setidengi.ru

Энергетика

Category: Теплоэнергетика (page 1 of 8)

Оценка эффективности использования водородных надстроек

УДК 621.039.533.6 Оценка эффективности использования водородных надстроек на АЭС 1 2 (диссертант), инж., 3 , доктор техн. наук ОЭП СНЦ РАН 2 — ГОУ ВПО СГТУ 3 Рассматривается вариант малозатратной модернизации АЭС с сохранением основного профиля (типоразмера) энергоблока и с незначительными изменениями эксплуатационных параметров турбоустановки. Эти изменения заключаются во введении небольшого начального перегрева пара перед ЦВД и некоторого увеличения проектного перегрева пара перед ЦНД. Кроме того, дан анализ вариантов обеспечения подогрева рабочего пара до задаваемых температур в камере смешения Н 2 /О 2 -парогенератора. Вопросам внепикового производства водорода на атомных электростанциях (АЭС), прежде всего для выравнивания графиков электрической нагрузки, и первым схемам водородного перегрева пара на АЭС и оценке его эффективности были посвящены работы, опубликованные в нашей стране и за рубежом (Германия, США и др.) в конце 70-х — начале 80-х годов . В настоящее время эти разработки интенсивно продолжаются. Как показано во многих публикациях (например, ), производство водорода по замещаемым (наиболее рентабельным) технологиям более выгодно, чем его получение обычным электролизом. Вместе с тем применение высоких технологий электролиза с уменьшенным удельным расходом электроэнергии (ниже 4кВт?ч/м 3 Н 2 ) при многозонных тарифах (сниженных в ночной период), современных безопасных технологиях хранения Н 2 на месте производства и, что самое важное, при использовании Н 2 для повышения КПД цикла всей АЭС может оказаться термодинамически и технико-экономически эффективным. К тому же нужно учитывать, что водород, полученный электролизом, на 1 Работа выполнена при финансовой поддержке РФФИ (гранты 09-08-00496-а, 09-08-13533 офи-ц). 2 410054, Саратов, ул. Политехническая, д. 77. ОЭП СНЦ РАН. 3 410054, Саратов, ул. Политехническая, д. 77. ГОУ ВПО иболее чистый (примесей менее 1 %). Использование водорода приобретает новые перспективы в связи с разработкой компактных и относительно недорогих Н 2 /О 2 -парогенераторов , единичная тепловая мощность которых в ближайшее время может достигнуть 70…100 МВт при относительно невысокой капиталоемкости (50 дол/кВт). Надежное охлаждение стенок камер сгорания, регулирование температуры водяного пара, получаемого при сгорании Н 2 , высокая экологичность (нет выбросов NO x ), практическое отсутствие затрат на транспортировку Н 2 на дальние расстояния и другие позитивные сопутствующие системные факторы позволяют уже сегодня ставить задачу анализа эффективности комплексного применения электролизного водорода на АЭС. Следует отметить, что при высоких планируемых темпах ввода АЭС с ВВЭР в энергосистемах России решение такой задачи может стать очень важным при непрерывном использовании Н 2 /О 2 -парогенераторов для замещения паро-парового перегрева в основном цикле, а также (частично) регенеративного подогрева в подогревателях высокого давления (ПВД). Возможны и другие комбинированные способы непрерывно-циклического использования водорода на многоблочных АЭС для выравнивания диспетчерских графиков нагрузки. Кроме того, по оценкам специалистов, при реализации внереакторного перегрева свежего пара перед тур Рис. 1. Циклы влажно-паровой турбоустановки в Т, s-диаграмме. а — на влажном насыщенном паре; б — на смеси пара из ПГ и пара, полученного в Н 2 /О 2 -парогенераторе модинамического эффекта можно добиться повышения маневренности установки, а также надежности лопаточного и соплового аппаратов первых и последних ступеней ЦВД влажно-паровой турбины. Мощность последней без существенной реконструкции и без замены электрогенератора может быть увеличена не более чем на 10 % номинального значения. Далее рассматриваются обычный влажно-паровой цикл (рис. 1, а) и цикл с использованием Н 2 /О 2 -парогенератора (рис. 1, б), для которого достигается небольшой перегрев основного свежего пара и более высокий, чем в обычном цикле (см. рис. 1, а), перегрев промежуточного пара. При этом повышается средняя температура подвода тепла как в процессе 1—2—3—3″ (по сравнению с 1—2—3), так и в процессе 5″—6″ (в сравнении с 5—6). Однако реализация значительных перегревов пара при фиксированном по условиям реакторной установки давлении свежего пара сопряжена со снижением давления сепарации и промежуточного перегрева и сдвигом процесса расширения 6″—7 вправо ра, что нежелательно из-за роста отводимого количества тепла в конденсаторе и снижения механической надежности последнего. Поэтому следует рассматривать относительно невысокие значения Т 3 » и Т 6 » (до 340 °С), что позволяет использовать унифицированное турбинное оборудование без существенной модернизации. В предлагаемой схеме (см. рис. 1, б) водород сгорает в среде кислорода с получением высокотемпературного пара. Затем после смешения с основным паром из парогенератора (ПГ) и подогрева до необходимой температуры он служит дополнительным рабочим телом в цикле АЭС. Анализ эффективности таких энергоустановок следует проводить с соблюдением общего материального баланса пара в цикле АЭС. Для значений удельного подводимого тепла ?q ПГ , ?q П , ?q ПП к потокам пара D ПГ , D П , D ПП балансовые уравнения подвода тепла и выработки электроэнергии имеют вид: подвод тепла (кВт) D ПГ ?q ПГ + D П ?q П + D ПП ?q ПП = Q ? ; выработка электроэнергии (кВт) D ПГ D П +() H ЦВД действ k pег ЦВД, ПП ————————————————-D ЦНД D ПП +() H ЦНД действ k pег ЦНД, С, ТП ——————————————————— + ? ? эл.мех ? с.н АЭС ? N ? = , где D ПГ — расход пара из парогенератора, кг/с; D П — расход пара, получаемого и добавляемого в цикл в Н 2 /О 2 -парогенераторе, кг/с; D ПП — расход пара, добавляемого в цикл после промежуточного перегрева пара, кг/с; ?q ПГ , ?q П , ?q ПП — удельные затраты тепла на получение пара с расходами D ПГ , D П , D ПП , кДж/кг; D ЦНД — расход пара, поступающего в ЦНД, кг/с; H действ ЦВД , H действ ЦНД — действительные теплоперепады, срабатываемые в ЦВД и ЦНД с учетом их внутреннего относительного КПД, кДж/кг; k ЦВД, ПП рег и k ЦНД,С,ТП рег — коэффициенты регенерации, которые учитывают потерю полезной работы с отборным паром, идущим из ЦВД и ЦНД на соответствующие подогреватели, а также недовыработку из-за поступления пара на ПП (пароперегреватель); ? эл.мех — КПД, учитывающий электрические и механические потери турбогенератора; ? АЭС с.н — КПД собственных нужд АЭС (учитывает и расход энергии на компримирование Н 2 и О 2 перед Н 2 /О 2 -парогенератором). Из соотношения полезной выработки электроэнер Рис. 2. Схема АЭС с водородной надстройкой при повышении температуры пара перед ЦНД. 1 — ЦНД; 2 — электрогенератор; 3 — конденсатор; 4 — бак-аккумулятор; 5 — блок электролизеров; 6, 7 — хранилище водорода и кислорода; 8 — камера сгорания АЭС (см. рис. 1, б) с водородной надстройкой можно определить его КПД: ? АЭС H 2 = ? эл.мех ? с.н АЭС ? D ПГ D П +() H ЦВД действ k pег ЦВД, ПП ————————————————-D ЦНД D ПП +() H ЦНД действ k pег ЦНД, С, ТП ——————————————————— + D ПГ ? q ПГ D П ? q П D ПП ?q ПП ++ ——————————————————————————————————————- ? . Эффективность рассматриваемой схемы модернизации с включением водородного перегрева пара при небольшом повышении температуры рабочих тел с термодинамической точки зрения мала, однако подобные схемы могут быть реализованы для выравнивания графика нагрузки на типовых энергоблоках АЭС с ВВЭР-1000 с минимальной модернизацией основного и вспомогательного оборудования. В этом их главное преимущество. На АЭС может быть реализована также упрощенная технология, ориентированная на циклическое сжигание Н 2 /О 2 в пиковые периоды для получения дополнительной мощности за счет, например, осуществления паро-парового перегрева в специальном водородном, а не в обычном пароперегревателе или по другим схемам, например, разработанным в ОЭП СНЦ РАН и СГТУ . Анализ некоторых термодинамических и технико-экономических аспектов применения водорода для получения дополнительной мощности в электроэнергетике приведен в . Для примера рассматривается схема увеличения температуры пара на 20 °С перед ЦНД (рис. 2) и приводятся результаты оценочных расчетов повышения Общий КПД использования водорода на АЭС целесообразно анализировать с помощью нескольких КПД и коэффициентов для условно выделенных процессов, составляющих общий цикл АЭС. Коэффициент рекуперации электроэнергии K эл = N доп /N затр , где N доп — дополнительно полученная электрическая мощность, МВт; N затр — мощность, затраченная на выработку водорода, МВт. В стационарном режиме работы этот коэффициент представляет собой отношение дополнительно полученной мощности в результате использования в цикле стороннего пара, произведенного в Н 2 /О 2 -парогенераторе, к требуемой для производства водорода мощности. Коэффициент полезного действия использования водородно-кислородной смеси ? H 2 O N доп / Q H 2 O = , Q H 2 O D H 2 O q н p = где — тепловая мощность, полученная при сгорании водорода в кислородной смеси при стехиометрическом соотношении, МВт; — расход пара, образовавшегося в результате сжигания Н 2 , кг/с; q н р = 1,3?10 4 g516 низшая теплота сгорания, отнесенная к 1 кг продукта реакции горения (водяного пара), кДж/кг. Этот КПД представляет отношение получаемой до D H 2 O вой мощности потока стороннего пара, образовавшегося в Н 2 /О 2 -парогенераторах (без впрыска). Коэффициент смешения в камере сгорания Н 2 /О 2 -парогенератора K к.с = N доп /q к.с , где q к.с = Q Н 2 О + q впр = D доп h к.с — тепловая мощность Н 2 /О 2 -парогенератора после смешения пара с водой, МВт; q впр — тепловая мощность, соответствующая подводимой охлаждающей воде, МВт; D доп = D Н 2 О + + D впр — дополнительный расход пара, кг/с; D впр — расход охлаждающей воды, кг/с; h к.с — энтальпия пара после камеры сгорания Н 2 /О 2 -парогенератора, кДж/кг. Коэффициент K к.с — это отношение дополнительной мощности к располагаемой тепловой мощности смешения в Н 2 /О 2 -парогенераторе. Он учитывает также тепловой поток, привносимый с впрыском охлаждающей воды. Количество отводимого тепла через стенки в Н 2 /О 2 -парогенераторе, т.е. тепловые потери, принимались равными нулю. Коэффициент полезного действия брутто АЭС с водородной надстройкой ? АЭС H 2 /O 2 N баз N доп +() / q ПГ * q к.с +()= , где N баз — базовая мощность турбоустановки, МВт; q * ПГ — тепловая мощность, подведенная в парогенераторе, МВт. Тепловая мощность Н 2 /О 2 -парогенератора в цикле АЭС состоит из двух частей q к.с = ?q терм доп + ?q п доп, где ?q терм доп = D баз т (h п т – h баз т ) — тепловая мощность, подведенная в базовом цикле, МВт; ?q п доп = D доп h п т — тепловая мощность, подведенная в цикле с избыточным рабочим телом, МВт; D баз т — расход пара на турбоустановку (базовый), кг/с; h п т — энтальпия пара перед турбоустановкой после смешения с паром Н 2 /О 2 -парогенератора, кДж/кг; h т баз — базовая энтальпия пара перед турбоустановкой, кДж/кг. Для поддержания неизменного базового расхода в турбине D баз т необходимо отводить избыточный конденсат D доп в баки-аккумуляторы (см. рис. 2). Мощность циркуляционных насосов конденсатора в базовом цикле и цикле АЭС с водородной надстройкой из-за незначительной разницы в ее значениях принималась в расчетах постоянной, поэтому все КПД и коэффициенты рассчитывались только по прямому ба траченной. Таким образом, в расчетах не учитывалась дополнительная тепловая мощность, отводимая в конденсаторах и с избыточным потоком рабочего тела, направляемого в баки-аккумуляторы за конденсационными насосами. Полученная дополнительная мощность условно состоит из двух частей N доп = ?N доп п + ?N терм , где ?N доп п = D доп (h т п – h к п )? эл.мех — часть электрической мощности, полученная при работе дополнительного количества пара в ЦНД, МВт; h к п — энтальпия пара перед конденсатором, кДж/кг; ?N терм — часть дополнительной электрической мощности, получаемая в результате повышения параметров пара, МВт. Коэффициент энергоэффективности избыточного потока пара, смешанного с основным паром и отведенного из цикла за конденсатором в бак-аккумулятор: K доп = ?N доп п /?q доп п . Этот коэффициент характеризует отношение мощности, вырабатываемой дополнительным количеством пара в проточной части, к тепловой мощности дополнительного потока пара. Коэффициент термического совершенствования цикла K терм = ?N терм /?q доп терм представляет собой отношение мощности, полученной в результате повышения параметров пара, к тепловой мощности, подведенной к базовому циклу. Термический коэффициент совершенствования всего цикла АЭС вследствие повышения параметров пара K терм АЭС = (N баз + ?N терм )/(q * ПГ + ?q доп терм ). Коэффициент использования дополнительного потока пара в цикле АЭС K доп АЭС = (N баз + ?N доп п )/(q * ПГ + ?q доп п ). В расчетах принималось, что значение температуры на выходе из Н 2 /О 2 -парогенератора составляет Т доп = = 550…800 °C, а расход электроэнергии на электролизеры R = 4 (44,44) кВт?ч/м 3 Н 2 (кВт?ч/кг Н 2 ). Результаты расчетов эффективности АЭС с водородной надстройкой при повышении температуры пара перед ЦНД приведены в таблице. С увеличением температуры пара, полученного в Н 2 /О 2 -парогенераторе, возрастают значения K эл , ? ? H 2 /O 2 , K , и K доп , од н а к о K терм (зави Результаты расчетов эффективности АЭС с водородной надстройкой при повышении температуры пара перед ЦНД Параметр Температура пара после камеры сгорания, °C 550 800 N доп , МВт 85,5 56,2 N затр , МВт 315,6 188,2 K эл , % 27,1 29,9 D Н 2 О , кг/с 17,6 10,0 ? H 2 O , % 37,3 41,1 D доп , кг/с 79,8 41,1 K к.с , % 29,9 32,9 ? АЭС H 2 /O 2 , % 32,7 33,0 ?q доп терм , МВ т 48,1 48,1 ?N терм , МВт 25,1 25,1 ?q доп п , МВт 237,9 122,5 ?N доп п , МВт 60,5 31,1 K терм , % 52,2 52,2 K доп , % 25,4 25,4 K терм АЭС , % 33,3 33,3 K доп АЭС , % 32,5 32,7 сит только от повышения температуры пара перед ЦНД) остается постоянным. Если увеличить температуру пара перед ЦНД на 20 °C, т.е. до 270 °C, с дальнейшим доведением ее, например, до 340 °C (возможно без существенной модернизации турбины АЭС), то возрастут K терм и K терм АЭС . ? АЭС H 2 /O 2 Это приведет к повышению , а значит, и эффек тивности всего цикла АЭС с водородной надстройкой по сравнению с базовым циклом. Выводы 1. Предложена система КПД и коэффициентов для условно выделенных процессов, позволяющих оценивать эффективность водородных надстроек в цикле АЭС. 2. Дан анализ схемы повышения температуры пара перед ЦНД в результате последовательного смешения пара в камере сгорания Н 2 /О 2 -парогенератора с охлаждающей водой и затем с основным потоком пара перед ЦНД. 3. Обоснована эффективность повышения температуры пара, полученного в Н 2 /О 2 -парогенераторе, и температуры пара перед ЦНД на 20 °С, т.е. до 270 °С (в дальнейшем во

