопередающую среду (ПТС), Рi = i го варианта промышленного трубного испарителя пропан-бутановых смесей находятся по формуле Кi2 (Si2, i2, i3,Сi2,bi2 ) кi2 Vi2 i2, (5.17) кi где удельные капитальные вложения в промежуточную i го варианта теплопередающую среду промышленного трубного испарителя, руб / кг ;

i го варианта Vi 2 объем промежуточной теплопередающей среды ПТИ, м 3 ;

i 2 плотность промежуточной теплопередающей среды i го варианта ПТИ, кг / м 3.

Объем промежуточной теплопередающей среды находим по формуле Vi 2 Fi 2 h i 2 Vi3 Vi1, (5.18) где Fi 2 площадь дна корпуса (см. рис. 5.1), в который залита промежуточная теплопередающая среда для i го варианта ПТИ, м 2 ;

h i 2 высота промежуточной теплопередающей среды в корпусе ПТИ для i го варианта промышленного испарителя, м;

i м варианте Vi3 объем электронагревателей в промышленного Vi1 объем м3 ;

испарителя, трубного змеевикового устройства в i м варианте испарительной установке, м 3.

Объем электронагревателей определим по формуле Vi3 n i3 vi3, (5.19) где n i3 количество электронагревателей, располагаемых в i м варианте испарительной vi3 объем установки, шт;

одного электронагревателя, м 3 ;

d i v i3 l i3, (5.20) где d i3 диаметр электронагревателя в i м варианте, м;

l i3 длина трубчатого электронагревателя в i м варианте испарительной установке, м.

Определим объем трубного змеевикового испарительного устройства в i м варианте как d i Vi1 L i1. (5.21) Затем находится поперечное сечение промежуточной теплопередающей среды по формуле Di2 (Di1 2di1 2 i2 )2 (10 di1 2 di1 2 i2 ) 2 (12d i1 2 i2 ) 2, Fi2 (5.22) 4 4 4 где D i1 внутренний диаметр трубопроводного змеевикового устройства, м;

D i 2 диаметр поперечного сечения промежуточной теплопередающей среды, м;

i 2 толщина зазора между трубопроводным змеевиковым устройством и корпусом испарительной установки, м.

Высота заливки промежуточной теплопередающей среды находится по формуле:

hi2 Ci2 di1 (di1 Si2 ) n i2 bi2, (5.23) где Si1 величина зазора между витками змеевикового устройства, м;

b i 2 высота заливки промежуточной теплопередающей среды над верхом последнего витка i го варианта испарительной установки, м;

C i 2 высота заливки промежуточной теплопередающей среды под первым витком i го варианта испарительной установки, м;

n i2 количество витков змеевикового испарительного устройства, которое определяется с учетом диаметра его гнутья Di1 = 8di1 [151] по формуле Li1 Li n i1. (5.24) (Di1 di1 ) 9 d i Формула (5.23), учитывая (5.24), примет вид Li h i2 Ci2 di1 (di1 Si2 ) b. (5.25) 9 di1 i Подставив (5.19)-(5.22) и (5.25) в (5.18), а (5.18) в (5.17), получим уравнение для капитальных вложений в промежуточную теплопередающую среду, Рi=2, i го варианта испарительной установки:

12d i1 2i2 К i2 (Si2, i2, i3,Сi2,bi2 ) кi2 i2 bi2 i2 d i1 Li1 n i3 d i3 li3.

Li Ci2 d i1 (d i1 Si2 ) (5.26) 9d i Капвложения в электронагревательные элементы, Рi =3, i го варианта испарительной установки находятся по формуле Кi3 (Si2, i2, i3,Сi2,bi2 ) кi3 Li3, (5.27) где к i3 капитальные вложения в единицу длины электронагревательного элемента, руб./м;

L i3 - суммарная длина электронагревательных элементов i м варианте испарительной установки, м.

Электронагреватели располагаются по окружности диаметром D i 3.

Для проточных трубных испарителей, в которых интенсивность теплообмена от змеевикового испарительного устройства к пропан-бутановой смеси ниже интенсивности теплообмена от теплопередающей среды к поверхности стенки испарительного устройства, примем диаметр окружности с расположенными нагревательными элементами равным:

D i3 D i1 2 i3, (5.28) здесь i3 – расстояние от внутренней поверхности испарительного змеевикового устройства до окружности диаметром D i 3, по которой располагаются электронагреватели.

Для проточных трубных испарителей с твердотельной промежуточной теплопередающей средой из алюминия размеры испарителя пропан бутановых смесей определяются размерами змеевикового испарительного устройства. Поэтому вначале определяется для змеевикового Di испарительного устройства, а затем уже компонуются остальные элементы и определяется Di3 для электронагревателей.

Зависимость (5.28) с учетом Di1 = 8di1 запишется следующим образом:

Di3 8di1 2 i3. (5.29) Для вариантов проточных трубных испарителей, в которых интенсивность теплообмена от змеевикового испарительного устройства к пропан-бутановой смеси выше интенсивности теплообмена от теплопередающей среды к поверхности стенки испарительного устройства, примем диаметр окружности с расположенными нагревательными элементами равным Di3 8 di3, а D i1 D i3 2 i3.

Для проточных трубных испарителей с жидкой промежуточной теплопередающей средой из смеси воды и этиленгликоля размеры испарителя пропан-бутановых смесей определяются размерами электронагревательных элементов. Поэтому вначале находится Di3 для электронагревательных элементов, а потом уже компонуются остальные элементы и определяется Di для испарительного змеевикового устройства.

Значение высоты нагревательных элементов для всех вариантов промышленных трубных испарителей равно h i3 h i 2 b i 2. (5.30) Длина одного электронагревателя определяется как:

li3 2h i3 (Di3 Di3 ). (5.31) Общая длина электронагревателей принимается Li3 n i3 li3, (5.32) где n i3 – количество электронагревательных элементов в i м варианте промышленного трубного испарителя, шт.

Осуществим подстановку в (5.27) формул (5.28)-(5.32) с целью определения развернутого выражения для капвложений в электронагревательные элементы i-го варианта ПТИ Li Кi3 (Si2, i2, i3,Сi2,bi2 ) кi3 n i3 Ci2 di1 (di1 Si2 ) bi2. (5.33) 9 di Капвложения в корпус испарительной установки для Кi i го варианта, Рi =4 принимаются по формуле Кi4 (Si2, i2, i3,Сi2,bi2 ) кi4 Fi4 i4 i4, (5.34) i го варианта к i 4 удельные где капитальные вложения в корпус испарительной установки, руб / кг ;

Fi4 боковая площадь корпуса испарительной установки в i м варианте ПТИ, м 2 ;

i 4 плотность стали, кг / м 3 ;

i4 – толщина листа стали, м.

Боковая площадь корпуса испарительной установки определяется по формуле Fi4 Di4 hi4 (10di1 i2 ) (h i2 h i4!), (5.35) где Di 4 Di 2 диаметр корпуса ПТИ, равный сечению промежуточной h i 4 h i 2 h теплопередающей среды, м;

– высота корпуса 4 для i i го варианта испарительной установки, м;

h i4 прибавка по высоте корпуса испарительной установки для варианта с !

жидкой промежуточной теплопередающей средой, равная высоте пространства для размещения жидкой промежуточной теплопередающей среды при ее объемном расширении в результате нагревании, м.

испарительной установки для i го варианта Капвложения в корпус ПТИ с учетом (5.35) и (5.23) определяются по формуле К i4 (Si2, i2, i3,Сi2,bi2 ) к i4 (10d i1 i2 ) i4 i (5.36) Li Ci2 d i1 (d i1 Si2 ) bi2 h1.

9 di i Капвложения в теплоизоляцию К i 5 для i го варианта испарительной установки, Рi =5 принимаются согласно формуле Кi5 (Si2, i2, i3,Сi2,bi2 ) кi5 Vi5, (5.37) к i5 удельные где капитальные вложения в тепловую изоляцию i го варианта испарительной установки, руб / м3 ;

Vi5 объем теплоизоляции i го варианта испарительной установки, м 3, определяется согласно формуле Vi5 Di5 hi5 i5 (10di1 2i2 2i4 i5 ) hi5 i5, (5.38) где Di5 – диаметр теплоизоляции i го варианта испарительной установки, м;

h i5 h i 4 высота теплоизоляции, определяемая как высота корпуса i го варианта испарительной установки, м;

i5 толщина теплоизоляции i го варианта испарительной установки, м.

Выражение для определения величины капвложений в теплоизоляцию промышленного трубного испарителя для i го варианта испарительной установки, учитывая (5.38) и (5.23):

К i5 (Si2, i2, i3,Сi2,bi2 ) кi5 i5 (10di1 2i2 2i4 i5 ). (5.39) Li Ci2 di1 (di1 Si2 ) bi2 h 9 d i i Капвложения в кожух для защиты теплоизоляции от увлажнения и i го варианта повреждений, Рi для испарительной установки =6, определяются по формуле Кi6 (Si2, i2, i3,Сi2,bi2 ) кi6 Vi6 i6, (5.40) где к i 6 удельные капитальные вложения в кожух для защиты теплоизоляции от увлажнения и повреждений i го варианта испарительной установки, руб / кг ;

Vi 6 объем кожуха для защиты теплоизоляции от увлажнения и повреждений i го варианта испарительной установки, м 3, определяемый по формуле:

Vi6 Di6 hi6 i6 (10di1 2i2 2i4 2i5 i6 ) h i6 i6, (5.41) где Di6 – средний диаметр кожуха для защиты теплоизоляции от увлажнения и повреждений i го варианта испарительной установки, м;

h i 6 h i 4 высота кожуха для защиты теплоизоляции от увлажнения и i го варианта повреждений, численно равная высоте корпуса испарительной установки, м;

i 6 толщина кожуха для защиты теплоизоляции от увлажнения и повреждений i го варианта испарительной установки, м;

i6 - плотность стали, кг / м 3.

