автореферат диссертации по машиностроению и машиноведению, 05.02.13, диссертация на тему:Повышение эффективности работы теплообменника воздушного охлаждения компрессорных станций буровых установок

На правах рукописи

Шарипов Марсель Ильгизович

ПОВЫШЕНИЕ ЭФФЕКТИВНОСТИ РАБОТЫ ТЕПЛООБМЕННИКА ВОЗДУШНОГО ОХЛАЖДЕНИЯ КОМПРЕССОРНЫХ СТАНЦИЙ БУРОВЫХ УСТАНОВОК

05.02.13 — Машины, агрегаты и процессы (нефтегазовая отрасль)

АВТОРЕФЕРАТ

диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

Уфа - 2010

004609452

Работа выполнена в Уфимском государственном нефтяном техническом

университете

Научный руководитель:

доктор технических наук, профессор Абдеев Ринат Газизьянович

Официальные оппоненты: доктор технических наук, профессор

Кузнецов Владимир Александрович

кандидат технических наук, доцент Китаев Сергей Владимирович.

Ведущая организация: ОАО «ВНИИНЕФТЕМАШ» (г.Москва)

Защита состоится 22 июня 2010 г. в 14-00 на заседании совета по защите докторских и кандидатских диссертаций Д 212.289.05 при Уфимском государственном нефтяном техническом университете по адресу: 450062, Республика Башкортостан, г. Уфа, ул. Космонавтов, 1.

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке Уфимского государственного нефтяного технического университета.

Автореферат разослан «20_» мая 2010 г.

Ученый секретарь совета

А. В. Лягов

Общая характеристика работы

Актуальность работы. Успешное функционирование системы управления буровыми установками, во многом определяет технический уровень и производительность поисковоразведочных и буровых работ.

На эффективность функционирования системы дистанционного управления буровыми установками оказывает влияние надежность источников питания пневматической системы, в качестве которых наибольшее распространение в нефтегазовой отрасли получили воздушные компрессоры типа 4ВУ1-5/9.

Несмотря на наличие существенных достоинств, таких как простота, надежность в эксплуатации и высокая ремонтопригодность, данные компрессорные станции имеют такой недостаток как высокая температура сжатого воздуха на выходе из компрессора. Это негативно сказывается на рабочем режиме компрессорной станции буровой установки (КСБУ) из-за частых остановок вследствие перегрева компрессора. Высокая температура компримиро-ванного воздуха снижает долговечность пневмоуправляемого оборудования и механизмов системы дистанционного управления буровых установок.

В связи с этим работы, направленные на снижение температуры компри-мированного воздуха компрессора повышением эффективности теплообменников воздушного охлаждения (ТВО) КСБУ, совершенствованием конструкции и технологии изготовления, являются актуальными.

Цель диссертационной работы. Повышение тепловой эффективности теплообменника воздушного охлаждения компрессорной станции буровой установки совершенствованием конструкции и технологии производства.

Для реализации поставленной цели были сформулированы следующие задачи:

1. Анализ существующих конструкций КСБУ и оценка эффективности их работы.

2. Обоснование конструкторско-геометрических параметров и компоновки трубных пучков ТВО повышенной тепловой эффективности.

3. Создание стенда для проведения натурных испытаний по оценке тепловой эффективности ТВО КСБУ.

4. Исследование влияния загрязнений наружной поверхности оребрённых труб на тепловую эффективность ТВО и разработка эффективного способа механизированной очистки при их изготовлении.

5. Исследование тепловой эффективности ТВО двухконтурного исполнения с зигзагообразной компоновкой трубного пучка.

Научная новизна:

1. Разработана методика экспериментального исследования тепловой эффективности теплообменников воздушного охлаждения, позволяющая определять общую теплопередачу между теплоносителями, исключая при этом влияние физических свойств охлаждающего воздуха.

2. Установлена эмпирическая зависимость термического сопротивления загрязнений смазочно-охлаждающей жидкости от числа Рейнольдса охлаждающего воздуха в пределах 1686 -ь 11342, позволяющая определять теплопередачу оребрённых труб при проектировании теплообменников воздушного охлаждения, с учётом загрязнений наружной поверхности в процессе эксплуатации КСБУ.

Практическая ценность:

1. Испытания ТВО новой конструкции на разработанном стенде, проведённые в ОАО «Красный пролетарий», показали высокую тепловую эффективность трубного пучка двухконтурного исполнения, позволяющего снизить температуру компримированного воздуха на выходе из КСБУ 4ВУ1-5/9 в 5 раз (со 165 до 30°С), что обеспечивает стабильность рабочего режима КСБУ и эксплуатационных показателей иневмоунрав-ляемого оборудования, а так же механизмов системы дистанционного управления буровыми установками 1 и 2 категорий.

2. Разработанное устройство для механизированной очистки при накатке наружных поверхностей оребрённых труб ТВО от загрязнений СОЖ, успешно прошло испытание в технологическом потоке производства и принято к внедрению в ОАО «УТС-Туймазыхиммаш».

3. Применение оребрённых труб с развитой поверхностью позволило в 1,5 раза снизить металлоёмкость теплообменников воздушного охлаждения компрессорных станций буровых установок.

Апробация работы. Основное содержание работы докладывалось и обсуждалось на международном научном симпозиуме им. М. А. Усова студентов и молодых ученых (г. Томск 2005г.); VI-ой Всероссийской (с международным участием) научно-технической конференции «Механики XXI - веку» (г. Братск 2007г.); Всероссийской научно-методической конференции «Инновации и наукоемкие технологии в образовании и экономике» (г. Уфа 20072010г.); Международной научно-практической конференции «Экономическое, социальное и культурное развитие Западного Казахстана» (г. Орал 2008г.); II Всероссийской студенческой научно-практической конференции «Интенсификация тепло-массообменных процессов, промышленная безопасность и экология» (г. Казань 2008г.); В VIII конгрессе нефтегазопромышленников (г. Уфа 2009г.); IX Российской научно-практической конференции (г. Оренбург 2009г.).

Публикации. По теме диссертации опубликовано 18 печатных работ, в том числе одна статья в издании включенном в перечень ВАК РФ, получен 1 патент РФ.

Структура и объем диссертации. Диссертация состоит из введения, 4 глав, выводов, приложений и содержит 114 страниц машинописного текста, 31 рисунок, 15 таблиц, список использованной литературы из 103 наименований.

Содержание работы

Во введении обоснована актуальность диссертационной работы, сформулирована цель и аргументирована научная новизна исследований, показана практическая значимость полученных результатов.

В первой главе диссертационной работы представлен анализ конструкций и современное состояние эксплуатации КСБУ воздушного типа, являющихся источником питания пневматической системы дистанционного управления буровых установок 1 и 2 категорий.

Технико-экономические предпосылки широкого применения КСБУ 4ВУ1-5/9 обоснованы существенными преимуществами по сравнению с винтовыми компрессорными установками типа ДЕН-45ШМ: простота конструкции и высокая ремонтопригодность, из-за отсутствия комплектующих иностранного производства; простота в эксплуатации ввиду отсутствия необходимости в специальном помещении с приточно-вытяжной системой вентиляции и особых требований к всасываемому воздуху по содержанию капель влаги, абразивной пыли и паров любого вида; возможность использования в автотранспортном варианте без возведения специального фундамента с жёсткими требованиями к крену и дифференту станции; минимальные массогабарит-ные показатели и низкая стоимость.

Однако, как показывает практика, наряду с вышеупомянутыми преимуществами компрессорные станции типа КСБУ 4ВУ1-5/9 обладают таким существенным недостатком как высокая температура комнримированного воздуха на выходе из компрессора. Данный недостаток обусловлен низкой тепловой эффективностью ТВО, что негативно отражается на стабильности режима функционирования пневмосистемы дистанционного управления и эксплуатационных показателях технологического оборудования и механизмов буровой установки.

Вопросам совершенствования конструкции и повышения тепловой эффективности ТВО посвящены исследования специалистов различных научных организаций, таких как ВНИИНЕФТЕМАШ, ВНИИГАЗ (г. Москва), Лен-НИИХЙММАШ (г. С.Петербург), Московский энергетический институт (технический университет), РГУ нефти и газа им. Губкина, Уфимский государственный нефтяной технический университет и т.д.

