авторефераты диссертаций БЕСПЛАТНАЯ БИБЛИОТЕКА РОССИИ

КОНФЕРЕНЦИИ, КНИГИ, ПОСОБИЯ, НАУЧНЫЕ ИЗДАНИЯ

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


Pages:     | 1 |   ...   | 2 | 3 || 5 | 6 |   ...   | 7 |

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

-- [ Страница 4 ] --

Рассеяние света – отклонение распространяющегося в среде свето вого пучка во всевозможных направлениях. Рассеяние света обусловле но неоднородностью среды и взаимодействием света с частицами веще ства, при котором меняются пространственное распределение интен сивности, частотный спектр и поляризация света[4].

В данной работе наиболее важным параметром является индика триса рассеяния. Индикатриса рассеяния I() – отношение потока излу чения, рассеянного частицей в единичном телесном угле в данном направлении к полному потоку рассеянного частицей излучения. Ин дикатриса рассеяния является безразмерной функцией и характеризует пространственное распределение рассеянного частицей света. Интеграл от нее по всему пространству равен единице. Угол рассеяния опреде ляется направлением падающих волн, точкой рассеяния и направлением наблюдения [4].

В оптике аэрозолей показано, что для однородных сферических ча стиц количественные характеристики светорассеяния полностью опре деляются двумя параметрами – комплексным показателем преломления материала частицы:

m n i, где n – показатель преломления;

– показатель поглощения;

i – мнимая единица. И безразмерным параметром дифракции (параметром Ми):

D, где D – диаметр частицы;

– длина волны падающего излучения [5].

Релеевскми частицы называются, если их размер много меньше длины волны излучения (D0,06 или 30 ).

Крупные частицы те, размер которых много больше длины волны ( 30).

Произвольные частицы ( 1 3 ).[5] В данной работе проведены расчеты индикатрисы рассеяния для релеевских частиц, а так же расчеты при помощи программы для круп ных частиц.

Исследуемые частицы представляют собой полидисперсную среду, то есть они имеют различные размеры. Поэтому расчет индикатрисы рассеяния для произвольных частиц наиболее важен.

При рассмотрении полидисперсных сред, состоящих из частиц раз ных размеров, предполагается, что частицы сферические, рассеяние света на каждой из них происходит независимо от других, а слой рассе ивающей среды достаточно тонкий, так что рассеяние второго и более порядков можно не учитывать [6].

Для полидисперсных сред осредненная индикатриса рассеяния определяется уравнением[6] I p ( ) I p (, ) f ( D) D 2 dD, где f(D) – функция распределения частиц по размерам.

Результаты расчетов приведены в таблице 1 и проиллюстрированы на рисунке 2.

Таблица,° 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 I() 1 0, 0, 0, 0, 0, 0, 0, 0, 0, 0, 0, 0, 0, 0, 0, 97 89 77 64 51 40 31 24 18 14 11 08 06 05 1 0 4 5 9 8 5 2 5 3 0 6 8 4 Рис.2 – График индикатрисы рассеяния в полидисперсной среде Список литературы Сурис А.Л. Плазмохимические процессы и аппараты.

1.

М.:Химия.1989. 304с.

Ларин В.К., Кондаков В.М., Малый Е.Н. и др. Плазмохимический 2.

способ получения ультрадисперсных (нано-) порошков оксидов ме таллов и перспективные направления их применения. Известия ву зов. Цветная металлургия.2003.№5. С.59-64.

3. Gary L. Messing, Shi-Ghang Zhang, Gopal V. Jayanthi. Ceramic pow der synthesis by Spray Pyrolysis. Journal of American Ceramic Society.

1993. Vol. 76. No.11. P. 2707-2726.

Полак Л.С., Овсянников А.А., Словецкий Д.И., Вурзель Ф.Б. Тео 4.

ретическая и прикладная плазмохимия. – М.: Наука, 1975. – 304 с.

Васенин И.М., Архипов В.А., Бутов В.Г. и др. Газовая динамика 5.

двухфазных течений в соплах. Томск: Изд-во Том. ун-та. 1986.

264с.

Физико-химические свойства окислов: Справочник/Под ред.

6.

Г.В.Самсонова. М.: Металлургия, 1978. 472 с.

УДК 681. СИСТЕМА КОРРЕКЦИИ ПРОПУСКНОЙ ХАРАКТЕРИСТИКИ РЕГУЛИРУЮЩЕГО ОРГАНА С ИСПОЛНИТЕЛЬНЫМ МЕХАНИЗМОМ ПОСТОЯННОЙ СКОРОСТИ ДЛЯ АСУ ТП Таланов С.В., аспирант Ивановский государственный энергетический университет, г. Иваново E-mail: tvd@atp.ispu.ru Для обеспечения желаемой формы пропускной характеристики ре гулирующего органа (РО) ее преобразуют, либо путем изменения про филя проходного сечения (для профилируемых РО), либо введением не линейной связи между исполнительным механизмом и регулирующим органом (для непрофилируемых РО) [1].

При создании новых АСУ ТП возможно применение интеллекту альных электроприводов, которые позволяют корректировать пропуск ную характеристику РО. При модернизации систем автоматического ре гулирования в случае замены аппаратных технических средств автома тизации контроллерами без замены исполнительных устройств предла гается аппаратно-программный метод коррекции пропускной характе ристики регулирующего органа.

Структурная схема системы коррекции пропускной характеристики РО приведена на рис. 1.

Рис. 1. Структурная схема системы коррекции пропускной характеристики регулирующего органа:

1 – сумматор;

2 – аналого-дискретный преобразователь;

3 – исполнительный меха низм постоянной скорости;

4 – регулирующий орган;

5 – первый корректор;

6 – вто рой корректор;

m – входной сигнал системы;

s0 – выходной сигнал сумматора;

d1, d – выходные дискретные сигналы аналого-дискретного преобразователя;

h – относи тельное перемещение подвижной части РО;

q – относительный расход;

s1 – выход ной сигнал первого корректора;

s2 – выходной сигнал второго корректора.

Функции преобразования:

для сумматора (СУМ) – s0=m-s2;

для аналого-дискретного преобразователя (АДП) – d1-d2= 1, если s0z или -1, если s0-z или 0, если mod(s0)z (z – зона нечувстви тельности АДП);

для исполнительного механизма постоянной скорости – h=V(d1-d2)t (V – скорость исполнительного механизма);

для регулирующего органа – q = FРО(h);

для первого корректора (1КОР) – s1 = F1К(h) = FРО(h);

для второго корректора (2КОР) – s2 = F2К(FРО(h)).

Функции преобразования СУМ, АДП, 1КОР и 2 КОР реализуются программно в контроллере.

Введение первого корректора линеаризует характеристику РО, т.е.

при s2=s1 получим q = m. Введение второго корректора позволяет полу чить заданную характеристику РО, т.е. q = FЗРО(m) из условия F2К(FРО(h))=m.

Для более сложных характеристик разработана программа, позво ляющая по заданной функции FЗРО(h) определить функцию второго кор ректора. Эта программа входит в состав программного модуля коррек ции.

В программном модуле реализована структура системы, показан ная на рис.1. (рис.2).

Далее рассмотрим методику выполнения коррекции пропускной характеристики, заложенную в основу программного модуля коррекции.

Рис. 2. Интерфейс программного модуля коррекции По пяти точкам, снятым с каталожной характеристики регулирую щего органа, проводится аппроксимация методом FPM [2] Каталожная характеристика РО представляет собой зависимость относительной пропускной способности от относительного хода плун жера РО. По снятым точкам проводится расчет коэффициентов для уни версальной формулы, по которой строится аппроксимированная ката ложная характеристика Y=m0+m1X+m2X2+m3(sin(m4X)+m5)+m6(sin(m7X)+m8).

Результатом аппроксимации являются коэффициенты: m1, m2, m3, m4, m5, m6, m7, m8.

После ввода полученных коэффициентов, модель первого коррек тора воспроизводит аппроксимированную каталожную характеристику РО. Таким образом, при реализации в жесткой отрицательной обратной связи модели первого блока коррекции, с характеристикой полностью копирующей каталожную, происходит линеаризация каталожной про пускной способности РО (рис. 3).

Результатом работы первого блока коррекции является линеаризо ванная характеристика РО.

Требуемая (заданная) характеристика РО может быть представлена в аналитическом или графическом виде.

Если характеристика РО задается в аналитическом виде, то опреде ляется обратная ей функция, которая затем вводится в модель второго блока коррекции, который обеспечивает заданную пропускную способ ность РО.

Рис.3. Пропускные характеристики регулирующего органа Условием использования ввода заданной пропускной способности РО в аналитическом виде является наличие ее обратной функции в явно выраженном виде.

Если характеристика РО задается в графическом виде, то прово дится ее аппроксимация методом FPM, в результате которой определя ются коэффициенты, вводимые в модель второго блока коррекции, ко торый обеспечивает заданную пропускную характеристику РО. Задан ная пропускная способность РО в графическом виде представляется как зависимость относительной пропускной способности от относительного хода плунжера РО.

Результатом работы второго блока коррекции является реализация заданной характеристики регулирующего органа.

В результате экспертизы заявки № 2011116370/08(024309), подан ную 25.04.2011 на полезную модель «Система коррекции пропускной характеристики регулирующего органа с исполнительным механизмом постоянной скорости» РОСПАТЕНТ 29.09.2011 установил, что заявлен ная полезная модель относится к объектам патентных прав, заявка по дана на техническое решение, охраняемое в качестве полезной модели, и документы заявки соответствуют требованиям, предусмотренным Гражданским кодексом Российской Федерации, в связи с чем принято решение о выдаче патента на полезную модель.

Список литературы Благов Э.Е., Ивницкий Б.Я. Дроссельно-регулирующая температура 1.

ТЭС и АЭС. М.: Энергоатомиздат, 1990.

Свидетельство о государственной регистрации программы для ЭВМ 2.

«Программный модуль «Аппроксимации характеристик элементов систем ав томатизации» №2011611204 от 4 февраля 2011г. (правообладатели Таланов С.В., ИГЭУ).

УДК 621.396. НАДЕЖНОСТЬ МИКРОСХЕМЫ ПРИ ТЕПЛОМАССОПЕРЕНОСЕ И ОКИСЛЕНИИ МЕТАЛЛА Титов А.В., ассистент, Кузнецов Г.В., д.ф.-м.н., Мамонтов Г.Я., д.ф.-м.н.