С учетом этого выражение для определения капвложений в кожух для защиты теплоизоляции от увлажнения и повреждений i го варианта испарительной установки с учетом (5.40), (5.41), (5.35):

К i6 (Si2, i2, i3,Сi2,bi2 ) к i6 i6 i6 (10d i1 2i2 2i4 2i5 i6 ) (5.42) Li Ci2 d i1 (d i1 Si2 ) bi2 h1.

9 d i i Капвложения в защитный шкаф, предотвращающий проникновение атмосферных осадков, Рi =7, для i го варианта испарительной установки определяются по формуле К i7 (Si2, i2, i3,Сi2,bi2 ) к i7 i7 i7 4 (10d i1 2i2 2i4 2i5 2i6 2i7 i8 ) L Ci2 di1 (d i1 Si2 ) i1 bi2 h1 h i8 h i9 2(10d i1 2i2 2i4 2i5 (5.43) 9 di i 2i6 2i7 i8 0,2)2, к i 7 удельные где капитальные вложения в защитный шкаф, предотвращающий проникновение атмосферных осадков для i го варианта испарительной установки, руб / кг ;

i 7 расстояние по горизонтали от кожуха для защиты теплоизоляции от увлажнения и повреждений Рi до стенки защитного шкафа, = предотвращающего проникновение атмосферных осадков, Рi для =7, i го варианта испарительной установки, м;

i8 т – толщина стенки защитного шкафа, предотвращающего проникновение атмосферных осадков, для i го варианта испарительной установки, м;

hi8 – расстояние по вертикали от верха кожуха для защиты теплоизоляции от увлажнения и повреждений Рi до потолка защитного шкафа, = предотвращающего проникновение атмосферных осадков, Рi для =7, i го варианта испарительной установки, м;

hi9–- расстояние по вертикали от низа кожуха для защиты теплоизоляции от увлажнения и повреждений Рi до пола защитного шкафа, = предотвращающего проникновение атмосферных осадков, Рi для =7, i го варианта испарительной установки, м;

i7 – плотность стали, кг / м 3.

Дополнительные капвложения в р й элемент монтажа для каждого i го варианта промышленного трубного испарителя пропан-бутановых смесей, обусловленные его установкой на место работы, трубной обвязкой, подключением к электрокоммуникациям, испытанием и сдачей в эксплуатацию на объекте, берутся как доля отчислений от капитальных i го варианта Kip на монтаж вложений промышленного трубного испарителя по формуле Р P PК F F J(t=0)·Kip.доп ) = af ·J(t=0) ·iм · Кip, Ki.доп = af ( (5.44) p рк f 1 f 1 p где iм – доля отчислений от капвложений в изготовление p-го элемента на монтаж i го варианта промышленного трубного испарителя, 1/год.

M i го варианта Эксплуатационные затраты Иim, для m= промышленного трубного испарителя, обусловленные необходимостью капитального (m=1), текущего (m=2) ремонта и обслуживания (m=3), находятся как:

m T M T P Pк P PК iэ( Kip + J(t=0) ·iм · Иim = at · J(t) Кip), (5.45) at J(t) t 1 m 1 t 1 m 1 p 1 p где iэ – доля отчислений от Kip и Kip.доп на эксплуатацию р го элемента i го варианта ПТИ, 1/год.

Достоверность экономико-математической модели (5.7)-(5.45), определяются условиями сопоставимости основных конкурирующих вариантов промышленных трубных испарителей пропан-бутановых смесей.

5.3. Выявление условий сопоставимости, конкурирующих вариантов промышленных трубных испарителей пропан-бутановых смесей.

Последовательность обоснования и оптимизации промышленных испарительных установок с промежуточной теплопередающей средой Рассмотрим условия сопоставимости вариантов промышленных трубных испарителей пропан-бутановых смесей, нашедшие место экономико-математической модели (5.7)-(5.45).

1. Критерием оптимальности i го варианта являются минимальные интегральные затраты в промышленные трубные испарители пропан бутановых смесей.

2. Границы для всех сравниваемых промышленных трубных испарителей одинаковы.

Предлагаемая система промышленных трубных испарителей имеет границы от pi1 до pi7. Все варианты, подлежащие сравнению, включают весь комплекс возможных затрат от источника энергоносителя до промышленного трубного испарителя пропан-бутановых смесей. Здесь, согласно [25, 143, 157, 158], цена на энергоноситель Сi (табл. 5.1) включает весь комплекс возможных затрат от источника энергоносителя до собственных сетей энергоснабжения. Реальные затраты на энергоноситель a t ·Cij·Qпi.· T учитывает величина дающая количественную оценку в, it t потребности на энергоноситель промышленного трубного испарителя в каждом отдельном случае, учитывая при этом эффект от его применения.

Основным критерием сопоставимости является количество 3.

i му варианту энергоносителя Qit., которое было подведено к промышленного трубного испарителя, в течение его срока службы.

Значение Qit находится из уравнения балансов (5.11) распределенного и использованного энергоносителя в i м варианте промышленного трубного T T Qп.it / it.

испарителя: Qit = t 1 t 4. Обоснование промышленных трубных испарителей реализовывалось с учетом временной динамики, включающей промежуток времени от начала строительства и до конца эксплуатации промышленных трубных испарителей, при этом учитывались, изменение во времени цен на энергоносители и различия в сроках службы элементов промышленных трубных испарителей в течение срока службы испарительной установки.

4.1. Современный отечественный опыт строительства [47, 63, 158] показывает, что возведение сравниваемых испарительных установок может быть осуществлено в течение одного года в сроки от 1 до 6 месяцев. Примем 2014 г. годом сооружения сравниваемых промышленных трубных испарителей. Длительность эксплуатации конкурирующих испарительных установок, учитывая моральный и физический износ, принималась равной сроку службы элементов pi. апример, элементы pi1, pi4, pi5, pi6, pi7 имеют наиболее продолжительный и одинаковый срок службы – 25 лет t 1,2,3...Т, Т 25.

4.2. Расчетная цена на i й энергоноситель Cit учитывалась во временной динамике от t 1 2014 год до t Т 25 2039 год, как: Сit = Cit Т kct, t =1, Т.

B1 B t Согласно [25, 172, 174, 182], для временной перспективы Т 25 лет, коэффициент удорожания энергоносителей Кс,t принимается равным: для электрической энергии Кс,t=1,0229, для пропан-бутановых смесей сжиженного газа Кс,t=1,01296.

4.3. Разница в сроках службы t р элементов Рi в течение всего срока службы испарительной установки Т учитывалась с помощью величины а f 1 Е f·t р,f 1,F элементов Рi путем замены и [10,158]:

последующим дисконтированием во времени их стоимости при Е=0,12.

5. Критерий экологической сопоставимости учитывался для внешней и собственной систем промышленных трубных испарителей раздельно.

Экологическая составляющая согласно учитывается [25, 158] централизованно и включена в величину расчетной цены на энергоносители, согласно (5.1).

6. Критерий, учитывающий сопоставимость с точки зрения надежности энергоснабжения. Надежность энергоснабжения учитывается отдельно для внешней системы снабжения и отдельно для промышленных трубных испарителей. Здесь все конкурирующие варианты промышленных трубных испарителей рассматривались с одинаковым уровнем надежности, предусматривающим стопроцентное резервирование основных элементов.

Надежность поставки энергоносителей учитывалась в размере расчетной цены как функция от гарантированности поставок энергоносителей из системы энергоснабжения в t й период эксплуатации конкурирующих вариантов промышленных трубных испарителей:

Т Сit = f(В2...) kct, t =1, Т.

t Для промышленных трубных испарителей задержка в поставках энергоносителей может привести к значительному материальному ущербу из-за нарушения их работы, а также создаст опасность здоровью людей.

Поэтому для всех сравниваемых промышленных трубных испарителей принималась самая высокая категория надежности В3=1,3.

Минимизация функции (5.7), учитывая уравнения (5.1), (5.2), (5.8) (5.45), в централизованном порядке достаточно сложна. Поэтому при оптимизации промышленных трубных испарителей с промежуточной теплопередающей средой вначале рассматривается решение ряда подзадач, определяющих иерархию экономико-математической модели.

Так к задачам, решаемым на более низком иерархическом уровне, относится ТЭО i го варианта с промышленных трубных испарителей с промежуточной теплопередающей средой.

Эта стадия включает:

разработку метода обоснования промышленного трубного испарителя с промежуточной теплопередающей средой и определение его погрешности в условиях неопределенности первичной ценовой информации;

сравнительную эффективность использования основных вариантов промышленных трубных испарителей пропан-бутановых смесей;

определение зоны применения промышленных трубных испарителей пропан-бутановых смесей в зависимости от потребления пропан-бутановых смесей сжиженного газа промышленными объектами.

