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 |   ...   | 7 |

«МИНИСТЕРСТВО ОБРАЗОВАНИЯ И НАУКИ РОССИЙСКОЙ ФЕДЕРАЦИИ Федеральное государственное бюджетное образовательное учреждение высшего профессионального образования ...»

-- [ Страница 2 ] --

Целью работы является исследование влияния инея и его толщины на процессы заморозки в разных морозильных камерах. А также срав нение их между собой. Определение холодильного коэффициента холо дильника, кпд компрессора, потребление электроэнергии холодильни ком в зависимости от толщины инея и т.д.

Исследования проводились на экспериментальной холодильной установке. Принципиальная схема установки представлена на рис. 1.

Рис.1. Принципиальная схема установки В морозильной камере находится исследуемый объект, который представляет собой открытую прямоугольную емкость с размерами см*11 см*5 см. Материал стенок емкости- полипропилен.

Для проведения опытов с измененными условиями теплообмена между испарителем и воздушной средой в морозильной камере нано сился слой инея, путем распыления воды на поверхность морозильной камеры. Дальнейшая методика проведения опыта не отличалась от предыдущей методики.

На рис. 2,3 представлены значения температур полученные в ходе экспериментальных исследований в морозильной камере при различных условиях теплообмена между испарителем камеры и воздушной средой.

На рис. 2 представлены значения температур в морозильной каме ре для случая, когда температура воздуха в морозильной камере в начальный момент времени была равна температуре окружающей сре ды.

Рис.2. Значения температур в исследуемой морозильной камере. Начальная температура камеры была равна температуре окр. среды Рис.3. Значения температур в исследуемой морозильной камере с толщиной инея 1 мм Видно понижение температур жидкости, воздуха в камере и фрео на. Изменение температуры воды прекращается через определенное время (80 минут) это обусловлено тем, что в жидкости происходит фа зовый переход (жидкость –твердое тело).

На рис. 3 представлены значения температур в морозильной камере для случая, когда в морозильной камере был слой инея толщиной 1 мм.

Видно понижение температур жидкости в исследуемом объекте, а также изменение температуры воздуха в камере и фреона. Изменение темпе ратуры воды прекращается через определенное время (75 минут) это обусловлено тем, что в жидкости происходит фазовый переход (жид кость –твердое тело).

Список литературы Доссат Р. Дж., Хоран Т. Дж. Основы холодильной техники: Учебник. 1.

М.,1984. – 520 с.

Пигарев В.Е., Архипов П.Е. Холодильные машины и установки конди 2.

ционирования воздуха: Учебник.- М.,2003.-386с.

Курылев Е.С. Холодильные установки: Учебник для вузов. – СПб.: Изд 3.

во «Политехника», 2002. – 576 с.

Холодильная техника: Учебник для вузов. – СПб.: Изд-во «Профессия», 4.

2005. – 360 с.

С.В.Фролов, В.Е.Куцакова, В.Л.Кипнис. Тепло- и массообмен в расчетах 5.

процессов холодильной технологии: Учебник. – М.: Изд-во «Колос», 2001. – 145 с.

Сайт интернет-газеты Холодильщик.ru 6. URL: http:// www.holodilshchik.ru/index_holodilshchik_best_article_issue_2_2006.htm.

УДК 621.18. ЧИСЛЕННОЕ ИССЛЕДОВАНИЕ ВЛИЯНИЯ ФОРМЫ ТОПКИ ГАЗОТРУБНОГО КОТЛА НА СОСТАВ ДЫМОВЫХ ГАЗОВ Михайлов А.Г. к.т.н., Батраков П.А. аспирант Омский Государственный Технический Университет, г.Омск E-mail: peter_1cool@mail.ru В России все более широкое применение находит автономное (де централизованное) теплоснабжение. Оно особенно развито в тех регио нах России, где нет недостатка в сетевом (природном) газе и имеется достаточно развитая система газоснабжения. Эти системы обеспечива ют более высокий уровень теплового комфорта и создают до полнительные возможности для энергосбережения.

Под термином «Автономное теплоснабжение» понимают систему, состоящую из источника теплоты и потребителя – системы отопления, горячего водоснабжения, вентиляции и технологического снабжения горячей водой жилых, общественных и производственных зданий.

Одной из важнейших частей автономного теплоснабжения является газотрубные котлы малой мощности, которые нужны для получения па ра и горячей воды. Интенсифицировать процессы переноса энергии и улучшения характеристик котла возможны с помощью изменения фор мы топки котла.

В данной постановке математическое моделирование процессов, происходящих в топке газотрубного котла осуществляется с помощью расчетного комплекса ANSYS [1, 2].

Для описания турбулентных течений реагирующих газов использу ется модель турбулентности с двумя уравнениями. Эта модель турбу лентности получила название k- с двумя уравнениями (k – турбулент ная кинетическая энергия, – величина рассеивания кинетической энер гии).

Расчетная область представляет собой горизонтальный цилиндр, в основании которого находиться эллипс (рис 1.) Рис.1 Расчетная схема топки газотрубного котла Основными результатами расчетов явились область распределения температур, скоростей, концентрации реагирующих компонентов (CH4, O2, N2).

Определился состав продуктов сгорания. В том числе и концентра ции соединений азота с кислородом. Оксиды азота оказывают негатив ное воздействие на здоровье людей, в частности на органы дыхания.

При сжигании органических топлив в топках котлов азот, содержа щийся в топливе и воздухе, взаимодействуя с кислородом, образует ок сиды:

NOх = NO + NO2+ N2О. Основная доля образовавшихся в про дуктах сгорания паровых и водогрейных котлов NOх (95...99 %) прихо дится на монооксид (оксид) азота NО. Диоксид NO2 и гемиоксид N2O азота образуются в значительно меньших количествах.

Образование монооксида (оксида) азота при сжигании органиче ских топлив происходит как за счет окисления азота воздуха N2, так и за счет окисления азота, содержащегося в топливе. В настоящее время из вестны три механизма, по которым происходит образование оксидов азота: термический, быстрый и топливный. При образовании термиче ских и быстрых NО – источником азота является воздух, а в случае об разования топливных NО азотсодержащие составляющие топлива.

Механизм образования термических оксидов азота при соответ ствующих граничных и начальных условиях в трехмерной постановке численно решаются с использованием программы ANSYS CFX [1], а так же был предложен Я.Б. Зельдовичем [3] и включает следующие реак ции:

O N 2 NO N, N O2 NO O.

Позднее он был дополнен реакцией атомарного азота с гидрокси лом и получил название расширенного механизма Я.Б. Зельдовича:

OH + N NO +H.

Реакции образования термических NО характеризуются высокой энергией активации, поэтому образование оксидов азота происходит в области высоких температур, превышающих 1800 К. Концентрация термических NО интенсивно возрастает от начала зоны горения и до стигает наибольших значений непосредственно за зоной максимальных температур. Далее по длине факела концентрация оксидов азота прак тически не изменяется. Выражения для констант скоростей k каждой из трех реакций представлены в работе [1] и выглядят следующим обра зом:

k1 1.8 1011 exp T, k 2 6.4 10 9 exp T, k 3 3.0 1013.

Образование термических NО определяют следующие основные факторы: температура в зоне горения, коэффициент избытка воздуха и время пребывания продуктов сгорания в зоне высоких температур. Ко личество этого компонента SNO, thermal определяется выражением:

S NO,thermal WNO kthermal O N2, где kthermal 2k1, WNO – молярная масса термического NО;

[O], [N2] – мольные концентрации кислорода и азота.

Исследования по сжиганию углеводородных топлив, проведенные Фенимором [1], показали, что во фронте пламени за весьма короткий промежуток времени происходит образование оксидов азота по меха низму, отличному от предложенного Я.Б. Зельдовичем. Обнаруженный оксид азота был назван быстрым из-за достаточно большой скорости его образования в корневой части факела. При этом вблизи зоны горе ния наблюдались значительные количества цианида водорода HCN, что объясняется реагированием молекулярного азота с углеводородными радикалами:

CH N 2 HCN N, HCN O2 NO...

Реакции образования быстрых оксидов NO протекают достаточно энергично при температурах 1200...1600 К, когда образование термиче ских оксидов азота практически не происходит.

Количество этого компонента SNO, prompt определяется выражением согласно «ANSYS CFX-Solver. Theory Guide»:

3/ N 2 Fuel W S NO, prompt WNO k promptO2 1/, kprompt =Aprompt exp (– TA prompt) / T, где WNO и WN обозначают молярные массы NO и смеси, Aprompt – чис ло Аррениуса. Приведенные формулы для вычисления скоростей реак ций применимы только к ламинарным течениям. В турбулентных си стемах колебания параметров могут оказать доминирующее влияние на скорость формирования NO. В этом случае для расчетов используются статистические методы.

Результаты расчетов представлены на рисунке 2, где изображено количество выбросов NO на выходе из топки при различных соотноше ниях характерных размеров d1/d2 (d1 – больший диаметр эллипса, d2 – малый диаметр эллипса, NO – массовая доля оксидов азота). В графике наблюдается что минимальное NO на выходе (0,0000011) при отноше нии d1/d2=1,2.

Объясняется это развитием конвективных явлений в топке при данной геометрии. Что приводит к процессам рециркуляции и умень шению выбросов NO в соответствии с уравнением NO vF Fuel N 2 vCO2 CO2 vH 2O H 2O NO 1, d1/d Рис. 2. Распределение NO на выходе из топки при различных отношениях ха рактерных размеров d1/d Очевидно, что рассмотренная математическая k- модель горения, решаемая с помощью специализированного расчетного комплекса ANSYS, позволяет моделировать распределение NO в топочном объёме, помогая определить рациональные значения при выборе размеров и формы топочной камер газотрубных котлов.

Список литературы 1. ANSYS CFX-Solver Theory Guide. ANSYS CFX Release 11.0 / ANSYS, Inc. // Southpointe 275 Technology Drive. – Canonsburg : PA 15317, 2006. – 312 p.

Алексеев, Б. В. Физическая газодинамика реагирующих сред / Б. В.

2.

Алексеев, А. М. Гришин. – М. : Высшая школа, 1985. – 464 с.

Пашков, Л. Т. Основы теории горения / Л. Т. Пашков. – М. : МЭИ, 2002.