Способ получения антисептированных растворов и

Изобретение относится к получению антисептированных растворов. Обрабатываемая жидкость разделяется на два потока. Первая часть потока охлаждается и насыщается озоном с помощью диспергирования при избыточном давлении. Вторая часть потока подогревается. Далее потоки смешиваются. Устройство содержит герметичный корпус, циркуляционный насос, патрубки подачи озона и выхода газа, диспергатор, охладитель и нагреватель. Нагнетательный трубопровод разделен на два трубопровода. Один соединен с камерой диспергирования озона. Другой — с конденсатором холодильной машины. Патрубки, выходящие из камеры диспергирования и конденсатора, соединены в общий трубопровод. Патрубок подачи озона соединен с диспергатором, расположенным в нижней части камеры диспергирования. Камера диспергирования снабжена редукционным клапаном. Обеспечивается получение растворов с максимальной концентрацией озона. 2 н.п. ф-лы, 1 ил.

1. Способ получения антисептированных растворов путем обработки жидкости с помощью озона, отличающийся тем, что обрабатываемая жидкость разделяется на два потока, при этом первая часть потока поступает на охлаждение с последующим ее насыщением с помощью диспергирования озона при избыточном давлении, а другая часть жидкости на подогрев с последующим смешиванием холодного раствора и подогретой жидкости.

2. Устройство для получения антисептированных растворов, содержащее герметичный корпус, циркуляционный насос, патрубки для подачи озона и выхода газа, диспергатор, охладитель и нагреватель, отличающееся тем, что нагнетательный трубопровод разделен на два трубопровода, причем один трубопровод соединен с камерой диспергирования озона, а другой соединен с конденсатором холодильной машины, патрубки, выходящие из камеры диспергирования и конденсатора холодильной машины, соединены в общий трубопровод, а патрубок подачи озона соединен с диспергатором, расположенным в нижней части камеры диспергирования, при этом камера диспергирования снабжена редукционным клапаном.