В дальнейшем определяются и оптимизируются все основополагающие параметры экономически обоснованного варианта промышленного трубного испарителя: шаг между витками испарительного змеевика S2;

расстояние 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.

При оптимизации промышленных трубных испарителей выбираются ограничения управляющих параметров.

Затем для каждого предыдущего иерархического уровня уточняются основные задачи, решаемые на последующих уровнях.

5.4. Применение предлагаемой математической модели для обоснования границ зон применения промышленных трубных испарителей с промежуточной теплопередающей средой Из математической модели оптимизации промышленных трубных испарителей пропан-бутановых смесей (5.7)-(5.45) следует, что вначале обосновывается вариант промышленного трубного испарителя.

Вместе с тем каждый тип промышленного трубного испарителя пропан бутановых смесей для устойчивой работы требует свой энергоноситель, поэтому задача сводится к технико-экономическому выбору энергоносителя.

В связи с определенными трудностями, возникающими при использовании математической модели (5.7)-(5.45) для обоснования вида энергоносителя сформулируем основные допущения следующим образом.

1. В качестве исходных данных примем параметры Li1, i2,Si2,Ci2,bi2 и, согласно [157, 158, 159], их значения возьмем приближнно.

2. Производство и монтаж промышленного трубного испарителя осуществляется в течение 0,6 года.

3. Эксплуатационные расходы Иiр, согласно (5.45), соизмеримы с капвложениям в промышленный трубный испаритель:

m T · iэ( Kip + J(t=0) ·iм · P Pк P PК at · J(t) Кip).

t 1 m 1 p p 4. Собственные энергетические сети отсутствуют.

Целевая функция (5.7) примет вид T Кip) + at ·J(t) P PК P PК T F at· Cij · Qпi.· / it+ af · ( Зi = Кip + J(t=0) ·iм · t t 1 f 1 p p m · iэ( Kip + J(t=0) ·iм · P Pк P PК · Кip) = min, i = 1, I. (5.46) m 1 p p ft p at = (1 + Е)-t;

af = (1 + Е).

В условиях неопределенности первичной ценовой информации в предлагаемую математическую модель (5.1), (5.7), (5.8)-(5.45) для учета экономической неопределенности вводится коэффициент относительного удорожания J(t) по следующей методике.

Согласно рекомендациям, приведенным в [64], возьмем в качестве первичных цен отечественные цены Сп, по которым энергоносители отпускались промышленным потребителям в рублях по курсу 2013 году. За мировые, согласно 64, примем цены Сп, по которым энергоносители будут отпускаться промышленным потребителям в долговременной перспективе до 2039 года, и выразим их в рублях по курсу 2013 года, не учитывая при этом инфляционную составляющую [25, 174, 182]. Значения цен на различные энергоресурсы представлены в табл. 5.1.

И если расчетную цену на энергоресурсы определить не составляет труда, то различные составляющие дополнительных капитальных вложений Kip.доп, например, транспортные издержки, стоимость местных материалов, заработная плата, зависящие от региональных особенностей, не поддаются общей ценовой оценке.

Поэтому в расчте дополнительных капвложений и расходов на эксплуатацию используем в качестве первичных цен отечественные цены в рублях по курсу 2013 года.

Для определения значений капиталовложений и расходов на эксплуатацию 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 при их переводе к уровню мировых цен для западно-европейского рынка ТЭР.

Поскольку влияние увеличения стоимости энергетических ресурсов на удорожание капвложений и эксплуатационных расходов в полной мере учесть невозможно, в расчетах применялись две границы затрат:

– нижняя граница, при достижении которой увеличение стоимости энергетических ресурсов не оказывает влияния на ценовую оценку затрат, в связи с чем коэффициент удорожания принимается равным своему минимальному значению: J(t 0) J(t 0)min 1;

J(t ) J(t )min 1;

– верхняя граница, при достижении которой затраты индексируются пропорционально увеличению стоимости топлива и электроэнергии, то есть коэффициент удорожания принимается равным своему максимальному значению J(t=0)= J(t=0)max;

J(t)= J(t)max.

Максимум коэффициента удорожания затрат определяется:

J(t )max J(t ) у у J(t )пг пг J(t )жт жт J(t )э э, (5.47) J(t ) у, J(t )пг, J(t )жт, J(t )э значения где коэффициентов удорожания для основных энергоносителей, которые используются при изготовлении промышленной продукции, таких как уголь, природный сетевой газ, жидкое топливо, электроэнергия;

у, пг, жт, э доля угля, природного сетевого газа, жидкого топлива, электроэнергии в общем балансе энергоносителей, которые используются при производстве промышленной продукции [10, 130].

Величины коэффициентов удорожания основных энергоресурсов находятся по формуле Сiп J(t ). (5.48) Cп Величины коэффициентов удорожания основных энергоресурсов для 2014 и 2039 годов эксплуатации промышленных трубных испарителей, вычисляемые по (5.48), с учетом табл. 5.1 приведены в табл. 5.2.

Доля энергоресурсов в общем ТЭР, которые используются в промышленной и строительной индустрии, приводится в табл. 5.3.

Анализ табл. 5.2 и 5.3 показал, что максимум коэффициента увеличения затрат в промышленности для середины срока эксплуатации промышленного T трубного испарителя t будет равен Ci t T/ 1,87.

max J(t ) Cп Таблица 5. Коэффициенты удорожания энергоносителей в промышленности Таблица 5. Доля энергоносителей, которые используются при производстве строительных материалов и в строительной индустрии [130] Сетевой Дизтопливо Электро Энергоресурс Уголь Всего газ (СН4) и мазут энергия Доля энергоресурса, в общем балансе 0,306 0,345 0,251 0,098 1, ТЭР Метод технико-экономического обоснования промышленных трубных испарителей в условиях неопределнной первичной ценовой информации на основе (5.46)-(5.48) проиллюстрирован графиком, приведнным на рис. 5.2, для двух сравниваемых вариантов энергогазоснабжения.

Рассмотрим погрешность, возникающую при решении задачи обоснования варианта 2 в условиях неопределнной первичной ценовой информации на основе (5.46)-(5.48).

На графике (рис. 5.2) нижние и верхние границы затрат J(t ) 1 и J( t ) J(t)max представлены штрихпунктирными линиями с индексом «н» и «в»;

средние линии, лежащие между линиями нижних и верхних границ затрат, являются детерминированными значениями затрат J( t ) max J( t )min при J( t ).

Рис. 5.2. К определению границ зон применения сравниваемых вариантов промышленных испарительных установок с промежуточной теплопередающей средой:

1,2 – сравниваемые варианты;

- в - - в - - ;

- - н - - н - - соответственно J( t )max J( t ) min верхние и нижние границы затрат;

р – затраты при J( t ) ;

Gi – паропроизводительность промышленной испарительной установки СУГ, кг/ч;

Зi – интегральные затраты в i-й вариант промышленной испарительной установки, тыс. руб.

Из графика прослеживается, что при соблюдении условия G G1 вариант 2 всегда будет эффективнее варианта 1, при G G 2 вариант 1 всегда будет эффективнее варианта 2, а при G1 G G 2 имеет место зона экономической неопределнности применения 1 или 2 вариантов энергогазоснабжения.

Максимум погрешности данного метода при наличии зоны равной экономичности предложенных вариантов определяется как разность максимального значения затрат варианта два и минимального значения затрат варианта один, отнеснная к минимальному значению Зв 2 Зн У. (5.49) Зн Здесь У – максимальный ущерб, который получает потребитель при применении любого из сравниваемых вариантов промышленных трубных испарителей в пределах зоны равной экономичности (неопределенности).

Погрешность предлагаемого метода учитывала, что одинаковые затраты в сравниваемых вариантах имеют одинаковые значения коэффициентов удорожания J(t )max и J(t)min для нижней и верхней границ соответственно.

С помощью такого приема можно более достоверно определить точность метода в зоне равной экономичности вариантов.

5.5. Обоснование границ зон применения вариантов промышленных трубных испарителей с твердотельной промежуточной теплопередающей средой 5.5.1. Технико-экономическое сравнение электрического и огневого испарителей с промежуточной теплопередающей средой.

Определение границ зон их применения Обоснование границ зон применения вариантов промышленного трубного испарителя осуществлялось путем нахождения минимума функции (5.46) от начала периода строительства до конца эксплуатационного периода и учитывало изменение во времени стоимости энергоносителей и разницу сроков службы элементов в течение всего рока службы ПТИ.

Годом сооружения всех сравниваемых промышленных трубных испарителей являлся 2014 год. Срок эксплуатации конкурирующих вариантов, учитывая моральный и физический износ, принят равным Т = 25 лет.

Расчетная цена на i й энергоноситель Сi учитывалась во временной динамике от t 1 2014 год до t Т 25 2039 год, согласно (5.1).

В качестве сравниваемых вариантов были взяты промышленные испарительные установки с паропроизводительностью от 32 до 600 кг/ч.