Томский государственный архитектурно-строительный университет, г.Томск Национальный исследовательский Томский политехнический универси тет, г.Томск E-mail: avtitov@sibmail.com Одной из основных причин отказов электронных приборов являет ся окисление металлических элементов в транзисторах и интегральных микросхемах [1-3]. Воздух и влага может попасть в электронные прибо ры через трещины в пластиковом корпусе [2-4]. Механизмы и матема тические модели отказов полупроводниковых приборов и микросхем из-за коррозии и окислении металлизации в настоящее время недоста точно проработаны [5-9].

В работе проведена оценка масштабов влияния этих процессов на надежность интегральной схемы при длительной эксплуатации. Рас сматривалась задача о температурном поле двухслойной (металл– полимер) пластины с локальным дефектом–микротрещиной рис. 1. Счи талось, что двухслойная пластина являлась частью микросхемы. Про водник нагревался под действием движения электрических зарядов.

Возрастание температуры способствовало увеличению скорости окис ления металла окислителем в трещине. В результате толщина металли зации в области трещинообразования уменьшалась.

Рис. 1. Область решения задачи теплопереноса: 1 – металл;

2 – изоляция;

3 – воздух;

4 – пленка окисла Задача сводилась к решению двумерных нестационарных уравне ний теплопроводности методом конечных разностей [10] на неравно мерной прямоугольной сетке. На каждом шаге расчета температур про водился контроль консервативности разностной схемы.

При численном моделировании принималось, что интегральная схема работает непрерывно в течение четырех лет. Сечение проводника в рассматриваемой микросхеме считалось квадратным со стороной 7, мкм, L x =15 мкм, L y =15 мкм. Проводник нагревался под действием тока I =1 мА. Численное моделирование велось на неравномерной сетке раз мерами 200200, шаг по времени составлял до 1 мс. Шаг сетки по коор динатам x, y увеличивался от минимального значения 0,1•10-9 м, в гео метрической прогрессии. Сетка сгущалась на границах между зонами.

Начальная температура области решения принималась равной темпера туре окружающей среды Тв=253–313 K.

Коэффициент конвективной теплоотдачи принимался равным =1–4 Вт/(м2•К) [11].

В табл. 1 представлены зависимости температуры проводника мик росхемы от времени при различных параметрах внешней среды.

Таблица 1. Зависимость температуры проводника микросхемы с де фектом защитного покрытия от времени эксплуатации при Тв=300 K;

1 – =1 Вт/(м2•К);

2 – =4 Вт/(м2•К) T, 1) 307,59 308,02 308,16 308,24 308,30 308,34 308,36 308, K 2) 302,53 302,60 302,64 302,66 302,67 302,69 302,69 302, t, тыс.

0 5 10 15 20 25 30 ч.

при =1 Вт/(м2•К);

1 – Тв=253 K;

2 – Тв=273 K;

3 – Тв=283 K;

4 – Тв=313 K 1) 269,95 269,96 269,97 269,98 269,98 269,99 269,99 270, T, 2) 279,86 280,08 280,10 280,12 280,14 280,15 280,16 280, K 3) 290,13 290,40 290,45 290,49 290,51 290,54 290,55 290, 4) 317,87 318,45 318,65 318,73 318,74 318,84 319,03 319, t, тыс.

0 5 10 15 20 25 30 ч.

Полученные зависимости температуры проводника от времени эксплуатации электронного прибора использовались для расчета пока зателя надежности микросхемы с помощью модели Аррениуса.

В табл. 2 приведена зависимость надежности электронного прибора от времени при различных условиях эксплуатации. Видно, например, что уменьшение коэффициента конвективного теплообмена прибора с окружающей средой от 4 до 1 Вт/(м2•К) приводит к увеличению ин тенсивности отказов микросхемы с дефектом в изоляции в полтора раза табл. 2. При слабом конвективном теплообмене электронного прибора с окружающей средой и росте температуры среды от 253 до 313 K интен сивность отказов микросхемы может увеличиваться в шестьдесят пять раз и более при окислении металлизации.

Таблица 1. Изменение во времени интенсивности отказов электронного прибора с дефектом защитного покрытия в проводнике при Тв=300 K;

1 – =1 Вт/(м2•К);

2 – =4 Вт/(м2•К);

, 1) 1,35 1,41 1,42 1,43 1,43 1,43 1, 2) 0,895 0,903 0,9048 0,9061 0,9071 0,9075 0, 9 - ч t, тыс.

0 10 15 20 25 30 ч.

при =1 Вт/(м2•К);

1 – Тв=253 K;

2 – Тв=273 K;

3 – Тв=283 K;

4 – Тв=313 K, 1) 0,04417 0,04428 0,04432 0,04435 0,04438 0,04439 0, 2) 0,11887 0,121687 0,1219 0,122072 0,12222 0,122287 0, 10 3) 0,30845 0,317494 0,3185 0,319301 0,31998 0,320287 0, 9 - ч 4) 2,98 3,16 3,18 3,18 3,2 3,25 3, t, тыс.

0 10 15 20 25 30 ч.

Результаты выполненных численных исследований показывают перспективность предложенного в данной работе подхода к анализу надежности электронных схем в условиях интенсивного тепломассопе реноса и окисления их элементов. Важнейшим достоинством предло женного подхода является то, что для реализации процесса теоретиче ского анализа показателей надежности электронного оборудования не требуется проводить каких-либо специальных экспериментов и опреде лять эмпирические постоянные, которые в многих аналогичных моде лях являются по существу коэффициентами согласования разработан ной теории и реальной практики. Для реализации представленной выше математической модели достаточно информации о теплофизических ха рактеристиках материалов, использующихся для изготовления, напри мер, микросхем, и постоянных, характеризующих окисление металлов в воздушной среде или при наличии водяного пара. Разработанная теория является по существу автономной. Для ее применения достаточно базы данных по теплофизическим характеристикам и кинетическим парамет рам процессов окисления. Коэффициенты диффузии в воздухе также определены к настоящему времени для достаточно широкого диапазона изменения основных параметров, характеризующих специфику процес сов массопереноса в конкретных условиях.

Важным, является то, что разработанный подход и соответствую щие математические модели могут быть развиты на достаточно широ кий круг радиотехнических металлических материалов для большого числа приложений в радиоэлектронной и электронной технике.

Список литературы 1. Теверовский А.А., Епифанов Г.И., Константинов А.А. Надежность по лупроводниковых приборов, герметизированных в пластмассу // Обзоры по электронной технике. Сер. 2. Полупроводниковые приборы. – 1979. – Вып.

10. – С 47–51.

2. Теверовский А.А., Омаров Б.Ш., Гутник Д.И. Исследование влагостой кости микросхем в пластмассовых корпусах с помощью тестовых структур //Электронная техника. Сер. 8. – 1986. – Вып. 1. – С 46–54.

3. Теверовский А.А., Коваленко А.А. Методы контроля содержания влаги в корпусах микросхем // Электронная техника. Сер. Упр. кач-вом, Стандарти зация, Метрология, Испытания, – 1983. – Вып. 4. – С 17–20.

4. Бартенев Г.М., Зеленев Ю.М. Физика и механика полимеров. – М.:

Высшая школа, – 1983. – 391 с.

5. Строгонов А.В. Долговечность субмикронных БИС и ПЛИС // Микро электроника. – 2005. – № 2. – С. 138-158.

6. Борисов А.А., Горбачева В.М., Карташов Г.Д., Мартынова М.Н., Прыт ков С.Ф. Надежность зарубежной элементной базы // Зарубежная радиоэлек троника. – 2000. – № 5. – С. 34-53.

7. Карташов Г.Д., Садыхов Г.С. Основные методы оценки остаточного ре сурса изделий радиоэлектроники // Успехи современной радиоэлектроники. – 2000. – № 9. – С. 3-20.

8. Бердичевский Б.Е. Вопросы обеспечения надежности радиоэлектронной аппаратуры при разработке. – М.: Сов. радио, 1977. – 384 с.

9. Чернышев А.А. Основы надежности полупроводниковых приборов и интегральных микросхем. – М.: Радио и связь, 1988. – 256 с.

10. Самарский А.А. Теория разностных схем. – М.: Наука, 1977. – 656 с.

11. Дульнев Г.Н. Тепло- и массообмен в радиоэлектронной аппаратуре. – М.: Высшая школа, 1984. – 247 с.

УДК 608. ЭНЕРГОСБЕРЕЖЕНИЕ В ТВЕРДОТОПЛИВНЫХ КОТЛАХ Трушин А.Н.

Руководитель – Садчиков А.В.

ООО «Оренбургская коммунальная теплоснабжающая компания»

E-mail: teploosu@mail.ru В рамках всеотраслевой энергосберегающей политики нашего гос ударства одним из актуальных направлений энергосбережения является утилизация теплоты вторичных энергоресурсов, в том числе теплоты шлаков, образующихся в огромном количестве при сжигании твердого топлива на тепловых электрических станциях.

Утилизация тепла шлаков твердотопливных котлов весьма акту альная и перспективна, т.к. в нашей стране на угле работает большое количество ТЭЦ, ТЭС и котельных. Уголь является общедоступным топливом и имеет относительно стабильную цену по сравнению с цена ми на природный газ и нефть, запасы которых неумолимо истощаются.

Для утилизации тепла шлаков возможна организация топочного процесса по способу работы котла в режиме твердого шлакоудаления (патент РФ №2009147040/06) [1].

Технический результат предлагаемого способа – повышение надежности и экономичности работы котла путем облегчения вывода шлака увеличением эффекта холодной воронки и утилизации теплоты шлака при выработке пара в случае сжигания твердого топлива в высо котемпературном циркулирующем кипящем слое и удалении шлака в твердом виде.

Указанный технический результат достигается тем, что в зоне при ема твердого шлака устанавливают теплообменник, в котором нагрева ют атмосферный воздух, направляемый в зону горения в качестве вто ричного дутья.

Сущность предлагаемого способа поясняется чертежом (рис.1).

Рисунок 1 – Способ работы котла в режиме твердого шлакоудаления.

1 – топливо, 2 – зона горения, 3 – поток шлака, 4 – зона приема шлака, 5 – змеевик, 6 – сопла вторичного дутья, 7 – поток продуктов сгорания, 8 – колоснико вая решетка.

