Сборник докладов Энергетика, надежность, безопасность
Подождите немного. Документ загружается.
Секция 2
ЭНЕРГЕТИКА: ЭКОЛОГИЯ, НАДЕЖНОСТЬ, БЕЗОПАСНОСТЬ
теплофизических измерений. В 2 кн. – Тамбов: Изд-во Тамб. гос. техн. ун-та, 2006. – Кн. 1. –
206 с.; Кн. 2. – 236 с.
4. Фокин В.М., Чернышев В.Н. Неразрушающий контроль теплофизических характеристик
строительных материалов. – М.: Машиностроение, 2004. – 276 с.
5. Parker W.J., Jenkins R.J., Butler C.P. et al. Flash method of determining thermal diffusivity, heat
capacity and thermal conductivity // J. of Appl. Physics. – 1961. – V. 32. – № 9. – P. 1675–1684.
6. Варламов Г.Б., Дешко В.И., Карвацкий А.Я. Модификационный метод мгновенного источника
для
определения коэффициента температуропроводности // Промышленная теплотехника. –
1987. –Т. 9. – № 3. – С. 80–83.
7. Медведев В.В. Импульсный тепловой метод определения теплофизических характеристик
конструкционных материалов ядерных реакторов // Физико-технические проблемы атомной
энергетики и промышленности (производство, наука, образование): Труды Междунар. научно-
практ. конф. – Томск, 2004. – С. 149.
8. Андрианов А.Н., Баранов В.Г., Годин Ю.Г. и
др. Автоматизированная установка «Квант-Б»
для измерения теплофизических свойств реакторных материалов // Труды VII Российской
конф. по реакторному материаловедению. – Димитровград, 2003 . – С. 87–93.
9. Самарский А.А. Теория разностных схем. – М.: Наука, 1983. – 616 с.
УДК 536.468
Пожароопасность процессов взаимодействия разогретых металлических частиц с тканями,
пропитанными горюче-смазочными жидкостями
Г.В. Кузнецов,
П.А. Стрижак
Томский политехнический университет, г. Томск
pavel-strizhak@yandex.ru
Нередко на технологических объектах резка и сварка металлов выполняются в непо-
средственной близости от двигателей различных механизмов, строительной техники и транспорт-
ных средств. В этих случаях на территориях рабочих площадок имеются куски тканей, полностью
или частично пропитанные трансформаторным маслом, керосином, бензином, дизельным
топливом и другими
пожароопасными жидкостями. Это можно объяснить тем, что ткани
используются для очистки загрязненных участков свариваемых конструкций, поверхностей
двигателей транспортных средств и строительной техники от горюче-смазочных материалов [1].
Следует отметить, что при выполнении ремонтных и строительных работ большое
внимание уделяется технике безопасности. Однако возможность воспламенения паров горючего,
поступающих в окружающий воздух с поверхности пропитанной пожароопасной жидкостью
ткани, не предусмотрена и не описана в каких либо нормативных документах. Это можно
объяснить отсутствием результатов теоретических и экспериментальных исследований обозначен-
ной проблемы. К тому же можно предположить, что при определенных условиях возможно
воспламенение непосредственно материала ткани, а не только паров жидкого горючего вещества.
Целью данной работы
является численное исследование закономерностей процессов
тепломассопереноса при зажигании горячей металлической частицей смеси воздуха с парами
жидкого горючего вещества, поступающий в воздух с поверхности пропитанной горюче-
смазочной жидкостью ткани.
Численное моделирование выполнено на примере шерстяной ткани, пропитанной
керосином, при ее взаимодействии с горячей
стальной частицей (рис. 1). При теоретическом
исследовании учитывались совместно
протекающие процессы различной физической
природы: испарение компонентов жидкости с
поверхности ткани, двумерный теплоперенос,
диффузия и конвекция паров горючего в среде
окислителя, кристаллизация материала частицы.
L
0
1
X
H
y
x
1
Y
2
Y
Рис. 1. Схема области решения задачи
(1 – воздух, 2 – частица, 3 – ткань, пропитанная
жидкостью)
81
Секция 2
ЭНЕРГЕТИКА: ЭКОЛОГИЯ, НАДЕЖНОСТЬ, БЕЗОПАСНОСТЬ
Математическая постановка включает нестационарные уравнения теплопроводности для
частицы (с учетом кристаллизации ее материала) и ткани, уравнения количества движения,
неразрывности, энергии, диффузии, баланса для смеси паров горючего с воздухом [2, 3].
Численное моделирование процесса воспламенения выполнено в двумерной постановке. Задача
зажигания решена в осесимметричной постановке в безразмерных переменных при размерах
частицы H
ч
=4 мм, L
ч
=1 мм и области решения H=10 мм, L=20 мм.
Система нелинейных нестационарных дифференциальных уравнений с начальными и
граничными условиями, соответствующая физической постановке задачи (рис. 1), решена методом
конечных разностей [4]. При этом разностные аналоги дифференциальных уравнений решены
локально-одномерным методом [4]. Одномерные разностные уравнения решены методом прого-
нки при использовании неявной четырехточечной схемы [4] совместно
с методом итераций [5].