В современной мировой практике энергогазоснабжения распространены следующие варианты промышленных трубных испарителей:

1 – Промышленный трубный испаритель на базе огневого испарителя с жидкой промежуточной теплопередающей средой на основе диэтиленгликоля;

2 – Промышленный трубный испаритель на базе электрического испарителя с твердотельной промежуточной теплопередающей средой из алюминия;

3 – Промышленный трубный испаритель на базе водяного испарителя с жидкой промежуточной теплопередающей средой на основе диэтиленгликоля, использующий тепло на нужды испарения, поступающее из тепловой сети;

4 – Промышленный трубный испаритель на базе электрического испарителя с жидкой промежуточной теплопередающей средой на основе диэтиленгликоля.

К одному из основных требований безопасности, предъявляемых к промышленным трубным испарителям, согласно требованиям СНиП 42-01 2002 [124] и СП 42.101-2003 [109], относится исключение попадания пропан бутановых смесей в тепловую сеть, выходящую за взрывоопасную зону вокруг ПТИ или в контур с открытым пламенем.

С этой целью все сопоставимые варианты промышленных трубных испарителей снабжаются контуром с промежуточной теплопередающей средой.

Для огневого испарителя контур с жидкой промежуточной теплопередающей средой не допускает попадания пропан-бутановых смесей сжиженного газа в газогорелочные устройства при единовременной разгерметизации стенок ИТЗ и жародымовой трубы.

Для электрического испарителя контур с промежуточной теплопередающей средой из алюминия не допускает воспламенение пропан бутановой смеси при единовременной разгерметизации стенок ИТЗ и ТЭН.

Для водяного испарителя контур с жидкой промежуточной теплопередающей средой не допускает попадание пропан-бутановой смеси в тепловую сеть при единовременной разгерметизации стенок ИТЗ сжиженного газа и труб тепловой сети.

Для электрического испарителя с жидкой промежуточной теплопередающей средой контур с жидкой ПТС не допускает воспламенения пропан-бутановой смеси при единовременной разгерметизации стенок ИТЗ сжиженного газа и ТЭН.

При проведении ТЭО сравниваемых вариантов промышленных испарительных установок основным условием является бесперебойная поставка энергоресурсов для нужд регазификации. Проанализировав все сравниваемые промышленные трубные испарители делаем вывод, что для первого варианта характерна круглогодичная поставка пропан-бутановых смесей сжиженного газа, а для второго и четвертого вариантов характерно снабжение электрической энергией на нужды испарения сжиженного газа потребителей при коэффициенте надежности равном В2 = 1,3.

С другой стороны, для третьего варианта водяного промышленного испарителя с жидкой промежуточной теплопередающей средой на основе диэтиленгликоля подача горячей воды тепловыми сетями ТЭЦ или котельной не гарантируется, особенно для теплого периода времени года, из-за возможных плановых отключений с целью проведения текущего ремонта, осмотра и обслуживания. Для удаленных потребителей, когда отсутствие горячего водоснабжения в летний период является нормой, он становится еще более продолжительным.

С целью гарантированной поставки теплоносителя при коэффициенте В = 1,3, т.е. в любой момент времени, для третьего варианта предлагается к установке резервный блок энергоснабжения модульного типа, состоящий из двух котлов, тепловая мощность каждого из которых не менее 70 % от номинальной тепловой мощности промышленного трубного испарителя. В этом случае, наиболее целесообразно размещать резервный блок модульного типа рядом с местом расположения испарительной установки пропан бутановых смесей и обеспечивать топливоснабжение котлов пропан бутановыми смесями сжиженного газа от самой резервуарной установки.

Поэтому на теплый период времени года при использовании в качестве энергоносителя для котлов сжиженного углеводородного газа водяной испаритель по третьему варианту превращается в огневой с жидкой промежуточной теплопередающей средой на основе диэтиленгликоля по первому варианту с двумя отделенными друг от друг контурами:

теплопередающим (котлом) и тепловоспринимающим (испарительным трубопроводом). Установка дополнительного источника энергоснабжения на базе сжиженного газа значительно повышает капитальные вложения в промышленные трубные испарители и делают третий вариант экономически невыгодным. Поэтому водяные испарительные установки не имеют широкого распространения в мировой практике газоэнергоснабжения промышленных объектов при перерывах в подаче горячей воды на нужды регазификации.

Четвертый вариант на базе электрического испарителя с жидкой ПТС по сравнению со вторым вариантом на базе электрического испарителя с твердотельной ПТС характеризуется невысокой интенсивностью теплообмена от жидкой промежуточной теплопередающей среды к испарительному трубопроводу, нуждается в ежегодной замене жидкой промежуточной теплопередающей среды и увеличенными капитальными вложениями в элементы промышленного трубного испарителя с жидкой промежуточной теплопередающей средой, что делает четвертый вариант нецелесообразным по сравнению со вторым вариантом.

Поэтому для дальнейшего сравнения промышленных испарительных установок осталось только два конкурирующих варианта:

1 –- Промышленный трубный испаритель на базе огневого испарителя с жидкой промежуточной теплопередающей средой на основе диэтиленгликоля;

2 – Промышленный трубный испаритель на базе электрического испарителя с твердотельной промежуточной теплопередающей средой из алюминия.

Для получения количественной оценки результатов исследований и нахождения погрешности предложенного метода обоснования промышленных трубных испарителей, проведены расчеты, согласно формул (5.7)-(5.45) при следующих исходных данных.

1. Производительность промышленных трубных испарителей для ряда типоразмеров: G 32;

60;

100;

150;

200;

300;

400;

500;

600, кг / ч.

2. Срок службы испарительной установки Т 25 лет.

3. Цены на сравниваемые энергоресурсы Сi,руб / МВт ч приведены в табл. 5.1.

варианта i1 70%;

КПД для первого для второго 4.

варианта i2 96%.

5. Кредитная ставка банка E 0,12, 1 / год.

5.1. Капитальные вложения для промышленного трубного K iр испарителя определялись по 10, 25, 30, 44, 47, 98, 116, 143, 156.

5.2. Отчисления на монтаж iм 0,14 дол. от единицы.

5.3. Отчисления на эксплуатацию iЭ 0,03 дол. от единицы.

6. Максимумы удорожания топливно-энергетических ресурсов определяются следующим образом:

для года сооружения ПТИ 2014 J( t 0)max 1,67;

среднее за период эксплуатации J(t )max 1,83.

7. Минимумы удорожания топливно-энергетических ресурсов определяются следующим образом: J t 1,0;

J t 1,0.

min min 8. Срок службы промежуточной теплопередающей среды:

для электрического промышленного испарителя с твердотельной ПТС t p2 25 лет при количестве замен f 0;

для огневого промышленного испарителя жидкой промежуточной теплопередающей средой t p1 1 год при количестве замен f 24.

9. Число трубчатых нагревателей:

– для 1 (базового) варианта – 6 шт.;

– для 2 (предлагаемого) варианта – 6 шт.

10. Срок службы нагревательных элементов:

для электрического промышленного испарителя с твердотельной ПТС t p2 25 лет при количестве замен f 0;

при одновременно работающих трех электронагревательных элементах;

для базового варианта t p1 12,5 лет при количестве замен f 1;

при совместно работающих трех нагревательных элементах.

11. Диаметр трубопроводного змеевика пропан-бутановой смеси, согласно [150,151]:

при G 32 кг / ч составляет d21 0,022 м;

d11 0,022 м;

при G 60 кг / ч составляет d21 0,022 м;

d11 0,022 м;

при G 100 кг / ч составляет d 21 0, 022 м;

d11 0, 028 м;

при G 150 кг / ч составляет d 21 0, 028 м;

d11 0, 028 м;

при G 200 кг / ч составляет d 21 0, 028 м;

d11 0, 032 м;

при G 300 кг / ч составляет d 21 0, 032 м;

d11 0, 040 м;

при G 400 кг / ч составляет d 21 0, 032 м;

d11 0, 040 м.

при G 500 кг / ч составляет d 21 0, 04 м;

d11 0, 048 м;

при G 600 кг / ч составляет d 21 0, 04 м;

d11 0, 048 м;

12. Длина трубопроводного змеевика составляет [150,151]:

при G 32 кг / ч составляет L 21 1,84 м;

L11 4,97 м;

при G 60 кг / ч составляет L 21 3,37 м;

L11 7, 45 м.

при G 100 кг / ч составляет L 21 5,5 м;

L11 12, 4 м;

при G 150 кг / ч составляет L 21 8, 25 м;

L11 18, 6 м.

при G 200 кг / ч составляет L 21 10,85 м;

L11 24, 2 м.

при G 300 кг / ч составляет L 21 16, 27 м;

L11 36,3 м.

при G 400 кг / ч составляет L 21 21, 63 м;

L11 48,15м.

при G 500 кг / ч составляет L 21 26, 63 м;

L11 55,15м при G 600 кг / ч составляет L 21 31, 63 м;

L11 60,15м 13. диаметр трубопроводного змеевика пропан-бутановых смесей сжиженного газа, согласно [159], D11 8 di1;

D21 8d 21.

14. Расстояние между наружными боковыми поверхностями ИТЗ и заливки из алюминия 22 0,015 м, 12 0,03 м.

Шаг между витками испарительного змеевика 15.

S12 0,02 м, S22 0,015 м.

16. Расстояние по нормали между боковыми поверхностями ИТЗ и трубчатого электронагревателя 13 0,02 м, 23 0,01 м.

17. Толщины i4 0,002 м;

i5 0,03 м;

i6 0,001 м.