Существенный вклад в разработку теоретических и методологических основ проектирования и создания отечественных ТВО, совершенствования конструкции и технологии изготовления внесли: Байков И.Р., Бессонный А.Н., Жукаускасс A.A., Крюков Н.П., Кунтыш В.Б., Пиир А.Э., Пронин В.А., Се-менидо Б.Е., Шмеркович В.М. и др.

Исследования последних лет показывают, что резервы повышения тепловой эффективности находятся в осуществлении интенсификации теплоотдачи использованием оребрённых труб с развитой поверхностью теплообмена и рациональной компоновкой их в пучках, не увеличивая при этом удельной металлоемкости и габаритных размеров теплообменных пучков ТВО.

Как известно загрязнения наружной и внутренней поверхностей орсбрсн-ных труб, контактно-термическое сопротивление и их материальное исполнение оказывают значительно влияние на теплопередачу и тепловую эффективность ТВО.

В настоящее время наиболее изучено и учитывается при конструировании ТВО влияние на тепловую эффективность материального исполнения и загрязнений внутренних поверхностей оребрённых труб. При этом влияние загрязнений наружных поверхностей изучено мало и остаётся актуальной задачей, как на стадии изготовления, так и при эксплуатации.

Недостаточно изучены вопросы возникновения и накопления загрязнений нарз'жной поверхности оребрённых труб и их влияние на тепловую эффективность ТВО. Так наличие плёнки смазочно-охлаждающей жидкости (СОЖ) на оребрённых трубах при изготовлении является источником возникновения

и накопления загрязнений минерального и органического происхождений, которые в виде пыли и растительного пуха забивают межтрубное пространство пучков ТВО, заметно снижая их тепловую эффективность.

Основными производителями используется трудоемкая технология очистки оребрённых труб ванно-погружным способом, с раздельным выполнением операций обезжиривания, промывки и сушки. Данная технология характеризуется низкой производительностью и повышенной вредностью для обслуживающего персонала, вследствие большого объема ручного труда при использовании громоздких ванн, системы подготовки моющего раствора и утилизации отходов.

Таким образом, повышение тепловой эффективности ТВО КСБУ применением рациональной компоновки теплообменных пучков и интенсификацией теплоотдачи за счёт очистки оребрённых труб от загрязнений СОЖ непосредственно в технологическом потоке их производства, является актуальной задачей.

Во второй главе приведены результаты исследования температурных режимов работы ТВО КСБУ и конструктивные решения, повышающие его тепловую эффективность. Исследования режимов работы ТВО КСБУ различного конструктивного исполнения осуществлялись на стенде, представленном на рисунке 1.

Проведёнными исследованиями установлено, что низкая тепловая эффективность ТВО вызвана малой поверхностью теплообмена и высокой загро-мождённостью фронтального узкого сечения трубного пучка но охлаждающему воздуху. Схема исследованного ТВО базовой компоновки с гладко-трубным четырёхходовым по трубному пространству пучком с основными конструктивно-геометрическими параметрами показана на рисунке 2а. Каждый ход по трубному пространству ТВО данной компоновки образуется делением пучка пополам в продольной и поперечной плоскостях. Компримиро-ванный воздух из первой ступени, через верхнюю крышку поступает в первый

1 - ТВО, 2 - КСБУ, 3, 4 - первая и вторая ступени компрессора, 5 - воздушный резервуар, 6- воздушный фильтр, 7 - блок измерения и регистрации параметров; Датчики температур: I - на входе в ТВО, II - па выходе из ТВО, III - на выходе из второй ступени, IV - масла в картере; Датчики давлений: V - на входе в ТВО, VI - на выходе из второй ступени, VII - на выходе из ТВО;

Рисунок 1 — Стенд для натурных испытаний ТВО КСБУ

ход, переходя затем через нижнюю крышку во второй, потом через верхнюю крышку поступает в третий ход, и через нижнюю — в четвёртый и затем на выход из ТВО.

Схема движения компримированного воздуха в испытательном стенде при исследовании основных режимных параметров приведена на рисунке 3. Значения температурных параметров ТВО, зафиксированных при стендовых испытаниях КСБУ, приведены на рисунке 4 и показывают, что температура на выходе из ТВО находится в пределах 63-76°С, а из КСБУ 145-160°С, что свидетельствует о низкой тепловой эффективности ТВО.

Для увеличения эффективности ТВО была произведена замена в пучке гладкой трубы на оребрённую. Геометрические параметры исследуемых труб и значения характерных площадей (кольцевого, фронтального, наружного) пучков различной компоновки приведены в таблице 1.

1..4 - ходы по трубному пространству; 51, 5г, - значения фронтального, поперечного, и диагонального шагов, соответственно, мм;

Рисунок 2 — Схемы различных компоновок пучков ТВО

Вход

Воздушный фильтр

Т=30°С Р = 0,1 МП а У = 5±0,25 У/.мни

Первая ступень Т = 85-120 °С Р= 0,17-0,22 МПа

Тспяаобмсквкк

Т = 65-75 °С Р = 0,17-0,22 МПа

Вторая ступень Т= 150-160 =С Р= 0,78 МПа

Выход

Рисунок 3 — Схема движения компримированного воздуха в стенде при испытании ТВО КСБУ

Выявлено, что в граничных условиях, обусловленных сохранением геометрических параметров крышек и габаритных размеров ТВО, целесообразно применение коридорной или зигзагообразной компоновок трубного пучка, схемы которых приведены на рисунке 26, в.

Время испытания, мин

Рисунок 4 — Температурный режим стендовых испытаний базовой комплектации ТВО с компоновкой пучка из гладких труб

Проведёнными исследованиями установлено, что коридорная компоновка трубного пучка уступает по тепловой эффективности зигзагообразной, так как воздушный поток, проходящий между трубами первого ряда ТВО, не встречает сопротивления во втором ряду. Это также подтверждается исследованиями тепловой эффективности различных компоновок в пучках с гладкими и оребрёнными трубами, проведенными Жукаускассом A.A. и Прониным В.А..

Применение трубного пучка зигзагообразной компоновки, привело к росту площади теплообмена в 2,5 и уменьшению поперечного сечения пучка 20 раз, что позволило значительно повысить тепловую эффективность ТВО.

Таблица 1 — Геометрические параметры теплообменных пучков труб различной компоновки

Параметры Шахматная глад-котрубная Зигзагообразная оребрённая

Внутренний диаметр, мм 14 16,4

Толщина несущей трубы, мм 1 1,8

Наружный диаметр трубы, мм 16 20

Число рёбер на 1 метр длины, шт - 268

Диаметр оребрения, мм - 38

Диаметр у основания рёбер, мм - 23

Толщина ребра, мм - 1

Длина оребрения, мм - 844

Длина трубы, мм 880 880

Количество труб, шт 168 40

51, мм 19 41

5г, мм 20 43

52, мм 22 43,7

е, мм - 8

Площадь теплообмена, м2 6,50 16,74

Площадь поперечного сечения, м2 0,503 0,023

Площадь кольцевого сечения, м2 0,002112 0,006465

Уменьшение кольцевого сечения пучка привело к незначительным потерям давления компримированного воздуха, в пределах 5%, что не оказывает существенного влияния на производительность КСВУ.

Для уменьшения температуры компримированного воздуха на выходе из КСВУ предложена конструктивная схема трубного пучка ТВО в двух кон-

турном исполнении с двумя ходами в каждом, схема движения комиримиро-ванного воздуха в котором приведена на рисунке о.

Воздушный фильтр Перми ступснь Теплообменник 1-й котур Вторая ступень Теплообменник 1 [-Л контур

Т = 31ГС -» Т = 85-120 "С — Т - 40 «С -• Т- 150-160 "С ■ч Т-40«С — Вь/хол

Р = 0,1 МПа Р "0.17-0,22 МПц Р-0.17-0,22 МПа Р-0.7ИМШ Р-0.78М(1а

Рисунок 5 — Схема движения компримированного воздуха в КСБУ с ТВО нового исполнения

В третей главе приведены результаты расчётно-экспериментальиых исследований влияния загрязнений наружной поверхности оребрённых труб на тепловую эффективность ТВО. Для исследования влияния загрязнений наружной поверхности оребрённых труб на теплопередачу разработана методика и создан лабораторный стснд, схема которого показана на рисунке 6.