В результате численного анализа установлены зависимости времени задержки
воспламенения t
з
от начальной температуры частицы T
ч
и объёмной доли компонентов жидкости в
ткани φ (табл. 1, 2).
Таблица 1.
Времена задержки воспламенения в системе «стальная частица – шерстяная ткань – керосин –
воздух» в зависимости от величины T
ч
при φ=0.15
T
ч
, К 2000 1800 1600 1500 1400 1200 1000 950
t
з
, с 1.716 1.847 2.268 2.521 2.764 3.323 3.934 нет воспламенения
Таблица 2.
Времена задержки воспламенения в системе «стальная частица – шерстяная ткань – керосин –
воздух» в зависимости от величины φ при T
ч
=1500 К
φ 0,20 0,18 0,16 0,15 0,14 0,12 0,10 0,08
t
з
, с 1.890 2.114 2.417 2.687 2.796 3.091 3.632 нет воспламенения
Анализируя данные таблицы 1, можно сделать вывод о том, что при T
ч
=2000 К значение t
з
практически в два раза меньше аналогичного показателя для T
ч
=1000 К. При этом видно, что при
φ=0,15 весьма высокой температуры источника зажигания T
ч
=950 К недостаточно для реализации
условий воспламенения. Зависимость времени задержки воспламенения от объёмной доли φ
объясняется тем, что при незначительных концентрациях жидких топлив в ткани менее
интенсивно происходит испарение жидкости, меньше паров горючего диффундирует в
окружающий воздух, снижается концентрация горючего в парогазовой смеси над частицей.
Однако даже при относительно небольшой объёмной доле компонентов жидкости в ткани (φ>0,08)
воспламенение происходит (табл. 2), что еще раз подтверждает высокую пожароопасность
исследуемого процесса в рассматриваемой системе (рис. 1).
Список литературы:
1. Горшков В.И. Тушение пламени горючих жидкостей. М.: Пожнаука, 2007. 268 с.
2. Кузнецов Г.В., Стрижак П.А. Воспламенение пожароопасной жидкости одиночной «горячей»
частицей // Пожаровзрывобезопасность. 2007. № 6. С. 13–20.
3. Kuznetsov G.V., Strizhak P.A. Heat and mass transfer at the ignition of a liquid substance by a single
«hot» particle // Journal of Engineering Thermophysics. 2008. № 3. P. 244–252.
4. Самарский А.А. Теория разностных схем. М.: Наука, 1983. 616 с.
5. Коздоба Л.А. Методы решения нелинейных задач теплопроводности. М.: Наука, 1975. 227 с.
УДК 536.24
О влиянии погрешности прямых измерений на точность результатов исследования
теплоотдачи в процессе испытаний теплообменника
Р.А. Назипов, Ю.А. Кирсанов
Исследовательский центр проблем энергетики КазНЦ РАН, г. Казань
4mail8@mail.ru
Известная методика исследования теплоотдачи в процессе испытаний промышленных
пластинчатых теплообменников [1] позволяет получать лишь оценочные значения искомых
постоянных критериального уравнения теплоотдачи, поскольку основана на ряде упрощающих
82
Секция 2
ЭНЕРГЕТИКА: ЭКОЛОГИЯ, НАДЕЖНОСТЬ, БЕЗОПАСНОСТЬ
допущениях: 1) в качестве теплоносителей используется одна и та же жидкость; 2) температурные
напоры невелики; 3) скорости теплоносителей одинаковы. Усовершенствованный вариант
методики, описанный в работе [2], был проверен на результатах, имитировавших прямые
измерения при испытаниях пластинчатого теплообменника. Проверка [3] показала хорошую
сходимость процесса вычислений постоянных критериальных уравнений теплоотдачи смежных
каналов. Однако, методика оказалась применимой лишь к
аппаратам с газообразными
теплоносителями. В случае жидких сред применение методики ограничивается теплообменниками
с одинаковыми характеристиками смежных каналов.
В данной работе предлагается методика оценки постоянных критериальных уравнений
теплоотдачи в процессе испытаний теплообменника с жидкими теплоносителями, смежные
каналы в котором отличаются геометрией (эквивалентными диаметрами и т.д.), и оценивается
влияние погрешности прямых
измерений, производимых в процессе испытаний, на точность
оценки указанных постоянных.
Рассматривается теплообменный аппарат с известными эквивалентными диаметрами
каналов
трактов горячего (j = 1) и холодного (j = 2) теплоносителей, приведенными длинами
каналов
, площадями поперечного сечения каналов в одном ходе , площадью поверхности
теплообмена
. Известны также теплопроводность стенок каналов
j
d
э,
j
L
eff, j
f
w
F
w
λ
и толщина стенок
w
δ
.
Необходимо определить неизвестные тепловые характеристики каналов каждого тракта, т.е.
величины
и , входящие в критериальные уравнения [4]
j
A
т, j
n
т,
jljt
m
j
n
j
jj
CCA
j
,,
f,
т,
jт,
PrReNu = , (1)
где
jjjj
d
f,э,
Nu λα=
– число Нуссельта j-го теплоносителя;
j
α
- коэффициент теплоотдачи, Вт/(
м
2.