3.

– 136 с.

УДК 621. ТВЕРДОТОПЛИВНАЯ РАСТОПОЧНАЯ ГОРЕЛКА И ВОЗМОЖНЫЙ СПОСОБ ПОВЫШЕНИЯ ЭФФЕКТИВНОСТИ ЕЕ РАБОТЫ Вальцев Н.В., Рыжков А.Ф., д.т.н.

Уральский федеральный университет, г. Екатеринбург E-mail: tes@mail.ustu.ru Высокая стоимость углеводородных топлив повышает привлека тельность угля, особенно местного, как топлива для получения электри ческой и тепловой энергии, и сырья для получения жидких и газообраз ных топлив.

Однако, для растопки пылеугольных котлов, а также стабилизации горения в топке используются мазут или природный газ, которые, как было сказано выше, стоят дороже угля, и их стоимость в силу разных причин будет продолжать возрастать. Это повышает важность исследо ваний направленных на экономию дорогого растопочного топлива при эксплуатации котлоагрегатов в различных режимах.

Исследования, проводимые институтом угольных энерготехноло гий Национальной академии наук Украины, по облегчению зажигания антрацитового штыба [1], который на Украине является местным топ ливом, и направленные на изучение возможности сокращения доли до рогого российского газа, показывают, что для устойчивого горения необходимо обеспечить расход газа порядка 5,5 – 7% по теплу.

Работы по внедрению встроенной системы подогрева пыли, прово дившиеся УралОРГРЭС на котле ТП-87 на кузнецком угле [2], также показали необходимость сжигания газа для работы модернизированных горелок. Его расход составляет 2,5 – 3% от расчетного расхода основно го топлива на котел.

В то же время при работе на более высокореакционном топливе с большим выходом летучих, таком как бурый уголь возможна растопка угольных котлов на основном топливе. Такие растопочные устройства разрабатывались еще в середине 20 века, правда на более низком техно логическом уровне, почему и не получили широкого распространения.

В качестве примера современных разработок можно привести работы В.А. Дубровского [3]. Такие твердотопливные растопочные устройства представляют большой интерес, и главное их достоинство – возмож ность отказаться от использования дополнительного высокореакцион ного топлива, т.е. перейти к работе горелки в автотермическом режиме (за счет тепла выделяемого при сгорании в ней части угля), в отличие от упомянутых ранее конструкций, работающих в алло-автотермическом режиме.

Растопочная горелка, подобной конструкции была разработана в УрФУ под руководством профессора Берга Б.В. [4]. В горелке поддер живается значение коэффициента избытка воздуха 0,5 – 0,7. В ре зультате происходит частичная газификация угля с получением газооб разного топлива (полугаза) и коксового остатка, а горелка работает в режиме окислительного пиролиза и карбонизации.

1 – стальной корпус;

2 – огнеупорная излучающая обмуровка;

3 – патрубок подачи пылевоздушной смеси со щелевым устьем – 4;

5 – две одинаковые вспомога тельные жидкотопливные или газовые низкорасходные горелки, размещенные сим метрично относительно продольной оси;

6 – подвод вторичного воздуха.

Рис.2. Экспериментальная установка.

1-кожух газогенератора;

2,3-электрические нагреватели;

4- подача воздуха на псевдоожижение;

5-воздухораспределительные колпачки;

6- газораспредели тельная решетка;

7-центральная труба;

8-слой псевдоожиженных частиц;

9 реторта;

10-пылепровод;

11 воздухонагреватель;

12-диафрагма;

13-дифманометр;

14-инжектор-смеситель;

15-бункер топлива;

16-сопло;

17-зонт вытяжной венти ляции;

18-патрубок для подвода воздуха;

19-ротаметр воздуха для подмешивания.

Такая растопочная горелка прошла испытания и проверена в экс плуатации на ТЭЦ-3 города Улан-Батора. Горелка диаметром 0,8 и дли ной 1 м была установлена на котле БКЗ-75. Две вспомогательные ма зутные форсунки по 30 кг/ч мазута разогревают огнеупорную кладку стенок муфеля горелки до 700 С за 30 минут, после чего идет устойчи вое воспламенение пылевоздушной струи за счет излучения от футеров ки муфеля без их дальнейшей помощи. Подобная реконструкция позво ляет уменьшить расход растопочного мазута более чем в 100 раз.

Изучение предварительного прогрева пылевоздушного потока и последующей газификации угольной пыли проводилось на эксперимен тальной установке (газогенераторе), схема которой приведена на рис.2.

Температура газов, С 400 0 50 100 150 200 Высота канала, см Рис.3. Температура газов по высоте центрального канала установки.

1 – tст=777-7950C, =0,9;

3 – tст=870-8850C, =0,6;

2,4 – расчетная температура прогрева незапыленного потока.

Рис. 4. Концентрация газов по высоте центрального канала эксперимен тальной установки. tст=777-7950C, =0,9 (левый);

tст=870-8850C, =0,6 (пра вый);

Работает экспериментальная установка следующим образом. Ре торта 9 высотой 1200 мм, внутри которой расположена труба, куда и подается пылеугольная смесь, разогревается электрическими нагревате лями до заданной температуры, которая поддерживается через систему автоматики. Время пребывания частиц в центральной трубе составляло 0,8 – 1,2 секунды, расход воздуха 4 л/с. Для опытов в эксперименталь ной установке использовалась угольная пыль Баганурского месторож дения (Монголия). Были проведены две серии опытов: при избытке воз духа =0,9 и температуре стенки tст=777-7950C;

и =0,6 и tст=870-8850C.

Поле температур по высоте центральной трубы и состав газов измеря лись во время опытов с помощью термопары и хромотографа.

Для применения растопочных горелок подобной конструкции на более мощных котлах требуется значительно повысить их тепловыделе ние, сохраняя небольшие габаритные размеры, т.е. необходимо осуще ствить интенсификацию процесса частичной газификации угля. Для этого необходимо повышать температуру газификации, что не всегда удобно, либо весьма перспективным направлением представляется уменьшение размера частиц угля по сравнению с размером традиционно сжигаемой на ТЭС пыли.

Уменьшение диаметра частиц – переход на микропомол, помимо чисто экстенсивного фактора – роста удельной поверхности гетероген ного реагирования, вносит некоторые качественные изменения в состав и структуру топливных частиц – изменение зольности и понижение энергии активации, что позволяет значительно интенсифицировать про цесс термохимической подготовки угля.

С точки зрения применения углей ультратонкого помола в энерге тике большой интерес представляют исследования, проводимые в ин ституте Теплофизики СО РАН по использованию механоактивирован ных углей микропомола для розжига и стабилизации горения пыле угольного факела [5].

Данная технология открывает новые возможности для создания устройств по сжиганию и газификации углей, которые позволят заме стить газ и мазут углем в системах розжига и стабилизации горения пы леугольных котлов, а также позволяет подойти к созданию ГТУ на твердом топливе.

Список литературы Бесценный И.В., Бондзик Д.Л., Щудло Т.С., Дунаевская Н.И. Исследо 1.

вание синергетических эффектов при факельном сжигании угольных смесей // Труды 7-й НПК «Угольная теплоэнергетика: проблемы реаби литации и развития». – Алушта, 2011.

Шульман В.Л. Предварительная термическая подготовка топлива как 2.

реальный способ технологического и экологического совершенствова ния пылеугольных котлов // Электрические станции. – 2000. №6. С. 16 19.

Дубровский В.А., Зубова М.В., Глинчиков В.А., Федченко М.П. и др.

3.

Внедрение системы термической подготовки углей для организации му фельной растопки и подсветки факела топочных камер котлов на совре менных ТЭС // Электрические станции. – 2007. №8. С. 31-32.

Б.В. Берг, А. Батхишиг, В.А. Микула, Т.Ф. Богатова и др. Снижение рас 4.

хода мазута на растопку пылеугольных котлов // Вестник УГТУ-УПИ.

2004. №3(33). С.194-200.

Алексеенко С.В., Бурдуков А.П. и др. Применение механоактивирован 5.

ных углей в энерготехнологиях // Исследования и разработки СО РАН в области энергоэффективных технологий. Новосибирск: Изд-во СО РАН, 2009. С. 249- УДК 536. АНАЛИЗ ИЗМЕНЕНИЯ КОНЦЕНТРАЦИИ СЕРНОЙ КИСЛОТЫ В АТМОСФЕРЕ ПРОМЫШЛЕННОГО РАЙОНА Д.В. Гвоздяков, ассистент Национальный исследовательский Томский политехнический университет, г. Томск Dim2003@tpu.ru Существенным вкладом в процесс образования серной кислоты в атмосферном воздухе вносят объекты энергетического комплекса, такие как тепловые электрические станции (ТЭС). В результате жизнедея тельности тепловых электрических станций в атмосферу поступают продукты сгорания различных видов топлива. Химический состав про дуктов сгорания включает в себя более десяти различных загрязняющих веществ. В данной работе будет рассматриваться серный ангидрид SO3, который относится к классу умеренно опасных продуктов сгорания.

Моделирование образования выпадения кислотных осадков на прилегающих к тепловым электрическим станциям территориях имеет большое значение. Это может позволить создать теоретические основы для прогностического моделирования процессов закисления водоемов и почвы, негативного влияния на урожайность сельскохозяйственных культур и строений.

Процесс образования кислот в атмосферном воздухе зависит от следующих факторов:

температура окружающего воздуха;

скорость перемещения воздушных масс (ветер);

концентрации загрязняющих веществ на источнике загрязнения;

концентрации загрязняющих веществ в воздухе промышленного района.

Исходя из данных, средняя скорость ветра в течение каждого пери ода составляет 20 м/с. Скорость истечения дымовых газов 12 м/с.

Рассматривается течение дымовых газов ТЭС и тепломассообмен в области, представленной на рис. 1, имеющей горизонтальную поверх ность, три свободных поверхности и участок истечения дымовых газов.