Отличительной особенностью разработанного стенда является возможность определения значений общей теплопередачи, исключая при этом влияние изменения физических свойств охлаждающего воздуха, то есть стенд позволяет поддерживать постоянными значения температурных параметров процесса теплообмена при различных режимах исследования. Стенд также позволяет создать, идентичные с трубным пучком ТВО, условия для исследования влияния загрязнений наружной поверхности на теплопередачу, обеспечением постоянства чисел Рейнольдса и Прандтля по воздуху.

Для обеспечения компактности плана эксперимента без потери общности и возможности контроля исследуемых параметров, применили анализ размерностей с использованием тг-теоремы. Функциональная зависимость теплоотдачи со стороны наружного оребрения от возмущающих факторов выражается следующим образом:

^ВОЗД' ^Рвслд! ^кпд) " °нар- (1)

- плотность охлаждающего воздуха, кг/м3;

- кинематическая вязкость, м2/с;

- теплопроводность,

- теплоёмкость,

- температурный градиент, "С;

- скорость, м/с;

- теплоотдача,

а, Ь, с, d, f, g - коэффициетны значимости параметров;

Получена следующая математическая модель, описывающая характер зависимости безразмерных критериев:

Nu — с • Rea ■ Pr"\ (2)

где Nu, Re, Рг - числа Нуссельта, Рейнольдса и Прандтля соответственно;

с, n, m - экспериментально получаемые коэффициенты.

Постоянство температуры и давления охлаждающего воздуха во всех режимах испытания, позволяет обеспечивать неизменность физических свойств (Рг = const) охлаждающей среды, в результате чего обобщение экспериментальных данных сводится к поиску констант «с» и «л» в модели, имеющей следующий вид:

Nu = с ■ Re". (3)

Так же как и на тепловых стендах различных авторов, проводящих аналогичные исследования, приняли минимальную длину исследуемой трубы равной 300 мм, которая позволяет детектировать изменения значений температурных параметров. Труба помещается в аэродинамическую секцию сечением 310x88 мм, высота которой выбрана исходя из максимального диаметра оребрения ряда накатных труб из сортамента, выпускаемого отечественными и зарубежными изготовителями. Воздушный поток, расходом в пределах 0,025 — 0,210 м3/сек (в настоящем исследовании берётся полный, возможный

Ще Рвозд ^возд ^возд Срвозд

At

И^возд ^нар

äx-ex Öl

1 - аэродинамическая секция, 2 - оребрённая труба, 3 - отстойник, 4 - центробежный насос, 5 - расходомер, б - система кранов, 7 - расширительная ёмкость, 8 - вентилятор, 9, 10 - термопары на входе и выходе воды, 11 - термопара па входе воздуха, 12 - сеть термопар на выходе воздуха, 13 - контрольно-измерительный комплекс, а - технологическая, б - принципиальная; Рисунок 6 — Принципиальная и технологическая схемы лабораторного стенда для исследования теплопередачи оребрённых труб

диапазон с = 0,005 м3/сек), создаётся щелевым центробежным вентилятором, который работает по всасывающему режиму, что обеспечивает ламинарный поток охлаждающего воздуха в аэродинамической секции.

Расход охлаждающего воздуха через вентилятор определялся по аэродинамической монограмме, представляющей зависимость расхода от частоты вращения.

Расход охлаждаемой воды (внутри трубы) находится в интервале 0,04 -0,13 л/сек и обеспечивается циркуляционным насосом типа UPS 25/60 (в настоящем исследовании V™^ = V™* = 0,13 л/сек). Температура воды регулируется электронагревателем мощностью 800 Вт, который установлен в цилиндрическом отстойнике с расширительной ёмкостью для подпитки системы циркуляции. Диапазон изменения температуры воды находится в пределах

35 - 100°С(в настоящем исследовании Ть"0™ = = 60°С), в зависимости от величины теплового потока (максимум 730 Вт) при максимальном расходе воды и воздуха. Вода циркулирует по схеме: отстойник насос труба

отстойник. Система кранов позволяет разбить схему циркуляции на два линейных участка, что необходимо для стравливания воздуха при заполнении схемы водой и слива воды в дренажную линию, при замене исследуемой трубы.

На стенде установлен контрольно-измерительный комплекс, выполненный на основе одноплатного компьютера с контрольно-измерительными схемами, осуществляющими учёт и сбор исследуемых параметров, их управление и контроль с точностью до 5%. Регулировка производительности вентилятора, эл. нагревателя и насоса производится фазово-частотным регулятором, принцип действия которого основан на отсекании необходимой доли полуволны переменного тока своевременным переключением обратно-параллельно сдвоенных силовых оптотиристоров. Частотное управление оптотиристорами и синхронизация с сетью переменного тока реализована на базе микроконтроллера AtMega 16, через оптическую развязку АОДЮ1А. Управление фазово-частотными регуляторами осуществляется контрольно-измерительным комплексом, куда так же поступают данные с расходомера и датчиков температуры.

Измерение температура воды производился непосредственно на входе и выходе из трубы, а температуры воздуха одним датчиком на входе и сетью из девяти на выходе, непосредственно после трубы, что позволяет получить распределение температуры воздушных потоков после исследуемой трубы в аэродинамической секции, с точностью до 0,5°С. Измерения температур производятся датчиками DALLAS DS 18S20 с абсолютной погрешностью ±0,5°С, в диапазоне измеряемых температур на стенде. Расход воды измеряется расходомером Взлёт ЭР 430JI с условным диаметром 20 мм и относительной погрешностью измерения ±2 %.

Косвенное определение теплопроводности производилось по формуле (4) для каждого режима, характеризующегося постоянством расходов теплоносителей Кода, Коэд и температуры ТЕ0ДЫ. Переход от одного режима к другому производился в соответствии с алгоритмом, представленным на рисунке 7. Физические свойства теплоносителей (С, г/, р, Л и Рг) рассчитывались для каждого режима отдельно. Общая теплопроводность определялась следующим образом:

К = <?возд--— (4)

©ср.&р'м

где <5вюд - тепловой поток, Вт;

©ср - среднелогарифмический температурный напор, А'; 5пР " практическая площадь оребрения, м2.

<Эвозд = Сохл.воз ■ (С^ • — • ¿2). Вт, (5)

где <3охл.воз - массовый расход охлаждающего воздуха, кг/с;

С^иСе, - теплоёмкости воздуха при температурах на входе и выходе соответственно, Дж/кг; - температура воздуха на входе, "С;

¿2 - температура воздуха на выходе (считается как среднее

арифметическое по девяти показаниям датчиков на выходе), -с.

В результате проведённых исследований получены зависимости теплопередачи чистой и загрязнённой труб, позволяющие оценить влияние накапливающихся при эксплуатации загрязнений на тепловую эффективность неочищенной от СОЖ наружной поверхности оребрённой трубы. При значениях

эдгуэ.сеч ^

Яе = 1686 — 11342 (Ее = для потока охлаждающего воздуха они

имеют следующий вид:

А'чнсг = 0,13 ■ Пеох\ а2 = 2,383, Н2 = 0,995, (6)

начало >

Т * = Т 4-Т

поды' воды шаг.

гр ^ гртах

воды «оды

да

конец

| нет

■V-

"Г т

V • = У+Ушаг

_ тды' г.... ..гюЛы.

у аоды' ^ ^

да

V > утах '-.^воды воды

нет \

-Н7 =У ~Ут'

1_1 ___, вох> . ' н«жи

......к

I Цикл косвенных | измерений ~ теплопередачи

нет

...... у

••/ возд ' воз&

да

Рисунок 7 — Алгоритм косвенных измерений теплопередачи в различных режимах работы лабораторного стенда

Л'загр = 0,49 • Яе0,80, и2 = 2,237, Я2 = 0,995,

(7)

где КЧИСТ, К3&тр - значения теплопередачи чистой и загрязненной труб; т2

О"

Я2

дисперсия нормального распределения; коэффициент детерминации.