18. Толщина слоя промежуточной теплопередающей среды в свету от верха ИТЗ до верха ПТС;

толщина слоя промежуточной теплопередающей среды в свету по нормали от низа ИТЗ до основания ПТС Ci2 0,05 м;

bi2 0,05 м.

19. Расстояние h114 0,05 м.

Результаты аналитических исследований, проводимых в соответствии с целевой функцией (5.7), с учетом (5.8)-(5.45), когда имеется неопределнность конвертирования стоимостных параметров для двух конкурирующих вариантов, представлены на рис. 5.3.

Максимально возможная погрешность примененного метода при наличии зоны равной экономичности конкурирующих вариантов:

З З1 / З1 2901,6 – 2545,1· / 2545,1 14,0 %.

У в н н Проведенный дополнительный анализ показывает, что максимальная погрешность детерминированного решения задачи при J(t=0)= (J(t=0)min + J(t=0)max)/2 и J(t)= (J(t)min + J(t)max)/2 не превышает 14,0 %, что вполне достаточно для практических инженерных расчетов [101, 102].

Результаты аналитических исследований, проводимых в соответствии с целевой функцией (5.46), когда имеется неопределнность конвертирования стоимостных параметров для двух конкурирующих вариантов, представлены на рис. 5.3. На рис. 5.3 приняты следующие обозначения: G – паропроизводительность испарителя, кг/ч;

и – испаритель;

н.г, в.г –нижняя и верхняя границы;

р – расчетное значение;

1, 2 – номера вариантов.

Из графика видно, что: 1) при Giи G1н.г= G2в.г т.е Giи 162 кг/ч вариант 2 (линия 2 на рис. 5.3) – электрический ПТИ с твердотельной ТС будет гарантированно эффективнее варианта 1 (линия 1) огневого испарителя с жидкой ТС;

2) при Giи G1в.г = G2н.г, т.е. Giи 380 кг/ч вариант 1 будет гарантированно эффективнее варианта 2;

3) при G1н.г= G2в.г Giи G1в.г = G2н.г, т.е. 162 кг/ч Giи 380 кг/ч, имеет место зона, когда варианты 1 и вариант 2 являются равной экономичными.

Экономический эффект от применения электрического промышленного трубного испарителя пропан-бутановых смесей сжиженного газа с промежуточной теплопередающей средой из алюминия по сравнению с огневым промышленным трубным испарителем с жидкой промежуточной теплопередающей средой находится по графику (рис. 5.3) как разность детерминированных затрат. Например, для промышленного трубного электрического испарителя производительностью 100 кг/ч экономический эффект составляет 589 тыс.рублей на один ПТИ.

Рис. 5.3. Обоснование границ зон применения конкурирующих вариантов промышленных испарителей пропан-бутановых смесей с промежуточной теплопередающей средой:

I – зона применения электрического испарителя с твердотельной ПТС;

II – зона экономической неопределенности;

III – зона применения огневого испарителя с жидкой ПТС. Обозначения: G – паропроизводительность испарителя, кг/ч;

и – испаритель;

н.г, в.г –нижняя и верхняя границы;

р – расчетное значение;

1,2 – номер варианта Выбор варианта испарителя для зоны экономической неопределенности, осуществляемый с учетом надежности, безопасности, удобства эксплуатации, показал, что огневые ПТИ менее надежны [47, 117] вследствие задувания пламени газогорелочных устройств и неустойчивой работы в ветреную погоду, а также засорения пламеискрогасительных сеток и большего объема автоматических устройств.Поскольку промышленные объекты, удаленные от основных пунктов энергоснабжения, мини-цеха модульного типа, перерабатывающие сельскохозяйственную продукцию, обрабатывающие и производящие сушку древесины, предприятия, выпускающие промышленную продукцию изготовляющие строительные материалы и конструкции, а также зерно- и животноводческие фермерские хозяйства имеют энергопотребление до 42000 МВтч/год, то для них наиболее целесообразным является применение промышленных электрических испарителей с ПТС из алюминия. Свыше этого значения более экономичным будет применение огневых трубных испарителей с жидкой промежуточной средой.

5.6. Определение оптимальных геометрических параметров электрического промышленного испарителя с промежуточной теплопередающей средой из алюминия Проведенное обоснование электрического промышленного испарителя с промежуточной теплопередающей средой из алюминия позволяет отнести к основным задачам дальнейших исследований проведение на втором иерархическом уровне оптимизации управляющих параметров S2, 2, 3, С2, b2.

С целью нахождения оптимальных параметров промышленного испарителя с промежуточной теплопередающей средой при помощи математической модели (5.7)-(5.45) приняты следующие допущения.

1. Все элементы промышленного трубного испарителя с промежуточной теплопередающей средой имеют одинаковый срок службы ftp a f 1 Е 1.

2. Строительство и монтаж промышленного трубного испарителя с промежуточной теплопередающей средой осуществляется в течение одного ftp года в сроки от 1 до 6 месяцев, т.е. a f 1 Е 1.

Таким образом, критерием оптимальности функции (5.7) являются минимальные интегральные затраты в электрический ПТИ с твердотельной ПТС:

M P Pё P PК P PК P iэ( Kp +iм Кp)]( S2,2,3,С2,b2)=min. (5.50) Зi=[( Кp+ iм Kp)+at m pРК p 1 p p В дальнейшем оптимизируются все основополагающие параметры экономически обоснованного варианта промышленного трубного испарителя:

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.

Независимые (управляющие) параметры математической модели Величины S2, 2, 3, С2, b2 в формуле (5.50) называются управляющими параметрами, так как их влияние на основные и дополнительные капитальные вложения и эксплуатационные затраты Кp, Kp.доп,. Иm в большинстве случаев противоположно друг другу. Так, например, при увеличении S2, 2, 3, С2, b2 значения металлоемкости М2, М3,М4,М5,М6 и капитальных вложений К 2, К3,К 4,К5,К6 также возрастают, а значения М1 и К1 уменьшаются и наоборот.

При возрастании значений параметров S2, 2, 3, С2, b2 повышаются капитальные вложения и затраты на эксплуатацию, которые связаны с ремонтом промышленного испарителя с промежуточной теплопередающей средой, кроме того увеличивается металлоемкость теплопередающей алюминиевой среды;

трубчатых электронагревателей;

корпуса промышленного трубного испарителя;

тепловой изоляции;

кожуха для защиты теплоизоляции от увлажнения и повреждений;

защитного шкафа, предотвращающего проникновение атмосферных осадков.

С другой стороны, в этом случае снижаются металлоемкость, капитальные вложения и затраты на эксплуатацию, которые связаны с К1, K1.доп, И1m.

ремонтом змеевикового испарительного устройства Снижение значений К1, K1.доп, И1m связано с изменением сопротивления теплопередачи слоев теплопередающей среды толщиной S2, 2, 3, С2, b2 и с изменением длины трубопроводного змеевика L1 и металловложений в него.


Характер влияния величины S2 на металлоемкости М2 и М1 показан на рис. 5.4.

На графике показаны величины относительной металлоемкости m(S2) =M(S2)/Mmin(S2), (5.51) где M(S2), Mmin(S2) – соответственно, масса элемента промышленного трубного испарителя при текущем S2 и минимальном S2min значениях толщин.

Минимальные значения, согласно [67, 85], равны: S2min = 8 мм;

2min = 8 мм;

0min = 8 мм.

Аналогичное влияние на металлоемкости М2 и М1 (см. рис. 5.4) оказывают параметры 2, 0, С2, b2.

Следовательно, величины S2, 2, 0, С2, b2 являются независимыми (управляющими) параметрами математической модели (5.50).

Рис. 5.4. Характер влияния шага S2 на металлоемкость промежуточной теплопередающей среды и испарительного устройства Таким образом, доказано противоположное влияние толщин слоев алюминия на капитальные вложения и эксплуатационные расходы в твердотельную среду с одной стороны и испарительное трубное устройство с другой стороны.

Запишем систему ограничений управляющих параметров функции (5.50) в виде:

S 2.min S 2 S 2.mах ;

2.min 2 2. mах;

3.min 3 3. mах;

Сi2,min Сi2 Сi2, mах;

bi2,min bi2 bi2, mах.

Минимальные и максимальные значения ограничений расстояния между витками испарительного трубопроводного змеевика составляют:

S2.min = 0,006 м [67, 145], а S2.mах = 0,032 м, согласно исследованиям, проведенным в главе 3.

Минимальные и максимальные ограничения расстояния между наружными боковыми поверхностями ИТЗ и заливки из алюминия составляют:

2.min = 0,006 м [67, 85], а 2. = 0,022 м, согласно исследованиям, mах проведенным в главе 3.

Минимальные и максимальные ограничения толщины слоя промежуточной теплопередающей среды в свету от верха ИТЗ до верха ПТС составляют: С2.min = 0,008 м;

а С2. = 0,07 м, согласно исследованиям, mах проведенным в главе 3.

Минимальные и максимальные ограничения толщины слоя промежуточной теплопередающей среды в свету по нормали от низа ИТЗ до основания ПТС составляют: b2.min = 0,008 м [ 67, 85], а b2. = 0,06 м, mах согласно исследованиям, проведенным в главе 3.