Дымовой газ считается ньютоновской жидкостью, несжимаемой и удо влетворяющей приближению Буссинеска. Движение дымовых газов и тепломассообмен в рассматриваемой области принимаются двумерны ми. Теплофизические параметры дымовых газов на источнике считают ся постоянными и не зависят от времени.

y H Hи с т L L 0 x L Рис.1. Область решения задачи:

1) – газоотводящая труба;

2) – свободная поверхность;

3) – подстилающая поверхность;

4) – дымовой факел При моделировании процесса образования и диффузии паров сер ной кислоты предполагается, что протекает реакция поглощения между серным ангидридом SO3 и водяным паром Н2О.

SO3+H2OH2SO4 (1) Процесс переноса массы, количества движения, энергии и концен трации описывается системой нестационарных уравнений Навье Стокса. Считается, что температура и концентрация на источнике не изменяются в течение всего времени. При решении поставленной зада чи не учитывается тепловой поток с вертикальной поверхности дымо вой трубы, а температура на поверхности соответствует температуре атмосферного воздуха.

Для определения полей концентрации использованы нестационар ные двумерные уравнения вынужденной конвекции в приближении Буссинеска.

В качестве масштаба расстояния выбрана длина рассматриваемой области решения по оси х. Для приведения к безразмерному виду си стемы уравнений использовались следующие соотношения:

Х=x/l, Y=y/l, =t/t0, U=u/Uu, V=v/Uu, Vгаз=vгаз/Uu, H1=h1/h, Hист=hист/h, L1=l1/l, L2=l2/l, L3=l3/l, =(T–T0)/(Tист–T0), СSO3 =(C’ SO3 – C0’ SO3)/ (C’ист – C0’ SO3), =/0, =/0, 0= Uul, 0= Uu/l.

Соответственно безразмерные уравнения Навье-Стокса в прибли жении Буссинеска в переменных «вихрь скорости – функция тока – температура – концентрация» будут иметь вид:

1 2 2 Gr U V, X Y Re X 2 Y 2 Re 2 X 2, X 2 Y 2 (2) 1 2 U V, X Y Pr Re X 2 Y 2 1 CSO3 CSO3 CSO3 CSO3 CSO3 2 U V.

Pr Sc X 2 X Y Y Начальные условия для системы уравнений (2) в момент времени =0 имеют вид:

(X, Y, 0)=0, СН2SO3(X, Y, 0)=0, (X, Y, 0)=0, U(X, Y, 0)=0, (3) (X, Y, 0)=0, V(X, Y, 0)=0.

Граничные условия:

X 0, 0 Y H1, 1, 0, 0, CH 2 SO3 0;

Y CH 2 SO X L1, 0 Y H1, 0, 0, 0, 0;

X X X X CH 2 SO X L2, 0 Y H ист, 0, 0, 0, 0;

X X L3, 0 Y H ист, 0, 0, 0, CH 2 SO3 0;

(4) Y 0, 0 X L3, 0, 0, 0, CH 2 SO3 0;

CH 2 SO Y 0, L3 X L1, 0, 0, 0, 0;

Y CH 2 SO Y H ист, L2 X L3, Vгаз, 0, 1, 1;

X Y CH 2 SO Y H1, 0 X L1, H1, 0, 0, 0.

Y Задача (1–4) решалась с соответствующими начальными и гранич ными условиями методом конечных разностей. Для получения резуль татов в размерном виде, расчета безразмерных комплексов, использова лись параметры, приведенные в табл. 1.

Численные исследования производились при теплофизических, геометрических и химических величинах представленных в таблице.

Рассматривалось открытое воздушное пространство длинной 5000 м и высотой 400 м, источником загрязнения является устье газоотводящей трубы тепловой электрической станции. Диаметр устья 4 м, располага ется на высоте 100 м.

Таблица.1. Теплофизические, геометрические и химические параметры Х h1 l1 l2 l3 hист Uu vгаз м м/с 400 5000 103 100 100 0,01 20 C’ ·105 D·105 C’ист·106 0 Ср Tист T SO3· Дж/(кг·К) Кг/м3 м2/с кг/м3 К К 1080 0,87 1,22 1,38 100 0,04 413 На рисунке 2 приведены типичные результаты решения сформули рованной задачи в летнее время года. На графиках изображены кривые изменения концентрации и температуры от расстояния по оси х. Каж дый из графиков соответствует концентрации на высоте 0 м, 100 м, 200 м, 300 м и 400 м.

Рис.2. Поля концентрации и температуры в момент времени 30 мин: 1) в приземном слое;

2) на высоте 100 м от земли;

3) на высоте 200 м от земли;

4) на высоте 300 м от земли;

5) на высоте 400 м от земли Численно исследован режим вынужденной конвекции в двумерной прямоугольной области с внутренним источником тепловыделения и за грязнения. Полученные результаты характеризуют не только поля кон центрации паров серной кислоты в момент времени 30 мин, но и дина мику процесса массопереноса. Полученные результаты являются осно ванием для вывода о необходимости подхода к прогностическому моде лированию процессов образования кислотных осадков на прилегающих к ТЭС территориях.

УДК 662. РАЗРАБОТКА УГОЛЬНОЙ ПГУ Гордеев С.И., Попов А.В., Рыжков А.Ф., д.т.н.

Уральский федеральный университет, г. Екатеринбург E-mail: sega.danger@gmail.com В России большинство экономически развитых регионов – энерго зависимы. Так в Свердловской области, дающей 2,7 % ВВП, только 5% собственных топливно-энергетических ресурсов. Такое положение в ре гионах сложилось исторически. Поэтому встает вопрос об эффективном использовании имеющих и привозных топливно-энергетических ресур сов. С решением этого вопроса одновременно происходит улучшение экологической ситуации в регионе.

В соответствии с Энергетической Стратегией [1] в стране к году должны появиться парогазовые установки, основанные на термо химической переработке твердого топлива.

Основные принципы построения твердотопливных пгу:

Укрупненно любая твердотопливная ПГУ состоит из двух частей:

энергетической (ЭЧ) и технологической (ТЧ). ЭЧ включает в себя га зотурбинную часть, котел-утилизатор и паровую турбину. В технологи ческой части ПГУ производится подготовка рабочего тела для ГТУ.

Схема на рис.1 объединяет известные технологии ПГУ, выбор техноло гии осуществляется путем переключением потоков в узле К.

Рис.1. Структурная схема твердотопливной ПГУ При проектировании твердотопливной парогазовой установки ре шаются две основные задачи. Первая из них – выбор способа получения из твердого топлива рабочего тела для ГТУ, вторая – интеграция узла подготовки рабочего тела в тепловую схему ПГУ. Получение рабочего тела проводят в одну, две или три стадии.

Одностадийная подготовка производится методом прямого сжига ния топлива в топках кипящего слоя под давлением (КСД) с последую щим обеспыливанием в горячих циклонах и керамических фильтрах.

Способ обладает достоинствами технологии кипящего слоя – нечув ствительность к качеству топлива, связывание серы в самой топке при введении сорбента, низкий уровень температур в топке;

сжигание в слое большой высоты при низкой скорости ожижающего агента в сочетании с повышенным давлением создает условия для глубокого выгорания наиболее мелких, подверженных уносу, частиц и глубокого крекинга летучих. Освоение ПГУ с таким типом термохимической подготовки топлива находится на уровне демонстрационных установок. Главный недостаток технологии – невозможность разогрева продуктов сгорания (рабочего тела) более 800-900 С.

Таблица 1 – Характеристики действующих ПГУ – КСД[2] Страна и электростанция Испа- Япония Шве- Япония, ФРГ, Япо Показатель США ния, Томато ция, Вакама- Кот- ния, Тидд Эс- асума Вартан цу бус Карита катрон Мощность 135 71,6 76,4 71 62 350 ПГУ,МВт Ввод в экс 1989 1991 1991 1994 1998 1999 плуатацию КПД нетто,% 34,3 36,7 36,4 39,4 30 43-44 41, Следующим уровнем развития одностадийного способа подготовки рабочего тела для ГТУ является применение микропомола угля, снижа ющего энергию активации и облегчающего сжигание его в камере сго рания газовой турбины. Такой способ приемлем лишь для деминерали зованного и обессеренного топлива, так как содержащиеся в минераль ной части топлива элементы, возгоняясь и окисляясь при высокой тем пературе, и тонкодисперсная зола, оставшаяся после выгорания горю чей массы, могут привести к быстрому выходу из строя проточной ча сти газовой турбины.

При двухстадийной подготовке топливо подвергается безостаточ ной газификации, полученный синтез-газ после очистки направляется в камеру сгорания газовой турбины. Газификация осуществляется техни ческим кислородом в одну стадию, ведется с жидким шлакоудалением и с глубокой низкотемпературной очисткой синтез-газа. ПГУ с двухста дийной подготовкой рабочего тела для ГТУ вышли на коммерческое применение. Недостатком технологии является дороговизна получения чистого кислорода, потери экономичности ПГУ при использовании низкотемпературной газоочистки. Широко востребованной технология может стать после разработки промышленных способов получения де шевого кислорода, создания высокотемпературной паровой турбины и введения жестких экологических требований.

При трехстадийной подготовке топливный газ после (неполной) воздушной газификации поступает в камеру сгорания газовой турбины, а коксозольный остаток используется для получения компримированно го высокотемпературного окислителя для сжигания топливного газа.

При необходимости к коксозольному остатку может добавляться све жий уголь.

Работа твердотопливной ПГУ в зависимости от способа получения рабочего тела для ГТУ осуществляется по двум основным схемам:

А. ПГУ с параллельной схемой работы;

Б. ПГУ сбросного типа с регенерацией.

Схема А выполнена на основе наиболее термически эффективной схемы ПГУ с котлом-утилизатором и двухстадийной подготовкой рабо чего тела с потоком водяного пара среднего или высокого давления из газоохладителя синтез-газа, с которым уходит в паровую турбину 10- % теплоты исходного топлива. Термический КПД действующих ком мерческих установок IGCC – 40-45%[3].

Повышение термического КПД ПГУ возможно при переходе от хо лодной газоочистки к горячей и при использование пара, получаемого в технологической части в высокотемпературной паровой турбине.