Экспериментальными исследованиями установлена зависимость термического сопротивления загрязнений СОЖ (рисунок 8) от числа Рейнольдса охлаждающего воздуха для оребрённых труб ТВО, имеющая следующий вид:

Лсож = 41,76 ■ Re

1.057

(8)

WJ'J ouuu /jo/ биии luuuci

Критерий Рейнольдса охлаиедающвго воздуха (Re)

Рисунок 8 — Зависимость термического сопротивления загрязнений СОЖ оребрённых труб от критерия Рейнольдса охлаждающего воздуха

Для эффективной очистки поверхности оребрённых труб от загрязнений, разработан способ механизированной очистки непосредственно в технологическом потоке производства, принципиальная схема которого приведена на рисунке 9.

В процессе накатки конец оребрённой трубы постепенно, с соблюдением соосности и последовательности с процессом оребрения, входит в моечное устройство, в которой выполняются операции очистки, промывки и сушки.

В четвёртой главе приведены результаты исследований ТВО новой конструкции двухконтурного исполнения с зигзагообразной компоновкой пучков из оребрённых труб. Из результатов натурных испытаний, приведённых на

Оребрённая труба с СОЖ

Камера струйной очистки

Камера струйной промывки

Камера сушки

Сепаратор

X

I

Раствор Подпитка Ц {Промывочная

гсГ« ; воды I | вода Г

1=45..55°С

Чистые трубы

Вода из сети 0,01 м'/м» I

Нефтепродукты и механические примеси

Корректировка ' моющего раствора

Рисунок 9 — Принципиальная схема очистки труб от СОЖ в техническом потоке производства

рисунке 10 видно, что температура компримированного воздуха на выходе из КСБУ снизилась до 22°С, что свидетельствует о высокой тепловой эффективности ТВО КСБУ нового исполнения. Запас поверхности теплообмена в установившемся режиме составляет около 5%.

При расчёте запаса поверхности теплообмена для зигзагообразной компоновки ТВО, теплоотдача со стороны воздуха определялась по формуле Кун-тыша В.Б.:

а,

нар = 0,102—Де сг0

,0,65

(9)

где а„

теплоотдача со стороны оребрения,

Вт

к2-К'

А - коэффициент теплопроводости материала оребрения, —

не-

зависимость корректна для двухрядного зигзагообразного пучка из труб с геометрическими параметрами (I х И х 5 х Д = 38 х 7,5 х 3,5 х 0,5 мм при значениях йенар = = (1,5...30) • 103 по воздуху.

Основные результаты и выводы

1. Разработанная методика косвенного определения теплопередачи позволила установить упрощённую эмпирическую зависимость термического сопротивления загрязнений СОЖ от числа Рейнольдса обеспечением

Время испытания, мин

Рисунок 10 — Температурный режим стендовых испытаний двухконтурного ТВО КСБУ

постоянства физических свойств охлаждающего воздуха при лабораторных исследованиях.

2. Экспериментальными исследованиями получены зависимости теплопередачи чистой и загрязнённой труб от числа Рейнольдса по воздуху, позволившие оценить влияние загрязнений СОЖ на тепловую эффективность ТВО КСБУ с пучком труб различной компоновки и конструктивного исполнения.

3. Установлена эмпирическая зависимость термического сопротивления загрязнений наружной поверхности от числа Рсйнольдса по воздуху, позволяющая учесть влияние загрязнений СОЖ в пределах Яе = 1686 -г 11342 и средней температуре воздуха £ = 20°С.

4. Создана новая конструкция ТВО повышенной тепловой эффективности в двухконтурном исполнении с зигзагообразной компоновкой трубного пучка из оребрённых труб, позволяющая снизить температуру компри-мированного воздуха на выходе из КСБУ в 5 раз, обеспечивая тем самым стабильность режимов работы и эксплуатационных показателей пневмоуправляемого оборудования и механизмов буровых установок 1 и 2 категории.

5. Разработан и внедрён способ механизированной очистки оребрённых труб от загрязнений СОЖ рациональным синтезом операций накатки, мойки, очистки и сушки в общий технологический поток производства с оптимальными значениями конструктивно-геометрических и технологических параметров моющего устройства.

Основные публикации

1. Шарипов М.И. Разработка технологического процесса очистки оребрённых труб ABO. / Шарипов М.И., Шафиков P.P., Большаков В.Н, // IX-Международный научный симпозиум им. М.А. Усова студентов и молодых ученых, Томск 2005 г.

2. Шарипов М.И. Разработка способа очистки оребрённых труб ABO. / Шарипов М.И., Габидуллин И.Ф., Шафиков P.P. , и др. // VI-Всероссийская с международным участием научно-техническая конференция «Механики XXI - веку» г. Братск, 2007 г. - С. 212-213.

3. Шарипов М.И. Исследование контактного термического сопротивления оребрённых труб различного исполнения на стадии изготовления, / Шарипов М.И., Абдеев Р.Г., Габитов Г.К., и др. // Всероссийской научно-методической конференции: «Инновации и наукоемкие технологии в образовании и экономике», г Уфа, 2007. - С 102-109.

4. Шарипов М.И. Способ очистки оребрённых труб ABO на стадии изготовления. / Шарипов М.И., Абдеев Э.Р., Шафиков Р.Р и др.// III Научно-практическая конференция «ОАО Корпорация Уралтехно-стройк г. Туймазы., 2007. С. 143-145.

5. Шарипов М.И. Методика оценки теплотехнических характеристик биметаллических оребрённых труб ABO. / Шарипов М.И., Абдеев Э.Р., Габитов Г.К. и др. // Всероссийской научно-методической конференции: «Инновации и наукоемкие технологии в образовании и экономике», г Уфа, 2007,- С. 214-219.

6. Шарипов М.И. К исследованию тепловой эффективности биметаллических оребрённых труб. / Шарипов М.И., Шафиков P.P., Абдеев Э.Р.. // Международная научно-практическая конференция «Экономическое,

социальное и культурное развитие Западного Казахстана: история и современность», Орал 2008. - С. 525-527.

7. Шарииов М.И. Экспериментальное исследование контактного термического сопротивления оребрённых труб ABO. / Шарипов М.И., Шафи-ков P.P., Абдеев Э.Р. // Вторая Всероссийская студенческая научно-техническая конференция «Интенсификация тепло-массообменных процессов, промышленная безопасность и экология», г. Казань, 2008.-С.33-36.

8. Шарипов М.И., Исследование факторов, влияющих на тепловую эффективность оребрённых труб ABO. / Шарииов М.И., Абдеев Э.Р., Шафиков P.P. // Вторая Всероссийская студенческая научно-техническая конференция «Интенсификация тепло-массообменных процессов, промышленная безопасность и экология», г. Казань, 2008. - С.36-38.

9. Абдеев Р.Г., Повышение энергоэффективности аппаратов воздушного охлаждения нефтегазовой отрасли совершенствованием методов проектирования и изготовления. / Абдеев Р.Г., Шафиков P.P., Шарииов М.И. Научно-технический журнал «Проблемы сбора подготовки и транспорта нефти и нефтепродуктов», №4, г. Уфа, 2008.- С. 127-131.

10. Шарипов М.И. Повышение тепловой эффективности секции ABO на стадии изготовления./ Шарипов М.И,, Шафиков P.P., Габитов Г.Р. и др. //IV Всероссийская научно-методическая конференция «Инновации и наукоемкие технологии в образовании и экономике» г.Уфа, 2008., с. 422429.

11. Шарипов М.И. Повышение энергоэффективности аппаратов воздушного охлаждения нефтегазовой отрасли совершенствованием методов проектирования и изготовления. / Шарипов М.И., Абдеев Р.Г. // Вестник ОГУ - 2008 №11. С. 132-135.

12. Абдеев Э.Р. Повышение тепловой эффективности оребрённых труб на стадии изготовления. / Абдеев Э.Р., Шарипов М.И., Абдеев Р.Г.// V Всероссийская научно-методическая конференция (с международным участием) «Инновации и наукоемкие технологии в образовании и экономике», Уфа., 2009., С.304-307.