К); – коэффициент теплопроводности теплоносителя, Вт/(м
jf,
λ
.
К); m
j
– коэффициент;
jjjj
dw
f,э,f,
Re ν=
– число Рейнольдса;
jf,
ν
– коэффициент кинематической вязкости
теплоносителя, м
2
/с;
jjj
a
f,f,f,
Pr ν=
- число Прандтля;
(
)
jjjj
ca
f,f,f,f,
ρ
λ
=
- коэффициент
температуропроводности теплоносителя, м
2
/с;
jf,
ρ
- плотность теплоносителя, кг/м
3
; -
удельная теплоемкость, Дж/(кг·К);
j
c
f,
(
)
r
jjjt
C
w,f,,
PrPr=
– поправка на неизотермичность потока
теплоносителя в направлении нормали к стенке;
- число Прандтля теплоносителя при
температуре стенки с соответствующей стороны; r = 0,25 – показатель степени [1, 4];
-
поправка на относительную длину канала считается известной.
jw,
Pr
jl
C
,
Методика основана на сопоставлении опытной тепловой нагрузки
()
2
21оп
QQQ += с
расчетной
wр
FtkQ ∆= , где
""''
jjjjjj
tctcGQ −= - теплота, отданная горячим теплоносителем и
полученная холодным теплоносителем, Вт;
- массовый расход j-го теплоносителя, кг/с; и
- удельные теплоемкости теплоносителей на входе и выходе аппарата, Дж/(кг·К);
j
G
'
j
c
"
j
c
(
)
(
)
[
]
(
)
(
)
[
]
'
2
"
1
"
2
'
1
'
2
"
1
"
2
'
1
ln ttttttttt −−−−−=∆
- среднелогарифмический температурный напор между
теплоносителями, К;
- коэффициент теплопередачи, определяемый по формуле k
()
ww21
11
λ
δ+α+α=k .
Главная трудность в оценке величин
и заключается в определении чисел
Нуссельта по критериальному уравнению (1), т.к. в него для каждого тракта (теплоносителя)
входят по 3 пока неопределенных величины – сами постоянные
и , а также .
Неопределенность поправки
обусловлена тем, что она зависит как от температуры
рассматриваемого теплоносителя, так и от температуры стенки, которая, в свою очередь, является
функцией от температур и пока не найденных коэффициентов теплоотдачи теплоносителей.
j
A
т, j
n
т,
j
A
т, j
n
т, jt
C
,
jt
C
,
Разрешение неопределенности величин
осуществляется методом последовательных
приближений, суть которого заключается в следующем.
jt
C
,
Весь процесс исследования теплоотдачи каналов отдельного тракта делится на несколько
этапов. Каждый из этапов состоит из двух серий. Серии отличаются друг от друга входными
83
Секция 2
ЭНЕРГЕТИКА: ЭКОЛОГИЯ, НАДЕЖНОСТЬ, БЕЗОПАСНОСТЬ
температурами теплоносителей, а именно – холодный теплоноситель становится горячим, а
горячий – холодным. Этим достигается расширение диапазона температур отдельных
теплоносителей, что, в свою очередь, расширяет диапазон вязкостей и чисел Рейнольдса.
На первом этапе принимаются заданными значения постоянных
и одного из
трактов, например первого, и по методу, изложенному в [2], находятся значения первого
приближения постоянных для другого тракта, т.е.
т
A
т
n
(
)
1
т,2
A
и
(
)
1
т,2
n
. На втором этапе аналогично
производится оценка значений постоянных первого тракта, т.е.
(
)
1
т,1
A
и , при известных
постоянных второго тракта
и , и т.д. Разбивка на этапы позволяет сократить количество
неизвестных до двух, а температура стенки является производной от заданных и определяемых на
данном этапе постоянных
и .Для повышения точности конечных результатов все расчеты
повторяются несколько раз, т.е. производится несколько итераций.
()
1
т,1
n
()
1
т,2
A
()
1
т,2
n
т
A
т
n
Описанная методика опробована на одноходовом противоточном пластинчатом
теплообменнике. Число параллельных каналов в каждом тракте равно 5, число рабочих пластин –
9; площадь и приведенная длина одной пластины составляют 0,6 м
2
и 1,1 м, соответственно;
площадь поперечного сечения одного канала в 1-м и 2-м трактах равна 0,00245 и 0,00134 м
2
,
соответственно; эквивалентные диаметры каналов равны 0,0083 и 0,00585 м. Теплоносителями
являются вода и турбинное масло Тп-22. Расходы теплоносителей в каждой серии изменялись от 3
до 15 кг/с; начальные (на входе) температуры теплоносителей составляли 30 и 95
о
С.
Для оценки влияния погрешности прямых измерений
пр
σ
и количества опытов при
испытаниях на результаты исследования теплоотдачи, прямые измерения массовых расходов и
температур теплоносителей на входе и выходе аппарата имитировались, как описано в [3], при
= 0,5% и 2% и = 20 и 50, соответственно. Тепловая нагрузка, передаваемая от горячего
теплоносителя к холодному, как и выходные температуры теплоносителей в имитационных
расчетах определялись по исходным критериальным уравнениям:
оп
N
пр
σ
оп
N
1,1,
43,0
1f,
333,0
1
1
PrRe8,1Nu
lt
CC=
, (2)
2,2,
43,0
2f,
8,0
2
2
PrRe023,0Nu
lt
CC=
, (3)
Результаты имитационных расчетов показаны на рис. 1.