Изобретение относится к холодильной технологии и технике и может быть использовано при обработке продуктов, оборудования и тары.Известно устройство, содержащее герметичный корпус с поперечными перегородками, аэрирующее устройство в виде наклонно установленных сопел, соединенных трубопроводов с насосом для принудительной циркуляции обрабатываемой воды [SU №998379, кл. С.02F 1/78, 1981].Данное устройство обладает недостатком ввиду невозможности создания оптимальных условий для химической реакции между жидкостью и газом и длительностью процесса обработки воды.Известна контактная камера, содержащая герметичный корпус, патрубок для подачи воды, диспергаторы, патрубок для подачи озоно-воздушной смеси, струенаправляющие перегородки, аппарат каталитического разложения озона, патрубок для отвода воды. [Драгинский В.Л., Алексеева Л.П., Самойлович В.Г. Озонирование в процессах очистки воды. М.: Дели принт, 2007. (235-238)]В контактной камере невозможно максимальное насыщение озоном обрабатываемой воды из-за ее постоянной температуры, поступающей на обработку, значительной потери озона вследствие низкой дисперсности озоно-воздушной смеси; а также длительности процесса обработки воды.Наиболее близким к предлагаемому является устройство для обработки сточных вод газом, содержащее горизонтальный герметичный корпус, разделенный вертикальными поперечными, поочередно примыкающими к дну и перекрытию перегородками на секции, и поворотные аэраторы, соединенные трубопроводами с циркуляционным насосом, нагревателями, расположенными в нижней части начальных секций, и трубопроводом, снабженным холодильником. [SU 1736951, кл. С02Р 1/78, 30.05.92].Однако устройство обладает тем недостатком, что не создает оптимальных условий для химической реакции между жидкостью и газом и обладает повышенными энергозатратами за счет установки нагревателей в корпусе.Предложенное изобретение направлено на решение технической задачи, заключающейся в получении растворов с максимальной концентрацией озона, позволяющих осуществлять эффективную обработку пищевых продуктов, оборудования, тары и холодильных объектов и снижение энергопотребления.Для достижения этого технического результата способ получения антисептированых растворов, содержащих озонированную обработку воды, отличается тем, что обрабатываемая жидкость, например вода, разделяется на два потока, при этом часть потока поступает на охлаждение в камеру диспергирования, снабженную редукционным клапаном и диспергатором, и охлаждается испарителем, при этом растворимость озона в жидкости повышается с понижением ее температуры холодильной машиной (чиллером), а другая часть потока направлена на охлаждение конденсатора холодильной машины для снятия тепловой нагрузки, при этом насыщение озоном холодного потока жидкости осуществляется до концентрации 30-50 мл О3 на 100 мл воды. Создаваемое в камере диспергирования избыточное давление за счет выхода из жидкости озона дополнительно увеличивает насыщение жидкости озоном. Насыщенный озоном раствор в дальнейшем соединяется с теплым потоком жидкости, поступающим от конденсатора холодильной машины.Насыщение холодного потока жидкости озоном позволяет максимально увеличить концентрацию озона в ней по сравнению с теплым потоком воды, поступающей на обработку, а нагрев жидкости в конденсаторе с последующим смешением ее холодным насыщенным раствором ускоряет протекание химического взаимодействия между жидкостью и озоном, и, кроме того, снижается энергопотребление холодильной установки за счет использования рабочей жидкости для охлаждения конденсатора, а не специально установленного водоохлаждающего устройства, например градирни.На чертеже схематически изображено устройство, позволяющее реализовать предлагаемый способ получения антисептированных растворов. Устройство содержит герметичный корпус 1, циркуляционный насос 2, патрубки для подачи озона и выхода газа, диспергатор 8, охладитель (испаритель 7), нагнетательный трубопровод 3, разделенный на два трубопровода, причем с помощью переключающейся задвижки 4 разделяются и регулируются потоки жидкости, при этом один трубопровод соединен с камерой диспергирования озона 5, а другой соединен с конденсатором 6 холодильной машины, патрубки, выходящие из камеры диспергирования 5 и конденсатора 6 холодильной машины соединены в общий трубопровод 10, а патрубок подачи озона соединен с диспергатором 8, расположенным в нижней части камеры диспергирования 5, снабженной редукционным клапаном 11.Устройство работает следующим образом: жидкость (например, вода) поступает в корпус 1, откуда циркуляционным насосом 2 направляется в камеру диспергирования 5 и конденсатор 6 холодильной машины. С помощью переключающей задвижки 4 регулируется расход жидкости на диспергатор 5 и конденсатор 6 в зависимости от требуемой конечной концентрации раствора, поступающего на обработку объекта.Часть потока жидкости, поступающая в камеру диспергирования 5, охлаждается испарителем 7 холодильной машины и насыщается озоном, выходящим из диспергатора 8, куда он поступает от генератора озона 9, при этом хладагент проходит через регулируемый вентиль 13 в испаритель 7, где происходит его кипение, и затем пары хладагента с помощью компрессора 12 нагнетаются в конденсатор 6 и конденсируются, откуда жидкость поступает на регулируемый вентиль 13, и холодильный цикл повторяется. Для повышения растворимости озона в жидкости с помощью редукционного клапана и поддерживается избыточное давление в камере диспергирования 5 и при образовании повышенного давления по сравнению с заданным — избыточное количество озоно-воздушной смеси, образующееся при насыщении озоном жидкости.Другая часть потока жидкости поступает на конденсатор 6 холодильной машины, снимая с него тепловую нагрузку, и подогревается за счет конденсации паров хладагента. Затем теплый поток жидкости, выходя из конденсатора, соединяется с насыщенным озоном холодным раствором в трубопроводе 10, насыщая озоном суммарный поток. Таким образом, удается получать антисептированный насыщенный озоном раствор.Пример 1. В герметичный корпус 1 поступает жидкость (вода) с температурой +17°С откуда циркуляционным насосом 2 по нагнетательному жидкостному трубопроводу 3 с помощью переключающей задвижки 4 направляется в камеру диспергирования 5 и конденсатор 6 холодильной машины. Поток жидкости, направленный в камеру диспергирования, с помощью испарителя 7 холодильной машины охлаждается до температуры +4°С и насыщается озоном, поступающим из генератора озона 9 в диспергатор 8 до концентрации 60 мг/л. С помощью редукционного клапана 11 в камере диспергирования поддерживается избыточное давление до 0,2 МПа. Часть жидкости, поступающей на охлаждение конденсатора 6 холодильной машины, нагревается до температуры 23°C и поступает в общий трубопровод, где смешивается с холодным насыщенным озоном раствором, и конечная концентрация раствора составляет 28 мг/л. Полученный насыщенный раствором раствор готов для антисептирования обрабатываемых объектов.Пример 2. Осуществляется аналогично примеру 1. При следующих различных параметрах: температура охлажденной жидкости составляет +6°С; концентрация раствора озона в камере диспергирования 52 мг/л; конечная концентрация насыщенного озоном раствора после смешивания с теплой жидкостью составляет 22 мг/л.Пример 3. Осуществляется аналогично примеру 1 при следующих параметрах: температура охлажденной жидкости составляет +10°С; концентрация раствора озона в камере диспергирования 40 мг/л; конечная концентрация насыщенного озоном раствора составляет 16 мг/л.Пример 4. Осуществляется аналогично примеру 1 при следующих рабочих параметрах: температура охлажденной жидкости составляет +12°; концентрация раствора озоном в камере диспергирования 25 мг/л конечная концентрация насыщенного озоном раствора составляет 10 мг/л.Пример 5. Осуществляется аналогично примеру 1 при следующих рабочих параметрах: температура охлажденной жидкости составляет +14°С; концентрация раствора озоном в камере диспергирования 14 мг/л; конечная концентрация насыщенного озоном раствора составляет 6 мг/л.Пример 1, не рекомендуется к применению, так как при температуре жидкости +4°С осуществляется не стабильный режим эксплуатации холодильной машины и при изменении тепловой нагрузки возможно быстрое понижение температуры жидкости с последующим ее замерзанием в камере диспергирования.Пример 5, также не рекомендуется к применению, так как при полученной конечной концентрации раствора его бактерицидное действие на спорообразующие виды патогенной микрофлоры нестабильно.Приведенные примеры предлагаемого способа и устройства позволят повысит эффективность насыщения озоном раствора по сравнению с прототипом на 40-50% и снижают энергопотребление холодильной установки на 15-20%.

Устройства для магнитной обработки воды

ри эксплуатации автономных систем отопления и горячего водоснабжения большую проблему представляет высокая жесткость воды, обусловленная повышенным содержанием солей CaCO3 и MgCO3. Растворенные в воде минералы откладываются на внутренней поверхности труб, образуют наросты, которые, препятствуя току воды, засоряют отверстия и клапаны. Доказано, что если на ТЭНе откладывается слой накипи толщиной в 1.5 мм, то потребление энергии, необходимой для нагрева воды, увеличивается на 15%; слой в 3 мм увеличивает потребление энергии на 25%; при слое толщиной в 7 мм это число достигает 39%, а при 10 мм — 50%. Нагревание воды через слой накипи резко увеличивает расход топлива и снижает энергоэффективность системы. Кроме того, избыточная энергия, то есть та энергия, которую нагревательный элемент выделил, а вода так и не получила, тратится на перегрев самого нагревательного элемента, в результате чего он выходит из строя. Выпавшая на нагревательном элементе и трубах накипь, взаимодействуя с водой (так называемый гидролиз магниевых солей), повышает ее рН, что усиливает коррозию систем в целом. Эти процессы ведут к преждевременному износу нагревательных систем и требуют частых ремонтов и замены частей и узлов оборудования. Подобные проблемы возникают в оборудовании, которое присутствует в следующих приборах и системах: 1) водонагревателях; 2) пластинчатых теплообменниках; 3) системах воздушного кондиционирования; 4) циркуляционных насосах; 5) вспомогательных насосах; 6) промышленных машинах для приготовления кофе и горячих напитков; 7) охлаждающих башнях; 8) охлаж- 34 дающих системах циркуляции; 9) паровых котлах; 10) паровых плитах; 11) стиральных машинах; 12) очистительных установках высокого давления для горячей воды. Для защиты теплообменного оборудования от накипи используются устройства магнитной обработки (подготовки) воды (МПВ). Действие способа основано на осаждении растворенных в воде минералов на кристаллах микровключений, находящихся в воде во взвешенном состоянии, как на центрах кристаллизации. Такой способ обработки воды с целью уменьшения образования