В схемах, построенных по типу Б, наличие в технологической ча сти парогенерирующих мощностей, связанно действующих с газогене рирующими, позволяет предложить иное решение, сочетающее элемен ты сбросной и регенеративных схем. При этом котел-утилизатор заме няется утилизационным теплообменником, тепловой поток из которого направлен в технологическую часть. Одной из первых разработкой та кой схемы занималась компания Foster Wheeler. Ей принадлежит идея осуществления топпинг-процесса, при котором сжигание коксозольного остатка после карбонизатора осуществлялось в котле ЦКС под давлени ем, дымовые газы из которого поступали на дожигание горючих газов перед газовой турбиной с нагревом рабочего тела до уровня температур 1200-1300 С. Таким образом, достигалось повышение температуры пе ред ГТУ, а соответственно и повышение КПД всей ПГУ в целом. По этому же пути, но с другими аппаратурным обеспечением производятся разработки твердотопливных ПГУ в Японии – Mitsubishi, в США с га зификаторами TRDU и УралОРГРЭС совместно с УрФУ[2].

Рис 2. Сравнение технологий угольной энергетики. 1 – программа THERMIE;

2 – энергоблоки ЕС и Японии;

3 – блочные ТЭС с промперегревом;

4 – ТЭС без промперегрева;

4 – малые ПГУ с топливными элементами.

Сравнение технологий (рис.2) позволяет заключить, что твердотоп ливные парогазовые установки конкурентоспособны с традиционными угольными энергоблоками. Из них наиболее эффективными являются технологии, построенные по типу Б, с трехстадийной подготовкой ра бочего тела. Предложение УралОРГРЭС и УрФУ в связи с особенно стями построения технологической части (поточный пиролизер карбонизатор, высокотемпературный воздухонагреватель) и опорой на отечественную энергомашиностроительную базу может оказаться для России на среднесрочную перспективу наиболее удачным проектом.

Список литературы Распоряжение Правительства Российской Федерации от 13.11.2009 г. № 1.

1715-р «Об Энергетической стратегии России на период до 2030 года».

Богатова Т.Ф., Попов А.В., Рыжков А.Ф., Силин В.Е. Парогазовые тех 2.

нологии на угле. Глава 4 в монографии «Инновационные технологии в энергетике»//под общ. ред. Н.В. Клочковой.- Иваново: «Научная мысль»,2011 -228 стр.

3. Technology Status Report. Gasification of Solid and Liquid Fuels for Power Generation, DTI, 1998.

УДК 628.316. ОРГАНО-МИНЕРАЛЬНЫЕ СОРБЕНТЫ ДЛЯ ОЧИСТКИ СТОЧНЫХ ВОД Лаптедульче Н.К.,к.х.н., Дударовская О.Г.,магистрант Казанский Государственный Энергетический Университет, г.Казань E-mail: dg.Olga5@mail.ru Одним из наиболее востребованных в настоящее время способов глубокой очистки питьевых, бытовых и промышленных вод является метод сорбции. В число перспективных сорбентов входят доступные и относительно дешевые природные материалы минеральной и органиче ской природы.

Целью данной работы является исследование эффективности при менения сорбционных композиций для очистки сточных вод от нефте продуктов.

Для эксперимента использовалась сорбционная композиция из вер хового торфа месторождения Богородское РТ и бентонита в соотноше нии 30 %:70 %.Композиционный состав приготавливался смешением ингредиентов, затем из него формировались сорбционные элементы ци линдрической формы;

также использовались окатыши из чистого торфа.

Сформированные элементы сушили до постоянной массы. В высушен ном виде диаметр окатышей в среднем был равен 20 мм, а размеры ци линдрических элементов составляли: длина – 70 мм, диаметр- 10 мм.

Ниже приводятся результаты исследования поглощающей и удер живающей способности нефтепродуктов из водных растворов сорбци онной композицией следующего состава: торф (30%)+ бентонит (70%) (образец №1) и чистый торф (образец №2).

Для оценки поглощающей и удерживающей способности исполь зовались образцы сорбентов массой 10 г и погружали в стакан с мо дельной водно-нефтяной смесью концентрации 4 %. Через определен ные отрезки времени (5 сек, 1 мин, 5 мин, 10 мин, 15 мин, 20 мин, мин.) образцы извлекали из стакана и взвешивали, определяли погло щающую способность, затем закрепляли в вертикальном положении для свободного стекания избытка водно-нефтяной смеси (время стекания составляет порядка 5 минут), когда процесс стекания прекращался, сно ва взвешивали, таким образом, определяли удерживающую способ ность. С целью уменьшения погрешности измерений проводились два параллельных эксперимента в одинаковых условиях.

На рисунке 1 представлены результаты определения поглощающей и удерживающей способности сорбционной композиции состава 30 % торфа + 70 % бентонита (образец №1), а на рисунке 2 – результаты ис следования поглощающей и удерживающей способности чистого торфа (образец №2).

Поглощающая и удерживающаю y = -0,0004x2 + 0,0189x + 1, удерживающа R = 0, y = -0,0004x2 + 0,0175x + 1,0261 я способность R = 0, поглощающая способность, способность г/г Время, мин Рисунок 1. Поглощающая и удерживающая способность сорбционной компо зиции, состоящей из торфа (30%)+ бентонита (70%).

Полученные данные свидетельствуют о том, что количество по глощенных нефтепродуктов монотонно растет во времени и на 20 мину те контакта процесс достигает равновесного состояния.

Поглощающая и удерживающая поглощающая способность способность, г/г удерживающа я способность Время, мин Рисунок 2. Поглощающая и удерживающая способность чистого торфа Кривые удерживающей способности во всем интервале аналогичны кривым поглощающей способности;

разница между количеством по глощенных и удерживаемых нефтепродуктов составляет 23%, что яв ляется хорошим эксплуатационным показателем.

Кривую поглощения нефтепродуктов условно можно поделить на два отрезка. Первый отрезок соответствует контакту на первых 10 ми нутах. Он характеризуется небольшой поглощающей способностью, практически совпадающей с удерживающей способностью, и заканчи вается равновесным состоянием с 10 по 15 минуту контакта. С 15 по минуту контакта поглощающая способность резко возрастает, а затем монотонно увеличивается до равновесного состояния на 25 минуте. От личительной особенностью этого участка кривой является резкое сни жение удерживающей по отношению к поглощающей способности сор бента. Разница между 1 и 2образцами заключается в том, что во 2 слу чае кривые имеют более выпуклую форму, практически отсутствует по ложение равновесия на 10-15 минуте контакта, а удерживающая и по глощающая способность одинаково соотносится между собой на про тяжении всего эксперимента, мало отличаясь друг от друга.

Сравнив полученные результаты, можно сделать следующие выво ды. Сорбционная емкость образцов сферической формы превышает этот же показатель образцов цилиндрической формы на 8-9 %. В обоих слу чаях сорбционная и удерживающая способность образцов практически не отличаются друг от друга. Независимо от формы образца равновес ное состояние достигается на 20-25 минуте контакта.

Список литературы:

Лаптедульче Н.К., Миннекиева Р.Р. Исследование Акчанбайского торфа 1.

Татарстана в качестве сорбента для очистки воды от нефтепродуктов // Тепломассообменные процессы и аппараты химической технологии.

Межвузовский тематический сборник научных трудов. Казань: КХТИ, 2003. С.53- УДК ПРОБЛЕМЫ ЭНЕРГОСБЕРЕЖЕНИЯ В МАЗУТНОМ ХОЗЯЙСТВЕ ТЭС И КОТЕЛЬНЫХ Жумабаева Н.Б., магистрант Киргизия E-mail: nargo_88@mail.ru Применение мазута на ТЭС и котельных в качестве основного и ре зервного топлива требует поиска эффективных способов энергосбере жения в мазутных хозяйствах, а также проведения дополнительных ме роприятий по охране окружающей среды от последствий использования мазута.

Мазутное хозяйство (МХ) ТЭС (или котельной) предназначено для приема, хранения, подготовки и подачи мазута в котельную. Как прави ло, он поступает на ТЭС в железнодорожных цистернах. По норматив ной технологии сливаемый из них мазут перед подачей в форсунки кот ла необходимо сначала разогреть в цистерне, затем в приемных лотках и емкостях, далее в ОР мазутохранилища и, наконец, в кожухотрубча тых подогревателях мазута (ПМ).

Анализ результатов испытаний натурных объектов MX ТЭС убеж дает в том, что для разогрева мазута необходимы чрезвычайно большие энергозатраты. Нормативный расход пара на MX ГРЭС мощностью 400 МВт в холодный период года составляет 218 т/ч, причем на разо грев и слив мазута — 126 т/ч. Снижение расхода пара на 1 % равно значно экономии 1000 т мазута в год. В частности, значительные потери энергии вызваны предварительным подогревом и непрерывным поддер жанием нормативного диапазона температур мазута 60...70 °С – в про цессе его хранения (и при отборе на котел) в ОР мазутохранилища ТЭС, резервуарах промышленных и отопительных котельных.

По Нормам технологического проектирования тепловых электро станций и тепловых сетей запас топлива должен обеспечить 15 суточную работу электростанции при номинальной нагрузке, поэтому на мощных газомазутных ГРЭС и ТЭЦ емкости мазутных складов до стигают 250 тыс. т и более, а длительность хранения мазута, когда он является резервным топливом, иногда составляет 6 мес. Возможное в перспективе сооружение базовых мазутохранилищ с аварийным запа сом топлива для ряда электростанций может привести к увеличению как запасов мазута, так и продолжительности его хранения, что неизбежно будет сопровождаться резко возрастающими потерями тепла от ОР ма зута. Экспериментальные данные показывают, что при хранении мазута в обвалованных железобетонных резервуарах при температуре 60... °С годовые потери тепла составляют 630...880 МДж. Суточные потери тепла стального теплоизолированного резервуара вместимостью 10 м3 достигают 16,7 ГДж (при температуре атмосферного воздуха t в = – °С), или в среднем 60 Вт/м2. Таким образом, потери тепла от одного ре зервуара эквивалентны работе 3 100 шт. осветительных ламп накалива ния мощностью 60 Вт каждая. При охлаждении основных резервуаров вместимостью 2000 м3 при t в = – 20,4 °С потери составляют 97 Вт/м.