а)
б)
в)
г)
Рис. 1. Результаты прямых измерений температур и расходов теплоносителей
а) и в) – исследования каналов тракта 1; б) и г) – то же 2; а) и б) – погрешность прямых
измерений 0,5%; в) и г) – то же 2%; 1 и 3 – вода; 2 и 4 – масло; 1 и 2 – 1-я серия опытов; 3 и 4 –
2-я серия
84
Секция 2
ЭНЕРГЕТИКА: ЭКОЛОГИЯ, НАДЕЖНОСТЬ, БЕЗОПАСНОСТЬ
Обработка данных прямых измерений производилась в процессе четырех итераций. В
каждой из них при обработке отдельного (i-го) опыта предварительно оценивались значения
постоянных
и того или иного тракта и значения и комплекса
т
A
т
n
ij,
Re
()
[
]
41
,,w,,f,,f,
PrPrPrNu
ijij
m
ijij
, которые затем наносились в логарифмических координатах на
график, показанный на рис. 2. Статистическая обработка полученного массива точек методом
наименьших квадратов позволила определить коэффициенты уравнения регрессии
, в
котором под
XbbY
10
+=
X
и подразумеваются соответственно и
Y
Re
(
)
[
]
41
wff
PrPrPrNu
m
. Найденные
значения коэффициентов регрессии
и дают возможность оценить искомые постоянные
критериального уравнения теплоотдачи (1):
0
b
1
b
(
)
0т
exp bA
=
;
1т
bn
=
.
а) б)
Рис. 2. Результаты исследований теплоотдачи
а) – погрешность прямых измерений 0,5%; б) – то же 2%; 1 и 2 – опытные линии регрессии; 3 и 4
- линии регрессии соответственно по уравнениям (2) и (3); 1 и 3 – канал 1; 2 и 4 – канал 2
Найденные значения
, и , , среднеквадратичных отклонений отдельных точек от
линий регрессии 1 и 2 (
σ
) и линий 3 и 4 (
т,1
A
т,1
n
т,2
A
т,2
n
0
σ
) приведены в табл.1.
Таблица 1.
Постоянные критериальных уравнений теплоотдачи
Параметры:
т
A
т
n
0
σ
, %
σ
, %
пр
σ
, % / :
оп
N
0,5 / 20 2 / 50 0,5 / 20 2 / 50 0,5 / 20 2 / 50 0,5 / 20 2 / 50
Тракт 1: 1,488 1,914 0,3543 0,3199 8,2 14 5,4 13,8
Тракт 2: 0,0197 0,0265 0,8218 0,7744 7,9 20 7,4 20
Сравнение значений
, и , , приведенных в табл. 1, с постоянными
исходных критериальных уравнений (2) и (3) показывает их близость, как при
= 0,5%, =
20, так и при
= 2%, = 50. Хотя, как видно из рис.2 и табл. 1, понижение точности прямых
измерений и приводит к увеличению среднего квадратичного отклонения отдельной точки
и
от линий регрессии, однако это мало сказывается на положение линий регрессии относительно
исходных критериальных уравнений (2) и (3). Очевидно, этому способствовало в некоторой
степени увеличение количества опытов при грубых измерениях.
т,1
A
т,1
n
т,2
A
т,2
n
пр
σ
оп
N
пр
σ
оп
N
0
σ
σ
Вывод: предлагаемая методика оценки коэффициентов критериальных уравнений теплоотдачи
теплообменников с разными характеристиками смежных трактов работоспособна, устойчива к
погрешностям прямых измерений и может
быть рекомендована для обработки результатов
стендовых испытаний промышленных аппаратов с жидкими теплоносителями.
Список литературы:
1. Коваленко Л.М., Глушков А.Ф. Теплообменники с интенсификацией теплоотдачи. М.:
Энергоатомиздат, 1986. 240 с.
2. Кирсанов Ю.А., Галиков Б.Ш. // Труды Академэнерго. 2007. № 4. С. 18-27.
3. Кирсанов Ю.А., Галиков Б.Ш. // Изв. вузов. Проблемы энергетики. 2008. №
7-8. С. 128-132.
85
Секция 2
ЭНЕРГЕТИКА: ЭКОЛОГИЯ, НАДЕЖНОСТЬ, БЕЗОПАСНОСТЬ
4. Михеев М.А. Основы теплопередачи. М.: Госэнергоиздат, 1956. 392 с.
УДК 621.1.65(0,75.8)
Применение приключенной турбины для реконструкции тепловой схемы ТЭЦ
Н.В. Пиховкина, Е.С. Садовников
Томский политехнический университет, г. Томск
nataha88@sibmail.com
В настоящее время основным источником электрической и тепловой энергии являются
ТЭС. Их развитие с момента возникновения определилось увеличением единичной мощности
блоков, что достигалось как увеличением производительности оборудования, так и повышением
начальных параметров пара.