Повышение энергоэффективности панельных жилых зданий

Жилым зданиям присваивается класс энергетической эффективности в зависимости от величины удельного расхода тепловой энергии на отопление, нормируемая величина которого зависит от назначения и этажности здания . Классификацию по энергопотреблению 5-этажных жилых зданий можно представить в виде таблицы 1. Таблица 1 — Классификация 5-этажных жилых зданий г. Брянска по энергопотреблению Обозначение классаНаименование класса энергетической эффективностиУдельный расход энергии на отопление кВт·ч/м2кДж/(м2•?С•сут.) 1237 AОчень высокий70 и менее56 и менее BВысокий71-9657-77 CНормальный97-11178-89 DНизкий112-42590-340 EОчень низкий426 и более341 и более Рассмотрим тепловой баланс панельного здания на примере жилого дома серии 1-335, состоящего из двух рядовых и двух торцовых блок-секций. Ориентацию главного фасада условно принимаем на юг. Конструктивное решение пятиэтажных жилых зданий серии 1-335 — неполный каркас с продольными несущими стенами из керамзитобетонных панелей толщиной 350 мм. Окна — двойное остекление из обычного стекла в раздельных деревянных переплетах. Покрытие — комплексные керамзитобетонные панели с рулонной кровлей из четырех слоев рубероида. Техническое подполье с разводкой трубопроводов. Здание подключено к централизованной системе теплоснабжения и имеет систему отопления без термостатов и без авторегулирования на вводе. Градусо-сутки отопительного периода Dd = (tint-tht)•zht, где расчетную температуру внутреннего воздуха принимаем +18?С . Для г. Брянска Dd = 4162?С•сутки. При составлении теплового баланса необходимо располагать всеми данными, характеризующими объемно-планировочное и теплоэнергетическое исполнение здания (таблица 2). Таблица 2 — Геометрические, теплотехнические и энергетические показатели существующего здания Ограждающая конструкцияA, м2Rreq, м2•?С/ВтRr, м2•?С/ВтQhtr, ГДж 12345 Стены1368,92,8570,758733,8 Окна и балконные двери664,00,4620,440613,2 Входные двери13,520,7590,8006,9 Покрытие744,44,2810,939322,1 Перекрытие первого этажа744,43,7730,358338,0 Основные составляющие теплового баланса здания : Qhtr — теплопотери трансмиссионные (через наружные ограждающие конструкции здания); Qhinf — теплопотери инфильтационные (за счет инфильтрации и вентиляции); Qint — теплопоступления бытовые (за счет тепловыделений людей, освещения и оргтехники); Qs — теплопоступления инсоляционные (через окна и фонари от солнечной радиации); Qhy — расход тепловой энергии на отопление здания. Разница между теплопотерями и теплопоступлениями показывает расход энергии на отопление. Удельный расход составляет qhdes = 161 кДж/(м2•?С•сут.). Соответственно, эксплуатируемое существующее здание серии 1-335 относится к классу D по энергетической эффективности. В эту категорию попадают все крупнопанельные пятиэтажные здания, имеющие сходные геометрические и теплотехнические показатели. Для перехода от зданий классов Е и D к зданиям класса А необходимо выполнить совокупность мероприятий, направленных на уменьшение энергопотребления: — комплекс ремонтно-строительных работ, направленных на приведение теплотехнических показателей всех ограждающих конструкций к современным требованиям; — модернизацию системы отопления предпочтительно за счет организации пофасадного регулирования подачи теплоносителя в зависимости от средней температуры воздуха в помещениях каждого фасада ; — переход на механические или смешанные системы регулируемой приточно-вытяжной вентиляции с рекуперацией тепла; — разработку системы мер материальной заинтересованности застройщиков повышать класс энергетической эффективности зданий, а жильцов снижать энергопотребление домов. Произведем утепление стен по технологии «Мосрекон», так как данная система вентилируемых фасадов адаптирована к климатическим условиям Центрального региона России, а также наиболее доступна в ценовом плане . Для теплоизоляционного слоя применяем плиты из стеклянного волокна, имеющие расчетный коэффициент теплопроводности при условиях эксплуатации в Брянской области 0,045 Вт/м•°C. Сопротивление теплопередаче наружных стен составит 3,060 м2•?С/Вт. Существующие оконные блоки целесообразно заменить двухкамерным стеклопакетом в одинарном поливинилхлоридном переплете из стекла с твердым селективным покрытием, так как они имеют оптимальное сочетание коэффициентов, учитывающих затенение светового проема непрозрачными элементами затенения и относительное проникание солнечной радиации. Тем самым увеличивается сопротивление теплопередачи светопрозрачных конструкций до 0,580 м2•?С/Вт (при заполнении аргоном до 0,650 м2•?С/Вт). Утепление перекрытия первого этажа и покрытия проводим по уже известным и апробированным технологиям; сопротивление теплопередаче составит 3,550 м2•?С/Вт и 4,420 м2•?С/Вт соответственно. Организация воздухообмена с использованием рекуперации позволяет утилизировать тепло вытяжного воздуха, на подогрев которого уходит около 50% всего потребляемого тепла на отопление здания, то есть инфильтрационные теплопотери уменьшатся вдвое. Увеличивая в 2 раза коэффициент эффективности авторегулирования подачи теплоты, пропорционально увеличивается эффективность всех теплопоступлений в здание. Удельный расход составляет qhdes = 23 кДж/(м2•?С•сут.), соответственно, реконструированный панельный дом серии 1-335 будет относиться к классу А по энергетической эффективности. Сравнительный анализ теплового баланса существующего и реконструированного панельного здания показывает, что, выполнив комплекс основных мероприятий, достигается эффект снижения расхода энергии на отопление в 6,5 раз. Полученный показатель удельного расхода энергии 23 кДж/(м2•?С•сут.) или 29 кВт·ч/м2 приближается к энергоэффективным зданиям со сверхнизким потреблением энергии (концепция Passive House) . СНиП 23-02-2003. Тепловая защита зданий / Госстрой РФ. — М.: Стройиздат, 2003. — 54 с. Гертис, К. Здания XXI века — здания с нулевым потреблением энергии // Энергосбережение. — 2007. — №3. — С. 34-36. Ливчак, теплопотребления эксплуатируемых жилых зданий — основа энергосбережения // АВОК. — 2005. — №7. — С. 4-9 Кононова, технических решений энергосберегающих мероприятий при реконструкции систем отопления зданий // Концептуальные вопросы современного градостроительства. — Воронеж, 2007. — С. 73-80. Граник, фасадных систем в жилищно-гражданском строительстве // Энергосбережение. — 2005.- № 4. — С. 84-89. Табунщиков, концепции зданий XXI века в области теплоснабжения и климатизации // АВОК. — 2005. — №4. — С. 4-7.

Рельсовый автобус с рекуперацией энергии

Железные доро ги мира — 2011, № 10 33 Рекуперация эн ергии Использование разработанной компанией Voith Turbo технологии SteamTrac позволит сократить потребление топлива и уменьшить эмиссию углекислого газа. Новая технология создана на основе результатов, полученных в ходе осуществления компанией в течение четырех лет программы исследований. Весной 2011 г. на территории федеральной земли Баден-Вюртемберг были начаты испытания оборудованного системой Steam- Trac дизельного рельсового автобуса серии NE81 компании-оператора Sьdwestdeutsche Verkehrs-Aktiengesellschaft (SWEG; рис. 1). К концу 2011 г. этой системой должен быть оснащен еще один рельсовый автобус. Появление технологии Steam- Trac стало возможным благодаря работе, которую Voith Turbo вела в течение нескольких лет с целью обеспечения соответствия своей продукции все более ужесточающимся требованиям, касающимся вредных выбросов. В результате совместно со специалистами компании MAN был создан собственный модельный ряд дизельных двигателей, предназначенных для применения на подвижном составе железнодорожного транспорта. В настоящее время на заводе компании MAN в Нюрнберге осуществляется сборка первых промышленных образцов силовых агрегатов для железнодорожного подвижного состава (рис. 2) на базе двигателей с использованием комплектующих, разработанных компанией Voith Turbo и изготовленных на ее заводе близ города Хайденхайм-ан-дерБренц (все — Германия). Для соблюдения действующих нормативов по вредным выбросам компания Voith Turbo использует технологию рециркуляции выхлопных газов (EGR), отдавая ей предпочтение перед технологией селективного каталитического восстановления (SCR). Последняя тем не менее может служить дополнительным средством выполнения вводимых в перспективе еще более жестких требований к содержанию вредных веществ в выхлопных газах. Однако принятие мер по соблюдению новых нормативов вредных выбросов приводит к снижению КПД, росту потребления топлива или увеличению размеров силовой установки. В связи с этим Voith Turbo начала поиск путей увеличения выходной мощности и компенсации потерь. Благодаря проведенной оптимизации системы тягового привода удалось обеспечить достаточно высокий ее технический уровень. Дальнейшее существенное повышение топливной экономичности путем внедрения незначительных усовершенствований, по?видимому, нереально. Поэтому пришлось сделать своего рода шаг назад и рассмотреть систему в целом с точки зрения распределения потоков энергии. Компания Voith Turbo поставляет бо?льшую часть своих тяговых приводов для подвижного состава рельсового транспорта в виде состоящих из дизеля, передачи и систем охлаждения комплектных силовых агрегатов, монтаж которых на подвижном составе осуществляется с минимальными присоединениями. Имеющие несколько меньшие размеры силовые агрегаты типа DiwaPack выполнены на основе разработок, проводившихся для Рис. 1. Рельсовый автобус компании-оператора SWEG, оборудованный системой Steam- Trac Рельсовый автобус с рекуперацией энергии Компания Voith Turbo (Германия) проводит испытания дизельного рельсового автобуса, силовой агрегат которого оснащен системой рекуперации тепловой энергии SteamTrac. 