Значительны также потери тепла через кровлю ОР: зимой они состав ляют 60 % общих потерь тепла резервуара. Циркуляционный подогрев мазута в ОР ТЭС, широко применяемый в MX, имеет существенные не достатки с точки зрения затрат энергии. Результаты испытаний показа ли, что этот вид подогрева создает однородное температурное поле в объеме мазута. Следовательно, вблизи стенки резервуара поддержива ется значительный температурный напор мазут – воздух, приводящий к более значительным потерям тепла в окружающую среду по сравнению, например, с потерями при подогреве мазута с помощью внутрирезерву арных подогревателей. При циркуляционном подогреве затраты мощно сти на перекачивание мазута по циркуляционному контуру также до вольно существенны. Если использовать данные ВТИ по подогреву ма зута в цистернах, тогда согласно приближенной оценке, можно отме тить, что расход пара при циркуляционном подогреве мазута в резерву аре в 2 раза больше, чем при его разогреве посредством внутрирезерву арных подогревателей.

Местные подогреватели мазута (в зоне отбора) в ОР ТЭС и котель ных наиболее экономичны (по сравнению с общерезервуарными и внешними), так как уменьшают потери тепла с поверхности резервуара.

Однако при использовании внутрирезервуарных подогревателей необ ходима интенсификация теплоотдачи со стороны мазута.

Пока остается нерешенной проблема расширенного внедрения электроподогрева при эксплуатации MX ТЭС и котельных. Промыш ленные испытания, проведенные специалистами ВТИ, показали, что для газомазутных ТЭС наиболее эффективен электроподогрев резервуаров и мазутопроводов. Коэффициент полезного действия использования рас полагаемой энергии при электроподогреве в 3 раза выше, чем при подо греве паром. Этот процесс легко автоматизировать, он прост в регули ровании и обеспечивает мгновенный переход ТЭС от одного вида топ лива к другому. Электроподогрев полностью исключает обводнение ма зута, которое существенно снижает КПД котлов.

По-прежнему, актуальна проблема недогрева мазута в ПМ перед котлом. Для обеспечения номинальной работы основных мазутоподо гревателей очень важно выдерживать нормативные параметры пара, ис пользуемого для подогрева мазута. Нередко на ТЭС допускается подача на подогреватели пара с пониженными параметрами. Так, снижение температуры пара приводит к недогреву мазута. Для необходимого по догрева последнего приходится устанавливать дополнительные подо греватели, т.е. увеличивать поверхность нагрева и соответственно по вышать расход пара. Если исключить рост капитальных затрат, связан ных с установкой дополнительных подогревателей мазута, то, как выяс нилось при энергоаудите одной из ТЭЦ г. Казани, необходимая темпе ратура мазута перед котлом достигается вынужденным перегревом ма зута (по сравнению с нормативом) в ОР до уровня предельно допусти мых температур (90°С). Очевидно, что при этом резко увеличиваются (по сравнению с проектными) потери тепла от резервуаров. Например, при температуре атмосферного воздуха 0°С они повышаются в 1,5 раза.

При неудовлетворительной работе конденсационных горшков из ПМ выходит не конденсат, а пароводяная смесь. В результате скрытая теплота парообразования не используется полностью, что также вызы вает значительные потери тепла. Для удержания заданной температуры подогрева мазута и в этом случае приходится увеличивать расход пара.

Высокий уровень нормативных температур в ОР мазутного хозяй ства ТЭС и котельных приводит к существенным потерям мазута (до 0,3...9,6% объема резервуара в год) и к сильной загазованности атмо сферного воздуха из-за испарения мазута со свободной поверхности топлива в резервуаре («дыхание» резервуара). На основе анализа про блем, связанных с использованием нормативной технологии эксплуата ции мазутного хозяйства ТЭС (и котельных) и соответствующих этой технологии потерь тепла, необходимо сделать следующие замечания:

нормативные документы, регламентирующие режимы эксплуата ции мазутного хозяйства ТЭС в настоящее время, разработаны де сятки лет тому назад;

как выполнение этих документов, так и со здание основного парка действующего энергооборудования отно сятся к эпохе относительно дешевого топлива;

низкая экономичность оборудования и энергорасточительность существующей технологии хранения и подготовки мазута к сжига нию в котлах в определенной мере объясняются именно этим об стоятельством;

иррациональность существующего способа хранения мазута в ОР не вызывает сомнений специалистов-энергетиков с позиции совре менных оценок – огромные потери тепла в рассматриваемом случае не могут быть оправданны при нынешних общепринятых взглядах на экономию энергоресурсов и защиту окружающей среды.

В настоящее время, когда во всех странах энергосбережение возве дено в ранг государственной политики, необходимы всемерное совер шенствование технологии хранения мазута на ТЭС и в котельных и мо дернизация существующего оборудования.

Работа выполнена при поддержке гранта президента РФ (проект № МК 1284.2011.8).

Список литературы Ляндо И.М. Эксплуатация мазутного хозяйства котельной промышлен 1.

ного предприятия. М.: Энергия, 1968.

Белосельский Б.С, Соляков В.К. Энергетическое топливо. М.: Энергия, 2.

1980.

Ляховецкий М.С. Некоторые резервы экономии жидкого топлива в ма 3.

зутном хозяйстве ТЭС// Электрические станции. 1985. №7. С. 55-58.

Дульцев В.И. Снижение расхода тепла на подготовку мазута к сжиганию 4.

// Энергетик. 1985. № 9. С. 20—25.

Емелин Ж.А. Хранение мазута в резервуарах без подогрева // Энергетик.

5.

1985. № 10. С. 15—18.

Карпов В.В., Вязовой С.К., Емелин Ж.А. Опыт холодного хранения ма 6.

зута // Энергетик. 1975. № 4. С. 25—28.

Исследование возможности длительного хранения мазута без подогрева 7.

в резервуарах большой емкости / З.И. Геллер, З.Г. Фила-новский, А.К.

Пименов и др. // Электрические станции. 1972. № 5. С. 32—35.

Гришкова А.В., Красовскнй В.М., Белоглазова Т.Н. Оценка рентабель 8.

ности энергосберегающих мероприятий при совершенствовании тепло изоляции ограждающих конструкций // Промышленная энергетика.

2001. № 6. С. 57—60.

Паули В.К., Сидоров СБ. Основные положения организации внутренне 9.

го аудита деятельности энергопредприятий // Энергетик. 2000. № 5. С.

37—40.

УДК ИЗМЕРЕНИЕ ТЕПЛОФИЗИЧЕСКИХ СВОЙСТВ ТВЁРДОГО ТОПЛИВА И НАТРУБНЫХ ОТЛОЖЕНИЙ Иванов К.Е., м-т. Переходько Д.В., Смышляев О.Н.

Томский политехнический университет, г. Томск E-mail: kosty190@rambler.ru Работа посвящена решению задачи расширения базы эксперимен тальных данных о недостаточно изученных теплофизических свойствах твёрдых топлив и золовых отложений.

Эксперимент по определению теплоемкости и теплопроводности методом монотонного нагрева был проведен в лабораторных условиях на установках. Измерение теплофизических свойств проводилось в ин тервале температур 50–250 °С, методом монотонного режима на серий ных измерителях ИТ-С-400, ИТ--400 в которых вместо штатных стре лочных микровольтметров типа Ф-195 использовались цифровые воль тметры типа АРРА 305.

Расчётная формула измерения коэффициента теплоёмкости имеет вид K C0 Г ( T T ) m где: КТ-постоянная прибора;

m0–масса образца;

0Т-время запазды вания температуры на тепломере в экспериментах с пустой ампулой, в секундах;

Т- время запаздывания температуры на тепломере.

На образец 1, рисунок 1 помещенный в металлическую ампулу 2.

подается напряжение на нагреватель и ядро ячейки измерительной начинает плавно, монотонно разогреваться до верхней, предельной для каждого образца температуры. Во время разогрева с помощью нагрева теля, расположенного в колпаке охранном, поддерживаются адиабати ческие условия (нулевая разность температур) между ампулой и колпа ком охранным. Для регулирования работы нагревателя используются термопары в ампуле и колпаке. В эксперименте в процессе непрерывно го разогрева на различных уровнях температуры (через 25 0С с помо щью прибора цифрового вольтметра типа АРРА 305) и секундомера из меряется временное запаздывание температуры ампулы по отношению к температуре основания.

Рис. 1. Блок измерительной системы 1-образец;

2-стакан;

3-крышка;

4-тепломер;

5-основание;

6-встроенный нагреватель;

7-колпак;

8-встроенный нагреватель;

9,10- измеряемая термопара;

После выполнения градуировки прибора с целью определения по стоянных измерительных ячеек проводилась поверка приборов на эта лонных образцах. Предел основной погрешности при измерении тепло емкости эталонных образцов не превышал 10 %.

Рис.2 Экспериментальная зависимость теплоемкости угля Кузнецкого бас сейна от температуры Рис. 3-Экспериментальная зависимость теплоемкости натрубных отложе ний от температуры Рис 4 Экспериментальная зависимость теплоемкости сланца от темпера туры Расчётная формула измерения коэффициента теплоёмкости имеет вид H P где Р0-тепловое сопротивление образца;

H1-толщина образца T F 1 c Pk P0 Q Где T0=T(0,)-T(H1,), Параметры Kт и Pk не зависят от свойств испытуемого образца и являются «постоянными» измерителя.;

F- пло щадь сечения пластины;

Q0-тепловой поток.

Тепловая схема ячейки, используемой в измерителе теплопровод ности ИТ- -400, показана на рисунке. 5.

3 QT( ) Q( ) Рисунок 5 – Тепловая схема измерительной ячейки 1 – основание;

2 – пластина;

3 – пластина контактная;

4 – образец;

5 – стержень Тепловой поток QT ( ), проходящий через среднее сечение пласти ны 2, частично поглощается ею и далее идет на разогрев пластины 3, образца 4 и стержня 5.

Рис. 6 – Экспериментальная зависимость теплопроводности угля Кузнецого бассейна от температуры Рис. 7-Экспериментальная зависимость теплопроводности натрубных от ложений от температуры Размеры системы выбраны таким образом, чтобы потоки, аккуму лироваемые образцов и пластинкой были, по крайней мере в 5 – 10 раз меньше поглощаемых стержнем. В этом случае температурное поле об разца и пластины 2 оказывается близким к линейному, стационарному, все детали системы работают с близкими скоростями.