Минимальные и максимальные ограничения расстояния по нормали между боковыми поверхностями ИТЗ и трубчатого электронагревателя составляют: 3.min = 0,006 м [67, 85], а 3.mах = 0,025 м, согласно исследованиям, проведенным в главе 3.

Для выбора метода поиска оптимальных значений S2, 2, 3, С2, b при минимальном значении функции (5.50) берут во внимание:

– время, необходимое для нахождения оптимального решения данной задачи и, как следствие, объем материальных затрат, которые связаны с оплатой за труд, амортизацией, стоимостью электрической энергии и расходных материалов необходимых для работы на ЭВМ;

– объем оперативной памяти, которая необходима для правильной работы программы направленного поиска.

Анализ методов нахождения экстремума функции применительно к поставленной задаче известной сложности показал, что среди всего многообразия различных методов наиболее простой, доступный и требующий минимального количества времени для нахождения Зi = F(S2,2,3,С2,b2) min – это метод направленного поиска оптимальных параметров градиентным методом [93].

Применительно к анализируемому варианту электрического промышленного трубного испарителя с твердотельной промежуточной теплопередающей средой, алгоритм направленного поиска оптимальных параметров представлен на блок-схеме (рис. 5.5).

Рис. 5.5. Схема определения оптимальных параметров промышленного трубного испарителя методом направленного поиска Данные для определения оптимальных величин S2, 2, 3, С2, b представлены в табл. 5.4.

Таблица 5. Данные для определения оптимальных геометрических параметров промышленного трубного испарителя с промежуточной теплопередающей средой из алюминия Пределы варьирования и шаг расчета (табл. 5.5) оптимизируемых параметров обусловливались минимальными и максимальными значениями ограничений. Здесь начальными приняты минимальные значения:

S2 0,008 м, 2 0,008 м, 3 0,008 м, С2 0,008 м, b2 0,008 м, которые соответствуют промышленному трубному испарителю с твердотельной промежуточной теплопередающей средой и характеризуются минимальными капвложениями в его элементы.

Таблица 5.5.

Пределы варьирования и шаг расчета оптимизируемых параметров Ед. Шаг Наименование управляющего Обозна- Граница изм расчета, параметра чение изменения. h Шаг между витками испарительного 0,008 – м S2 0, змеевика 0, Расстояние между наружными 0,008 – боковыми поверхностями ИТЗ и заливки 2 м 0, 0, из алюминия Расстояние по нормали, между 0,008 – боковыми поверхностями ИТЗ и 3 м 0, 0, трубчатого электронагревателя Толщина слоя промежуточной 0,008 – теплопередающей среды, в свету, от С2 м 0, 0, верха ИТЗ до верха ПТС Толщина слоя промежуточной теплопередающей среды, в свету по 0,008 – м b2 0, нормали, от низа ИТЗ до основания 0, ПТС Таблица 5. Оптимальные параметры предлагаемых промышленных испарителей твердотельной промежуточной теплопередающей средой из алюминия Оптимальные независимые Наименование параметры для различных № Обозна- Ед.

управляющего паропроизводительностей поз. чение изм.

параметра испарителя, G, кг/ч 32 100 Шаг между витками м 1 S2.opt 0,012 0,015 0, испарительного змеевика Расстояние между наружными боковыми 2.opt м 2 0,010 0,011 0, поверхностями ИТЗ и заливки из алюминия Расстояние по нормали, между боковыми поверхностями ИТЗ и 3.opt м 3 0,018 0,019 0, трубчатого электронагревателя Толщина слоя промежуточной теплопередающей С2 м 4 0,011 0,012 0, среды, в свету, от верха ИТЗ до верха ПТС Толщина слоя промежуточной теплопередающей м b2 0,024 0,025 0, среды, в свету по нормали, от низа ИТЗ до основания ПТС Результаты расчетов по определению оптимальных значений управляющих параметров, проведенных на персональном компьютере для предлагаемого варианта электрического промышленного трубного испарителя с твердотельной промежуточной теплопередающей средой из алюминия паропроизводительностью 32;

100 и 150 кг/ч, используемых в системах газоэнергоснабжения промышленных объектов, представлены в таблице 5.6.

Результаты расчетов для промышленного электрического испарителя с ПТС паропроизводительностью 32 кг/ч, численным методом, показывают, что оптимальные значения независимых параметров составляют 2.opt = 0, м;

S2. = 0,012 м;

3.opt = 0,015 м;

С2.opt = 0,021 м;

b2.opt = 0,024 м, что не opt сильно отличается от минимальных значений управляющих параметров.

На практике это объясняется тем, что коэффициент теплопередачи в меньшей степени зависит от интенсивность внешнего теплообмена и в большей степени от интенсивности внутреннего теплообмена.

Таким образом, в процессе обоснования и оптимизации промышленных испарителей СУГ с промежуточной теплопередающей средой получены следующие результаты:

1. Разработан метод структурирования систем регазификации СУГ с промежуточной теплопередающей средой и их элементов в условиях, когда одновременно используются различные энергоносители. Беря в качестве основы принципы системного подхода и аналогии энергосистем, метод дает возможность единообразно структурировать все промышленные трубные испарители независимо от используемых в них энергоресурсах.

2. Выявлены внешние связи систем регазификации СУГ с промежуточной теплопередающей средой. Прямая внешняя связь описывается уравнением (5.1) расчетной цены энергоносителя, комплексно учитывающим: надежность и сезонность поставок энергоносителя и затраты от источника до пункта отпуска энергоносителя промышленной испарительной установке.

Обратная внешняя связь описывается уравнением по определению коэффициента полезного действия, позволяющим с наперед заданной точностью учесть расход первичного энергоносителя.

3. Предложена экономико-математическая модель обоснования границ зон применения конкурирующих вариантов промышленных трубных испарителей пропан-бутановых смесей с промежуточной теплопередающей средой позволяющая учитывать: изменение стоимости (5.7)-(5.45), энергоносителя, замены быстроизнашивающегося оборудования и других параметров в течение срока службы промышленных трубных испарителей;

влияние неопределенности конвертирования ценовых параметров.

Математическое моделирование процесса обоснования и оптимизации ПТИ пропан-бутановых смесей с промежуточной теплопередающей средой заключается в разработке структурной схемы, уравнений внешних связей, целевой функции интегральных затрат, системы ограничений управляющих параметров, балансовых уравнений.

4. Доказано противоположное влияние толщин слоев алюминия на капитальные вложения в твердотельную среду с одной стороны и испарительное трубное устройство с другой стороны.

5. Разработаны метод и алгоритм обоснования промышленных испарителей СУГ (5.7)-(5.49) с промежуточной теплопередающей средой, учитывающий динамику цен и неопределенность экономической информации.

Проведенные расчеты показывают, что для промышленных объектов, удаленных от источника газоэнергоснабжения, с потреблением пропан бутановых смесей сжиженного газа до 42000 МВтч/год при расходе газа до 380 кг/ч экономичным является применение установок искусственной регазификации с промежуточной теплопередающей средой, оснащенных из условия надежности двумя электрическими испарителями с твердотельной промежуточной теплопередающей средой из алюминия паропроизводительностью 200 кг/ч каждый. Экономический эффект от применения электрических промышленных испарителей СУГ с твердотельной промежуточной теплопередающей средой производительностью 100 кг/ч по сравнению с огневыми промышленными трубными испарителями с жидкой ПТС составляет 589 тыс. рублей 6. Предложены расчетные зависимости по оптимизации геометрических параметров электрических промышленных испарителей с твердотельной промежуточной теплопередающей средой (5.50).


Результаты расчетов для промышленного электрического испарителя с ПТС паропроизводительностью 32 кг/ч, численным методом, показывают, что оптимальные значения независимых параметров составляют 2.opt = 0,010 м;

S2. = 0,012 м;

3.opt = 0,015 м;

С2.opt = 0,021 м;

opt b2.opt = 0,024 м, что не сильно отличается от минимальных значений управляющих параметров.

По результатам проведенных обоснования и оптимизации ПТИ разработан СТО 03321549-025-2013 «Обоснование и оптимизация промышленного трубного испарителя пропан-бутановых смесей с твердотельной промежуточной теплопередающей средой из алюминия» для применения в проектной и эксплуатационной практике [120].

Глава 6. РАЗРАБОТКА ПРИНЦИПА ПРОТОЧНОЙ КОМБИНИРОВАННОЙ РЕГАЗИФИКАЦИИ ПРОПАН-БУТАНОВОЙ СМЕСИ НА ОСНОВЕ ЧАСТИЧНОГО ИСПОЛЬЗОВАНИЯ ПРИРОДНОЙ ТЕПЛОТЫ ГРУНТА. ЭКОНОМИЧЕСКИЙ ЭФФЕКТ И ВНЕДРЕНИЕ ПРОМЫШЛЕННОГО ТРУБНОГО ИСПАРИТЕЛЯ СЖИЖЕННЫХ УГЛЕВОДОРОДНЫХ ГАЗОВ 6.1 Разработка мероприятий и расчет экономии энергетических ресурсов за счет использования природной теплоты грунта При эксплуатации ПТИ использование электрической энергии для испарения СУГ, как следует из рис. 5.3, является наиболее экономичным.

С другой стороны, электрическая энергия является ценным энергоносителем и характеризуется более высокой отпускной стоимостью по сравнению с СУГ, который используется в качестве топливно-энергетического ресурса в огневых испарителях.