13. Шарипов М.И. Повышение тепловой эффективности теплообменников воздушного охлаждения КСБУ рациональной компоновкой и очисткой труб. / Шарипов М.И., Абдеев Э.Р., Сафиуллин И.Р. и др. // Материалы IX-Российской научно-практической конференции. - Оренбург: ИПК ГОУ ОГУ, 2009,- С. 433-436

14. Шарипов М.И. Способ механизированной очистки трубных деталей теп-лообменной аппаратуры в технологическом потоке производства и ремонта при изготовлении и ремонте. / Шарипов М.И., Абдеев Э.Р., Сафиуллин И.Р. и др. // Материалы IX-Российской научно-практической конференции. - Оренбург: ИПК ГОУ ОГУ, 2009.- С. 436-439

15. Шарипов М.И. Механизированная очистка оребрённых труб в технологическом потоке производства. / Шарипов М.И., Абдеев Э.Р., Сафиуллин И. Р. и др. // Материалы V Всероссийской научно-методической конференции «Инновации и наукоемкие технологии в образовании и экономике» г.Уфа, 2009., С. 180-181.

16. Шарипов М.И. Программное обеспечение расчёта конструкции теплообменника воздушного охлаждения компрессорной станции буровой установки. / Шарипов М.И., Абдеев Э.Р., Сафиуллин И.Р. и др. // Материалы республиканской научно-практической конференции «Информатизация образовательного пространства: опыт, проблемы, перспективы» г.Уфа, 2009., С. 350-353.

17. Пат. 2377079 Российская Федерация, МПК В 08 В 5/00. Устройство и способ для мойки оребрённых труб / Абдеев Р.Г., Абдеев P.M., Шарипов М.И., Шафиков P.P., Габитов Г.К., Абдеев Э.Р. (РФ) - 2008109533/12; завл. 12.03.2008; опубл. 10.10.2009, Бюл. №36.

18. Шарипов М.И. Повышение тепловой эффективности теплообменника воздушного охлаждения компрессорных станций буровых установок./ Шарипов М.И., Абдеев Э.Р., Садыков Р.Я., и др. // VI Всероссийская научно-методическая конференция «Инновации и наукоемкие технологии в образовании и экономике» г.Уфа, 2010., С. 67-75.

Подписано в печать 18.05.10. Бумага офсетная. Формат 60x84 1/16. Гарнитура «Times». Печать трафаретная. Усл. печ. л. 1. Тираж 90. Заказ 98.

Типография Уфимского государственного нефтяного технического университета Адрес типографии: 450062, Республика Башкортостан, г. Уфа, ул. Космонавтов, 1

Введение

1 Анализ конструкций и современное состояние эксплуатации ком-перссорных станций буровых установок воздушного тина.

1.1 Описание компрессорных станций буровых установок.

1.2 Обзор технических характеристик компрессорных станций эксплуатирующихся в нефтегазовой отрасли.

1.3 Обзор оребрённых труб для теплообменников воздушного охлаждения

1.3.1 Обзор конструкций

1.3.2 Биметаллические оребренные трубы отечественного производства

1.3.3 Обзор исследований.

1.4 Зигзагообразная компоновка пучка оребрённых труб.

1.5 Выводы. Постановка задачи исследования.

2 Исследования режимов работы теплообменника воздушного охлаждения компрессорных станций буровых установок и конструктивные решения повышения его тепловой эффективности

2.1 Описание испытательного стенда для натурных испытаний теплообменников воздушного охлаждения компрессорных станций буровых установок.

2.2 Модернизация теплообменника воздушного охлаждения.

2.3 Порядок проведения испытаний.

2.3.1 Методика проведения измерений.

2.3.2 Методика обработки экспериментальных данных

2.4 Испытание и анализ полученных результатов

3 Расчётно-экспериментальные исследования влияния загрязнений наружной поверхности оребрённых труб на тепловую эффективность теплообменников воздушного охлаждения.

3.1 Разработка методики и лабораторного стенда для оценки тепловой эффективности оребрённых труб.

3.1.1 Анализ размерностей по 7Г - теореме.

3.1.2 Методика определения теплопередачи косвенным способом.

3.1.3 Описание лабораторного стенда.

3.1.4 Программа расчётов.

3.2 Разработка способа и устройства для очистки оребрённых труб от смазочной охлаждающей жидкости.

3.2.1 Способ очистки оребрённых труб в процессе производства.

3.2.2 Устройство для очистки оребрённых труб.

3.3 Обработка экспериментальных данных и оценка тепловой эффективности

3.3.1 Обработка и анализ экспериментальных данных.8(Х

3.3.2 Расчёт погрешностей

4 Исследование теплообменника воздушного охлаждения новой конструкции двухконтурного исполнения с зигзагообразно компоновкой пучков из оребрённых труб.

4.1 Тепловой расчёт теплообменника воздушного охлаждения.

4.1.1 Гидравлический расчёт.

4.1.2 Тепловой расчёт.

4.2 Испытание двухконтурного теплообменника воздушного охлаждения с зигзагообразным трубным пучком и оребрённых труб

Актуальность работы. Успешное функционирование системы управления буровыми установками, во многом определяет технический уровень и производительность поисковоразведочных и буровых работ.

На эффективность функционирования системы дистанционного управления буровыми установками оказывает влияние надежность источников питания пневматической системы, в качестве которых наибольшее распространение в нефтегазовой отрасли получили воздушные компрессоры типа 4ВУ1-5/9.

Несмотря на наличие существенных достоинств, таких как простота, надежность в эксплуатации и высокая ремонтопригодность, данные компрессорные станции имеют такой недостаток как высокая температура сжатого воздуха на выходе из компрессора. Это негативно сказывается на рабочем режиме компрессорной станции буровой установки (КСБУ) из-за частых остановок вследствие перегрева компрессора. Высокая температура компримиро-ванного воздуха снижает долговечность пневмоуправлясмого оборудования и механизмов системы дистанционного управления буровых установок.

В связи с этим работы, направленные па снижение температуры компри-мированного воздуха компрессора повышением эффективности теплообменников воздушного охлаждения (ТВО) КСБУ, совершенствованием конструкции и технологии изготовления, являются актуальными.

Цель диссертационной работы. Повышение тепловой эффективности теплообменника воздушного охлаждения компрессорной станции буровой установки совершенствованием конструкции и технологии производства.

Для реализации поставленной цели были сформулированы следующие задачи:

1. Анализ существующих конструкций КСБУ и оценка эффективности их работы.

2. Обоснование конструкторско-геометрических параметров и компоновки трубных пучков ТВО повышенной тепловой эффективности.

3. Создание стенда для проведения натурных испытаний по оценке тепловой эффективности ТВО КСБУ.

4. Исследование влияния загрязнений наружной поверхности оребрённых труб на тепловую эффективность ТВО и разработка эффективного способа механизированной очистки при их изготовлении.

5. Исследование тепловой эффективности ТВО двухконтурного исполнения с зигзагообразной компоновкой трубного пучка.

Научная новизна:

1. Разработана методика экспериментального исследования тепловой эффективности теплообменников воздушного охлаждения, позволяющая определять общую теплопередачу между теплоносителями, исключая при этом влияние физических свойств охлаждающего воздуха.

2. Установлена эмпирическая зависимость термического сопротивления загрязнений смазочно-охлаждающей жидкости от числа Рейнольдса охлаждающего воздуха в пределах 1686 -т- 11342, позволяющая определять теплопередачу оребрённых труб при проектировании теплообменников воздушного охлаждения, с учётом загрязнений наружной поверхности в процессе эксплуатации КСБУ.

Практическая значимость и реализация результатов работы:

1. Испытания ТВО новой конструкции на разработанном стенде, проведённые в ОАО «Красный пролетарий», показали высокую тепловую эффективность трубного пучка двухконтурного исполнения, позволяющего снизить температуру компримированного воздуха на выходе из КСБУ 4ВУ1-5/9 в 5 раз (со 165 до 30°С), что обеспечивает стабильность рабочего режима КСБУ и эксплуатационных показателей пневмоуправ-ляемого оборудования, а так же механизмов системы дистанционного управления буровыми установками 1 и 2 категорий.

2. Разработанное устройство для ¿механизированной очистки при накатке наружных поверхностей оребрённых труб ТВ О от загрязнений СОЖ, успешно прошло испытание в технологическом потоке производства и принято к внедрению в ОАО «УТС-Туймазыхиммаш».