34 Железные доро ги мира — 2011, № 10 Рекуперация эн ергии автомобильной промышленности. В них, в частности, используется такая же механическая передача Diwa, что и на автобусах. Такие установки с двумя двигателями, соответствующими европейским нормам содержания вредных веществ уровня IIIA, уже предлагаются на рынке, а версия, соответствующая более жестким нормам уровня IIIB, должна появиться к концу 2011 г., когда новые нормы вступят в действие. Первоначально для создания более экономичной установки Diwa- Pack предполагалось использовать гибридную передачу с параллельным электрическим приводом, что делало возможным накопление и последующее использование энергии, рекуперируемой при торможении. При мощности до 150 кВт такая передача нашла применение на автобусах и при наличии заказчика могла быть приспособлена для использования на рельсовом транспорте. Для этого потребовалось бы внести незначительные изменения в конструкцию рамы и установить несколько дополнительных кронштейнов для размещения модулей преобразователя и накопителя энергии. Накопитель энергии решено было выполнить на основе аккумуляторных батарей, а не суперконденсаторов, поскольку первые можно разместить в силовых модулях, расположенных под полом. В отличие от аккумуляторов суперконденсаторы весьма чувствительны к воздействию тепла, в связи с чем они обычно монтируются на крыше подвижного состава. Использование отработанного тепла В гибридной передаче повторно используется энергия, выделяющаяся при торможении. Однако существуют и другие способы повышения экономичности силового агрегата. Анализ потоков энергии в дизеле показывает, что лишь 30 — 40 % энергии, получаемой при сгорании топлива, используется для создания крутящего момента. Остальное теряется в основном в виде тепла в той или иной форме. Примерно 19 % приходится на работу системы охлаждения, не менее 36 % энергии уходит с выхлопными газами и около 5 % — путем рассеяния. Необходимо было найти возможность возврата части этой нерационально растрачиваемой энергии и ее использования. Данная проблема касается не только железнодорожного подвижного состава. Программа утилизации потерь тепловой энергии затрагивает весь диапазон продукции компании Voith Turbo, используемой на железнодорожном, автомобильном, водном транспорте и в стационарных установках для выработки электроэнергии, т. е. практически везде, где применяются двигатели внутреннего сгорания. Идет поиск общего решения, обеспечивающего потенциальную экономию для всех выпускаемых компанией изделий. Результаты первых исследований подтвердили, что рекуперацию тепловой энергии проще реализовать там, где имеется значительная разность температур. С этой точки зрения использовать воду, применяемую для охлаждения дизельного двигателя, довольно затруднительно. В то же время при применении технологии EGR температура выхлопных газов обычно достигает 400 — 500 и даже 600 °C, поэтому представлялось целесообразным использовать часть этой энергии. Специалисты Voith Turbo предложили применить усовершенствованную версию традиционного парового двигателя, представляющего собой систему замкнутого цикла. Горячие выхлопные газы служат для нагрева рабочего тела в резервуаре под давлением по принципу генератора перегретого пара с последующим расширением пара с целью рекуперации энергии до начала конденсации и повторного образования жидкости, завершающего рабочий цикл. Весьма прогрессивное решение — включение теплообменника в трубопровод выхлопных газов либо его интеграция с глушителем или охладителем EGR. Можно также включить конденсатор в контур охлаждения дизеля, что позволит минимизировать число отдельных компонентов. В качестве расширителя возможно использование двигателя с возвратно-поступательным движением поршней или турбины. Турбина лучше работает при постоянной частоте вращения и температуре, преимущественно в стационарных условиях (например, на электростанции). Однако для тягового привода, где частота вращения и давление меняются в широких пределах, она не подходит. Здесь более целесообразно применить поршневой двигатель (рис. 3). Рис. 2. Силовой агрегат для железнодорожного подвижного состава с применением технологии SteamTrac (источник: Voith Turbo) Железные доро ги мира — 2011, № 10 35 Рекуперация эн ергии Специалистами компании Voith Turbo разрабатываются два варианта системы рекуперации энергии. В модели SteamDrive энергия, получаемая от расширителя, используется для привода вспомогательного генератора, тогда как в SteamTrac она возвращается в параллель к передаче от главного дизеля, что делает ее пригодной для использования в тяговом приводе. При этом требуется механическое соединение с муфтой, поскольку расширитель не начнет работать, пока повышается температура выхлопных газов. В данном варианте имеет место проблема повышенной вибрации, снижение которой обеспечивается благодаря функционированию системы управления. От теории к практике После лабораторных исследований и испытаний на экспериментальных установках были начаты испытания рельсового автобуса, пригодного для коммерческого использования. Когда работа над проектом начиналась, на рынке не имелось подходящего поршневого двигателя. В то же время специалисты компании были в состоянии разработать обладающие требуемыми характеристиками насосы, теплообменники и устройства управления. Компания Voith Turbo ввела в действие собственную производственную линию по выпуску расширителейи начала их серийное производство. Первый расширитель мощностью 40 кВт (рис. 4) представляет собой двухцилиндровый рядный двигатель с рабочим давлением 60·105 Н/м2 при температуре 370 °C. За счет достигаемого при помощи регулирующих клапанов сокращения периода впуска и увеличения периода отсечки обеспечивается возможность максимального расширения пара при каждом ходе поршня. Поскольку в гидравлической передаче в качестве рабочего тела используется вода, компоненты системы SteamTrac изготовлены из нержавеющей стали, что позволяет минимизировать опасность коррозии. Кроме того, установлена встроенная система смазки с маслосборником и насосом с приводом от коленчатого вала. Благодаря этому герметичная система может работать в течение длительного времени, не требуя обслуживания или при минимальном его объеме. При наличии привода от расширителя к коленчатому валу главного двигателя рекуперируемая энергия может использоваться для тяги или употребляться для привода других механизмов от вала отбора мощности, обеспечивая работу вспомогательного оборудования в течение нескольких минут после остановки поезда. Однако важнейшее достоинс во SteamTrac проявляется в случае, когда дизель работает при полной нагрузке. При помощи расширителя может быть получена дополнительная мощность, что способствует улучшению тяговых характеристик рельсового автобуса, либо она может быть использована для экономии энергии и сокращения потребления топлива путем сокращения длительности впрыска. Опытный образец силового агрегата, в котором использована технология SteamTrac, снабжен соответствующим европейским экологическим нормам уровня IIIA дизелем серии D2876 мощностью 382 кВт постройки компании MAN с устройством EGR. Агрегат оснащен двумя парогенераторами в трубопроводе выхлопных газов с одним расширителем мощностью 40 кВт, при этом сравнительно небольшой дизель не выделяет существенного количества сбросового тепла для указанной мощности. Согласно оценкам, использование технологии SteamTrac обеспечит сокращение потребления топлива и эмиссии диоксида углерода на 5 — 9 %. Однако в реальных условиях этот показательбудет зависеть от фактического режима работы. При высокой мощности рекуперация энергии может быть больше, в режиме холостого хода — меньше. Теоретически Рис. 3. Основные компоненты системы SteamTrac Рис. 4. Внешний вид расширителя 36 Железные доро ги мира — 2011, № 10 Рекуперация эн ергии возможна рекуперация до 10 % номинальной выходной мощности силового агрегата, фактически же этот максимальный уровень никогда достигнут не будет. Ходовые испытания После рассмотрения нескольких возможных вариантов использования опытного образца системы SteamTrac на подвижном составе была достигнута договоренность относительно ее монтажа компанией Voith Turbo на рельсовом автобусе, уже оснащенном стандартным силовым агрегатом. Переоборудованный рельсовый автобус был готов к началу ходовых испытаний в марте 2011 г., однако вследствие незначительной аварии, после которой потребовалось проведение ремонтных работ, сроки осуществления проекта были сдвинуты на 3 мес. Испытания проводились при финансовой поддержке администрации земли Баден-Вюртемберг. На испытуемом рельсовом автобусе дизель и другие компоненты размещены под полом раздельно, а не в виде единой силовой установки. Выбор для испытаний именно такого подвижного состава объясняется необходимостью оценки целесообразности применения системы SteamTrac при раздельном расположении компонентов. Крепежные элементы рамы и трубопроводы контура подачи пара были установлены во время выполнения плановых работ при капитальном ремонте рельсового автобуса в начале 2011 г. Важнейшие компоненты системы SteamTrac были смонтированы в конце февраля 2011 г., затем была собрана и подготовлена к установке на существующий дизель оставшаяся часть системы. После завершения монтажа в марте-апреле прошли стационарные испытания. Затем начались эксплуатационные испытания, по завершении которых должны быть проведены испытания с пассажирами. Кроме того, начаты исследования возможности применения системы SteamTrac и в других областях, в частности на одной из электростанций в Великобритании для комбинированной выработки тепловой и электрической энергии с использованием в качестве топлива биогаза. В апреле 2011 г. подобное оборудование было установлено на буксире Veerhaven, который водит баржи по Рейну между Роттердамом (Нидерланды) и Дуйсбургом (Германия). Это первый опыт применения SteamTrac на водном транспорте. Планы дальнейших разработок В то время как первые установки SteamTrac нашли применение на рынке дизельного железнодорожного подвижного состава, являющемся основным для компании Voith Turbo, специалисты компании планируют расширить сферу их использования, в том числе на магистральных локомотивах. Для этого требуются расширители большей мощности и уже ведется их разработка, однако говорить о выходе данной продукции на рынок пока преждевременно. Планируется разработка 6?цилиндрового расширителя мощностью 145 кВт, в котором будет использовано значительное количество компонентов, примененных в прежнем расширителе, в том числе такие же втулки цилиндров, поршни и клапаны, что и в двухцилиндровой версии. Возможно также создание одноцилиндрового расширителя мощностью 20 кВт для применения на установках малой мощности. К концу 2011 г. опытный образец 6?цилиндрового расширителя должен быть готов к испытаниям на действующем локомотиве, которые будут проходить в течение 6 мес. Этого срока должно быть достаточно для того, чтобы сделать вывод о его характеристиках. Для других областей применения, в частности для морского транспорта, компания Voith работает над созданием семейства расширителей мощностью до 360 кВт с увеличенными размерами цилиндров и поршней. C. Jackson. Railway Gazette International, 2011, № 5, p. 55 — 57; материалы компании Voith Turbo (www.voithturbo.com). НОВОСТИ Stadler поставит вагоны Variobahn для Лондона Транспортная администрация Transport for London заключила контракт на сумму 16,3 млн ф. ст., в соответствии с которым компания Stadler (Швейцария) должна поставить для трамвайной сети Tramlink в расположенном в южной части Лондона районе Кройдон шесть оснащенных системами кондиционирования воздуха низкопольных вагонов Variobahn. Это первый заказ компании Stadler на поставку трамвайных вагонов для Великобритании. Первый из заказанных вагонов должен быть получен к концу 2011 г. и введен в эксплуатацию весной 2012 г. Длина пятисе