В развитие способа по экономии теплоты на нужды испарения за счет регазификации части жидкой фазы в самом резервуаре хранения 2, предложенного в [163], автором был предложен принцип проточной комбинированной регазификации (рис. 6.1) пропан-бутановой смеси с низким содержанием пропана.

Предложенный способ заключается в испарении части жидкой фазы, за счет природной теплоты в грунтовом трубном теплообменнике, до промежуточной степени сухости, при которой температура смеси пропан бутана повышается до значения равной минимальной температуре грунта на отметке заложения грунтового теплообменника, а оставшаяся часть жидкой фазы испаряется в проточном испарителе с искусственным подводом теплоты. Подача в грунтовый трубный теплообменник 1 жидкой фазы СУГ осуществляется с помощью регулятора давления 6, снижающего и поддерживающего постоянным давление в резервуаре 2.

После снижения давления и, как следствие, температуры насыщенной паровой фазы в резервуаре хранения 2 до расчетной величины регулятор перекрывает поступление паров через трубопровод 5. Под действием образовавшейся разности давлений, между резервуаром 2 и испарителем 9, жидкая фаза поднимается в грунтовый трубный теплообменник 1, где СУГ частично испаряется за счет теплоты грунта до промежуточного значения степени сухости Xпром.

г.т Рис. 6.1. К обоснованию принципа проточной комбинированной естественно-искусственной регазификации пропан-бутановой смеси с низким содержанием пропана 1 – грунтовый трубный испаритель;

2 – стальной резервуар СУГ;

3 – полимерный футляр, заполненный антифризом;

4,5 – трубки жидкой и паровой фаз;

6 – регулятор давления;

7 – соединительный трубопровод;

8 – испарительный змеевик;

9 – электрический ПТИ с промежуточной теплопередающей средой из алюминия;

10 – трубчатые электронагреватели При достижении степени сухости промежуточного значения Xпром г.т температура кипения пропан-бутановой смеси t пром на выходе из грунтового г.т трубного испарителя 1(на входе в теплообменник 9) с учетом t г.т повышается до температуры, близкой к минимальной температуре грунта на грунтового трубного теплообменника 1. Здесь t г.т – оси заложения tгр. min есть поправка на температурный запас, необходимый для устойчивого испарения в теплообменнике 1 части пропан-бутановой смеси до промежуточного значения степени сухости, равного Xпром. Не испарившаяся г.т в грунтовом испарителе 1 жидкая фаза со степенью сухости Xпром поступает г.т через соединительный трубопровод 7 в испарительный змеевик 8, где она полностью испаряется за счет теплоты, подаваемой от трубчатых электронагревателей 10, через слой промежуточной теплопередающей среды из алюминия.

При малых расходах газа грунтовый трубный теплообменник 2, целесообразно прокладывать по дну котлована вокруг резервуара 1 (рис. 6.2, вариант А), при более высоких паропроизводительностях предлагается его веерное горизонтальное размещение (рис. 6.2, вариант Б), реализуемое на основе направленного бурения горизонтальных скважин с последующим заключением в них трубных элементов. Выбор места U-образных размещения на территории населенного пункта и технологии безопасного монтажа, а также учет климатических условий сооружения грунтового трубного теплообменника, осуществляются согласно [121-123] Температура кипения пропан-бутановой смеси на выходе из грунтового трубного теплообменника 1 (рис. 6.1) (на входе в испаритель 9) определяется в зависимости от минимальной температуры грунта на оси его заложения tгр.

min (в марте месяце) по формуле t пром = tгр. min - t г.т. (6.1) г.т Рис. 6.2. Варианты применения проточного грунтового испарительного трубопровода Для определения доли жидкой фазы, численно равной степени сухости, которая может быть испарена в грунтовом трубном теплообменнике 1(рис.

6.1), согласно закону Дальтона - Рауля, корреляции Антуана [11, 38, 47, 213, 219], получена аналитическая формула, позволяющая определять величину промежуточной степени сухости Xпром в зависимости от температуры кипения г.т бинарной пропан-бутановой смеси t пром, г.т X пром Рсм пром ;

(6.2) г.т пром D(t г.т ) E(t г.т ) Вб Аб пром Сб t г.т D(t пром ) Рсм 10 ;

(6.3) г.т Впр Апр пром Спр t г.т ) Рсм пром E(t, (6.4) г.т Рсм – давление ПБС СУГ в грунтовом испарителе, Па;

– содержание где пропана в жидкой фазе исходной пропан-бутановой смеси, мол. д.е.;

Аб, Вб, Сб, Апр, Впр, Спр – средневзвешенные коэффициенты для бутана и пропана в определенном температурном диапазоне.

Рис. 6.3. Диаграмма по определению долевого количества жидкой фазы Хгр.и, которое может быть испарено в грунтовом испарительном трубопроводе Экономия электрической энергии на нужды испарения СУГ, получаемая за счет применения грунтового трубного теплообменника 1 (рис. 6.1), определяется как отношение количества теплоты, которая получена за счет естественной испарительной способности проточного грунтового ест Q г.т, к общему количеству тепловой энергии Qсум теплообменника ест иск ), необходимой для испарения расчетного массового расхода = (Q г.т Q + газа Gр ест ест иск Q = Q г.т / (Q г.т Q ). (6.5) + Здесь количества теплоты, полученной от проточного грунтового теплообменника Qг.тест и электрического испарителя Qиск, составят ест пром ест иск ), (Q г.т (6.6) Q г.т = X г.т Q + иск пром сум, (6.7) )Q Q = (1 - X г.т С целью количественной оценки энергоэкономичности естественно искусственной системы регазификации пропан-бутановой смеси были проведены соответствующие расчеты, согласно формулам (6.1)-(6.7).

Результаты расчетов показывают, что среднегодовая экономия электрической энергии на нужды регазификации СУГ при применении предлагаемой схемы в холодном климатическом районе для СУГ с содержанием пропана мол. % составит 33,7%.

6.2 Расчет ожидаемого технико-экономического эффекта при использовании промышленных испарителей сжиженного углеводородного газа с промежуточной теплопередающей средой С целью проверки технико-экономической эффективности предлагаемых промышленных электрических испарителей СУГ с промежуточной теплопередающей средой были проведены соответствующие расчеты.

1. В качестве базового (первого) используется вариант ПТИ на основе наиболее совершенного аналога – огневого испарителя с жидкой промежуточной ТС на основе диэтиленгликоля.

2. В качестве предлагаемого (второго) используется вариант ПТИ на базе электрического испарителя с твердотельной промежуточной ТС из алюминия, разрабатываемого в данной работе.

Экономический эффект от применения предлагаемого варианта ПТИ на базе электрического промышленного трубного испарителя с твердотельной промежуточной теплопередающей средой из алюминия достигается путем:

значительного повышения интенсивности теплообмена от нагревателя к промежуточной теплопередающей среде и, как следствие, за счет уменьшения размеров теплообменного оборудования, металло- и капиталовложений в это оборудование;

увеличения срока службы нагревателей промежуточной теплопередающей среды, автоматики безопасности и регулирования;

повышения надежности промышленного трубного испарителя за счет того, что из конструкции испарительной установки исключены газогорелочные устройства, в которых часто происходит задувание пламени горелки и неустойчивая ее работа в ветреную погоду, что требует сооружения отдельного дорогостоящего помещения;

уменьшения объема и стоимости автоматики безопасности и регулирования.

Величина экономического эффекта от применения варианта ПТИ на базе электрического испарителя с твердотельной ПТС по сравнению с существующим аналогом определяется на основе формулы (5.46):

P PК P PК T F Э = З1 - З2 = { at· C1t · Qп1.· / 1t+ af · ( Кp.1 + J(t=0) ·1м · Кp.1) f t 1 p p m T P PК + at ·J(t) · T P Pк Кp1)} - { at· C2t · Qп2.· / 1э( Kp1 + J(t=0) ·1м · t 1 m 1 t p p m T P PК P PК Кp.2) + at ·J(t) · P Pк F 2t+ af · ( 2э( Kp2 + Кp.2 + J(t=0) ·2м · t 1 m f 1 p p 1 p P PК +J(t=0) ·2м · Кp2)};

(6.9) p ft p at = (1 + Е)-t;

af = (1 + Е), (6.10) где t, Т расчетный год эксплуатации и срок службы ПТИ, лет;

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

C1t, C2t – удельная стоимость энергии в пункте отпуска энергоносителя в первом и втором вариантах ПТИ, в момент времени t, руб/МВт·ч;

– общее годовое потребление энергоносителя, полезно Qп1, Qп используемого в первом и втором вариантах ПТИ, МВт;

– число часов работы ПТИ в течение года, ч;

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

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

tp – Е норма дисконта, 1/ год;

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

Кp1 – капвложения в изготовление p-го элемента первого варианта ПТИ, руб.;

Кp2 – капвложения в изготовление p-го элемента второго варианта ПТИ, руб.;

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;

1м, 2м – доля отчислений от Кp1 и Кp2 на монтаж в первом и втором вариантах ПТИ, 1/год;

1э, 2э – доля годовых отчислений от от Кp1 и Кp2 на эксплуатацию р-го элемента в первом и втором вариантах ПТИ, 1/год.