Очевидно, что наиболее оптимальной конструкцией теплообмен ника является нагревательный короб, который обладает наименьшим аэродинамическим сопротивлением, прост в эксплуатации и более надежен (рис. 2).

Рисунок 2 – Нагревательный короб, размещенный в шлакоприемной зоне Однако определение конструктивных параметров теплообменника вызывает некоторые затруднения, т.к. для расчета процесса теплообме на между шлако-воздушной смесью и стальной поверхностью короба необходимо знать величину коэффициента конвективной теплоотдачи от шлако-воздушной смеси к металлической поверхности нагрева. К сожалению, в современной отечественной и зарубежной литературе нет никаких упоминаний о значениях данного коэффициента и методах его определения. Решение возникшей проблемы возможно несколькими способами.

Задаваясь определенным доверительным интервалом эффективно сти работы и температурным диапазоном шлака и воздуха вторичного дутья с одной стороны, геометрическими размерами шлакоприемной зоны с другой стороны, мы можем определить технические и конструк тивные параметры проектируемого теплообменника с учетом теорети ческих допущений.

Более достоверные значения искомого коэффициента возможно получить экспериментальным путем, измерив температуры нагрева по верхности теплообмена, создав условия топочного процесса, и при по мощи математического аппарата по известным уравнениям теплопро водности определить коэффициент теплоотдачи воздушно-шлаковой смеси металлу. Также определение коэффициента возможно при помо щи исследования математической модели процесса теплообмена.

Решение поставленной задачи является предметом наших даль нейших исследований.

Список использованных источников 1. Пат. РФ: МПК F23 С5/24. – №2009147040/06;

заявл. 17.12.2009;

опубл.

27.03.2011, Бюл. № 9. – 4 с.

УДК 620.9.001. ПРОГНОЗИРОВАНИЕ ОТЛОЖЕНИЙ УГОЛЬНОЙ ЗОЛЫ В ТОПКАХ ЭНЕРГЕТИЧЕСКИХ КОТЛОВ НА ОСНОВЕ ЧИСЛЕННОГО МОДЕЛИРОВАНИЯ Фомичев А.С., Корецкий Д.А.

Томский политехнический университет, г.Томск E-mail: fomichev@cotes.ru, В мире в настоящее время около 38% электроэнергии производится из угля и в будущем уголь сохранит свою роль. Одной из проблем при сжигании угля является шлакование и загрязнение поверхностей нагре ва золовыми отложениями. Моделирование процесса шлакования на этапе конструирования или реконструкции позволяет повысить эффек тивность работы пылеугольных котлоагрегатов. Для моделирования процессов горения угля уже давно и успешно применяются программы вычислительной гидродинамики. Но они не имеют встроенных средств для того, чтобы моделировать отложения золовых частиц на экранах.

Целью данной работы является расширение программы FLUENT 6.2. ANSYS дополнительными функциями для моделирования образования отложений угольной золы.

Процесс моделирования состоит из двух этапов. На первом этапе с помощью программы FLUENT рассчитываются все параметры топоч ной среды, такие как:

аэродинамика (поле скоростей, температур, давления, концен трация химических веществ);

тепломассообмен;

химические реакции;

радиационный теплообмен;

горение угольных частиц.

Учитывается стадийность горения угольных частиц: прогрев до начала испарения влаги топлива, испарение влаги, выход летучих, горе ние коксового остатка, движение золового остатка. Учитывается также полидисперсность угольных частиц. Траектории частиц моделируются с использованием стохастической модели случайных блужданий в турбу лентной среде. Все вышеперечисленные процессы моделируются в еди ном комплексе.

На втором этапе рассчитывается скорость роста золовых отложе ний на экранах топки. Расчет выполнятся UDF-функциями (функциями, определяемыми пользователем), написанными на языке «С» и встроен ными в программу FLUENT. UDF-функции используют дополнитель ные исходные данные: гранулометрический состав золы, химический состав золы и т.п. UDF-функции используют программу FLUENT в ка честве источника исходных данных о месте столкновения частицы с экраном, температуре частицы в этот момент, компонентах скоростей и т.п. Численное значение скорости роста золовых отложений экспорти руется в программу FLUENT для того, чтобы визуализировать и обраба тывать результаты расчёта штатными средствами программы FLUENT.

Принято, что скорость шлакования пропорциональна вероятности при липания частицы к экрану, которая рассчитывается по модели захвата Уолша:

m m P min,, где m m – отношение массы “при липших” частиц к общей массе;

– вязкость частицы;

крит – вязкость в критической точке, при которой частица считается “липкой”. Зависи мость вязкость-температура определяется по уравнению модели вязко log T T 10. T T сти Браунинга:, где T – температура частицы, S S градусы Кельвина;

– вязкость частицы, Па.с. “Температурный сдвиг” Ts определяется как: TS 306.63 A 574.31. Показатель “A” рассчитывается 3.19Si 0.855 Al 1.6 K A 0.93Ca 1.5Fe 1.21Mg 0.69 Na 1.35Mn 1.47Ti 1.91S, где Si, Ca и как:

др. – мольные доли элементов содержащихся в золе в пересчете на ‘1’.

Характеристики угольной золы для березовского бурого угля, которые положены в основу расчета, приведены в табл. 1.

Таблица 1 – Состав угольной золы Анализ минералогического состава золы, % П рочее SiO2 Al2O3 Fe2O3 Na2O CaO MgO K2O TiO2 SO 3 1 1 0 3 4 0 0 1,4 1,8 1,5,7 3,5,7,6,6. Согласно [3] две вышеописанные модели расчета показали наилучшие результаты по сравнению с другими алгоритмами.

Кроме того, модель представляет зольный слой в виде ряда тепло вых сопротивлений между граничной температурой из CFD-модели и температурой стенки экрана, определяемой пользователем. Затем с по T q' ' R 2 R 3 R R мощью уравнения рассчитывается тепло вой поток через слои и вводится обратно в CFD-модель в качестве теп лового граничного состояния.

Для оценки достоверности моделирования был выполнен расчет топки котла П-67 Березовской ГРЭС-1 на Берёзовском буром угле. Ко тел П-67 блока 800 МВт выполнен по Т-образной схеме с вынесенной конвективной шахтой. Топочная камера с твердым шлакоудалением имеет габариты: по высоте – 92,32 м;

в плане – 23,08 23,08 м, полно стью экранирована вертикальными панелями из плавниковых труб. Бо ковые экраны в нижней части образуют скаты холодной воронки (раз мер устья холодной воронки 1,38 23,08 м). Тангенциальные щелевые горелки расположены на отметках 23,87;

28,4;

33,87;

38,4 с наклоном вниз под углом 100 в четыре яруса на четырех стенах. Третичное дутьё расположено в 2 яруса на отметках 45 и 47,5 м. Диаметр условной окружности основных горелок – 0,15aт (3.5 м). Моделирование котла проводилось для 105% нагрузки, расход угля – 483,1 т/ч.

Численное моделирование показало, что в этой топке есть набросы топочных газов на экраны в районе основных горелок и на скаты холод ной воронки (рис.2). Моделирование шлакования экранов (рис.3) даёт результаты, качественно согласующиеся с натурными наблюдениями (рис.4).

Рис.1. Наброс топочных газов (расчёт):

1) между 1-м и 2-м ярусами горелок;

2) на скаты холодной воронки Рис.2. Толщина слоя золовых частиц на экранах (расчёт):

1) между 1-м и 2-м ярусами горелок;

2) на скатах холодной воронки Рис.3. Шлакование экранов (натурные наблюдения [4]):

1) между 1-м и 2-м ярусами горелок;

2) на скаты холодной воронки Однако количественная оценка образования отложений на экранах при сжигании берёзовского угля по модели Уолша–Браунинга показы вает, что эффективная интенсивность образования отложений оказыва ется существенно выше, чем в действительности (здесь рассматривается интенсивность образования от первичных до вторичных отложений). Не вдаваясь в подробный анализ рассмотренной модели шлакования, сле дует отметить, что она в наибольшей степени соответствует сжиганию углей с кислым составом золы. Для моделирования образования отло жений в топочной камере при сжигании углей с основным составом зо лы, какими являются угли Канско-Ачинского бассейна, требуется мо дель, учитывающая более многофакторный механизм процесса.

Список литературы 1. Browning G.J., Bryant G.W., Hurst H.J., Lucas J.A., Wall T.F. (2003) "An Empirical Method for the Prediction of Coal Ash Slag Viscosity."

Energy & Fuels. 17:731- 2. Walsh, P.M., Sayre, A.N., Loehden, D.O., Monroe, L.S., Beer, J.M., Sarofim, A.F., (1990) "Deposition of Bituminous Coal Ash on an Isolat ed Heat Exchanger Tube: Effects of Coal Properties on Deposit Growth." Progress in Energy and Combustion Science 16: 327- 3. Measurements and modeling of coal ash deposition in an entrained-flow reactor, by Ryan Blanchard, 2009, Brigham Young University, интернет-страница http://contentdm.lib.byu.edu/ETD/image/etd2764.pdf.

Васильев В.В. Результаты освоения сжигания канско-ачинских уг 4.

лей на ТЭС России // Горение твердого топлива: Матер. VI-й Все российской конф. “Горение твердого топлива” – Новосибирск, 2006.

УДК 621. ЧИСЛЕННОЕ МОДЕЛИРОВАНИЕ ТЕПЛОМАССОПЕРЕНОСА В ТЕПЛОВОЙ ИЗОЛЯЦИИ НИЗКОТЕМПЕРАТУРНЫХ РЕЗЕРВУАРОВ ДЛЯ ХРАНЕНИЯ СЖИЖЕННОГО ГАЗА ПРИ НАЛИЧИИ МИГРАЦИИ ВЛАГИ К ФРОНТУ ПРОМЕРЗАНИЯ Хабибулин А.М.

Томский Политехнический университет, г. Томск E-mail: habik89@sibmail.com Существенную роль в выполнении программы энергосбережения России призвана сыграть высокоэффективная тепловая изоляция, при меняемая во всех областях промышленного производства и строитель ства [1].