Особенности оценки ресурса контейнеров с

~~»J беспечение безопас-{-) ной эксплуатации ядерных установок во многом зависит от достоверности сведений о реальном состоянии свойств металла корпуса реактора в процессе эксплуатации, особенно в районе активной зоны, и получения на их основе надежного прогноза служебных характеристик металла корпуса до конца срока службы. Для определения свойств металла завод-изготовитель резервирует архивный металл от обечаек и сварных соединений активной зоны корпуса реактора в состоянии его поставки и изготавливает из него образцы-свидетели (ОС) для испытаний с доведением до разрушения (на растяжение, удар, малоцикловую усталость и вязкость разрушения). Большую часть образцов-свидетелей размещают внутри корпуса реактора так, чтобы они подвергались тем же эксплуатационным воздействиям, что и металл корпуса реактора в районе активной зоны. Другую часть образцов хранят в качестве контрольных. В заданные сроки эксплуатации образцы-свидетели извлекают из корпуса реактора и производят их испытания. Вместе с ними на том же оборудовании и по той же методике испытывают аналогичные контрольные образцы и из сравнения результатов испытаний определяют изменение свойств металла в результате эксплуатационного воздействия температуры и нейтронного облучения. Для защиты от коррозии образцов-свидетелей, размещаемых внутри корпуса, их загружают в корпус реактора в специальных герметичных контейнерах. В серийных корпусах реакторов ВВЭР-1000, изготовляющихся в 80-х годах, контейнеры с облучаемыми ОС размещались на выгородке на уровне верхнего среза активной зоны, что с позиций сегодняшнего понимания проблемы нельзя признать удачным. В модернизированном проекте реакторной установки с реактором ВВЭР-1000 (АЭС в Иране, Китае и Индии) контейнеры с облучаемыми ОС размещены непосредственно на корпусе напротив активной зоны, то есть в условиях, более близких к условиям облучения корпуса. При этом адекватность воздействия на образцы-свидетели эксплуатационных повреждающих факторов (температуры и нейтронного облучения) обеспечивается за счет применения для корпуса контейнера материала с минимальной толщиной стенки. Кроме того, одинаковая ориентация образцов в контейнере по отношению к потоку нейтронов и плоская стенка контейнера, обращенная к потоку, обеспечивают получение образцами одной и той же повреждающей дозы облучения. Для установления корреляционных зависимостей между данными по деградации металла, полученными на основе испытаний ОС, облучавшихся на выгородке, и непосредственно на корпусе, на отдельных энергоблоках с реакторами ВВЭР-1000 в настоящее время реализуется программа смешанного размещения образцов — на выгородке и на корпусе одновременно. Для реализации специфических требований, предъявляемых к условиям облучения ОС, в ОКБ ОАО «Ижорские заводы» были разработаны специальные виды плоских контейнеров из аустенит-ной стали марки 08Х18Н10Т с толщиной стенки 2 мм, пригодных для их установки как на выгородке, так и непосредственно на внутренней поверхности корпуса реактора в районе активной зоны. Испытания натурных моделей контейнеров на ограниченном числе циклов изменения давления и температуры показали их работоспособность в условиях действия циклических нагрузок. Вместе с тем, линейно-упругие расчеты на циклическую прочность с учетом проектных аварий, которые невозможно было воспроизвести в экспериментальньж условиях, показывают опасную близость к исчерпанию проектного ресурса контейнеров, что требует повышенного внимания к проблеме малоциклового на-гружения конструкции. Подходы к оценке проектного ресурса контейнеров на основе циклической прочности. Поскольку конструкции контейнеров, размещаемых на выгородке и на корпусе реактора ВВЭР-1000, принципиально не различаются, расчетный анализ циклической прочности был проведен применительно к контейнерам, устанавливаемым на выгородке, поскольку они подвергаются более жестким условиям нагружения. Б ISSN 01311336. ТЯЖЕЛОЕ МАШИНОСТРОЕНИЕ. 2009. № 7 Оценка циклической прочности контейнеров выполнялась по методике Норм расчета на прочность оборудования АЭС* (далее Нормы). Строго говоря, Нормы, действующие в атомной энергетике, к расчетам прочности контейнеров для образцов металла неприменимы, поскольку они предназначены для расчетов на прочность элементов корпусного оборудования, образующих границы действия давления и представляющих собой повышенную опасность с точки зрения разрушения при эксплуатации. Вместе с тем, учитывая особую ценность образцов-свидетелей, как источника информации, на основании которой делается заключение о ресурсных характеристиках корпуса реактора, расчет контейнера на циклическую прочность целесообразно выполнять с применением таких же коэффициентов запаса, как и для корпуса реактора, в частности, с применением коэффициента запаса нс = 2 по напряжениям и nN = 10 по числу циклов. Возможен также вариант использования пониженньж значений нормативных коэффициентов запаса па = 1,5 и nN = 3, применяемых для деталей, нагруженных только тепловыми нагрузками или тепловыми и механическими нагрузками при ограничении деформации другими упругими несущими элементами. Однако проблема состоит в том, что содержимое контейнера не подпадает под определение несущих элементов и данное допущение невозможно распространить на контейнеры с образцами-свидетелями без весомых обоснований. Важным фактором является то, что Нормы налагают определенные ограничения на использование методики расчета на циклическую прочность. К числу таких ограничений относится то, что * Нормы расчета на прочность оборудования и трубопроводов атомных энергетических установок ПНАЭ Г-7-002-86. — М.: Энергоатомиздат, 1989. — 525 с. номинальные напряжения и их амплитуды по абсолютной величине независимо от назначенных запасов не должны превышать удвоенного предела текучести материала. Однако в реальных условиях эксплуатации такое превышение при быстром расхолаживании реакторной установки вполне возможно. Это обстоятельство диктует необходимость проведения более реалистичного прямого упруго-пластического расчета, в рамках которого учитывается деформационное упрочнение материала контейнера и корректно определяются пластические деформации в условиях ограничения перемещений соседними (упругими) частями конструкции. Прямой упругопла-стический расчет гораздо сложнее как упругого, так и условно упругого расчета, выполняемого по методике Норм, и его проведение может существенно повысить стоимость и затраты времени на выполнение проектного обоснования прочности. Исходя из этого представляется целесообразным выполнение упругопластического анализа типовой конструкции контейнера и обоснование на его основе допустимости упрощенного подхода к оценке накопленного усталостного повреждения по упругому (условно упругому) расчету с использованием формулы а = max{aL, aF], (1) где aL — накопленное повреждение с применением коэффициентов запаса нп = 2 и л^ = 10 и напряжений (aL) из упругого расчета; aF — накопленное повреждение с применением коэффициентов запаса яв = 1,5 и %= 3 и условных упругих напряжений (a)F, определяемых по методике Норм. Конструкция и условия нагру-жения контейнеров. Корпус контейнера состоит из двух полукорпусов из стали марки 08Х18Н10Т (рис. 1), соединенньж сварным швом. Перед сваркой вдоль боковых стенок полукорпуса устанавливаются подкладки под шов Рис. 1. Контейнер с для размещения образцов-свидетелей: а — наполнение; б — корпус из стали марки 08Х18Н10Т толщиной 2 мм. Внутрь образованного объема помещаются образцы-свидетели из стали марки 15Х2НМФА в сочетании со стальными вставками и алюминиевым заполнителем. В собранном состоянии суммарный зазор между всеми деталями от одной стенки полукорпуса до другой не превышает 0,1 мм. Собранные в полукорпусе детали накрывают вторым полукорпусом и производят сварку по замкнутому контуру. Условия работы контейнера соответствуют условиям работы корпуса реактора: • ·давление гидравлических испытаний на прочность р = 24,5 МПа при температуре 130 °С; • ·рабочее давление 15,7 МПа при температуре теплоносителя 300 °С; • ·число «пусков-остановов» реактора — 180 (обобщенное значение) за срок службы 40 лет. • · ISSN 01311336. ТЯЖЕЛОЕ МАШИНОСТРОЕНИЕ. 2009. № 7 7 (алюминий) ^Ш ~ -Щ-. Рис. 2. Варианты заполнения контейнера Следует отметить, что в стационарном состоянии, соответствующем номинальному уровню мощности реактора, температура содержимого контейнера с учетом радиационных энерговыделений может превышать температуру теплоносителя, но, как показывают проведенные расчеты, это превышение составит не более 4 «С. Особенностью нагружения контейнера при эксплуатации является то, что под действием наружного давления в стенках контейнера возникают напряжения сжатия, плоские стенки контейнера легко прогибаются и при давлении порядка 2…3 МПа начинают взаимодействовать с содержимым контейнера. При температурном воздействии из-за высокого коэффициента линейного расширения алюминия и повышенной температуры содержимого контейнера возможен обратный процесс — нагружение контейнера растяжением за счет расширения содержимого и оказания им давления на стенку контейнера изнутри. В режимах принудительного быстрого расхолаживания (в частности в условиях проектных аварий (ПА) с заливами корпуса холодной водой), когда стенка контейнера остывает быстрее содержимого, указанное температурное воздействие усугубляется. Результаты расчетного анализа. Для решения поставленной задачи в упругой и упругопластиче-ской постановке были выполнены расчеты контейнера по методу конечных элементов (МКЭ) на модели 1/8 конструкции, включающей в себя 36 550 узлов сетки и 30 864 линейных восьмиузловых конечных элемента, с решением уравнений МКЭ путем последовательных приближений для четырех вариантов заполнения контейнера (рис. 2), с долей заполнения алюминием соответственно 30; 17; 18 и 11 %. В каждом варианте учтен зазор 0,01 и 0,05 мм на сторону между стенкой контейнера и его содержимым. Напряженно-деформированное состояние контейнера определяется давлением р, действующим на наружную поверхность контейнера, температур й контейнера Тех и температурой его содержимого Tin. При оценке накопленного усталостного повреждения учитывалось пять наиболее значимых расчетных состояний, перечень и параметры которых приведены в табл. 1. Расчет циклической прочности контейнера сводится к определению накопленного усталостного повреждения а, которое в упругом Таблица 1 Расчетные состояния PCНаименованиеР, МПаТ °сТ- °с 1Исходное состояние02020 2Гидравлическое испьпание24,5130130 3Рабочее состояние15,7300304 4Проектная авария ПА10100300 5Проектная авария ПА2020304 Примечание. Расчетные состояния 4 и 5 соответствуют различным типам проектной аварии (ПА). (условно-упругом) расчете осуществляется по формуле (1). При проведении прямого уп-ругопластического расчета напряжения определяются по формулам теории упругости из упру-гопластических деформаций, полученных в результате решения нелинейной задачи с использованием МКЭ. Поведение материала контейнера за пределом упругости описывается степенной зависимостью стэкв — ^реУ^а^экв/^ре) ¦ \А) где стэкв, еэкв — напряжения и деформации эквивалентные одноосному растяжению образца, Rpe= 132,6 МПа, v =0,167 -предел пропорциональности и показатель упрочнения, найденные согласно Нормам; Еа= 180 ГПа — Рис. 3. Расположение расчетных точек 2161 3 ISSN 01311336. ТЯЖЕЛОЕ МАШИНОСТРОЕНИЕ. 2009. № 7 Анализ полученных данных позволяет заключить, что при максимальном начальном зазоре 0,05 мм упругий расчет с коэффициентами запаса па = 2 и nN= 10 независимо от превышения номинальных напряжений (амплитуд) по отношению к пределу текучести можно признать приемлемым и умеренно консервативным. Различия в накопленном усталостном повреждении между упругим и упругопластическим решением при зазоре 0,01 обусловлены тем, что проектная авария в упругопластическом расчете заканчивается существенным увеличением зазоров, тогда как в упругом расчете восстанавливается первоначальный Таблица 2 Накопленное усталостное повреждение в расчетных точках (рис. 3) Вариант, доля алюминия, %Начальный зазор, ммУсловия эксплуатацииУпругий (условно упругий)эасчетУпруго пластический расчет ТочкаaLaFТочкаа 0,05НУЭ15530,2630,23321630,071 0,01НУЭ + ПА121630,0320,02421630,167 рис. 3, а0,05НУЭ + ПА115530,2640,23421630,168 300,01НУЭ + ПА221630,0440,09421630,304 0,05НУЭ + ПА221630,2650,27321630,292 0,06НУЭ + ПА215560,3610,38815530,195 0,05НУЭ15540,2990,28321630,079 0,01НУЭ + ПА121630,0470,03221630,166 рис. 3, б 170,05НУЭ + ПА115540,3000,28421630,168 0,01НУЭ + ПА221630,0600,10021630,300 0,05НУЭ + ПА215540,3060,30121630,303 0,05НУЭ15540,2910,27221630,081 0,01НУЭ + ПА121630,0560,03421630,160 рис. 3, в 180,05НУЭ + ПА115540,2930,27621630,161 0,01НУЭ + ПА2240,0670,14321630,300 0,05НУЭ + ПА215540,3020,30521630,288 0,05НУЭ15530,3380,43021630,081 0,01НУЭ + ПА121630,0490,04321630,166 рис. 3, г 110,05НУЭ + ПА115530,3390,43121630,170 0,01НУЭ + ПА2360,0620,17721630,326 0,05НУЭ + ПА215530,3430,44721630,309 модуль упругости материала контейнера. Расчет циклической прочности выполняется с коэффициентами запаса па = 2 и%= 10. Результаты расчета накопленного усталостного повреждения в расчетных точках (рис. 3) внутренней поверхности контейнера приведены в табл. 2. При определении накопленного усталостного повреждения варьировалась не только величина начального зазора между стенкой контейнера и его содержимым, но также набор и последовательность расчетных состояний, образующих циклы нагружения. При этом отдельно рассматривались режимы, относящиеся к нормальным условиям эксплуатации (НУЭ), и совокупность режимов НУЭ и ПА. зазор. Попытка учесть указанное увеличение зазоров в упругом расчете дает чрезмерно консервативный (отрицательный) результат оценки циклической прочности. В табл. 2 показано, что в варианте рис. 3, а консерватизм упругого расчета обеспечивается при гораздо меньшем начальном зазоре 0,06 мм. Выводы. Обоснована консервативность использования упрощенного подхода для оценки циклической прочности контейнера как в нормальных условиях эксплуатации, так и при проектных авариях с перепадом температур между стенкой контейнера и его содержимым не более 200 °С. При постулировании заведомо консервативной проектной аварии с чрезвычайно жестким перепадом температур 284 °С между стенкой контейнера и его содержимым (ПА2) в сочетании с достаточно большим количеством алюминия в содержимом контейнера, возможна ситуация, когда упрощенный подход становится неконсервативным. Однако при учете реальной температуры теплоносителя, коэффициентов теплоотдачи, теплового сопротивления зазоров и контактов, а также теплопроводности материалов, перепад температур скорее всего не превысит 200 °С, что соответствует условиям для ПА1, когда применение упрощенного подхода является приемлемым. В случае, если перепад температур между стенкой контейнера и содержимым при ПА все же превысит 200 °С, то для контейнера с долей алюминия в содержимом свыше 18 % целесообразно выполнить прямой упругопластический расчет при минимально возможном начальном зазоре, произвести оценку влияния проектной аварии на последующие