3. Применение оребрённых труб с развитой поверхностью позволило в 1,5 раза снизить металлоёмкость теплообменников воздушного охлаждения компрессорных станций буровых установок.

Апробация работы. Основное содержание работы докладывалось и обсуждалось на международном научном симпозиуме им. М. А. Усова студентов и молодых ученых (г. Томск 2005г.); VI-ой Всероссийской (с международным участием) научно-технической конференции «Механики XXI - веку» (г. Братск 2007г.); Всероссийской научно-методической конференции «Инновации и наукоемкие технологии в образовании и экономике» (г. Уфа 20072010г.); Международной научно-практической конференции «Экономическое, социальное и культурное развитие Западного Казахстана» (г. Орал 2008г.); II Всероссийской студенческой научно-практической конференции «Интенсификация теило-массообменных процессов, промышленная безопасность и экология» (г. Казань 2008г.); В VIII конгрессе нефтегазопромышленников (г. Уфа 2009г.); IX Российской научно-практической конференции (г. Оренбург 2009г.).

Публикации по теме диссертации. По теме диссертации опубликовано 18 печатных работ, в том числе одна статья в издании включенном в перечень ВАК РФ, получен 1 патент РФ.

Основные выводы и заключение

1. Разработанная методика косвенного определения теплопередачи позволила установить упрощённую эмпирическую зависимость термического сопротивления загрязнений СОЖ от числа Рейнольдса обеспечением постоянства физических свойств охлаждающего воздуха при лабораторных исследованиях.

2. Экспериментальными исследованиями получены зависимости теплопередачи чистой и загрязнённой труб от числа Рейнольдса по воздуху, позволившие оценить влияние загрязнений СОЖ на тепловую эффективность ТВО КСБУ с пучком труб различной компоновки и конструктивного исполнения.

3. Установлена эмпирическая зависимость термического сопротивления загрязнений наружной поверхности от числа Рейнольдса по воздуху, позволяющая учесть влияние загрязнений СОЖ в пределах Ле = 1686 ч- 11342 и средней температуре воздуха £ = 20°С.

4. Создана новая конструкция ТВО повышенной тепловой эффективности в двухконтурном исполнении с зигзагообразной компоновкой трубного пучка из оребрённых труб, позволяющая снизить температуру компрн-мированного воздуха на выходе из КСБУ в 5 раз, обеспечивая тем самым стабильность режимов работы и эксплуатационных показателей пневмоуправляемого оборудования и механизмов буровых установок 1 и 2 категории.

5. Разработан и внедрён способ механизированной очистки оребрённых труб от загрязнений СОЖ рациональным синтезом операций накатки, мойки, очистки и сушки в общий технологический поток производства с оптимальными значениями конструктивно-геометрических и технологических параметров моющего устройства.

1. Руководство по эксплуатации компрессорной станции ДЭН-45ШМ // ОАО «ЧМЗ», Челябинск, 2006. 106 с.

2. Паспорт компрессорной станции КСБУ-4ВУ1-5/9 // ОАО «Красный пролетарий», Стерлитамак. , 2000. — 135 с.

3. Попов В.М. К определению термического сопротивления контакта обработанных металлических волнистых поверхностей,- Инженерно-физический журнал, 1977, том 32, № 5, с.779-785.

4. Абдурашитов С. А. Насосы и компрессоры. — Мю: Недра, 1974. — 296 с.

5. Алемасов В. Е., Дрегалин А. Ф., Тишин А. П. Теория ракетных двигателей. — М.: Машиностроение, 1989. — 464 с.

6. Антуфьев В. М., Белецкий Г. С. Теплопередача и аэродинамические сопротивления трубчатых поверхностен в поперечном потоке. — М.: Машгиз, 1948. 117 с.

7. Асланян Г. С., Молодцов С. Д., Соловьянов А. А. Энергосбережение как важнейший компонент природоохранной политики. — Теплоэнергетика, 1998. -Том. 1. С. 78-80.

8. Бакиев А. В. Технология аппаратостроения. — Уфа: Изд-во УГНТУ, 2001. 297 с.

9. Баязитов М. И., Чиркова А. Г. Конструирование и расчет элементов оборудования отрасли. — Уфа: Изд-во УГНТУ, 1999. — 172 с.

10. Бессоный А. Н., Дрейцер Г. А., Кунтыш В. Б. Основы расчета и проектирования теплообменников воздушного охлаждения. — СПб: Недра, 1996. — 512 с.

11. Бриджмен П. В. Анализ размерностей — М.: ОНТИ, 2001 — 119 с.

12. Васильев Ю. Н., Марголин Г. А. Системы охлаждения компрессорных и нефтеперекачивающих станций — М: Недра, 1977. — 222 с.

13. Волков Е. Б., Головков Л. Г., Сырицин Т. А. Жидкостные ракетные двигатели — М: Воениздат, 1970. — 592 с.

14. Гухман А. А. Введение в теорию подобия — М.: Высшая школа, 1973 — 296 с.

15. Дунаев П. Конструирование узлов и деталей машин: Учеб. пособие для вузов. 3-е изд., перераб. и доп. — М.: Высш. школа, 1968. — 352 с.

16. Жукаускас А. А. Конвективный перепое в теплообменниках. — М.: Наука, 1982. 472 с.

17. Илгарубис В., Буткус А., Улинскас Р., Жюгжда И. Теплогидравли-ческие характеристики компактных пучков ребристых труб — Энергетика, 1990. 235 с.

18. Мигаи В. К., Фирсова Э.В. Теплообмен и гидравлическое сопротивление пучков труб. — JL: Наука, 1986. — 195 с.

19. Камалетдинов И. М. Коэффициенты теплопередачи аппаратов воздушного охлаждения (ABO) газовой промышленности. / Камалетдинов И. М., Абузова Ф. Ф. —Изв. Вузов. Проблемы энергетики, 2002. — С. 154158.

20. Камалетдинов И. М. Определение модели движения теплоносителей в ABO. / Камалетдинов И. М., Абузова Ф. Ф. // Тез. докл. 53 научн.-техн. конф. Студентов, аспирантов и молодых учёных УГНТУ. — Уфа: 2002. — С. 437-444.

21. Легкий В.М. Аэродинамическое сопротивление поперечноомываемых коридорных пучков оребрённых труб / Легкий В.М., Письменный Е.И., Терех A.M. // Теплоэнергетика, 1994, № 5, С. 58-61.

22. Камалетдинов И. М. К расчёту свободноконвективного охлаждения природного газа / Камалетдинов И. М., Давлетов К. М., Абузова Ф. Ф. и др. // Тез. докл. 51 научн.- техн. Конф. Студентов, аспирантов и молодых учёных УГНТУ. Уфа: 1999. - С. 453-462

23. Карасина Э. С. Теплообмен в пучках труб с поперечными ребрами // Изв. ВТИ. -1952. Т. 12, № 12. - С, 12-16.

24. Керн Д., Краус А. Развитые поверхности теплообмена. Пер. с англ. — М.: Энергия, 1977. — 464 с.

25. Крюков Н. П. Аппараты воздушного охлаждения. — М: Химия, 1983. — 168 с.

26. Кунтыш В. Б. Теплообмен и аэродинамическое сопротивление шахматных стеснённых пучков труб с накатными рёбрами. — Известия вузов. Лесной журнал., 1991. — Т. 2. — 80 с.

27. Кунтыш В. Б. Влияние дистанционных прокладок на теплообеи и аэродинамическое сопротивление пучка из труб со спиральными рёбрами. —- СПб, 1993.

28. Кунтыш В. Б., Аксенов В. В., Рощин С. П. Интенсификация теплообмена в пучках оребреипых труб методом струйного обдува. — Химическое и нефтегазовое машиностроение.

29. Кунтыш В. Б., Бессонный А. М. Основные способы энергетического совершенствования аппаратов воздушного охлаждения. — Химическое и нефтегазовое машиностроение.

30. Кунтыш В. Б., Кузнецов H. М. Тепловой и аэродинамический расчёты оребрённых теплообменников воздушного охлаждения. — СПб: Энергоатом-издат, 1992. — 280 с.