Особенностью работы холодильной изоляции является возмож ность конденсации водяного пара на поверхностях ограждения или внутри изоляции, а в некоторых случаях и замерзания выпавшей влаги [2]. Известно, что накопление влаги в теплоизоляционных конструкциях низкотемпературного оборудования нередко приводит к столь значи тельному увеличению потерь холода, что необходима их полная замена [3].

Следует также отметить, что используемые в настоящее время ме тоды расчета тепловой защиты резервуаров для хранения сжиженных газов [1, 2, 3] не учитывают многих особенностей эксплуатации рас сматриваемых систем. К этим особенностям относятся наличие фазовых переходов, взаимодействие с окружающей средой, нестационарность процессов переноса и др.

Рассматривается типичный резервуар для хранения сжиженного га за. Для ограждающих конструкций резервуара решается одномерная не стационарная задача теплопроводности и диффузии при промерзание влажной теплоизоляции с учётом зависимости свойств изоляции от объ ёмной доли влаги. Влагоперенос происходит только в талой зоне путём миграции к фронт промерзания за счёт пленочно-диффузионного меха низма. Схема области решения представлена на рисунке 1.

Рис.1. Схематическое изображение области решения: 1 – зона промерзшей изоляции, 2 – зона увлажненной изоляции.

Тепловая изоляция резервуара находится в увлажненном состоянии и имеет начальную постоянную температуру T0, которая равна темпера туре окружающей среды Te. В начальный момент времени на внутрен ней поверхности изоляции устанавливается температура Tsur, равная температуре холодной жидкости, которая ниже температуры замерзания Tz.

Математическая постановка задачи имеет вид:

2T 1 T T a ef1 21, R1 r (t), t 0, (1) t r r r 2T2 1 T T a ef 2 2, (t) r R 2 t 0;

(2) t r r r 2 W2 1 W W D, (t) r R 2 t 0. (3) t r r r Начальные условия:

t 0, R1 r R 2, T T0 const;

(4) t 0, R1 r R 2, W W0 const. (5) Граничные условия:

t 0, r R1, T Tsur const;

(6) W t 0, r (t), 0;

(7) r r (t) t 0, r (t), T1 T2 Tz, T T d ef1 1 ef 2 2 Q z v W ;

(8) r r (t) r r (t) dt T t 0, r R 2, ef 2 (T2 r R Te ) Qs j;

(9) r r R W t 0, r R 2, D (W2 r R We ). (10) r r R Обозначения: Т – температура, К;

t – время, с;

r – координата, м;

R – граница области расчета, м;

– координата промерзания, м;

a – коэф фициент температуропроводности, м2/с;

a – коэффициент температуро проводности, м2/с;

– коэффициент теплопроводности, Вт/(м·К);

– ко эффициент теплоотдачи от наружного воздуха к поверхности изоляции, Вт/(м2·К);

Qz – удельная теплота плавления (замерзания), Дж/кг;

Qs – удельная теплота парообразования (конденсации), Дж/кг, W – от носительное влагосодержание изоляции по объёму;

– коэффициент массоотдачи, м/с;

D – коэффициент диффузии капельной влаги, м2/с.

Индексы: 0 – начальный момент времени;

1, 2 – промерзшая и непромерзшая зоны изоляции;

e – окружающая среда;

sur – внутренняя поверхность изоляции;

ef – эффективное значение, z – замерзание;

L – лёд;

v – вода;

vv – влажный воздух.

Сформулированная выше задача (1) – (10) решена методом конеч ных разностей [4]. Дифференциальные уравнения в частных производ ных представлялись в виде их разностных аналогов. Разностные анало ги уравнений решались с помощью метода прогонки по неявной раз ностной схеме [4].

В качестве примера рассматривается типичный объект для хране ния сжиженного углеводородного газа – аппарат диаметром d = 2400 мм [5]. В качестве изоляционных материалов выбрана шлаковая вата тол щиной 50 мм [5]. Температура внутренней границы R1 равна температу ре сжиженного газа в резервуаре Tsur = 233 К. Температура окружающей среды варьировалась в диапазоне Te = 280-290 К, относительная влаж ность воздуха = 60-100%, начальная объемная влажность изоляции W = 1 %. Коэффициент теплоотдачи от воздуха к поверхности изоляции составлял = 5,8 Вт/(м2К), коэффициент диффузии влаги в шлаковой вате D = 1.510-3 м2/ч.

В таблице 1 приведены значения теплофизических характеристик веществ и материалов [6, 7], использовавшиеся при проведении числен ного моделирования.

Таблица 1. – Теплофизические свойства материалов и веществ.

, Вт/(мК), кг/м Материал/вещество Сp, Дж/(кгК) Вода 4, 0,6 994, Лед 1, 2,4 916, Шлаковая вата 0,0423 702 Объемная доля льда в изоляции, вследствие его расширения на 9 %, вычислялась из выражения:

WL Wv 1,09. (6) Значения теплофизических свойств тепловой изоляции при увлаж нении и промерзании рассчитывались как эффективные с учетом объ емных долей каждой компоненты. Например, эффективные коэффици енты тепловодности находились из соотношений [3]:

ef1 WL L 1 WL, (11) ef 2 Wv v 1 Wv. (12) Результаты исследования. В таблице 2 представлены результаты численного моделирования при применении изоляции из шлаковой ва ты с учетом вышеописанных негативных фактов ql и без них q0l. По грешность по балансу энергии 2 во всех вариантах численного анализа не превышала 0,4 %, что является приемлемым при проведении иссле дований тепловых режимов резервуаров сжиженного газа.

Таблица 2. – Результаты численного моделирования.

,, 1= (ql- q0l)/ ql, 2, j, Tе, ql, q0l, Wvv, t, г/(м2ч) К Вт/м Вт/м ч мм % % % % 60 478,1 1,44 11,5 43,9 32 0,01 1, 290 324, 80 499,6 1,53 36,4 42,0 35,1 0.05 2, 100 519,8 1,91 59,4 40,2 37,6 0,40 2, 60 516,4 1,56 15,7 40,5 32 0,21 1, 295 80 545,8 352,9 2,09 45,5 38,3 35,3 0.17 2, 100 571,7 2,61 70,9 35,9 38,3 0,40 3, Увеличение температуры окружающей среды приводит к соответ ствующим увеличениям теплопритоков, доли влаги во влажном воздухе и интенсивности массоотдачи на поверхности.

Например, при Tе = 290 К наличие в структуре изоляции влаги приводит к увнличению потерь холода до 1 = 37,6 %. Длительность выхода процесса теплообмена на стационарный режим составляет t = 2,3 часа, а толщина слоя промерзшей изоляции достигает = 3,9 мм.

Список литературы 1. Бобров Ю.Л., Овчаренко Е.Г., Шойхет Б.М., Петухова Е.Ю. Теплоизоля ционные материалы и конструкции: Учебник для средних профессио нально-технических учебных заведений. – М.:ИНФРА-М, 2003. – 268 с.

2. Каганер М.Г. Тепловая изоляция в технике низких температур. – М.:

Машиностроение, 1966. – 275 с.

3. МДС 41-7.2004 Методика оценки влияния влажности на эффективность теплоизоляции оборудования и трубопроводов. – М.: ОАО «Теплопроект», 2004. – 33 с.

4. Самарский А.А., Гулин А.Н. Численные методы математической физи ки. – М.: Научный мир, 2000. – 316 с.

5. Официальный сайт ЗАО «ПЗЭМ». 2011. URL: http://www.pzem.ru/ /taxonomy/term/21 (дата обращения: 01.09.2011).

6. Бурцев С.И., Цветков Ю.Н. Влажный воздух. Состав и свойства: Учеб.

пособие. – Спб.: СПбГАХПТ, 1998. – 146 с.

7. Новицкий Л.А., Кожевников И.Г. Теплофизические свойства материалов при низких температурах. Справочник. – М.: Машиностроение, 1975. – 216 с.

СЕКЦИЯ 4. ЭНЕРГОРЕСУРСОСБЕРЕЖЕНИЕ УДК 519.635;

532.546. КОЭФФИЦИЕНТ ЭНЕРГОЭФФЕКТИВНОСТИ УСТАНОВОК ДЛЯ СУШКИ ДРЕВЕСИНЫ Алексеев М.В., аспирант ТПТ ЭНИН Томский политехнический университет, г. Томск E-mail: alexeeff_max@mail.ru В настоящее время наибольшее распространение получила конвек тивная сушка пиломатериалов в сушильных камерах. Это обусловлено простотой и сравнительно недорогим оборудованием, необходимым для компоновки сушильного комплекса [1]. На ряду с конвективной сушкой все больший интерес вызывают нетрадиционные способы, которые с развитием автоматизированных систем управления становятся все более управляемыми и контролируемыми [2]. Такой перспективной техноло гией является и кондуктивная сушка при пониженном давлении [3].

Все существующие способы извлечения влаги из материала имеют как достоинства, так и недостатки. Любые технологии сушки сопряже ны с большими затратами тепловой и электрической энергии [3, 4, 5]. В современных условиях при тенденции роста тарифов на энергоносите ли, особенно актуальной становится проблема энергосбережения и энергоэффективности в производственно-хозяйственной деятельности предприятий лесоперерабатывающего комплекса. Большое значение энергоэффективность сушки древесины приобретает, когда необходимо сохранить определенные свойства высушиваемого материала. Это обу словлено возникновением в процессе испарения внутренних напряже ний в древесине, приводящим к растрескиванию [6]. Процесс сушки для древесных сортиментов больших сечений, например, занимает длитель ное время от 1 до 2…3 недель. Высокая длительность сушки приводит к значительным потреблениям тепла и электроэнергии, что в конечном итоге отражается на стоимости продукции, произведенной из древесины и на конкурентоспособности отечественных деревосодержащих изде лий.

В настоящее время нашло применение большое количество су шильных установок, использующих различные способы сушки. Для со поставления сушильных агрегатов и технологии сушки целесообразно введение комплексного коэффициента, учитывающего основные техно логические параметры тепломассопереноса такие, как плотность древе сины, конечная и начальная влажность, размеры сортиментов, продол жительность процесса, энергопотребление установки и др.

Целью настоящего исследования является оценка энергоэффектив ности двух вышеперечисленных способов сушки древесины. Для прове дения такого анализа предложен коэффициент.

Анализируется сушка типичных сортиментов деревянных досок размером 30…50 мм.