Следует заметить, что в последние годы значительно сократилось
строительство новых
станций. Но в то же время, в стране наблюдается экономический рост, что автоматически ведет к
увеличению потребления тепла и электроэнергии. Строительство новых электростанций требует
значительных капитальных вложений, поэтому наиболее выгодным является расширение уже
существующих ТЭЦ.
Минусинская ТЭЦ находится в городе Минусинске на юге Красноярского края.
Промышленная площадка станции ограничена
с запада магистральной автострадой, с юга и
востока – подъездной железной дорогой, с севера существующим озером и Иннским бором,
который является естественной защитной зоной города от воздействия выбросов ТЭЦ.
Минусинская ТЭЦ находится на расстоянии 480 км. от поставщика бурого угля Канско-Ачинского
бассейна разреза Бородинский.
Потребителями тепловой и электрической энергии является население
и предприятия
города Минусинска, Красноярского края (расстояние 15км), поселок Зеленый Бор, Минусинского
района (11км,) электрокомплекс ОАО «ЭЛКО» (2,5км), а также электроэнергия отпускается на
рынок сбыта электрической энергии.
Транспортные коммуникации имеются: автомобильное и железнодорожное сообщение. В
г. Абакане (25км.) имеется аэропорт. От Минусинской ТЭЦ отходят трубопроводы тепловой сети
до города, промышленной площадки
и пос. Зеленый Бор. ТЭЦ является основным поставщиком
тепловой энергии и горячей воды. Кроме того, ТЭЦ имеет свои водозаборные сооружения,
мощность которых позволяет обеспечивать в полном объеме, как свои потребности в холодной
воде, так и потребности города.
В состав основного тепломеханического оборудования очереди высокого давления (ОВД)
ТЭЦ входят один котлоагрегат БКЗ-420-140ПТ-2 и один турбоагрегат ПТ-80/100-130/13 ЛМЗ. С
целью возможного расширения основного оборудования ОВД его компоновка выполнена с
поперечными связями.
В состав тепломеханического оборудования очереди среднего давления (ОСД) пиковой
котельной ТЭЦ входят четыре котлоагрегата БКЗ-75-39ФБ. Компоновка основного оборудования
ОСД выполнена с поперечными связями. По условиям надежности в холодное время года
(ноябрь
- февраль) включается в работу один из котлов ОСД со среднечасовой нагрузкой 30 т/ч через РОУ
39/13 кгс/см
2
. Остальные котлы находятся в резерве и могут использоваться при останове блока
ОВД для работы на собственные нужды и на бойлера теплофикационной установки ОВД. Связь
ОВД и ОСД выполнена двумя паропроводами давлением 13 кгс/см
2
.
Основное топливо - Бородинский бурый угль Канско-Ачинского бассейна, растопочное
топливо - мазут.
Основные положения проекта модернизации Минусинской ТЭЦ за счет реконструкции ее
тепловой схемы с установкой приключенной турбины приведены в данной работе.
В проекте реконструкции и технического перевооружения на Минусинской ТЭЦ
предлагается приобретение, монтаж и пуск дополнительной турбины среднего давления типа
Т-
30/50-1,28 для работы от П – отбора турбины ПТ–80/100–130/13 и от котлоагрегатов БКЗ-75-39ФБ.
Монтаж турбины позволит использовать установленную тепловую мощность котлов БКЗ-
75-39ФБ. Параметры пара выдаваемого котлами БКЗ-75-39ФБ соответствуют основным
параметрам и техническим характеристикам турбины с использованием РОУ.
В настоящее время четыре котла БКЗ 75-39ФБ производительностью 75 тонн пара в
час
используются для покрытия пиковых тепловых нагрузок при низкой температуре наружного
воздуха и в период останова энергоблока в ремонт в летний период. Для реализации проекта
86
Секция 2
ЭНЕРГЕТИКА: ЭКОЛОГИЯ, НАДЕЖНОСТЬ, БЕЗОПАСНОСТЬ
необходимо приобрести турбоагрегат Т-30/50-1,28, генератор ТФ-32-2. Кроме того, необходимо
выполнить проект и устройство фундаментов, монтаж вспомогательного оборудования и
технологических трубопроводов, а так же монтаж электрооборудования.
Данный инвестиционный проект соответствует Концепции технической политики РАО
«ЕЭС России».
Возможность расширения производства в будущем возникнет при развитии
промышленности, малого и среднего бизнеса, изменении демографической
ситуации и развитие
социально-культурной сферы города Минусинска и района.
В состав основного тепломеханического оборудования очереди высокого давления (ОВД)
ТЭЦ входят один котлоагрегат БКЗ-420-140ПТ-2 и один турбоагрегат ПТ-80/100-130/13 ЛМЗ. С
целью возможного расширения основного оборудования ОВД его компоновка выполнена с
поперечными связями.
Монтаж турбоагрегата планируется выполнить в действующем главном корпусе
ТЭЦ без
его расширения, но с изменением схемы трассировки трубопроводов, перенос насосов и бытовых
помещений.