31. Кунтыш В. Б., Пиир А. Э., Аксенов В. В. Теплообмен и аэродинамическое сопротивление в последовательно установленных пучках оребрённых труб. — 1994. 188 с.

32. Кунтыш В. Б., Стенин H. Н., Краснощекое JL Ф. Исследование тепло-аэродинамических характкристик шахматных пучков с нетрадиционной компановкой оребрённых труб. — Холодильная техника, 1991.

33. Кунтыш В. Б., Топоркова М. А. Влияние разрыва в межтрубном пространстве на теплоообмен и аэродинамическое сопротивление шахматных пучков из оребрённых труб. — Теплоэнергетика, 1982.

34. Кунтыш В. Б., Федотова Л. М., Кузнецов H. М. Теплообмен и сопротивление оребрённых труб пучков с неравномерными шагами в аппаратах вохдушного охлаждения. — Энергетика, 1982.

35. Кэйс В. М., Лондон А. Д. Компактные теплообменники. — М.: Гос-энергоиздат.

36. Михайлов А. К., Ворошилов В. П. Компрессорные машины. — М.: Энергоатомиздат. — 288 с.

37. Михеев М. А., Михеева И. М. Основы теплопередачи. — М.: Энергия. — 344 с.

38. Могильницкий И. П. Установки двигателей внутреннего сгорания в нефтяной и газовой промышленности. — М.: Недра. — 248 с.

39. Петровский Ю. В., Фастовский В. Г. Современные эффективные теплообменники. — Госэнергоиздат. — 248 с.

40. Пиир А. Э., Кунтыш В. Б. Исследование влияния коэффициента ореб-рения на теплоотдачу и аэродинамическое сопротивление шахматных трубных пучков аппаратов воздушного охлаждения. — Деп. в ВИНИТИ, 1990. — 22 с.

41. Седов Л. И. Методы подобия и размерности в механике. — М.: Наука. — 428 с.

42. Соркин Я. Г., Шмеркович В. М., Барит С. Ю. О внедрении конденсаторов воздушного охлаждения на заводах нефтеперерабатывающей и нефтехимической промышленности, № 8. — Химия и технология топлив и масел.

43. Средин В. В. Единая система защиты от коррозии и старения. Покрытия лакокрасочные. Подготовка металлической поверхности перед окрашиванием: ГОСТ 9.402 80 (СТ - СЭВ - 5732 - 86). - М.: ИПК, Изд-во стандартов. — 92 с.

44. Средин В. В. Экономия от применения воздушного охлаждения на нефтеперерабатывающих заводах. В сб. «Машины и нефтяное оборудование». — М.: ЦНИИТЭнефтегаз.

45. Степанов О. А., Иванов В. А. Охлаждение газа и масла на компрессорных станциях. — Л: Недра, 1982. — 143 с.

46. Талыпов Ш. М., Абдеев Р. Г. Прогрессивный способ очистки нефтяных труб от плотнофиксированных отложений // Вестник ОГУ. — 2008. — Т. 12. — С. 112-118.

47. Шавловский С. С. Основы динамики струй при разрушении горного массива. — М: Наука, 1979. — 147 с.

48. Шенк X. Теория инженерного эксперимента. — М.: Мир. — 381 с.

49. Шмеркович В. М. Аппараты воздушного охлаждения для технологических установок нефтеперерабатывающих и химических заводов. —-М.: ЦИНТИХИМНЕФТЕМАШ. 131 с.

50. Шмеркович В. М. Аппараты воздушного охлаждения для технологических установок нефтеперерабатывающих и химических заводов. Конструирование, исследование и опыт эксплуатации. — М.: ЦИНТИАМ. — 131 с.

51. Шмеркович В. М. Исследование, конструирование и внедрение п промышленность конденсаторов-холодильников воздушного охлаждения. Сб.

52. Состояние производства и перспективы развития теплообменной аппаратуры для химической и нефтехимической промышленности». — М.: ЦИНТИ-химнефтемаш.

53. Шмеркович В. М. Результаты исследований секций из оребренных труб и руководящий материал по расчету конденсаторов-холодильников воздушного охлаждения. В сб. «Теплообмеиная аппаратура для нефтяной промышленности». ЦИНТИАМ. М.: ЦИНТИАМ.

54. Шмеркович В. М. Результаты промышленной эксплуатации и испытаний конденсатора воздушного охлаждения КВО-1300Х2-Г па Куйбышевском нефтеперерабатывающем заводе. — Гипропсфтемаш.

55. Шмеркович В. М. Современные конструкции аппаратов воздушного охлаждения. — ЦИНТИ-химнефтемаш, 1979. — 70 с.

56. Юдин В. Ф. Теплообмен поперечно-орсбрснных труб. — JL: Машиностроение, 1982. — 189 с.

57. Шарипов М.И. Разработка технологического процесса очистки оребренных труб ABO. / Шарипов М.И., Шафиков P.P., Большаков В.Н. // IX-Международный научный симпозиум им. М.А. Усова студентов и молодых ученых, Томск 2005 г.

58. Шарипов М.И. Разработка способа очистки оребренных труб ABO. / Шарипов М.И., Габидуллин И.Ф., Шафиков P.P. , и др. // VI-Всероссийская с международным участием научно-техническая конференция «Механики XXI веку» г. Братск, 2007 г. - С. 212-213.

59. Шарипов М.И. Способ очистки оребренных труб ABO на стадии изготовления. / Шарипов М.И., Абдеев Э.Р., Шафиков Р.Р и др.// III Научно-практическая конференция «ОАО Корпорация Уралтехнострой». г. Туйма-зы., 2007. С. 143-145.

60. Шарипов М.И. Повышение энергоэффективности аппаратов воздушного охлаждения нефтегазовой отрасли совершенствованием методов проектирования и изготовления. / Шарипов М.И., Абдеев Р.Г. // Вестник ОГУ -2008 Ml. С. 132-135.

61. Пат. 2377079 Российская Федерация, МПК В 08 В 5/00. Устройство и способ для мойки оребренных труб / Абдеев Р.Г., Абдеев P.M., Шарипов М.И., Шафиков P.P., Габитов Г.К., Абдеев Э.Р. (РФ) 2008109533/12; завл. 12.03.2008; опубл. 10.10.2009, Бюл. №36.

62. Легкий В.М. Обобщение эксперементальных данных по аэродинамическому сопротивлению шахматных пучков поперечнооребрённых и гладких труб / Лёкий В. М., Терех А. М., Сушко О. В. // Теплоэнергетика — 1991 -№ 2 С. 49-52.

63. Горин A.B. Закономерности тепломассопереноса в турбулентных течениях с отравными зонами / Горин А. В., Сиковский Д. Ф. // Промышленная теплоэнергетика, 2000, № 1, том 22, С. 10-16/

64. Жукаускас А. А., Улинскас Р. В., Катинас В. И. Гидродинамика и вибрации обтекаемых пучков труб, Вильнюс: Мокслас, 1984.

65. Кунтыш В.Б. Теплообмен и сопротивление зигзагообразных ребристых пучков. / Кунтыш В. Б., Степин Н. Н. // Изв. вузов. Лес.ж. — 1997. -№ 3. С. 120-128.

66. Кунтыш В.Б. Теплоотдача и аэтодинамическое сопротивление поперечно обтекаемых переходных коридорно-шахматных пучков из оребрённыхтруб / Кунтыш В. В., Степин Н. Н. // Теплоэнергетика — 1993. № 2. -С. 41-45.

67. Справочник по теплообменникам / Пер. с англ., под ред. B.C. Петухо-ва, В.К. Шикова. М.: Энергоатомиздат, 1987. Т.1.

68. Жукаускас А., Жюгжда И. Теплоотдача цилиндра в поперечном потоке жидкости. Вильнюс: Мокслас, 1979.

69. Антуфьев В.М. Сравнительные исследования теплоотдачи и сопротивления ребристых поверхностей // Энергомашиностроение. 1961. № 2. С. 12-16.

70. Стасюлявичус Ю., Скринка А. Теплоотдача поперечно обтекаемых пучков ребристых труб. — Вильнюс; Минск, 1974.

71. Письменный E.H. Теплообмен и аэродинамика пакетов поперечноореб-рённых труб: Автореф.дис.докт.техн.наук. — Киев, 1994. 37 с.