Оценка количества энергии, необходимой для сушки на определен ной установке с использованием заданной технологии характеризуется величиной Qт.

Qт Q1 Q2 Q3 – энергия теоретически необходимая для извлечения влаги из древесины, где Q1 – энергия, необходимая для нагрева влажной древесины до температуры испарения воды при заданном давлении, Дж, Q1 сm1 (Tк Tн ), Дж, с – теплоемкость влажной древесины, Дж/(кг С), m1 V11 – масса штабеля, V1 – объем материала, м3, 1 – плотность, кг/м3, Tк – конечная температура древесины, K, Tн – начальная темпера тура, K.

Q2 – энергия, необходимая для испарения влаги в древесине, Дж, Q2 rm2, где r – теплота парообразования, Дж/кг, m2 V2 2 V1 П 2 – мас са влаги в древесине, кг, V2 – объем влаги, м3, 2 – плотность, кг/м3, П – пористость древесины, %.

Q3 – работа сил давления при фильтрации пара в древесине, Дж.

Выражение для расчета энергии, затрачиваемой в процессе сушки древесины, для извлечения влаги из материала было получено в резуль тате численного моделирования процесса тепломассопереноса при суш ке древесины кондуктивным способом в условиях пониженного давле ния и дальнейшего развития модели в работе [7]. Предполагалось, что в древесине формируется подвижный фронт испарения влаги. Область решения условно делилась на влажную и сухую древесину. С течением времени фронт испарения продвигается вглубь материала, а образовав шийся при этом пар вследствие перепада давления фильтруется по направлению к выходу из древесины. Интенсивность фильтрации водя ных паров определялась проницаемостью пористой среды. Коэффици ент проницаемости древесины принимался в пределах 10-11…10-13 м2 [7].

Энергия, номинально-затраченная определенной установкой в про цессе сушки принимается согласно выражению:

Qуст, (кВт ч)/м3, Qф V Qуст – установленная мощность сушильной установки, кВт, – время сушки, ч.

Для сопоставления различных установок для сушки древесины и анализа эффективности технологии сушки предлагается величина – ко Qт эффициент энергоэффективности технологии: K Qф Коэффициент энергоэффективности – отношение энергии теорети чески необходимой для сушки древесины с заданными тепло физическими свойствами при определенной технологии сушки к энер гии номинально-затраченной (подведенной к древесине) установкой в процессе сушки.

Технические характеристики сушильных установок и рассчитан ные параметры эффективности процесса сушки сведены в таблицу 1.

Таблица 1. Технические характеристики сушильных установок и пара метры процесса Сушильная Qуст, ч К, % L, Qф Q1, Q2, Q3, Qт, V камера, мм, МДж МДж МДж кВтч·ч, кВт·ч / м кВт / м м Су шиль ный ком плекс УВН 100, 100 120 10 30 1200,00 1293,6 4830 4475,28 294,41 24, ООО Ариан Хол динг, г.Муро м- СКА 7, Про Про Конвективные сушилки мыш ленная группа 200 36 7 30 1028,57 1293,6 4830 4475,28 420,59 40, "АСВ Тех ника", г.Моск ва Су сушилки Кондук шилка тивные 57,7 72 6 30 671,50 693,0 4140 1775,28 305,94 45, ВС- ИФВТ ТПУ Су шилка УВСД, ООО 52,2 170 5 50 1713,20 577,5 3450 4598,00 479,19 27, Ферри Ватт, г.Каза нь Проведенные анализ свидетельствует о том, что кондуктивная сушка древесины при пониженном давлении является перспективным направлением развития сушильных технологий и техники. Для оценки энергетической эффективности технологии сушки древесины предло жен коэффициент энергоэффективности. Он позволяет сравнить разные типы сушилок и сделать вывод о энергозатратности технологии, ис пользующейся в агрегате.

Список литературы 1. Руденко Б.Д. Комплексный показатель эффективности конвективных сушильных камер. Предметы народных промыслов. // Деревообработка.

Продукция лесопромышленного комплекса: 5-я межрегиональная вы ставка-ярмарка. – Чита, ВЦ «Забайкальский» – С.13-14.

2. Виноградский В.Ф. О необходимости сопоставления различных вариан тов вакуумных сушильных камер // Деревообрабатывающая промыш ленность. 1997. – №2 – С. 6-8.

3. Соломонов В.Д. Проблемы совершенствования техники и технологии для сушки древесины и эффективные пути их решения // Деревообраба тывающая промышленность. 2003. – № 5. – С. 19-25.

4. Даров И.В., Ермолаев Ю.М., Родионов Б.Н. Сушка древесины продоль ными электромагнитными волнами. М.:ГОУ ВПО МГУЛ, 2005. – 110 с.

5. Кассиров Г.М., Лопатин В.В., Секисов Ф.Г., Смердов О.В., Ли Хунда.

Применение ВЧ разрядов при сушке древесины // Становление и разви тие научных исследований в высшей школе: Сборник трудов междунар.

науч. конф. – Томск, 2009. – Т. 2. – С. 264-269.

6. Сафин Р.Р. Вакуумная сушка капиллярнопористых коллоидных матери алов при конвективных способах подвода тепловой энергии. Авторефе рат. – Иваново, 2007. – 36 c.

7. Алексеев М.В., Кузнецов Г.В. Математическое моделирование процесса тепломассопереноса при кондуктивной сушке древесины при понижен ном давлении // VII Всеройссийский семинар вузов по теплофизике и энергетике 14-16 сентября 2011 г.: Сб. докладов. – Кемерово, 2011. – С.

21–24.

УДК 621. ВАРИАНТ ПРИМЕНЕНИЯ ДЕТАНДЕР-ГЕНЕРАТОРНОГО АГРЕГАТА В КОМПЛЕКСЕ С ТЕПЛОВЫМ НАСОСОМ Афанасьев К.Ю.

Томский политехнический университет, г. Томск E-mail: afalina1@sibmail.com Россия обладает крупнейшей сетью магистральных газопроводов в Мире. По данным Госкомстата РФ, в 2010 г. протяженность газопрово дов России составляла более 160000 км. При этом на транспортировку природного газа расходуются миллионы кВт энергии ежегодно. Эта энергия тратится на создание давления необходимого для перекачки га за на большие расстояния, но конечному потребителю уже не нужны столь высокие значения давления, доходящие до 5-6 МПа. В результате перед поступлением газа потребителю приходится снижать его давле ние на газораспределительных станциях (ГРС) и газораспределительных пунктах (ГРП) путем обычного дросселирования, а значит энергия, пе реданная в процессе транспортировки, не будет полезно использована.

Одним из путей решения данной проблемы является применение детандер-генераторных агрегатов (ДГА). Детандер-генераторный агре гат представляет собой устройство, в котором энергия потока транспор тируемого природного газа преобразуется сначала в механическую энергию в детандере, а затем в электрическую энергию в генераторе.

Основными составными частями ДГА являются детандер, электриче ский генератор, теплообменники подогрева газа, регулирующая и за порная арматура, система КИП и автоматики [1].

При анализе стандартной схемы использования ДГА возникает ню анс, который заключается в том, что при понижении давления газа его температура уменьшается ниже нормы, а значит, газ предварительно нужно нагревать за счет сжигания топлива. Это приводит, хотя и к за грязнению окружающего воздушного бассейна.

Решение может служить применение теплового насоса для нагрева газа перед ДГА. При таком техническом решении для обеспечения нор мальной работы ДГА используется лишь низкопотенциальная энергия и не требуется сжигания топлива. В качестве источника низкопотенци альной энергии при этом могут быть использованы вторичные энерге тические ресурсы или теплота окружающей среды [1].

Принципиальная схема установки приведена на рисунке 1. Прин цип работы установки можно описать следующим образом. Газ высоко го давления поступает в конденсатор 5 теплового насоса, где за счет конденсации хладагента, он нагревается и, проходя через детандер 2, поступает в трубопровод низкого давления 4. Механическая энергия, полученная в детандере, преобразуется в электрогенераторе в электри ческую энергию, которая впоследствии может быть использована для привода двигателя теплового насоса 7, а также для других нужд персо нала газораспределительной станции и внешних потребителей. При этом возможно направить избыточную электрическую энергию и для производства дополнительной тепловой, которая сможет найти приме нение для дополнительного подогрева газа или для систем отопления и ГВС.

Рис. 1. Принципиальная схема ДГА в комплексе с тепловым насосом Таким образом, использование ДГА в комплексе с тепловым насо сом, позволит получать электрическую и тепловую энергию, а при до работке схемы еще и холод без дополнительных затрат на их производ ство, а также использовать потенциал давления газа, который ранее те рялся на ГРС при дросселировании. В тоже время выработанная энергия будет экологически чистой, так как для её получения не будет сжигать ся топливо и загрязняться окружающая среда.

Список литературы В. С. Агабабов. Бестопливные установки для производства электроэнер 1.

гии, теплоты и холода на базе детандер-генераторных агрегатов// Жур нал "Новости теплоснабжения" 2009 год №1.

Агабабов В.С. Способ работы детандерной установки и устройство для 2.

его осуществления // Патент на изобретение № 2150641. Россия. Бюл. № 16. 10.06.2000 г. Приоритет от 15.06.99.

Андрющенко А.А. Основы термодинамики циклов теплоэнергетических 3.

установок. – М.: Высш. Шк., 1985. – 319 с.

УДК 66.974. АНАЛИЗ МЕТОДОВ ОБЕССОЛИВАНИЯ СТОКОВ ВОДОПОДГОТОВИТЕЛЬНОЙ УСТАНОВКИ Афанасьев К.Ю.

Томский политехнический университет, г. Томск E-mail: afalina1@sibmail.com За последние годы энерго- и ресурсосбережение в условиях рыноч ной экономики и постоянно растущих цен на топливо и другие виды энергии стали иметь большое значение во всех отраслях и, в особенно сти в энергетическом секторе.

Современная тепловая электростанция в первую очередь должна стремиться к достижению таких целей как:

1. эффективное и рациональное использование топливно энергетических ресурсов;

2. максимальное использование вторичных энергоресурсов (ВЭР;

3. эффективное использование территории без неконтролируемого разрастания полигонов для отходов производства.

рациональное использование водных ресурсов.

4.

ТЭЦ являются крупными источниками различных видов сточных вод, одним из которых являются сточные воды водоподготовительных установок.