Рис 8 – Экспериментальная зависимость теплопроводности сланца от тем пературы В результате опытов для твёрдых топлив и золовых отложений, по казали, что значение теплопроводности увеличивается с ростом темпе ратуры. Только зависимость теплоемкости угля Кузнецкого бассейна от температуры уменьшаеться.

Сопоставление полученных результатов измерения теплофизиче ских свойств натрубных отложений с известными литературными дан ными показывает отличие на 17%, угля и сланцев на 20 %, что можно объяснить различным составом исследуемых образцов.


Список литературы Варгафтик Н.Б., Олещук О.Н. Теплопроводность шлаков в твердом и 1.

расплавленном состоянии // Теплоэнергетика. – 1958. – №12. – С.70–85.

А. С. Гинзбург, В. С. Уколов. Опыт систематизации методов определе 2.

ния теплофизических характеристик зернистых материалов,— В сб.:

Тепло- и массоперенос. 1972, т. 7, с. 352—356.

УДК 620. УСОВЕРШЕНСТВОВАНИЕ МЕТОДОВ ОЧИСТКИ ДЫМОВЫХ ГАЗОВ Исмагилова Г.И., Руководитель – Соколов В.Ю.

ФГБОУ ВПО «Оренбургский государственный университет»

E-mail: teploosu@mail.ru Ни для кого не секрет, что теплоэнергетика является одной из за грязняющих отраслей промышленности. Это связано с большим коли чеством вредных веществ в продуктах сгорания. Наличие таких приме сей характерно при использовании жидкого и твердого топлива (мазута, угля, горючих сланцев и т.д.).

Существует множество методов борьбы с вредными примесями (химический, микробиологический и др.). Очистка от оксидов азота, например, осуществляется путем их каталитического разложения на азот и кислород, а также восстановления оксидов природным газом или аммиаком.

Очень сложна проблема удаления сернистого газа (SO2) из дымо вых газов ТЭС, котельных. Содержание SO2 невелико, а объемы газов значительны, поэтому удаление SO2 химическим способом экономиче ски неоправданно. Наиболее применимый вариант решения этой про блемы – очистка топлива от соединений серы до его сжигания.

На сегодняшний день в качестве альтернативного вида топлива предлагается добавка щелочных металлов к топочному мазуту или ди зельному топливу, которые растворимы в дизтопливе и мазуте. Эти компоненты выполняют ряд функций, способствующих как эффектив ности процесса горения, так и защите окружающей среды, в первую очередь от SOх.

Каталитическая функция щелочных металлов при горении (аэро зольный или даже кластерный катализ) способствует снижению количе ства сажи и углеродных продуктов пиролиза топлива в дымовых газах, т.е. обеспечивает полное, количественное сгорания топлива.

Связывающая функция щелочной компоненты обеспечивать фик сацию окислов серы и азота в твердые, легко улавливаемые, нетоксич ные для природы соли нейтрального характера.

Аэрозоли этих солей значительно эффективнее улавливаются, так как способны оседать из газовой фазы и, несомненно, эффективно под вергаются водной очистке в газопромывателях благодаря высокой рас творимости, наравне с водой (значительно эффективнее, чем поглоще ние окислов серы и азота водой и даже щелочными растворами).

Известно, что добавка солей карбоновых кислот лития и магния также способствует снижению дымообразования в дизельном процессе.

Показано, что при добавке чрезвычайно малых количеств третбутилата лития в низкооктановый бензин достигается значительное повышение октанового числа и чистоты выхлопа.

Введение катализаторов горения в аэрозольной форме позволяет интенсифицировать ряд процессов, в том числе и уничтожение сжига нием токсичных и очень токсичных веществ (работы М.А.Гликина, Се веродонецкое НПО Химтехнология).

На основе анализа этих материалов предлагается проверить эффек тивность действия ряда промышленно производимых продуктов, рас творимых в дизтопливе и мазуте, для снижения содержания SOx и NOx в продуктах сгорания.

К таким, имеющим производственную базу, продуктам можно от нести:

- третбутилаты, изопропилаты этилаты лития и натрия;

- нафталиды (антралениды, фенантрениды) лития и натрия;

- ацетаты, пропионаты, изооктанаты и т.п.

В процессе горения мазута с добавкой вышеперечисленных аген тов, они на первой стадии подвергаются пиролизу до Li2O и Na2O с об разованием легкосгораемых количественно простых органических фрагментов. Затем окислы выполняют свою, аэрозольно каталитическую функцию, обеспечивая более полное сгорание компо нентов мазута и уже затем фиксируют окислы азота и серы в соли Li2SO3, Na2SO3, Li2SO4, Na2SO4, LiNO2, LiNO3, NaNO3.

В случае литиевых солей можно ожидать и жесткой фиксации в экологически безопасную форму (не растворимую в реальных условиях) токсичных металлов в комплексные соли (ванадаты, никелаты, кобаль тиаты, хромиты, манганаты и т.п.). Следует отметить, что наиболее де шевой и не разрушаемой при хранении добавкой несомненно являются соли карбоновых кислот. Однако они сравнительно плохо (ограничен но) растворимы в мазуте. Относительно более дорогие нафталиды и ал коголяты значительно растворимы в мазутах, но чувствительны к дей ствию влаги и сохранность такой добавки при хранении требует специ ального исследования.

Но именно это свойство может позволить создать принципиально новую форму топлива со щелочной добавкой даже для высокосерни стых систем.

Производство алкоголятов лития организовано в ПО Казаньоргсин тез (для получения третбутилата из металлического лития и третично бутилового спирта). Однако, аппаратурно-технологическое оформление процесса позволяет организовать без реконструкции получение алкого лятов лития и натрия из щелочей азеотропной отгонкой воды при взаи модействии с соответствующими спиртами. Такой подход позволит рассмотреть возможность получения этилатов на базе программы по использованию этилового спирта (гидролизного) для моторных топлив.

Таким образом, приходим к выводу, что для полного сжигания топлива и улучшения его качества нужен литий. Остается выяснить ка ким более экономичным способом возможно его получить. Наши пред положения основываются на следующих, известных и малоизвестных, экспериментально подтвержденных нижеприведенных результатах. По лучение: в настоящее время для получения металлического лития его природные минералы или разлагают серной кислотой (кислотный спо соб), или спекают с CaO или CaCO3 (щелочной способ), или обрабаты вают K2SO4 (солевой способ), а затем выщелачивают водой. В любом случае из полученного раствора выделяют плохо растворимый карбонат лития Li2CO3, который затем переводят в хлорид LiCl. Электролиз рас плава хлорида лития проводят в смеси с KCl или BaCl 2 (эти соли служат для понижения температуры плавления смеси). В дальнейшем получен ные соединения лития очищают методом вакуумной дистилляции. Нас интересует щелочной способ.

Наиболее распространенные отходы на промышленных предприя тиях мы получаем в виде шлама CaSO3, не находящего применение, по этому требуется устройство шламохранилищ для его захоронения. По чему бы не использовать данный «продукт» в промышленных целях.

Если добавим воду и соду, то получим известняк CaCO3:

CaSO4 + Na2CO3 = CaCO3 + Na2SO4.

Из полученных карбоната кальция (при помощи спекания) или сульфата натрия (солевым способом) можем получить металлический литий. Таким образом, получим необходимое нам вещество из «шлама», которое десятилетиями хранится на предприятиях металлургического характера.

Список литературы Ахмедов Н.С. Неорганическая химия. Учеб. пособие для учащихся 8- 1.

кл. шк. с углубленным изуч. химии. В 2х ч. – 3е изд. – М.: Просвещение.

1992.

Промышленная теплоэнергетика и теплотехника: Справочник/ Под общ.

2.

ред. В.А. Григорьева, В.М. Зорина – 2е изд., перераб. – М.: Энергоатом издат, 1991.

УДК 536. УПРОЩЕННАЯ ДИНАМИЧЕСКАЯ МОДЕЛЬ ТОПКИ КОТЕЛЬНОГО АГРЕГАТА КАЗАКОВ А.В., магистрант, Национальный исследовательский Томский политехнический универси тет, г. Томск E-mail kazakovrff@sibmail.com На стадии разработки котельного агрегата (КА) необходимо прово дить моделирование процессов сжигания топлива в топочном простран стве, которое позволяет осуществлять многовариантный выбор техни ческих решений, из которых впоследствии выбирается наиболее опти мальный. Также относительно простая математическая модель дает возможность быстро оценить параметры котельного агрегата. Для этого был проведен анализ математической модели представленной ниже и ее упрощение.

Проведен анализ для элементарной динамической модели, изобра женной на рисунке 1. Размеры топки: H-высота, диаметр топочного пространства D=2R1, где R1 радиус топочного пространства.

Рис. 1- Элементарная динамическая модель топки котельного агрегата. Где область 1и 2- поток газа и частиц топлива, область 3 – поток частиц топ лив, область 4 – внутренняя стенка канала, область 5 –внешняя стенка ка нала [5] Для численного моделирование процессов сжигания топлива, в топочном пространстве КА записана система уравнений 1-5, описыва ющая гидродинамику и теплообмен в топке котельного агрегата для элементарной динамической модели [1].

Уравнение для потока газа в области 1:

T T (1 ) V ( 1 w 1 ) F (T T ) F (T T ) q V ;

(1) 11 1 1 z V 13 13 1 3 12 12 1 для потока частиц в области T T 22V2 ( 2 w2 2 ) 12 F12 (T1 T2 ) ;

(2) z для внутренней стенки канала в области T 3c3V3 3 13F13 (T1 T3 ) 34 F34 (T3 T4 ) ;

(3) для потока жидкости внутри канала в области T T V ( 4 w 4 ) F (T T ) F (T T ) ;

(4) 44 4 4 z 34 34 3 4 45 45 4 для внешней стенки канала в области T 55V5 5 45F45 (T4 T5 ). (5) В приведенных уравнениях использованы следующие параметры:

12 – коэффициент теплоотдачи при теплообмене между частицами топ лива и потоками газа;

13– коэффициент теплоотдачи между потоками газа и внутренней стенкой канала;

34–коэффициент теплоотдачи между потоками жидкости в канале и внутренней стенкой канала;

45 – коэф фициент теплоотдачи между потоками жидкости в канале и внешней стенкой канала;

– объемная концентрация частиц топлива в топочном пространстве;

, с – плотность и теплоемкость материала в соответ ствующей области ( =1,2,…,5);

V=R21L – объем топочного простран ства;

V3=L(R22- R21) – объем внутренней стенки;

V4=L(R23- R22) – объ ем потока жидкости в канале;

V5=L(R24- R23) –объем внешних стенок;


F12 – поверхность соприкосновения частиц с потоком газа, dm- размер частиц топлива;

F13=2R1L – поверхность соприкосновения газового по тока с внутренней стенкой канала;

F34= R2L – поверхность соприкосно вения потока жидкости с внутренней стенкой канала;

F45= R3L – по верхность соприкосновения потока жидкости с внешней стенкой кана ла;

w1 и w2 – скорость потоков газа и частиц, соответственно, qv=2w2F13Qрн/V – мощность внутренних источников теплоты опреде ленная по расходу топлива с использованием его низшей теплоты сго рания Qрн.