Юрий алексеевич крылов

14 июля 2011 г. скоропостижно скончался доктор технических наук, профессор Юрий Алексеевич Крылов — руководитель дирекции энергосберегающих технологий ООО «Энергосеть», профессор кафедры автоматизированного электропривода Московского энергетического института (технического университета). родился 17 ноября 1949 г. в з/с им. Горького Белебеевского района Башкирской АССР. Его профессиональное образование и начало трудовой деятельности связаны с городом Магнитогорском. С 1965 по 1969 гг. он обучался в Магнитогорском индустриальном техникуме, с 1967 г. совмещал учебу с работой на металлургическом комбинате в должности электромонтера. В 1968 г. поступил на энергетический факультет Магнитогорского горно-металлурги-ческого института по специальности «Электропривод и автоматизация промышленных установок», который закончил с отличием в 1973 г. В этом же институте с 1973 по 1975 гг. работал в должностях научного сотрудника, а затем ассистента кафедры электропривода. Дальнейший жизненный путь связан с Москвой. С 1975 по 1978 гг. он обучался в очной аспирантуре Московского энергетического института (МЭИ) и в 1978 г. защитил кандидатскую диссертацию на тему «Разработка и исследование системы автоматического регулирования натяжения полосы агрегата электролитического лужения». С 1978 по 1993 гг. работал в должности заведующего лабораторией Истринского отделения всесоюзного научно-исследовательского института электротермического оборудования (ВНИИЭТО). Научная деятельность на этом этапе была связана с разработкой и внедрением магнитогидродинамических насосов для жидких металлов и электропечей-дозаторов для литейного производства. Научные разработки, выполненные с его участием, были запатентованы в европейских странах, Бразилии и Канаде. Результаты получили промышленное внедрение на отечественных предприятиях цветной металлургии. С 1995 г. трудовая деятельность связана с развитием топливно-энергети-ческого хозяйства г. Москвы. В период 1995 — 2004 гг. он работал в должности начальника отдела научно-технического развития научно-производственной фирмы «Эксперт». Область деятельности была связана с техническим перевооружением объектов тепло-водоснабжения, подведомственных ГУП «Мостеплоэнерго». Решаемые задачи: переход от ручного управления котлоагрегатами к автоматическому, разработка первых локальных АСУ горения газа и управления основными узлами теплостанции, создание объединенных АСУ ТП тепловодяного баланса, руководство проектированием и внедрением разработок «под ключ». Результатами выполненных исследований явились внедрения энергои ресурсосберегающих технологий на центральных тепловых пунктах с применением отечественного и зарубежного регулируемого электропривода насосов. Выполнено масштабное технико-экономическое обоснование модернизаций путем экспериментально-статистической оценки результатов на больших жилых массивах г. Москвы. Результаты разработок широко внедрены и внедряются в настоящее время. В 2008 г. в Московском энергетическом институте защитил диссертацию на соискание ученой степени доктора технических наук на тему «Разработка энерго-ресурсосбе-регающих технологий в топливно-энергетическом хозяйстве города на основе современного электропривода». С 2009 г. перешел на работу в структуру ООО «Энергосеть». Научным направлением, развиваемым под руководством , явились разработка и массовое внедрение частотно-регулируемых электроприводов на объектах тепло-водо-снабжения городов, тепловых станциях и электростанциях. Он является автором более 100 научных публикаций, авторских свидетельств СССР и патентов РФ. Юрий Алексеевич ушел из жизни на пике творческой активности, полным сил и жизненной энергии. Несмотря на значительное расстояние, он всегда оставался большим другом Магнитогорского государственного технического университета и коллег с ОАО «ММК». Память о талантливом ученом, организаторе, умном и просто хорошем человеке, Юрии Алексеевиче Крылове, навсегда останется в сердцах его родных и друзей, коллег и учеников. Коллективы института энергетики и автоматики МГТУ, кафедра автоматизированного электропривода МЭИ, УГЭ и ЦЭТЛ ОАО «ММК».

Расчет длины и диаметра фильтра

При проектировании водозаборных скважин, каптирующих рыхлые водовмещающие отложения, основной задачей является выбор типа фильтра и обоснование его параметров, к числу которых относятся диаметр и длина фильтра, размер проходных отверстий, состав гравийной обсыпки, ее толщина и пр. Важнейшими параметрами фильтра, от которых зависит стоимость скважины, являются его длина и диаметр. Обоснование минимального диаметра фильтра, обеспечивающего проектный водоотбор и допустимое понижение, позволяет существенно сократить стоимость скважины, тем более что современное насосное оборудование допускает использование и надфильтровых колонн малых диаметров. Так, например, получившие широкое применение скважинные насосы GRUNDFOS обеспечивают широкий диапазон производительностей и напоров при малом наружном диаметре. Насосы SP 17 — SP 60 производительностью 20 — 70 м3/ч могут быть установлены в надфильтровых колоннах диаметром 150 мм. Нормативной базой для проектирования скважин на воду является СНиП 2.04.02-84 «Водоснабжение. Наружные сети и сооружения», в котором вопросы обоснования длины и диаметра фильтра опущены вовсе, а рекомендации, приведенные в «Пособии по проектированию сооружений для забора подземных вод» к упомянутым СНиП и специальной литературе, допускают множественные толкования и приводят к необоснованному завышению параметров фильтра. Для расчета диаметра фильтра рекомендуемым критерием в отечественной литературе является скорость восходящего потока в его верхнем сечении, которая не должна превышать 1,5 — 2 м/с. Следовательно, если скорость восходящего потока будет, например, на порядок ниже, критерий соблюден, а завышенные диаметр фильтра и стоимость скважины обоснованы. Здесь уместно напомнить, что само по себе увеличение диаметра фильтра не приводит к пропорциональному увеличению производительности или удельного дебита скважины. Значительно больше места в упомянутом «Пособии..» и специальной отечественной литературе уделено выбору длины фильтра. Имеющиеся рекомендации в этой части согласуются с зарубежными и применимы в большей мере к напорным пластам. При мощности пласта 10-15 м длина фильтра принимается равной (0,8 — 0,9) m, где m — мощность пласта. При более высоком значении m длина фильтра определяется мощностью наиболее проницаемого пропластка водовмещающих пород. Что же касается безнапорных водоносных горизонтов, то единственной оговоркой является то, что мощность горизонта при расчете длины фильтра =должна быть уменьшена на половину величины проектного понижения уровня. Но и в этом случае буквальное следование норме (L ф = (0,8 — 0,9) m), приводит к тому, что верхняя часть фильтра оказывается в зоне допустимого понижения уровня, которое невозможно создать, поскольку погружной насос должен быть установлен выше фильтра. Анализ информации о конструкциях скважин на многих водозаборах подземных вод в безнапорных пластах свидетельствует о том, что во многих случаях длина фильтров составляет 70-80% мощности пласта и возможное понижение уровня оказывается незначительным. Со временем приходиться мириться с падением производительности скважин вследствие процессов кольматажа фильтров, либо опускать, где возможно, насосы в интервал фильтра, что недопустимо по существующим нормам. В зарубежных странах для скважин в безнапорных водоносных горизонтах существует норма, в соответствии с которой фильтры должны устанавливаться в нижней трети пласта. Это обеспечивает достаточный запас понижения для отбора проектного дебита и согласуется с допустимым понижением уровня, составляющим 2/3 мощности пласта. В неоднородных безнапорных пластах большой мощности принцип выбора наиболее проницаемого интервала применим только к нижней части разреза, тогда как в напорных водоносных горизонтах местоположение такого интервала не имеет значения. Говоря об оптимальной длине фильтра скважин на воду, следует согласиться с мнением профессора о практической нецелесообразности увеличения длины фильтра более 10 м для большинства гидрогеологических условий. Этот вывод следует из учета неравномерности нагрузки фильтра по длине и базируется на многочисленных натурных исследованиях на различных водозаборах . Что касается коротких фильтров (3 — 5 м), необходимость установки которых возникает, например, в безнапорных пластах мощностью 10 — 15 м, то такая вероятность российскими проектировщиками даже не обсуждается из-за отсутствия опыта применения и методики обоснования. В связи с этим представляется целесообразным обратиться к зарубежному опыту проектирования скважин на воду, закрепленному в различных руководствах, справочниках, стандартах проектирования и специальной литературе. Для обоснования длины и диаметра фильтра водозаборных скважин в большинстве стран мира используется критерий допустимой скорости входа воды в фильтр ?вх, которая определяется из выражения: ?вх = Q/F =Q/?DLф? (1) где Q — дебит скважины, F — площадь проходных отверстий фильтра, D — диаметр фильтра, Lф — длина фильтра, ? — скважность фильтра. Критерий входной скорости признан в среде профессионалов важнейшим инструментом для проектирования скважин на воду, позволяющим минимизировать стоимость скважины при обеспечении ее высокой эффективности. Рекомендуемая величина входной скорости составляет 0,03 м/с. Это значение, имеющее эмпирическое обоснование, закреплено в качестве минимально допустимого в нормативных документах большинства стран мира. Считается, что меньшие значения входной скорости приводят к необоснованному завышению стоимости скважины. Крупнейшая в мире американская ассоциация водоснабжения (AWWA) в своих стандартах проектирования скважин рекомендует входную скорость от 0,03 до 0,46 м/с, однако делает оговорку, что верхний предел необходимо соизмерять с реальными гидрогеологическими условиями и практикой проектирования и сооружения скважин в конкретном регионе . В своем руководстве по использованию подземных вод, опубликованном в 2002 г., AWWA рекомендует проверенный временем критерий входной скорости 0,03 — 0,06 м/с . Эти же значения зафиксированы в стандартах Австралии и рекомендуются в Великобритании . Производители фильтров скважин на воду в европейских странах в качестве их характеристик приводят таблицы удельной проницаемости фильтров при скорости 0,03 м/с. Процедура проектирования скважины включает в себя последовательно: гранулометрический анализ образцов водовмещающих пород целевого горизонта, выбор типа фильтра, определение интервала его установки, подбор гравийной обсыпки, определение размера проходных отверстий, определение диаметра фильтра. Таким образом, критерий входной скорости применяется после того, как известны длина фильтра и его скважность. Тогда, задавшись минимальным значением скорости 0,03 м/с, диаметр фильтра определяется из формулы (1): D = Q/F =Q/?Lф??вх (2) В качестве примера определим диаметр фильтра длиной 10 м для скважины производительностью 60 м3/ч (0,017 м3/с). Фильтр спирально-проволочный с размером щели 0,7 мм, скважностью 20 %. D=0,017/3.14х10х0,2х0,03= 0,09 м. Получившееся значение не может быть принято, во-первых, изза того, что не выполняется условие допустимой скорости восходящего потока в верхнем сечении фильтра (?ф 1,5 м/с), а во-вторых, рекомендуемый минимальный диаметр фильтра составляет 150 мм, что диктуется условиями освоения и регенерации скважин. Приняв диаметр фильтра 150 мм, убедимся, что условие ?ф 1,5 м/с выполняется, а входная скорость составляет 0,018 м/с, что ниже рекомендуемой. Это допускает сокращение длины фильтра. Если уравнение (3) решить относительно Lф при D =0,15 м и ?вх= 0,03 м/с, оптимальная длина фильтра составит 6 м. Окончательное решение надо принимать с учетом реальных гидрогеологических условий, имея в виду что сокращение длины фильтра приводит к увеличению несовершенства скважины по степени вскрытия, т.е. дополнительному понижению уровня. Исходя из критериев ?ф 1,5 м/с и ?вх= 0,03 м/с, несложно подсчитать, что фильтр диаметром 150 мм и длиной 6 — 10 м со скважностью 15-20 % можно проектировать для скважин производительностью 60 — 90 м3/ч. Примеры проектирования и сооружения таких скважин в России имеются. Что же касается коротких фильтров, то, например, фильтр длиной 5 м и диаметром 200 мм при скважности 20% обеспечит производительность 68 м3/ч при допустимой входной скорости. Увеличение нагрузки потребует увеличения диаметра фильтра. В качестве примера применения коротких фильтров уместно привести факт сооружения трех первых скважин на Тунгусском водозаборе г. Хабаровска. Скважины оборудованы с п и р а л ь н о — п р о в о л о ч н ы м и фильтрами диаметром 350 мм длиной 5 м, их скважность 25%. Производительность скважин при длительных прокачках составила 210-220 м3/ч, что соответствовало заданной максимальной подаче насосов GRUNDFOS серии SP160- 3, которыми они были оборудованы. Они экономичны и полностью изготовлены из хромоникелевой стали, что обеспечивает высокую износои коррозионную стойкость. Проектный дебит скважин 160 м3/ ч, при котором входная скорость чуть больше 0,03 м/с. Проект выполнен немецкой фирмой «Subterra». С позиции приведенных расчетов и примеров, отражающих мировой опыт проектирования скважин на воду, абсурдными представляются российские проекты, когда при производительности 80- 120 м3/ч скважины оборудуются фильтрами диаметром 400 мм и длиной 12-18 м, что имеет место, например, на водозаборах г. Воронежа, или фильтрами диаметром 350 мм длиной 30-50 м, как в скважинах Пушкинской депрессии (г. Владивосток). Это наиболее вопиющие примеры, число которых не ограничивается двумя водозаборами. Массовое применение на различных водозаборах имеют фильтры D=325 мм длиной 15 — 25 м при проектной нагрузке на скважину 60-80 м3/ч. Необоснованное завышение размеров фильтров и, соответственно, стоимости скважин вкупе с применением кустарно изготовленных фильтров и некондиционной обсыпки является настоящим бичом для эксплуатирующих организаций. Очевидно, что совершенствование методики проектирования скважин и применение качественных фильтров и обсыпок является насущной необходимостью. Выводы. 1. Использование критерия входной скорости при проектировании скважин на воду позволяет существенно минимизировать стоимость скважин при обеспечении проектного дебита и допустимого понижения уровня. 2. Для скважин производительностью до 90 м3/ч нет смысла устанавливать фильтры диаметром более 150 мм. 3. Для большинства высокодебитных скважин в России максимальный диаметр фильтра не должен превышать 250 мм при его длине 10 метров. 4. В безнапорных водоносных горизонтах фильтры необходимо устанавливать в нижней трети пласта. Влияние неравномерности нагрузки фильтров на приток к скважине. Водоснабжение и санитарная техника, 2008 г., № 8, с. 34-37. American Water Works Association, Water Well Standard, A-100-84, 1984г., А-100-90, 1990г., А-100-97, 1997г. Groundwater. American Water Works Association, 2002, 207 с. Minimum construction requirements for water bores in Australia. Dept. of Natural Resources, Brisbane, 2003, 90 с. Bruce Misstear, David Banks, Lewis Clark. Water wells and boreholes. John Wiley and Sons, 2006, 498 с.