Из-за резкопеременных значений рН, выходящих за пределы 6,5 8,5, оптимальных для воды в водоемах, а также высокого содержания в них грубодисперсных примесей и солей непосредственный сброс сточ ных вод водоподготовительных установок в водоемы невозможен.

При обезвреживании данных вод удаление грубодисперсных при месей и регулирование рН не представляют труда, но снижение концен трации истинно-растворенных примесей должно сводиться к повторно му проведению тех же самых процессов, которые использовались на во доподготовительных установках. Это, в конечном счете, приведет к рез кому возрастанию количества сбрасываемых солей со значительным увеличением суммарных затрат на очистку воды.

Из анализа стало ясно, что при обессоливании сточных вод, в кото рых содержание анионов сильных кислот превышает 5 мг экв/кг, терми ческое обессоливание экономически выгоднее химического обессоли вания. Данную закономерность можно увидеть на рисунке 1.

При рассмотрении установок термического обессоливания был вы бран аппарат погружного горения, который позволит не только обессо ливать воду, но и получать высококонцентрированный сульфат натрия.

Рис.1. Сравнение затрат на химическое и термическое обессоливание Включение АПГ в состав оборудования технологической схемы ТЭЦ позволит кардинально решить такие задачи как:

Полностью прекратить сброс загрязненных сточных вод водопод готовительной установки в природные водоемы и пруды накопители шлама;


Сократить потребление свежей воды из природных источников;

Создать благоприятные санитарно-гигиенические условия на элек тростанции;

Снизить капитальные затраты на установку очистных сооружений;

Получить экономический эффект при утилизации сточных вод.

Для эффективного использования АПГ были рассмотрены четыре схемы, все они представлены на рис.2.

Недостатком первой схемы является ее замкнутость, т.е. происхо дит постоянное неравномерное изменение содержания солей без вывода очищенной воды. Также отсутствует сушильная установка. К минусам второй схемы с можно отнести не использование теплоты уходящей па рогазовой смеси. Третей была рассмотрена схема с использованием в качестве первой ступени испарения аппарата мгновенного вскипания, но экономично упаривать в опреснительной установке возможно до концентрации 5%, а металлоемкость при этом увеличится ориентиро вочно на 15-20 т, что приведет к удорожанию схемы примерно в 1.5 ра за. В результате была выбрана 4-ая схема.

Рис.2. Схемы термического обезвреживания сточных вод с применением АПГ Упаривание стоков происходит в аппарате 1 с газовой погружной горелкой 2. Подлежащие выпариванию стоки из сборника 5 насосом подают в аппарат 1 с газовой погружной горелкой 2. В скруббер Венту ри 3 на промывку и охлаждение уходящей из аппарата парогазовой сме си подается водопроводная вода, которая циркулирует с помощью насо са 6. Отделение стоков от парогазовой смеси происходит в циклоне 4.

Нагретая до 70 0С водопроводная вода вместе с конденсатом из циклона 4 подается в систему обратного водоснабжения с помощью насоса 10.

Частично охлажденные дымовые газы идут в сушильную установку 9, после чего выбрасываются в атмосферу через дымовую трубу. Упарен ный раствор подается из аппарата в отстойник 6, снабженный механи ческой мешалкой. Осветленный маточный раствор из верхней части от стойника переливается в сборник 5 и снова поступает на выпаривание, а образовавшийся на дне выпаренный сульфат натрия периодически вы водится через нижний патрубок в сушильную установку 9, использую щую в качестве теплоносителя уходящие газы АПГ.

Таким образом, предложенная схема считается наиболее эффек тивной за счет утилизации теплоты уходящей парогазовой смеси для нагрева водопроводной воды, реализации сульфата натрия, более эф фективного использования территории ТЭЦ и снижения экологических отчислений.

Список литературы Охрана водного и воздушного бассейнов от выбросов тепловых электро 1.

станций: учебное пособие / Л. А. Рихтер, Э. П. Волков, В. Н. Покров ский. — М.: Энергоиздат, 1981. — 295 с.

Аппараты погружного горения: учебное пособие для вузов / А. Н. Ала 2.

бовский, П. Г. Удыма. М.: Изд-во МЭИ, 1994. – 255 с:

Аппараты с погружными горелками / П. Г. Удыма. — 2-е изд., доп. и пе 3.

рераб. М: Машиностроение, 1973. – 271 с:

Таубман Е.И. Термическое обезвреживание минерализованных про 4.

мышленных сточных вод. — Л.: Химия, 1975. — 208 с.

697. ВАРИАНТЫ РАСШИРЕНИЯ МОЩНОСТИ МУТНОВСКОЙ ГЕОЭС Бабушкин Н.А., Молодежникова Л.И., Голдаев С.В., д.ф.-м.н.

Томский политехнический университет, г. Томск E-mail: atikin.89@mail.ru Мировая энергетика движется по пути увеличения мощности име ющихся нетрадиционных и возобновляемых источников энергии, по этому развитие геотермальной энергетики, в прочем как и других видов энергетики, очень перспективно в нашей стране.

Цель работы: разработать технологическую схему для расширяю щейся части Мутновской ГеоЭС и определить оптимальные технологи ческие параметры энергоносителя и параметры работы основного обо рудования станции.

Необходимость разработки настоящего обоснования инвестиций в расширении Мутновской ГеоЭС обусловлена тем, что в настоящее вре мя значительное количество сепарата (около 300 л/с), получаемого в ре зультате разделения ПВС от продуктивных скважин Мутновского ме сторождения, не используется в технологическом процессе, а закачива ется обратно в резервуар через реинжекционные скважины.

В то же время, отсепарированная от геотермального пара вода име ет высокую температуру (свыше 150оС) и за счет рационального ис пользования тепла этого сбросного сепарата можно получить дополни тельно электрическую энергию.

Задачи поставленные в работе:

Химический анализ теплоносителя и отражение динамики измене 1.

ния параметров добычных геотермальных скважин;

2. Анализ возможных концептуальных решений по усовершенствова нию Мутновской ГеоЭС.

3. Моделирование процессов и автоматизация расчетов, отражающих технологические параметры цикла.

4. Определение оптимальных параметров в расширителе и конденса торе.

5. Расчет дополнительного количества электроэнергии при реализа ции данного проекта, и определение КПД расширяющейся части станции.

6. Экологическая оценка предложенного варианта эффективного ис пользования сбросного сепарата.

7. Определение технико-экономических показателей проекта.

На начальном этапе исследования были изучены общие характеристики МГеоЭС.

Химический и газовый состав теплоносителя показал, что химический состав конденсата пара идентичен для всех добычных скважин, его минерализация составляет 20-30 мг/л) слабокислого (Рн = 5) состава. Основными анионами в составе сепарата всех добычных скважин Мутновского месторождения парогидротерм являются хлори ды и сульфаты. Соотношение этих двух ионов во многом отражает как энергетическую характеристику ПВС (энтальпию), так и стабильность эксплуатации добычной скважины. Содержание неконденсируемых га зов в составе теплоносителя МГеоЭС-1 имеют значения от 0.12 до 0. масс. %. В скважинах А-2, 013, 016, 26 периодически регистрируются значения, превосходящие 0,2 масс. % [1].

Динамика изменения параметров добычных скважин пока зала, что наблюдается снижение энтальпии ПВС на флангах месторож дения, повышается энтальпия в центральной части месторождения па рогидротерм, снижается расход пара скважин эксплуатирующих “паро вую шапку” месторождения [5].

На втором этапе исследований были рассмотрены возможные вари анты технологических схем расширения станции и выбран наиболее предпочтительный.

Далее был произведен расчет и математическое моделирование тепловой схемы МГеоЭС при различных давлениях в расширителе и конденсаторе. В процессе разработки принципиальной тепловой схемы были рассмотрены различные варианты использования сбросного теп лоносителя, с целью анализа эффективности использования сепарата для выработки электроэнергии.

В результате расчетов были определены зависимости паропроизво дительности расширителя и температуры сепарата от давления расши рения Gп = f (Pp) и Тс = f (Pp), располагаемого теплоперепада в паровой турбине при различных давлениях пара в расширителе и в конденсаторе Но = f (Pp Рк), а также внутренние мощности паровой и бинарной турбин при исследуемых параметрах теплоносителя.

Анализ результатов расчетов показывает, что наиболее эффектив ное использование сбросного сепарата от действующей МГеоЭС для выработки электроэнергии возможно в энергоустановке комбинирован ного типа, состоящей из турбогенераторов на геотермальном водяном паре и на ОРТ. При этом оптимальное, с точки зрения получения мак симальной мощности, давление расширения сепарата находится в диа пазоне от 0.2 МПа до 0.3 МПа, причем его меньшему значению соответ ствует большая доля выработки электроэнергии на паровой турбине [2].

Из этих зависимостей видно, что с ростом давления в расширителе и, соответственно с увеличением расхода сепарата потребуется значи тельное количество охлаждающей воды, кроме того, существенно уве личивается расход в контуре ОРТ. Эти факторы являются определяю щими в затратах на собственные нужды БЭС.

С учетом того, что доля энергии, затрачиваемой на собственные нужды для бинарного цикла выше, чем для пароводяного, целесообраз но большую часть мощности вырабатывать на турбогенераторе 1 конту ра.

С другой стороны, слишком низкое давление расширения сепарата (менее 0.2 МПа) приведет к неоправданному увеличению объемных расходов пара и, как следствие, к значительному увеличению металло емкости установки, тогда оптимальное давление расширения сепарата составляет около 0.2 МПа.

Применение бинарных установок в комбинации с турбинами на вторичном паре позволяет получить дополнительно до 5 МВт электри ческой мощности «брутто».

В рамках работы не рассматривалась возможность применения в проекте бинарных установок [4].

На завершающем этапе расчетов были получены технико экономические показатели при реализации проекта. В работе посчитаны капиталовложений в сооружение электростанции, годовых эксплуатационный расходов, поток реальных инвестиций [3].

На основании проделанной работы можно сделать следующие вы воды:

1. Химический анализ теплоносителя показал, что основные компо ненты пароводяной смеси имеют оптимальные значения, для без опасной и безотказной работы основного оборудования. Динамика изменения устьевого давления, показала, что наблюдается сниже ние энтальпии ПВС на флангах и повышение энтальпии в цен тральной части месторождения.