Установка турбоагрегата обеспечивается существующими на ТЭЦ коммуникациями:
-охлаждение конденсатора, от работающей циркуляционной системы с градирней,
рассчитано на 3 энергоблока;
-по электрооборудованию - предлагается вариант выдачи мощности блоком генератор-
трансформатор без коммутационной аппаратуры после генератора;
-в качестве
блочного трансформатора использовать трансформатор ТД-40000/110/10,5 кВ
и отпаечный трансформатор ТМН – 10/6 кВ;
-от генератора до трансформатора проложить токопровод ТЗВ-10,5-2199А по
существующей эстакаде резервных токопроводов.
Выполнение проекта реконструкции позволит решить следующие задачи:
1.Увеличить установленную мощность на 30 МВт;
2.Экономичнее использовать установленную тепловую мощность котлов БКЗ-75-39ФБ в
отопительный период за счет
выработки дополнительной электроэнергии турбиной Т30/50-1,28;
3.Полнее загрузить вспомогательное оборудование, которое было спроектировано на
обеспечение работы пяти котлоагрегатов БКЗ-420-140ПТ2 и трех турбин;
4.Упростить выделение на собственные нужды Минусинской ТЭЦ в случае аварийной
ситуации в энергосистеме. Мощность собственных нужд ТЭЦ составляет 12-15 МВт;
5.Повысить надежность теплоснабжения г. Минусинска, так как постоянно будет находиться
в работе несколько котлов среднего давления;
В данной работе рассматривается вариант реконструкции Минусинской ТЭЦ за счет
установки приключенной турбины Т-30/35-1.2. Проводится расчет принципиальной тепловой
схемы станции до и после реконструкции, а также рассчитывается сетевой подогреватель
приключенной турбины.
На основе произведенных расчетов можно сделать вывод, что установка приключенной
турбины
позволит увеличить установленную мощность станции на 30 МВт, экономичнее
использовать тепловую мощность котлов БКЗ-75-39ФБ, приблизить загрузку котла БКЗ-420-140
ПТ2 к номинальной в течение всего года, повысить надежность теплоснабжения г. Минусинска,
так как будет постоянно находится в работе несколько котлов среднего давления.
В ходе технико-экономического расчета был определен срок окупаемости, который
составил 2,8 года, что говорит о высокой экономичности и эффективности применения данного
проекта.
Список литературы:
1. Григорьев В.А., Зорин В.М. Тепловые и атомные электрические станции: Справочник. М.:
Энергоатомиздат, 1989г. 392 c.
2. Качан А.Д., Муковозчик Н.В. Технико-экономические основы проектирования тепловых
электрических станций. Мн.: Выш.шк., 1983г. 276 c.
3. Рихтер
Л.А., Елизаров Д.П., Лавыгин В.М. Вспомогательное оборудование тепловых
электростанций. М.: Энергия, 1987г. 189 c.
4. Григорьев В.А., Зорин В.М. Теплоэнергетика и теплотехника. Общие вопросы: Справочник
М.: Энергоатомиздат, 1987г. 244 c.
5. Назмеев Ю.Г., Лавыгин В.М. Теплообменные аппараты ТЭС.-М.: МЭИ, 2005г. 213 c.
87
Секция 2
ЭНЕРГЕТИКА: ЭКОЛОГИЯ, НАДЕЖНОСТЬ, БЕЗОПАСНОСТЬ
УДК 621.643.001:536.2
Анализ процессов разрушения тепловой изоляции теплотрубопроводов
В.Ю. Половников
Томский политехнический университет, г. Томск
polov@tpu.ru
Введение.
Теплотрубопроводы являются неотъемлемой частью энергетического оборудования сетей
теплоснабжения. Повышение требований к эффективности и качеству работы тепловых сетей [1]
приводят к необходимости разработки методов исследования и оценки реального состояния
теплотрубопроводов тепловых сетей.
Кратко характеризуя тепловые
сети РФ, необходимо отметить существенное
преобладание канальной прокладки теплотрубопроводов с изоляцией из минеральной ватой [2]
над другими способами размещения теплопроводов и видами тепловой изоляции.
В последнее время неоднократно отмечалось что, надежность работы тепловых сетей не
велика [1, 2] из-за большого числа повреждений [2] ( от 0.5 до 5 повреждений в год на 1 километр
трассы двухтрубной сети), являющихся
следствием нарушения влажностного режима работы
сетей теплоснабжения [2, 3]. При этом одним из распространенных внештатных режимов является
эксплуатация теплотрубопроводов в условиях затопления [2 – 4]. Затопления каналов тепловых
сетей сопровождается существенным повышением тепловых потерь [3, 4], способствует коррозии
и разрушению тепловой изоляции [2].
Целью данной работы является анализ влияния действующих в структуре теплоизоляции
напряжений на интенсивность процесса разрушения
тепловой изоляции теплотрубопроводов.
Постановка задачи.
Рассматривается теплотрубопровод, эксплуатируемый в условиях затопления [4]. Вода,
окружающая трубопровод, проникает в пористую структуру тепловой изоляции, где формирует
подвижный фронт, на котором происходит испарение влаги. Образовавшийся пар, вследствие
роста давления, фильтруется в направлении к внутренней поверхности тепловой изоляции
трубопровода. Математическая постановка задачи и результаты численного исследования
основных
закономерностей тепломассопереноса для рассматриваемой задачи приведены в [4].