Годом сооружения всех сравниваемых промышленных трубных испарителей являлся 2014 год. Срок эксплуатации конкурирующих вариантов, учитывая моральный и физический износ, принят равным Т = 25 лет.

Расчетная цена на i й энергоноситель Сit учитывалась во временной динамике от t 1 2014 год до t Т 25 2039 год, согласно (5.1).

В качестве сравниваемых вариантов были взяты промышленные испарительные установки с паропроизводительностью от 32 до 600 кг/ч.

В целях получения количественных результатов были проведены соответствующие расчеты. Расчеты выполнялись при следующих исходных данных.

1. Производительность промышленных трубных испарителей для ряда типоразмеров: G 32;

60;

100;

150;

200;

300, кг / ч.

2. Срок службы испарительной установки Т 25 лет.

3. Цены на сравниваемые энергоресурсы Сit,руб / МВт ч приведены в табл. 5.1.

варианта i1 70%;

4. КПД для первого для второго варианта i2 96%.

5. Кредитная ставка банка E 0,12, 1 / год.

6.1. Капитальные вложения для промышленного трубного K iр испарителя определялись по 10, 25, 30, 44, 47, 98, 116, 143, 156.

6.2. Отчисления на монтаж iм 0,14 дол. от единицы.

6.3. Отчисления на эксплуатацию iЭ 0,03 дол. от единицы.

7. Максимумы удорожания топливно-энергетических ресурсов определяются следующим образом:

для года сооружения ПТИ 2014 J( t 0)max 1,67;

среднее за период эксплуатации J(t )max 1,83.

8. Минимумы удорожания топливно-энергетических ресурсов определяются следующим образом:

Jt 1,0;

J t 1,0.

min min 9. Срок службы промежуточной теплопередающей среды:

для электрического промышленного испарителя с твердотельной ПТС t p2 25 лет при количестве замен f 0;

для огневого промышленного испарителя жидкой промежуточной теплопередающей средой t p1 1 год при количестве замен f 24.

10. Число трубчатых нагревателей:

– для 1 (базового) варианта – 6 шт.;

– для 2 (предлагаемого) варианта – 6 шт.

11. Срок службы нагревательных элементов:

для электрического промышленного испарителя с твердотельной ПТС t p2 25 лет при количестве замен f 0;

при совместно работающих трех электронагревательных элементах;

для базового варианта t p1 12,5 лет при количестве замен f 1;

при совместно работающих трех нагревательных элементах.

12. Диаметр трубопроводного змеевика пропан-бутановой смеси, согласно [150,151]:

при G 32 кг / ч составляет d21 0,022 м;

d11 0,022 м;

при G 60 кг / ч составляет d21 0,022 м;

d11 0,022 м;

при G 100 кг / ч составляет d 21 0, 022 м;

d11 0, 028 м;

при G 150 кг / ч составляет d 21 0, 028 м;

d11 0, 028 м;

при G 200 кг / ч составляет d 21 0, 028 м;

d11 0, 032 м;

при G 300 кг / ч составляет d 21 0, 032 м;

d11 0, 040 м.

13. Длина трубопроводного змеевика составляет [150,151]:

при G 32 кг / ч составляет L21 1,84 м;

L11 4,97 м;

при G 60 кг / ч составляет L21 3,37 м;

L11 7, 45 м.

при G 100 кг / ч составляет L 21 5,5 м;

L11 12, 4 м;

при G 150 кг / ч составляет L 21 8, 25 м;

L11 18, 6 м.

при G 200 кг / ч составляет L 21 10,85 м;

L11 24, 2 м.

при G 300 кг / ч составляет L21 16, 27 м;

L11 36,3 м.

14. диаметр трубопроводного змеевика пропан-бутановых смесей сжиженного газа, согласно [159], D11 8 di1;

D21 8d 21.

15. Расстояние между наружными боковыми поверхностями ИТЗ и заливки из алюминия 22 0,015 м, 12 0,03 м.

Шаг между витками испарительного змеевика 16.

S12 0,02 м, S22 0,015 м.

17. Расстояние по нормали, между боковыми поверхностями ИТЗ и трубчатого электронагревателя 13 0,02 м, 23 0,01 м.

18. Толщины i4 0,002 м;

i5 0,03 м;

i6 0,001 м.

19. Толщина слоя промежуточной теплопередающей среды в свету от верха ИТЗ до верха ПТС;

толщина слоя промежуточной теплопередающей среды, в свету по нормали, от низа ИТЗ до основания ПТС Ci2 0,05 м;

bi2 0,05 м.

20. Расстояние h114 0,05 м.

Результаты аналитических исследований, проводимых в соответствии с целевой функцией (5.7), с учетом (5.8)-(5.45) и формулам (6.9), (6.10), представлены на графике (рис. 6.4).

Расчет экономической эффективности ПТИ, проведенный на основе формулы (6.9), показал экономию денежных затрат 58,9 млн. рублей в год в расчете на каждые 100 испарителей.

Рис. 6.4. Зависимость интегральных затрат в базовый и предлагаемый варианты ПТИ СУГ 1,2 – прямые затрат в конкурирующие варианты 6.3. Разработка мероприятий по внедрению промышленного трубного испарителя сжиженных углеводородных газов с промежуточной теплопередающей средой 6.3.1. Разработка технической документации на промышленный трубный испаритель с промежуточной теплопередающей средой С целью внедрения предлагаемой конструкции промышленного испарителя сжиженных углеводородных газов электрического с промежуточным теплоносителем (промежуточной средой) ИЭПТ-04 [126] с высокой интенсивностью теплообмена [77, 84, 85, 87,103, 104, 135, 152, 153, 162] был разработан комплект технической документации, включающий:

1. Паспорт на испаритель электрический с промежуточной теплопередающей средой модернизированный ИЭПТ-М-04 -00-00-ПС.

2. Инструкцию по эксплуатации на испаритель электрический с промежуточной теплопередающей средой модернизированный ИЭПТ-М-04 00-00-ИЭ.

3. ТУ 4859 – 003 – 43736846-01. Испаритель электрический с промежуточной теплопередающей средой ИЭПТ М-04.

4. Программу и методику проведения испытаний испарителя СУГ с промежуточной теплопередающей средой ИЭПТ-М-04 -00-00-ПМ.

5. Рабочие чертежи на опытно-промышленный образец испарителя электрического с промежуточным теплоносителем модернизированного ИЭПТ-М-04 -00-00.

6. Корректировка рабочих чертежей на установочную серию испарителя электрического с промежуточным теплоносителем модернизированного ИЭПТ-М-04.

7. Акт приемочных испытаний опытно-промышленного образца ИЭПТ 10М-04 – типового представителя типоразмерного ряда испарителя электрического с промежуточным теплоносителем ИЭПТ М- паропроизводительностью 5,0;

10,0;

20,0;

30,0;

50,0;

100,0;

200,0;

300,0 кг/ч.

Согласно технической документации, испаритель ИЭПТ-М- предназначен для искусственного испарения сжиженных углеводородных газов по ГОСТ Р 52087-2003, а также для последующего перегрева полученной паровой фазы (рис. 6.5). Испарители ИЭПТ-М- предназначены для использования в качестве комплектующих изделий в «Головках резервуарных малогабаритных ГРМ-04» любой модификации.

Испарители ИЭПТ-М-04 относятся к наружному оборудованию класса В-1г и работают в условиях, где возможно образование взрывоопасных смесей категории А групп Т1 и Т2 по классификации ГОСТ 12.1.011-78.

Вид климатического исполнения У1 ГОСТ 15150-69 при температуре окружающей среды от –40 до +450С.

Испарители изготавливаются для внутреннего рынка.

Испарители ИЭПТ-М-04 в процессе эксплуатации не оказывают отрицательного воздействия на окружающую среду.

Основные параметры и размеры испарителей ИЭПТ-04 должны соответствовать величинам, указанным в табл. 6.1.

Электрический шкаф с амперметром, пакетным выключателем и счетчиком располагается в месте подключения кабеля электроснабжения испарителя к источнику электроэнергии.

Испаритель электрический с промежуточной теплопередающей средой ИЭПТ-МЭ-04 (рис. 6.5) состоит из алюминиевого цилиндра (промежуточная теплопередающая среда) 2 с размещенными внутри испарительным трубопроводом 1 и трубчатыми электронагревателями 3. Над промежуточной теплопередающей средой располагается блок подогрева и управления 5, оснащенный заводской табличкой 12.

Блок подогрева и управления 5 состоит из:

легкоплавкого термопредохранителя 11;

блока измерения и регулирования температуры паровой фазы, состоящего из датчика температуры паровой фазы 9, измерительного преобразователя 14 и блока питания 7;

блока измерения и регулирования температуры теплопередающей среды, состоящего из датчика температуры теплопередающей среды 10, измерительного преобразователя 14, и блока питания 7;

оптотиристорного модуля (твердотельное реле переменного тока) с охладителем 8.

Таблица 6. Параметры и размеры испарителей ИЭПТ-М- Наименование параметра № или размера Величина п/п 1 2 Рабочая среда Сжиженные углеводородные газы ГОСТ Р 52087- Рабочее давление, МПа 2 1, Пробное давление, МПа, не более 3 2, *Паропроизводительность, кг/ч для 4 10,0;

32;

60;

100;

200;

300*;

400*;



Pages:     | 1 |   ...   | 3 | 4 || 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.