В результате численного решения системы уравнений 1-5 получе ны следующие зависимости для температур в областях.

По зависимости температуры на выходе из топки от времени, мож но сказать, что температура газа и температура частиц топлива возрас тает до установившегося максимального значения температуры за срав нительно небольшой интервал времени, составляющий 20 секунд. В дальнейший промежуток времени от 20 до 200 с. процесс протекает в стационарном режиме. Также определены значения изменения темпера туры для потока газа T1 и потока частиц T2 от времени, которые со ставляют Т1/t = 57.26 K/c и Т2/t = 58.95 K/c в интервале от 0 до секунд.

Так как основной извлекаемой информацией из рассмотренной мо дели является максимальная температура для областей, то процесс воз растания температуры до установления можно не рассматривать. Что позволяет записать уравнения входящие в систему 1-5 в стационарном виде (изменения затронули 1 и 2):

Рисунок 2 – График зависимости температуры на выходе из топки от вре мени: T1 –температура газа, Т2- температура частиц топлива, Т3- темпе ратура первой стенки, Т4- температура воды, Т5- температура второй стенки Уравнение для потока газа в области 1:

T [(1 ) 11V1w1 ] 13 F13 (T1 T3 ) 12 F12 (T1 T2 ) qVV ;

(6) z для потока частиц в области T 22V2 w2 12 F12 (T1 T2 ) ;

(7) z В результате решения упрощенной системы уравнений, получена следующая зависимость температуры на выходе КА от времени.

Проведя численный анализ выражений 1-5 и анализ зависимостей полученных в результате решения системы уравнений 1-5, была записа на система уравнений, в которой температура потока газа и температура потока частиц не зависит от времени. Результаты решения упрощенной элементарно динамической модели топки КА хорошо сходятся с ре зультатами решения системы уравнений 1-5.

Рисунок 3 – График зависимости температуры на выходе из топки от вре мени: T1 –температура газа, Т2- температура частиц топлива, Т3- темпе ратура первой стенки, Т4- температура воды, Т5- температура второй стенки Список литературы Дорохов А. Р. Моделирование тепловыделяющих систем: учебное посо 1.

бие / А. Р. Дорохов, Заворин А.С., В. С. Логинов – Томск: Изд-во НТЛ, 2000.-234с.

Работа выполнена при финансовой поддержке ГК №14.740.11. УДК 620. УВЕЛИЧЕНИЕ ПОЛНОТЫ СГОРАНИЯ ГАЗОВЫХ ГОРЕЛОК Коробков А.И., Наумов С.А.

ФГБОУ ВПО «Оренбургский государственный университет»

E-mail: teploosu@mail.ru Издавна проблема обогрева помещения была крайне острой в нашей стране, особенно в низкотемпературных регионах. Наращивая объемы производства, предприятия получают возможность инвестиро вать средства в модернизацию своей инфраструктуры с целью умень шения затрат, в частности, на отопление и горячее водоснабжение. Осо бенно остро вопрос модернизации стоит у тех предприятий, которые имеют собственные котельные с оборудованием середины прошлого ве ка, которое устарело не только морально, но и физически и требует ка питального ремонта либо замены. Причем, это касается не только кот лоагрегатов, но и насосного оборудования, арматуры, трубопроводов. В том случае, когда теплоснабжение реализуется от внешнего источника, у предприятий возникают проблемы с теплоснабжающими организаци ями, которые могут непредсказуемо изменять тарифы, а также выстав лять счета, не всегда соответствующие реально поставленному теплу.

Газовые горелки – очень важный элемент любого нагревающего прибора. Правильный выбор типа горелки, качественная установка и грамотное расположение играют очень важную роль в качестве работы и времени эксплуатации обогревающих приборов, их способность под держивать определенный температурный режим в помещении.

Они используются в различных целях – для отопительных котлов, воздухонагревателей, сушильных установок или промышленного при менения. Конструкции газовых горелок обеспечивают смешение топли ва и кислорода для оптимального горения, придавая им необходимые направление и скорость. Газовые горелки направляют поток газовоз душной смеси к выходному отверстию для ее воспламенения и сгора ния.

Выбор горелочного устройства имеет большое значение для пра вильного функционирования котла. На рынке представлены, в основ ном, горелки импортного производства, отвечающие всем требованиям по безопасности, экономичности и надежности. Применение той или иной марки горелки зависит скорее всего от уровня цены, так как уро вень качества примерно одинаков для основных производителей.

Основными параметрами для подбора горелки являются:

- мощность котла;

- сопротивление котла со стороны дымовых газов;

- размеры топки котла.

Для комплектации газовых горелок производители предлагают различные комплекты газовой арматуры (электромагнитные клапаны, регуляторы давления, фильтры и прочее).

Большое значение играет тепловая мощность газовой горелки, ко торая бывает максимальная, минимальная и номинальная.

При длительной работе горелки, где газа расходуется большее ко личество без отрыва пламени, достигается максимальная тепловая мощ ность.

Минимальная тепловая мощность возникает при устойчивой рабо те горелки и наименьших расходах газа без проскока пламени.

При работе горелки с номинальным, обеспечивающим максималь ный КПД при наибольшей полноте сжигания, расходом газа достигается номинальная тепловая мощность горелки.

Недостатком во многих газовых горелках является небольшой КПД и полнота сгорания газо-воздушной смеси.

Таблица 1 – Классификация газовых горелок Технический результат изобретения – повышение полноты сгора ния топлива, путем турбулезации потока газо-воздушной смеси при ее сжигании, после вращения периферийного газоподводящего канала.

Указанный технический результат достигается тем, что в газовой горелке центральный канал установлен внутри периферийного канала, а центральный и периферийный газоподводящие каналы имеют перфора цию, при этом между перфорацией на внешней стороне периферийного газоподводящего канала установлены лопатки.

На рисунке изображена газовая горелка – общий вид и профиль ный вид.

Рисунок 1 – Газовая горелка 1 – Воздухоподающий канал;

2 – газоподающий канал;

3 – перфорированные отверстия;

4 – периферийный газоподводящий канал;

– центральный газоподводящий канал;

6 – центральные сопла;

7 – периферийные сопла;

8 – подшипники скольжения.

Газовая горелка работает следующим образом, предварительно по догретые воздух и газ от нагнетателя тангенциально поступают соответ ственно из воздухоподающего и газоподающего каналов во внешний га зоподводящий канал, попадая на лопатки, при котором происходит смешивание и турбулизация потока воздуха и газа, смесь становиться однородной. Из внешнего газоподводящего канала газовоздушная смесь поступает во внутренний газоподводящий канал через перфорацию. По сле попадания во внутренний газоподводящий канал часть газо воздушной смеси подводится на горение к соплам, а другая часть по ступает через перфорацию в канал для последующего горения из сопел.

При попадании воздуха и газа из соответственно подающих кана лов 1 и на лопатки, канал начинает вращаться, посредством установлен ных подшипников скольжения, кроме того вращаются и сопла. Канал остается неподвижен и вместе с ним неподвижны и сопла. При истече нии газовой смеси из сопел происходит поджег, воспламенение и горе ние газо-воздушной смеси. При указанном расположении сопел повы шается полнота сгорания потока газо-воздушной смеси при ее сжига нии.

По способу последующего смешения газа и воздуха в топочной ка мере газовая горелка относится к кинетическим горелкам – с полным предварительным смешением газа с воздухом, а по способу подачи компонентов относится к принудительной подаче газовоздушной смеси от постороннего источника (таблица 1).

Данная конструкция позволит повысить степень полноты сгорания газо-воздушной смеси и КПД газовой горелки, характеризуется просто той конструкции, вследствие чего снижаются затраты на выработку тепловой энергии.

Список литературы Соколов Б.А. Устройство и эксплуатация оборудования газомазутных 1.

котельных. 2007 г.

Быков В.В. Газопламенные горелки. 1974 г.

2.

УДК 519. МАТЕМАТИЧЕСКОЕ МОДЕЛИРОВАНИЕ ПРОЦЕССОВ ДЛЯ ОПТИМИЗАЦИИ ПРОИЗВОДСТВА КАБЕЛЬНЫХ ИЗДЕЛИЙ Красильникова В.О, студента 4 курса ЭНИН, кафедра АТП Томский политехнический университет, г. Томск Е-mail: KrasoVik@sibmail.com Вулканизация является одним из основных этапов процесса ка бельного производства [1]. В этом процессе осуществляется химическое связывание макромолекул каучука и формирование пространственных структур, занимает особое место в проблеме создания резин.

Для получения изделий с оптимальными технологическими пара метрами, удовлетворяющие самым различным требованиям, следует в каждом отдельном случае выбирать наиболее целесообразные сочета ния вулканизирующих агентов и оптимальные условия вулканизации, причем следует учитывать и энергоэффективность технологического процесса[2].

Для изделий больших размеров (6 мм и более миллиметров) часто трудно установить правильные температуру и время вулканизации. Т. к.

все изоляционные материалы обладают низкими коэффициентами теплопроводности, то процесс прогрева до полного завершения вулка низации длится от 6 минут и более в зависимости от физических свойств технологического процесса.

Если рассматривать процесс вулканизации как зависимость модуля резиновой смеси от времени, то можно установить разные стадии пред ставленные на рисунке 1.