Парообразование в структуре тепловой изоляции сопровождается ростом давления, что
приводит к образованию достаточно высокого градиента давления паров по толщине слоя
изоляции. Возникающие при этом растягивающие напряжения в определенных условиях могут
превысить предел прочности материала теплоизоляции и возможно не только образование
локальных повреждений (трещин)
тепловой изоляции, но и полное разрушение
теплоизоляционного слоя теплотрубопровода.
В таблице приведены прочностные характеристики минеральной ваты [5].
Таблица 1.
Пределы прочности минеральной ваты
Предел прочности, МПа
Тип минеральной ваты
при изгибе при растяжении
Высший сорт 0.14 – 0.18 0.01 – 0.012
на битумном связующем
Первый сорт 0.1 – 0.13 0.0075 – 0.008
Высший сорт 0.2 – 0.4 0.01
на синтетическом связующем
Первый сорт 0.2 – 0.4 0.008
Данные, представленные в таблице, позволяют сделать вывод о том, что диапазон
изменения предела прочности минеральной ваты относительно не велик и, соответственно, можно
предположить, что возникающие при интенсивном парообразовании напряжения способны
привести к нарушению целостности тепловой изоляции теплотрубопровода.
Методика и результаты оценки действующих напряжений.
Анализ действующих в тепловой изоляции напряжений можно
провести на базе
математической модели, представленной в [4]. Однако методика оценки давления паровой
компоненты, приведенная в [4] является достаточно сложной и не пригодна в инженерной
практике. На основании сведений, приведенных в [4] и считая, что напряжение в структуре
изоляции σ численно равно давлению пара P
пара
, можно записать выражение для оценки
действующего в изоляции напряжения:
88
Секция 2
ЭНЕРГЕТИКА: ЭКОЛОГИЯ, НАДЕЖНОСТЬ, БЕЗОПАСНОСТЬ
ïàðà àòì
σ
ρ
==+PP gh
, (1)
где P
атм
– атмосферное давление, Па; ρ – плотность воды, кг/м
3
; g – ускорение свободного падения,
м/с
2
; h – высота уровня жидкости над поверхностью тепловой изоляции, м.
Здесь следует сказать о том, что в рамках модели, предложенной [4], максимальное
давление пара в структуре тепловой изоляции лимитировано высотой столба жидкости и,
например, при высоте уровня жидкости над поверхностью тепловой изоляции равном h = 10 см
напряжение в слое тепловой изоляции, в соответствии
с (1), составит σ = 0.102306 МПа.
Сопоставляя полученное значение действующего в тепловой изоляции напряжения с
данными, приведенными в таблице, можно сделать вывод о возможности разрушения изоляции
теплотрубопровода, эксплуатируемого в условиях затопления, хотя и не во всем диапазоне
изменения прочностных характеристик минеральной ваты.
На практике в большей степени распространены циклические затопления теплопроводов
(наиболее
часто в демисезонный период) которые обычно продолжаются конкретный период. В
этом случае имеет место циклическая нагрузка, приводящая к формированию усталостных
напряжений в структуре теплоизоляционного материала.
Анализ усталостных напряжений в структуре теплоизоляционного слоя можно провести,
воспользовавшись методикой [6], неоднократно подтвержденной на практике [6, 7]. В
соответствии с [6] разрушение материала наступает тогда, когда сумма относительных
уменьшений
долговечности
()
τ
σ
∆t
становится равной единице:
1
()
τσ
∆
=
∑
i
i
t
. (2)
Здесь ∆t – время действия напряжения σ в каждом акте нагружения, с; а τ(σ), согласно [7],
можно записать в виде
0
0
() exp
γ
σ
τσ τ
−
=
⎛
⎜
⎝⎠
U
kT
⎞
⎟
, (3)
где τ
0
= 10
-13
с; U
0
– энергия активации процесса разрушения, Дж/моль; γ – структурно-
чувствительный коэффициент, Дж/(моль·Па); k – постоянная Больцмана, Дж/К; Т – температура,
К.
На основании данных, приведенных в [7], можно задать: U
0
= 192602 Дж/моль, а
γ = 0.6738 Дж/(моль·Па). Среднюю температуру тепловой изоляции в соответствии с [4] можно
принять равной 61.5 С.
После подстановки имеющихся данных в расчетные соотношения (2, 3) и домножив
знаменатель показателя степени экспоненты в (3) на число Авогадро, получим значение
суммарного времени действия напряжения σ равном
6
2.1 10
∆
=⋅
∑
i
i
t секунд, по истечении
которого произойдет разрушение тепловой изоляции.
Тогда принимая во внимание то обстоятельство, что длительность затоплений каналов
теплотрасс может варьироваться в достаточно широком диапазоне (от часов до нескольких суток),
можно обоснованно утверждать о возможности не только частичного повреждения слоя тепловой
изоляции, но и о его полном разрушении.