2. Анализ концептуальных решений показал, что наиболее проста и эффективна одноконтурная схема расширения сепарата.

3. Моделирование работы тепловой схемы цикла позволило быстро и точно получить основные технологические параметры.

4. Моделирование позволило подобрать оптимальные теплофизиче ские показатели теплоносителя и выбрать наиболее эффективный режим работы оборудования. Согласно расчетам, оптимальное дав ление в расширителе составило 0.2 МПа.

5. Расчеты показали, что использование вторичного пара, полученно го вскипанием отработанного на МГеоЭС сепарата, позволяет по лучить на паротурбинных установках до 8 МВт электрической мощности «брутто». КПД расширенной часть станции составил 5.5% «брутто», но надо учитывать, что это дополнительная мощ ность к основному оборудованию Мутновской ГеоЭС.


6. Согласно имеющимся параметрам, были выбраны две турбины об щей мощностью 8 МВт, марки «Туман-4К» с конденсаторами по верхностного типа, которые дают наибольшую производительность при заданных условиях.

7. Что касается экологичности: предложенный вариант экологически безопасен, так как он исключает загрязнение окружающей среды химическими реагентами, используемых при других способах уве личения мощности станции (бинарных).

8. Технико-экономические расчеты показали, что: чистый дисконти рованный доход имеет положительное значение, значит проект при его воплощении эффективен;

8.1. индекс доходности составил 1,13 и срок окупаемости проекта – 8, год;

8.2. если себестоимость 1 кВт·ч существующей Мутновской ГеоЭС- равна 0,6 руб./кВт·ч, то при расширении станции, себестоимость электрической энергии снизится до 0,54 руб./кВт·ч.

В настоящее время, ведется работа над изучением литературы, свя занной с перспективой развития геотермального сектора малой энерге тики в Томской области. Планируется произвести анализ наиболее пер спективных районов Томской области, а так же рассчитать по предло женной методике возможный вариант использования геотермальных вод для нужд народного хозяйства.

Список литературы Расширение Мутновской ГеоЭС – 1 за счет использования потенциала 1.

сбросного сепарата. Техническое задание на выполнение эскизного про екта расширителя геотермального пара. ЗАО «ГЕОИНКОМ». М., 2009.

Нормы проектирования тепловой изоляции для трубопроводов и обору 2.

дования тепловых и атомных электростанций. НР 34-70-118-7. М., Со юзтехэнерго, 1987.

Расчет и проектирование поверхностных подогревателей высокого и 3.

низкого давления. РТМ 108.271.23-84. Л., НПО ЦКТИ, 1987.

Идельчик И.Г. Справочник по гидравлическим сопротивлениям. М., 4.

Машиностроение, 1975.

С.Л.Ривкин, А.А.Александров. Теплофизические свойства воды и водя 5.

ного пара. Москва, 1980.

УДК 681.3.06:66:048. ОБ ИСПОЛЬЗОВАНИИ ЦЕНТРОБЕЖНЫХ СИЛ ДЛЯ ИНТЕНСИФИКАЦИИ ТЕПЛОВОГО ВОЗДЕЙСТВИЯ НА ПРОМЫШЛЕННЫЕ СТОКИ ПРИ ГОРЕНИИ В НИХ УНИТАРНЫХ ТВЕРДЫХ ТОПЛИВ Басалаев С.А.1, В.Д. Барсуков В.Д.1, д.т.н., Голдаев С.В.2, д.ф-м.н.

1 –Научно-исследовательский институт прикладной математики и ме ханики Томского государственного университета, г. Томск 2– Энергетический институт Томского политехнического университета, г. Томск E-mail: svgoldaev@tpu. ru В зависимости от количества и состава вредных примесей про мышленных сточных вод применяются огневые методы обезврежива ния, которые основаны на окислении токсичных органических приме сей высокотемпературными продуктами сгорания химического топлива.

Такие методы широко распространены в нефтехимической промышлен ности для обезвреживания сточных вод, содержащих большое количе ство органических примесей [1]. Реализация части огневых методов осуществляется применением аппаратов погружного горения, представ ляющих собой вертикальные цилиндрические сосуды с коническими днищами и сферическими крышками, на которых установлена погруж ная горелка с выносной камерой сгорания, рассчитанной на сжигание природного газа, непрерывного подаваемого в нее.

Дымовые газы из камеры сгорания смешиваются с холодным воз духом, для чего погружная горелка имеет наружный футерованный ко жух. Температура барботажных газов при истечении из сопла составля ет 800…900оС, что поддерживает необходимый режим испарения сточ ных вод [1].

Автономное теплогенерирующее устройство на основе твердого топлива, способное обезвреживать жидкие отходы и сточные воды, описано в работе [2]. В качестве твердого топлива используется смесь окислителя (нитрат аммония) и горючего (эпоксидный компаунд). Теп логенерирующее устройство имеет металлический корпус, внутри кото рого размещена шашка из упомянутого смесевого топлива массой 4… кг, имеющего температуру горения 2000 К, линейную скорость горения 0,03…0,05 мм/с при давлении 0,1…0,4 МПа. В стенке корпуса выполне но отверстие для истечения продуктов сгорания.

Такое техническое решение будет неэффективным для решения за дачи по обезвреживанию сточных вод, т. к. площадь взаимодействия продуктов сгорания с жидкостью представляет сумму сферических по верхностей газовых пузырьков, образующихся на срезе отверстия. Кро ме того, при горении твердого топлива в камере с истечением возможно возникновение низкочастотной неустойчивости [3].

Более совершенен в этом плане открытый газогенератор, представ ляющий шашку твердого топлива баллиститного типа, имеющего по лость, свободно сообщающуюся с внешней средой [4]. Размеры полости выбраны с таким расчетом, чтобы на протяжении времени функциони рования его в жидкой среде, истечение газов было дозвуковым. При этом осуществляется устойчивое функционирование [4]. Отсутствие ме таллического корпуса снижает цену подобного устройства. Использова ние барботажа продуктов сгорания через сточные воды способствует их охлаждению.

Дополнительную интенсификацию процесса температурного воз действия газов на стоки можно достичь, если обеспечить вращение их.

Как отмечено в работе [5], основное преимущество барботажных тепло обменных аппаратов с вращающимся слоем жидкости заключается в возможности достижения весьма высоких (порядка 10 м/с и более) зна чений скорости относительного движения фаз при сохранении сфериче ской формы пузырей. Ускорению теплопередачи при движении пузырей в поле высоких центростремительных ускорений в значительной степе ни способствует вихревое движение газа внутри пузырей, которое тем интенсивнее, чем больше скорость вращения слоя и чем выше объем ный расход диспергируемого газа.

Поскольку в литературе отсутствуют сведения о каких-либо техни ческих средствах для осуществления подводного горения в поле цен тробежных сил, то было разработано новое устройство для подобных исследований [6]. Предлагаемое устройство содержит установленную на электромоторе горизонтально ориентированную дискообразную ка меру сжигания с осевым отверстием в верхней части для выхода газов.

На дне камеры сжигания предусмотрены средства крепления исследуе мого образца. Перед испытанием камера полностью заполняется водой.

На разработанной установке были проведены эксперименты по ис следованию подводного горения в поле центробежных сил топлива типа Н с технологическими добавками. Испытания проводились при атмо сферном давлении. Испытуемые образцы диаметром 20 мм и высотой 50 мм на каждом торце имели углубления. В одном из них устанавли вался воспламенитель в виде спирали накаливания, а в противополож ном – размещалась навеска чёрного пороха массой 0,5 г. На боковую поверхность образца и на торец с навеской пороха наносилась брони ровка из эпоксидной смолы. Результирующая мерная база образца, со ставляющая 36 мм, измерялась с относительной погрешностью 0,3 %.

Установлено, что при совпадении направлений действия перегруз ки и распространение фронта газообразования («положительная» пере грузка) скорость горения возрастает с увеличением действия массовых сил. При противоположных направлениях («отрицательная» перегрузка) имеет место некоторое занижение скорости горения.

В работе [7] предложена физико-математическая модель движения одиночного пузырька, заполненного высокотемпературными продукта ми горения, в условиях воздействия массовых сил. Снижение темпера туры газа внутри пузырька с изменяющейся вместимостью связывалась с влиянием свободной конвекции. Интенсивность теплообмена учиты валась через увеличение полного ускорения, обусловленного вращени ем системы, а также изменением плотности газа внутри пузырька, кото рая зависела от полного гидростатического давления, равного гидроста тическому давлению плюс прирост давления, обусловленный влиянием центробежных сил и сил поверхностного натяжения.

Установлено, что увеличение перегрузки приводит к более интен сивному охлаждению и температура газа гораздо раньше приближается к температуре воды.

Результаты экспериментального изучения теплообмена во враща ющемся барботажном слое, свидетельствуют о том, что при увеличении скорости газа от 1 до 3 м/с, происходит повышение коэффициента теп лоотдачи от 1,5 до 4,2 кВт/(м2К) [8].

Таким образом, сжигание унитарных твердых топлив в установке, где на обезвреживаемые сточные воды действует центробежная сила, позволяет в 2..3 раза интенсифицировать процесс теплообмена между продуктами сгорания и окружающей жидкостью.

В промышленной технологии обезвреживания сточных вод цен трифуга используется на более поздней стадии для разделения концен трированного раствора, поступающего из аппарата погружного горения [1].

Работа выполнена при финансовой поддержке РФФИ (номер проекта 09-03 00054-а).

Список литературы Алабовский А.Н., Удыма П.Г. Аппараты погружного горения – М.: Изд 1.

во МЭИ, 1994. – 256 с.

Мухутдинов А.Р., Тахавутдинов Р.Г., Корсуков М.С. Моделирование и 2.

разработка теплогенерирующих устройств на основе твёрдого топлива, эксплуатируемых в жидкой среде // Проблемы энергетики. 2007. № 3–4.

С. 76 – 82.

Абугов Д.И., Бобылев В.М. Теория и расчет ракетных двигателей твер 3.

дого топлива – М.: Машиностроение, 1989. – 272 с.

Барсуков В.Д., Голдаев С.В. Подводное зажигание и горение унитарных 4.

твердых топлив. Теория, эксперимент, технические приложения. Томск:

Изд. Томского. ун–та. – 2003. – 352 с.