Конденсационная установка

Изобретение относится к теплообменным аппаратам и может быть использовано в качестве конденсатора пара. Конденсационная установка содержит конденсатор, трубчатую поверхность теплообмена с конденсацией пара внутри труб, конденсатосборник с каналом отвода неконденсирующихся газов, охладитель конденсата, конденсатный насос с нагнетательным трубопроводом. В канале отвода неконденсирующихся газов размещен смесительный теплообменник, в который поступает часть охлажденного конденсата после конденсатного насоса. Изобретение позволяет повысить эффективность работы конденсационной установки. 1 ил.

Конденсационная установка, содержащая конденсатор, трубчатую поверхность теплообмена с конденсацией пара внутри труб, конденсатосборник с каналом отвода неконденсирующихся газов, охладитель конденсата, конденсатный насос с нагнетательным трубопроводом, отличающаяся тем, что в канале отвода неконденсирующихся газов размещен смесительный теплообменник, в который поступает часть охлажденного конденсата после конденсатного насоса.

Изобретение относится к области теплообменных аппаратов и может быть использовано в качестве конденсатора пара, содержащего неконденсирующиеся газы в турбинных установках, технологических процессах, в химической, пищевой и других отраслях промышленности.Известны конструкции конденсаторов пара с конденсацией внутри труб (См. Мильман О.О., Федоров В.А. Воздушно-конденсационные установки. Изд-во МЭИ, 2002 г., с.38, 39, 55).Главный недостаток этих установок — плохое охлаждение парогазовой смеси в трубах, что снижает эффективность конденсационных установок.Известны конденсационные установки с конденсацией внутри труб и переохлаждением конденсата (См. Федоров В.А., Мильман О.О. Теплогидравлические автоколебания и неустойчивость в теплообменных системах с двухфазным потоком. Изд-во МЭИ, 1998 г., с.223).Недостаток этой установки — снижение эффективности из-за неудовлетворительного удаления неконденсирующихся газов.Задача изобретения — повышение эффективности работы конденсационной установки, решается тем, что на выходе парогазовой смеси из конденсатосборника, установленного перед охладителем конденсата размещен смесительный теплообменник, в который подается конденсат после конденсатного насоса. На струях переохлажденного конденсата конденсируется пар из парогазовой смеси.В результате реализации этого существенного признака содержание пара в парогазовой смеси и расход энергии на ее удаление уменьшаются и работа конденсационной установки становится более эффективной.Схема устройства приведена на чертеже. Конденсационная установка состоит из конденсатора 1, содержащего трубчатую поверхность теплообмена с конденсацией пара внутри труб 8, охладителя конденсата 2, конденсатного насоса 3 с нагнетательным трубопроводом 4, соединяющего насос с конденсатосборником 5, который имеет канал отвода неконденсирующихся газов 6 и встроенный в него смесительный теплообменник 7.Устройство работает следующим образом. Пар поступает в конденсатор 1, конденсируется внутри труб поверхности теплообмена 8, конденсат пара сливается в конденсатосборник 5 и через охладитель конденсата 2 откачивается конденсатным насосом 3 через нагнетательный трубопровод 4. Часть охлажденного конденсата поступает в смесительный теплообменник 7, установленный в канале 6 отвода неконденсирующихся газов из конденсатосборника 5.Благодаря использованию вышеуказанного конструкторского решения, содержание пара в парогазовой смеси уменьшается, расход энергии на удаление газа падает и работа конденсационной установки становится более эффективной.

Даниэлянц юрий саакович

21 июля 2009 года на 63 году жизни скоропостижно скончался Юрий Саакович Даниэлянц — заместитель главного инженера Гипротюменнефтегаза, начальник отдела научного обеспечения проектирования, доктор физико-математических наук, профессор. родился 12 ноября 1946 г. в г. Баку, в 1970 г. окончил Азербайджанский институт нефти и химии им. М. Азизбекова, в 1973 г. — очную аспирантуру, в 1974 г. защитил диссертацию на соискание ученой степени кандидата физико-математических наук, в 1997 г. — защитил докторскую диссертацию, в 1999 г. ему было присвоено звание профессора. С 1976 г. до настоящего времени Юрий Саакович работал в Гипротюменнефтегазе, возглавляя отдел научного обеспечения проектирования. был одним из ведущих специалистов в области нефтегазопромысловой теплофизики. Под его руководством выполнены теоретические и экспериментальные исследования, обеспечившие надежность и экономичность инженерных решений в проектах института по обустройству месторождений в условиях Крайнего Севера. Его научные разработки формировали одно из ведущих направлений научной деятельности Гипротюменнефтегаза, отличались глубиной и широким диапазоном исследований: от проблем теоретической и инженерной геокриологии до разработки методов инженерных расчетов, используемых для обеспечения проектирования в условиях многолетнемерзлых грунтов. Руководство и коллектив института высоко ценят вклад Юрия Сааковича в формирование и развитие научнотехнического потенциала Гипротюменнефтегаза, его имя навсегда останется в истории института. Многие из своих статей Юрий Саакович опубликовал в журнале «Нефтяное хозяйство». С редакцией журнала его связывали теплые, дружеские отношения. Участвуя в совместных проектах, Юрий Саакович помимо высокой эрудиции проявлял великолепное чувство юмора и доброту. Даниэлянца была отмечена государственными наградами, среди которых медали «За трудовую доблесть», «За доблестный труд» и звания «Почетный нефтяник», «Почетный работник топливно-энергетического комплекса». Мы выражаем глубокие соболезнования родным и близким Юрия Сааковича!

Older posts

© 2017 setidengi.ru

Theme by Anders NorenUp ↑