Так, например
если предположить, что затопление канала теплотрассы происходит два
раза в год (весной и осенью) и длится одну неделю, то, в соответствии с предложенной в данной
работе методикой, полное разрушение изоляции произойдет менее чем через два года
эксплуатации теплопровода в подобных условиях.
Однако необходимо отметить, что приведенные в данной работе оценки являются
верхними границами времени разрушения тепловой изоляции трубопровода, так как при
постановке задачи не учитывалось химическое взаимодействие влаги, содержащейся в структуре
тепловой изоляции, со связующим веществом, использованным при изготовлении минеральной
ваты. Наличие химической реакции (растворение) между влагой и связующим веществом
минераловатных теплоизоляционных изделий является дополнительным фактором, приводящим к
снижению прочности рассматриваемой
системы, а, следовательно, в реальных условиях работы
тепловых сетей разрушение тепловой изоляции возможно и в более короткий период.
Выводы.
Проведен анализ напряжений, действующих в структуре тепловой изоляции, и показана
89
Секция 2
ЭНЕРГЕТИКА: ЭКОЛОГИЯ, НАДЕЖНОСТЬ, БЕЗОПАСНОСТЬ
возможность разрушения слоя изоляции теплотрубопровода, эксплуатируемого в условиях
затопления.
Установлено, что под действием усталостных напряжений, разрушение тепловой
изоляции теплотрубопровода происходит в течение 24 суток.
Работа выполнена при финансовой поддержке РФФИ (грант № 08-08-00143-а).
Список литературы:
1. Хлебанин Ю. М., Николаев Ю. Е. Влияние потерь в тепловых сетях на энергетическую
эффективность теплофикации // Промышленная
энергетика. – 2003. – № 10. – С. 2 – 4.
2. Байбаков С. А., Тимошкин А. С. Основные направления повышения эффективности тепловых
сетей // Электрические станции. – 2004. – № 7. – С. 19–25.
3. Кузнецов Г. В., Половников В. Ю. Оценка масштабов тепловых потерь в магистральных
теплотрубопроводах в условиях затопления // Промышленная энергетика. – 2006. – № 8. – С.
32–34.
4. Кузнецов Г. В., Половников В. Ю. Математическая модель
теплопереноса в насыщенной
влагой изоляции магистрального теплотрубопровода с учетом испарения и фильтрации пара //
Деп. в ВИНИТИ, 09.10.2006. № 1251-В2006.
5. Тепловая изоляция/ Под ред. Г. Ф. Кузнецова – М.: Стройиздат, 1985. – 421 с.
6. Лексовский А. М., Болибеков У. Зависимость долговечности полимеров от режима
нагружения при повторных нагружениях с небольшим числом циклов // Механика полимеров.
– 1972. – № 2. – С. 252–256.
7. Журков С. Н. Кинетическая концепция прочности твердых тел // Вестник АН СССР. – 1968. –
№ 3. – С. 46–52.
УДК 621.643.001:536.2
Моделирование тепловых режимов канальных теплопроводов
В.Ю. Половников
Томский политехнический университет
E-mail: polov@tpu.ru
Введение. Моделирование тепловых режимов теплопроводов является актуальной
задачей при разработке энергосберегающих систем передачи тепловой энергии. При этом
характеристика теплотрубопроводов по
величине тепловых потерь является особо важным
показателем, отражающим действительное состояние тепловых сетей.
В настоящее время основной причиной роста тепловых потерь трубопроводов является [1,
2] изменение термовлажностных условий работы теплосетей и в первую очередь – эксплуатация
теплопроводов, имеющих влагонасыщенную теплоизоляцию. При этом наиболее типичным
механизмом увлажнения тепловой изоляции теплопроводов является [2] насыщение
теплоизоляционного материала влагой,
содержащейся в воздухе канального пространства.
Целью данной работы является математическое моделирование тепломассопереноса в
тепловой изоляции трубопровода канальной прокладки и численный анализ тепловых потерь при
его эксплуатации в условиях увлажнения изоляции влагой, содержащейся в воздухе канального
пространства.
Постановка задачи. Рассматривается широко распространенная конфигурация
теплотрубопровода [1], уложенного в одноячейковый железобетонный канал и
теплоизолированного минеральной
ватой. Предполагается, что влага, содержащаяся во влажном
воздухе, окружающем трубопровод, проникает в пористую структуру теплоизоляции под
действием диффузионного механизма массопереноса и вытесняет сухой воздух, содержащийся в
слое минераловатной теплоизоляции. Следствием влагонасыщения тепловой изоляции является
увеличение эффективной теплопроводности теплоизоляционного слоя, а наличие потока массы на
внешней поверхности теплоизоляции приводит к изменению
механизмов тепломассообмена
теплопровода с окружающей средой.
С учетом рассматриваемых факторов анализ тепловых потерь сводится к решению
одномерной нестационарной задачи тепло- и массопереноса для тепловой изоляции трубопровода.
При постановке задачи на внешней границе рассматриваемой системы «слой
теплоизоляции – окружающая среда» выставлялись граничные условия третьего рода, а на
внутренней – граничные условия первого рода для
задачи теплопроводности и второго рода для
задачи влагопереноса. В начальный момент времени считалось, что влага в пористой структуре
90