Сафонов А.И., Гомонова К.В., Крылов В.С. Теплопередача при движе 5.

нии газовых пузырей во вращающемся слое жидкости //Теоретические основы химической технологии – 1974. Т. VIII, №1. – С.698 – 705.

Патент 2425283 РФ, МПК F23B 99/00, F02K 9/08. Устройство для иссле 6.

дования подводного горения унитарных твёрдых топлив при перегруз ках / В.Д. Барсуков, С.В. Голдаев, К.В. Пахнутов, С.А. Басалаев. Заявл.

11.08.2009;

Опубл. 27.07.2011 Бюл. № 21.

Барсуков В.Д., Голдаев С.В. Анализ влияния перегрузки на всплытие в 7.

воде пузырька нагретого газа. – Изв. вузов. Физика – 2010. –№12/2. – С.35–39.

Теплоотдача во вращающемся барботажном слое /А.П. Бурбуков, А.Р.

8.

Дорохов, В.И. Казаков, Н.В. Нечаева //Изв. СО АНСССР. – 1982. –№13, вып. 3. – С. 9 –12.

УДК ВОЗМОЖНОСТЬ ИСПОЛЬЗОВАНИЯ ГИДРАВЛИЧЕСКОГО ТАРАНА ДЛЯ ВОДОСНАБЖЕНИЯ И ВЫРАБОТКИ ЭНЕРГИИ Загуменникова Н.Ю., Наумов С.А., ФГБОУ ВПО «Оренбургский государственный университет»

E-mail: teploosu@mail.ru Сегодня темпы развития научно-технического прогресса ставят людей перед выбором: взять любой ценой у природы всё, что необхо димо, или все-таки задуматься над последствиями, и, применив весь опыт, накопленный человечеством, добыть те же ресурсы более эконо мичным и безвредным для нее способом.

Мы предлагаем новую концепцию решения проблем использования низкопотенциальных источников энергии, а также технические и кон структивные проработки оборудования, позволяющего эффективно ис пользовать природные ресурсы, а именно воду, с достижением всего комплекса выше указанных требований. Применение этого оборудова ния позволит значительно снизить затраты на обеспечение водой потре бителей при создании энергорайонов, удаленных от энергосистем, а также обеспечить полную экологическую безопасность.

Гидравлический таран представляет собой насос, который подни мает часть проходящего по нему потока жидкости на высоту, превыша ющую исходный уровень, за счет кинетической энергии всего потока.

Гидротаран использует энергию падающей воды без превращения ее в электрическую или в какую-либо другую энергию, заменяя одновре менно двигатель и насос. Принцип работы устройства основан на ис пользовании явления гидравлического удара, описанного Н.Жуковским еще в 1869 году, в созидательном качестве.

При использовании гидравлического тарана вблизи рек необходи мо перегораживать их или устанавливать шлюзы. Также необходимо оборудовать канал для отвода воды, вытекающей из разрядного (удар ного) клапана. Из напорного резервуара вода подается в питательный бассейн через закрытый трубопровод. Если водоприемник находится не очень далеко от места установки тарана, то питательный бассейн строят вблизи водоприемного шлюза. Если водоприемник находится далеко от тарана, то питательный бассейн строят на желательном расстоянии от тарана и водоприемник соединяют с питательным бассейном через под водящий трубопровод или деривационный канал. Между напорным ре зервуаром и питательным бассейном устанавливается фильтрационная сетка для предотвращения попадания наносов в питательный бассейн.

Он необходим для отстаивания воды, для удаления из нее пузырьков воздуха и предотвращения попадания воздуха из атмосферы в пита тельную трубу в результате колебаний горизонта воды при работе тара на. В конце подводящего трубопровода при его входе в питательный бассейн устанавливают задвижку. Питательный бассейн выполняют со сливным отверстием для выравнивания горизонта воды и бесперебой ной работы гидротарана.

Рисунок 1 – Питательный Рисунок 2 – Схема установки гидро бассейн тарана на реке 1-подводящая труба;

2 – во- 1 – речной поток;

2 – подводящий ка дослив;

3 – труба для очистки и хо- нал;

3 – питательный бассейн;

4 – напорная лостого сброса;

- питательная труба;

5 – гидравлический таран;

6- колено с труба. разрядным клапаном;

7 – напорная труба;

– потребители воды.

Комплекс сооружений по водоснабжению с использованием гид равлического тарана – это сбалансированная система. Такой подход позволяет максимально приблизить энергопроизводящие установки к потребителю и обеспечить ему потребление воды в необходимых объе мах и в требуемое время, а также отказаться от дорогостоящей его транспортировки в системе централизованного водоснабжения.

Учитывая, что возобновляемые источники энергии создают мини мум экологических проблем, выработка электроэнергии с их помощью рассматривается в перспективе как главнейшая. Энергоснабжение ма лых и удаленных пунктов, как правило, осуществляется дизельными электростанциями, работающими на дорогом органическом топливе.

Оптимальное решение – гидроударная электростанция, в которой при высоте плотины порядка одного метра за счёт использования гидрота рана вода будет подаваться в напорный бак, установленный на большой высоте.

В установку добавляют реактивную гидротурбину с последова тельно соединенным электрогенератором. Таким образом, схема пре вращается в источник электрического тока. Электрогенератор при этом должен находиться в герметичном контейнере или на поверхности во ды, имея соединение с гидротурбиной посредством вращающегося вала.

При использовании данной схемы в генерирующей энергетике пред ставляется возможным создать единичный энергетический модуль оп тимальной электрической мощности, а на его базе собрать любую по мощности подводную морскую или бассейновую ГЭС, состоящую из пакета таких модулей, представленных ниже на рисунке 4. Разработка предлагалась доктором технических наук В.В. Марухиным в статье «Новое водоподъемное устройство, как источник экологически чистой энергии».

Рисунок 3 – Схема горизон- Рисунок 4 – Схема подводной тального модуля на 315 кВт ГЭС 1 – пакетная компоновка моду лей;

2 – силовые кабели;

3 – автоматы управления током А пакетная компоновка (1) таких модулей в составе прибрежной подводной ГЭС приведена на рисунке 5. Выводы силовых кабелей (2) и автоматы управления током (3) можно расположить непосредственно на побережье.

Как правило, гидротараны обладают рядом недостатков, среди ко торых низкая производительность из-за потерь КПД, вследствие высо кого гидравлического сопротивления и неэффективной работы ударного клапана. Нами была разработана конструкция подводного гидравличе ского тарана, которая позволяет устранить основные недостатки данной группы устройств.

В корпусе на гидравлической трубе в месте максимальной скорости потока установлено водосборное кольцо, сообщающееся с ней при по мощи равномерно расположенных по сечению трубы водопропускных отверстий, общая площадь которых должна быть равна площади про ходного сечения гидравлической трубы, что снижает трение молекул жидкости о стенки гидравлической трубы и обеспечивает более полное использование энергии гидравлического удара, следовательно, боль шую подачу воды потребителю.

Ударный клапан состоит из запорного элемента, выполненного в форме капли, на штоке и приводного механизма, включающего два ци линдра, объединенных муфтой, в один из которых встроен постоянный магнит конусовидной формы, а шток содержит жестко закрепленные упорное и стальное кольца, что упрощает механизм клапана и обеспе чивает его надежную и бесперебойную работу.

Рисунок 5 – Подводный гидравлический таран 1 – корпус;

2 – подающая труба;

3 – гидравлическая труба;

4 – ударный кла пан;

5 – запорный элемент каплевидной формы;

6 – приводный механизм;

7 – слив ные трубы;

8 – водосборное кольцо;

9 – водопропускные отверстия;

10 – стальное кольцо;

11 – постоянный магнит;

12 – упорное кольцо;

13 – муфта;

14, 15 – цилин дры;

16 – резьбовое соединение;

17 – пропускное отверстие;

18 – шток;

19 – гайка;

20 – нагнетательный клапан;

21 – нагнетательная труба;

22 – воздушный колпак;

23 – нагнетательная труба.

Технический результат нашего изобретения – повышение произво дительности и надежности работы подводного гидравлического тарана увеличением скорости поступающего в него потока жидкости и, соот ветственно, частоты и силы гидравлического удара, увеличением коли чества подаваемой воды потребителю более полным использованием энергии гидравлического удара. Указанный технический результат до стигается тем, что подающая труба выполнена в виде конфузора, по примеру входной (сужающейся) части расходомера Вентури, причем диаметр входного сечения D в четыре раза больше диаметра сечения d, что дает увеличение скорости потока жидкости в 16 раз согласно их квадратичной зависимости, а форма сливных насадок выполнена конои дальной, обладающей наибольшей пропускной способностью и коэф фициентом расхода. Необходимая для срабатывания ударного клапана скорость достигается быстрее также за счет выполнения запорного эле мента в форме капли, создающей наименьшее сопротивление потоку, что обеспечивает повышение частоты и силы гидравлического удара, увеличивая, таким образом, частоту подачи воды потребителю.

Список использованных источников 1. Гидравлический таран и таранные установки: теория, расчет и кон струкции. / В.М. Овсепян, М., Машиностроение, 1968.

УДК 608. К ВОПРОСУ О ЦЕЛЕСООБРАЗНОСТИ ПРИМЕНЕНИЯ ТЕРМОФИЛЬНОГО РЕЖИМА В БИОГАЗОВЫХ УСТАНОВКАХ Идигенов А.Б., Никоноров И.Н., Котова М.С.

Руководитель – Садчиков А.В.

ФГБОУ ВПО «Оренбургский государственный университет»

E-mail: teploosu@mail.ru Биогаз представляет собой смесь газов растительного и животного происхождения, которые образуются в результате разложения органи ческих отходов в биореакторе без доступа воздуха. В процессе перера ботки исходная биомасса преобразуется в так называемый биошлам – органическое удобрение, по своей ценности превосходящее обычный навоз. Биогаз обычно получают на специальных установках, построен ных на канализационных и водоочистных сооружениях, в животновод ческих хозяйствах. Для получения топлива требуется соблюдение тем пературного режима, поэтому часть тепловой энергии идет на подогрев биореактора.

Продолжительность брожения субстрата в биогазовых установках– очень длительный процесс. Используя термофмльный режим можно существенно сократить время сбраживания.

Существуют несколько факторов влияющих на работу биогазовой установки:



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