Рис.1. Стадии вулканизации: I-начало вулканизации;

II-недовулканизация;

III оптимум;

IV-перевулканизация.1-смесь с быстрым началом вулканизации;

2-смесь с замедленным началом вулканизации;

3-смесь с увеличивающимся модулем;

4-смесь с реверсией.

Целью данной работы является численный анализ изменения тем пературных полей изделий при учете их реальной конфигурации и учет теплообмена излучением для получения оптимальных параметров про цесса вулканизации.

Область решения рассматриваемой задачи представляет собой двухслойный кабель.

r R R R z 0 Z Риc. 2. Схема области решения задачи при 0ttp: 1 – жила кабеля, 2 – обо лочка кабеля, 3 – горячий воздух При постановке задачи принимается, что:

кабель имеет правильную цилиндрическую форму и неограничен по длине;

контакт между жилой и слоем изоляционного материала идеален;

энергия активации процесса полимеризации не изменяется при из менении температуры;

коэффициенты теплопроводности металла (меди) и резины не зави сят от температуры;

тепловой эффект вулканизации незначителен.

При непрерывной вулканизации горячим воздухом изделия про пускаются через нагретые камеры;

при этом скорость их пропускания и скорость вулканизации смесей выбираются в соответствии с длиной ка меры. Такой процесс ограничен низкой скоростью продвижения изде лия через камеры, это обусловлено плохой теплопередачей.

Процессы тепломассопереноса с химическим реагированием в рас сматриваемой системе (рис. 2) при 0ttp описывает следующая система нестационарных дифференциальных уравнений:

уравнение теплопроводности для жилы кабеля (0rR1, 0zZ1):

T1 2T 1 T1 2T 1C1 1 ( 21 ) t r r r z уравнение энергии для изоляционной оболочки кабеля (R1rR2, 0zZ1):

d d T2 2T 1 T2 2T2 E 2C2 2 ( 22 2 ) q2 2 2 ;

(1 2 )k2 exp( 2 ) ;

t r r r z dt dt RtT уравнение Пуассона для воздуха (R2rR3, 0zZ1):

2 1 r ;

r 2 r r z Начальные (t=0) условия:

T=T0 при 0rR2, 0zZ1;

T=Tv, ==0 при R2rR3, 0zZ1;

=0 при R1rR2, 0zZ1.

Граничные условия при 0ttp:

T 0, при z=0, 0rR3;

z=L, 0rR3;

z 1,, при z=0, R2rR3;

u r z r r 0, при z=L, 0rR3;

0, z z T, при r=0, 0zZ1;

r=R3, 0zZ1;

r T1 T, T1 T2, при r=R1, 0zZ1;

1 2 r r T 2 (T2 Tv ) пр (T2 2 Tv 2 ), при r=R2, 0zZ1;

r 0, T Tv,при r=R3, 0zZ1.

0, r r Здесь – плотность, кг/м3;

C – теплоемкость, Дж/(кгК);

T – темпе ратура, К;

t – время, с;

– коэффициент теплопроводности, Вт/(мК);

r, z – координаты цилиндрической системы;

q – теплота химической реак ции полимеризации, Дж/кг;

– степень полимеризации;

k0 – предэкспо нент химической реакции, с-1;

Е – энергия активации химической реак ции, Дж/моль;

Rt – универсальная газовая постоянная, Дж/(мольК);

– постоянная Больцмана, Дж/К;

пр – приведенная степень черноты;

– коэффициент теплоотдачи с поверхности тела, Вт/м2К;

– функция то ка, м3/с;

– вектор вихря скорости, с-1;

u, v – компоненты скорости воз душных потоков в камере, м/с;

– кинематическая вязкость, м2/с;

g – ускорение свободного падения, м2/с;

– коэффициент термического расширения, К;

T0 – начальная температура жилы и оболочки кабеля, К;

Tv – начальная температура воздуха в камере, К;

индексы «1», «2», «3»

соответствуют жиле, оболочке кабеля, горячему воздуху[3].

На рисунке 3 представлены распределения степени полимеризации по толщине (R1rR2) оболочки кабеля в различные моменты времени.

Видно, что степень полимеризации увеличивается по толщине обо лочки от центра к краю изделия.

Рис.3.Распределение степени полимеризации по толщине оболочки кабеля в разные моменты времени: 1 – t=50 c;

2 – t=100 c;

3 – t=200 c;

4 – t=300 c;

5 – t=tp При малых временах зависимость (r) имеет экспоненциальный вид (кривая 1) с максимумом на границе с горячим воздухом (r=R2). Это можно объяснить тем, что оболочка не успевает прогреться до темпера тур, при которых полимеризация завершается по всему слою (R1rR2).

С ростом времени зависимость (r) становится практически линейной (кривые 2, 3, 4). Оболочка прогревается по толщине и отклонения меж ду (R1) и п1 при R1rR2).

Повышение температуры с целью увеличения скорости вулканиза ции в большинстве случаев невозможно, поскольку кислород оказывает отрицательное влияние на вулканизаты, или вулканизация вообще не происходит.

Полученные результаты теоретического исследования и представ ленную модель с химическим реагированием можно использовать для численного анализа энергоэффективности процессов вулканизации ти пичных кабельных изделий на производствах.

Список литературы Лукомская А.И., Баденков П.Ф., Кеперша Л.М. Тепловые основы вулка 1.

низации резиновых изделий. – М.: Химия, 1972, 359 с.

Гофманн В. Вулканизация и вулканизующие агенты. – М.: Химия, 1968, 2.

464 с.

Тепломассообмен: Справочник / Под ред. А.В. Лыкова. – М.: Энергия, 3.

1978. – 479 с.

УДК 66.015. АППАРАТЫ С РАЗЛИЧНЫМИ КОНТАКТНЫМИ УСТРОЙСТВАМИ, ИСПОЛЬЗУЕМЫЕ В СХЕМЕ ОСУШКИ ПРИРОДНОГО ГАЗА Лаптев А.Г., д.т.н., проф., Крылова А.Н.

Казанский государственный энергетический университет, г. Казань e-mail: nastyakzn@ya.ru За последние 20 лет доля природного газа в балансе первичных энергоресурсов возросла с 17 до 21%, доля нефти снизилась с 49 до 40%, а угля с 30 до 27%. Таким образом, роль газа, как наиболее эколо гически чистого вида топлива, заметно возрастает и, по прогнозам экс пертов, его доля в энергобалансе мира к середине XXI века может со ставить 28-30% [1].

Природные газы насыщены водяными парами, содержание которых определяется давлением, температурой и химическим составом газа.

Содержание водяных паров в товарных природных газах регламентиру ется (точка росы по воде), так как конденсация воды в технологических системах приводит к образованию газовых гидратов (твердых кристал лических веществ), которые закупоривают рабочие пространства трубо проводов и аппаратов, нарушают нормальные условия эксплуатации объектов добычи, транспортировки и переработки газа. Степень осушки газа определяется не только возможностью конденсации воды, но и об разованием гидратов газа. Гидраты представляют собой комплексные соединения молекул газа с водой. Известны гидраты метана CH4H2O;

этана C2H67H2O и др. Гидраты могут существовать только при наличии избыточной влаги в газе, т.е. когда парциальное давление паров воды в газовой фазе больше давления паров гидрата (которое всегда меньше давления паров воды). Таким образом, содержание в газе влаги должно соответствовать такой точке росы, при которой давление насыщенного водяного пара меньше давления паров гидрата при температуре среды [2].

Наиболее распространена технология осушки газа гликолями. Ши рокое применение гликолей для осушки газа обусловлено их высокой гигроскопичностью, стойкостью к нагреву и химическому разложению, низким давлением пара [3].

В принципиальной технологической схеме установки абсорбцион ной осушки природного газа влажный газ, поступающий со сборных коллекторов сначала проходит через сепаратор, а затем направляется под нижнюю тарелку абсорбера. Поднимаясь через тарелки, газ контак тирует с регенерированным раствором гликоля, подаваемым на верх нюю тарелку абсорбера. Концентрированный раствор гликоля, двигаясь с верхней тарелки навстречу газу вниз, постепенно насыщается парами воды и опускается в нижнюю часть абсорбера. Газ, двигаясь навстречу гликолю, отдает ему пары воды и поступает в магистральный газопро вод. Насыщенный водой гликоль направляется в десорбер (выпарную колонну) для регенерации. И далее обратно в абсорбер [4]. На большин стве предприятий в абсорбере и десорбере установлены устаревшие и малоэффективные контактные устройства.

Для оценки гидродинамических и массообменных характеристик насадочных контактных устройств использовался энергетический ком плекс Е:

pор h ог Eог ', (1) H где pор – перепад давления в орошаемой насадке, Па.

Комплекс Е характеризует энергозатраты и массообменную эффективность контактных устройств. Чем меньше гидравлическое сопротивление и больше коэффициент массопередачи (т.е. ниже значение h ог ), тем меньше комплекс Е и, следовательно, эффективнее насадка.

На рис. 1 представлено сравнение нерегулярных насадок по значению комплекса Е. Видно, что наиболее эффективной нерегулярной насадкой является насадка «Инжехим-2000».

Выполнен расчет абсорбера для осушки природного газа сеноман ской залежи Заполярного газонефтеконденсатного месторождения (ГНКМ) 98 % раствором диэтиленгликоля. Относительная влажность газа составляла 100 %. Давление в аппарате 8 МПа. Точка россы осу шенной газовой смеси -10 °С.

Произведен расчет аппарата с тарельчатыми (ситчатая тарелка, свободное сечение 10 %, высота сливной планки 30 мм) и насадочными контактными устройствами (стальные кольца Рашига 25х25 и насадка «Инжехим-2000»).

Расчет тарельчатого аппарата выполнялся по теоретическим тарел кам с дальнейшим уточнением КПД тарелки, также производилась про верка работоспособности выбранного контактного устройства [5]. Рас чет насадочного аппарата выполнялся по уравнениям, полученным на основе теории диффузионного пограничного слоя и моделей структуры потока.

Е, Па 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1 1,1 1,2 1,3 1,4 1, W0, м/с Рис. 1. Зависимость комплекса Е от скорости газа, при плотности орошения q 40(м3 / м2 ч), dэ 0,03м, абсорбция аммиака водой:1 – стальные кольца Рашига 50х50;



Pages:     | 1 || 3 | 4 |   ...   | 7 |
 





 
© 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.