72. Беззубов A.B. Козобоков A.A., Шварц А.И. Устройство и монтаж технологических компрессоров — М.: Недра, 1985. — 239 с.

73. Пронин В.А. Компоновки трубных пучков и синтез конвективных поверхностей теплообмена с повышенной энергоэффективность: Автореф.дис.докт.техн.наук. — Москва, 2008. 37 с.

74. Методика теплового и аэродинамического расчёта аппаратов воздушного охлаждения. ВНИИНсфтсмашь. — М.: 1982 — 318 с.

75. Кирпиков В.А. Интенсификация конвективного теплообмена: Учебное пособие / МИХМ. М.,1991. - 104 с.

76. Калафати Д.Д., Попалов В.В. Оптимизация теплообменников по эффективности теплообмена. М.: Энергоатомиздат, 1986. — 173 с.

77. Евенко В.И., Повышение эффективности теплоотдачи поперечно об-тикаемых пучков труб / Евенко В.И., Анисин А.К. // Теплоэнергетика. 1976. № 7 С. 37-40.

78. Гухман A.A., Исследование теплообмена и гидродинамического сопротивлениям при турбулентном течении газа в поле продольного знакопеременного градиента давления. I / Гухман A.A., Кирпиков В.А., Гутарев В.В. и др // МФЖ. 1969. Т. 16, № 4.

79. Кирпиков В.А. Интенсификация конвективного теплообмена посредством создания в потоке неоднородностей давления: Авто-реф.,дис.докт.техн.паук. — М., 1986. 37 с.

80. Brauer А. "Chemie Engineer Technik", 1981, v. 33.

81. Kost W. "Chemie Engineer Technik", 1982, v. 34.

82. Shmidt Т. E. "Kaitechnik", 1983, v. 15, № 4

83. Forbes A. V., Beally K. 0. Chem. Engng. Progress, 1980, v 46, № 10.

84. Beally К. O., Katz D. Z., Chen-t. Engng. Progress, 1988, v. 44, № 1.

85. Gardner K.A., Carnavos T.C. Thermal Contact Resistance in Finned Tubing.- Transactions of the ASME. Journal of Heat Transfer, I960, 82, p. 279293.

86. Heat Transfer Engineering, vol. 1, no. 4, 1980, back cover.

87. Cleve, Die H. Luftkuhlte Kombinationsanlage des 4000-MW-Kraftweres Matimba. / Ed. by Vovtvage. Sudafrika VGB Kraftwerke, 1983.

88. Farouk В., Guceri S. Natural convection from horizontal cylinders in interacting flow fields // IJHMT. 1983. - Vol. 26, №. 2. - Pp. 231-243.

89. Ham A., West L. ESKOMS Forschritt in der Trochrnkuhlung VGB Kraftwerken. №. 9. — 1988. Pp. 912-917.

90. Лаборатории Силаватского филиала ОАО «Бпшкприсфтепродукт» ПАСПОРТ КАЧЕСТВА № 1375

91. Наименование продукта: '^Нормативный документ:

92. Сведения о сертификате соответствия1. Завод-изготовитель:

93. Юридический адрес: Дата изготовления: Номер резервуара: Дата проведения анализа:

94. МАСЛО КОМПРЕССОРНОЕ КС -14 ГОСТ 9243-75 с или. 1-5

95. Декларация о соответствии № РОСС 1Ш. АЯ36.Д03209, срок действии с 27.06.06 г. до 27.06.09 г., выдан ООО «Башкирский центр сшнларитции и жеиертнзы».

96. Саляпагскин филиал ОАО «Ваткирпериснподукт»организации нсфтепрочукюобеспечепия)453256, РБ, г. Салаиац и/я 62 19 марта 2008 г. 5 , уровень наполнения (мм). , количестно (ш)4 июни 2008 I.

97. Наименование показателей 11орма Фактически

98. Вязкость кинематическая при 100"С, мм"/с 18-22 20,22

99. Индекс вязкости, не менее 85 94*

100. Массовая доля мех. примесей, %, не более отсутспше OleyiClBHC

101. Массовая доля воды, не более отсутствие OICyrClBHC

102. S Температура вспышки в открытом тигле, "С, не ниже 260 268 Минус 15*

103. Температура застывания. °С, не выше Минус 15

104. Кислотное число, М1 КОН на 1 г масла, не более 0,02 0.0056* 0.002 У

105. Зольность , %, не более 0,005

106. Коксуемость, %, не более 0,5 0,20*

107. Содержание селективных растворителей 01сугствие Отсутс гвис*

108. Содержание водорастворимых кислот и щелочей oicyicTBite Отсутствие*

109. Содержание серы, %, не более 1,1 1.08*

110. Цвет на колориметре ЦПТ.ед.ЦНТ, не более 7,0 3,5*

111. Общая стабильность прошв окисления а) осадок после окисления , %, не более б) кислотное число , мг КОН на I г окисленною масла, не более 01сутстпие 0,5 OreyieiBue' 0.42*

112. Коррозионноегь на пластиках из свинца марок С1 или С2 по ГОСТ 3778-77,г/м2' не более 10 0.2*

113. Склонность к образованию лака при 200 °С, в геченин 30 мнн., %, не более 3.5 0,83*

114. Плотность при 20 "С, г/см не более 0,905 0.890

115. Закгдочепйе: Соответствует ГОСТ 9243-75. Г—\юля ,.2608 г ">>шкмпшораторнн- v * /,--г/) 7;у1. О.Н.Туннкова

116. Б Обзор воздушных компрессоров объёмного типа1. ДЭН-45Ш (0,7 МПа)1. Описание компрессора

117. Технические характеристики компрессора• Сжимаемый газ воздух• Давление конечное, номинальное 0,7 МПа• Производительность- 7,0 м3/мин• Потребляемая мощность 45 кВт• Габаритные размеры, мм• длина 1150• ширина 1045• высота 1800• Масса 1200 кг

118. Технические Назначение компрессора

119. Установка компрессорная предназначена для снабжения сжатым воздухом различных пневматических инструментов и оборудования на монтажных, строительных и других работах.

120. Установка может эксплуатироваться в помещении с температурой окружающего воздуха от плюс 1 до плюс 35°С

121. Установка компрессорная 4ВУ-1-7/11М61. Описание компрессора

122. Технические Назначение компрессора

123. Технические характеристики компрессора• Сжимаемый газ воздух• Давление конечное, номинальное 0,7 МПа• Производительность- 8,5 м3/мин• Потребляемая мощность 55 кВт• Габаритные размеры, мм• длина 1150• ширина 1045• высота 1800• Масса 1270 кг

124. Технические Назначение компрессораI

125. Установка компрессорная предназначена для снабжения сжатым воздухом различных пневматических инструментов и оборудования на монтажных, строительных и других работах

126. Советы по эксплуатации компрессора

127. Установка может эксплуатироваться в помещении с температурой окружающего воздуха от плюс 1 до плюс 35°С

128. Установки компрессорные предназначены для выработки сжатого воздуха и снабжения им различных пневматических инструментов, механизмов и других потребителей сжатого воздуха.

129. Установка компрессорная ЭПКУ-0,8/10-04

130. Технические Назначение компрессора

131. Установки компрессорные предназначены для выработки сжатого воздуха и снабжения им различных пневматических инструментов, механизмов и других потребителей сжатого воздуха.

132. Винтовой компрессор ЗИФ-ШВ-7,5/0,61. Описание компрессора

133. Шахтная компрессорная станция со взрывобезопасным электрическим приводом.

134. Технические Назначение компрессора

135. Станция компрессорная ВВП-9/7 Описание компрессора

136. Передвижные компрессорные станции ВВП выпускаются с тормозной системой и световой сигнализацией и в этом случае являются транспортными средствами и без тормозной системы и световой сигнализации.

137. Технические Назначение компрессора

138. Станции компрессорные типа ВВП предназначены для выработки сжатого воздуха и снабжения им пневматических инструментов и механизмов в промышленности, а также при проведении строительно монтажных и ремонтных дорожных работ.

139. Технические Назначение компрессора

140. Агрегат компрессорный воздушный с винтовым компрессором и приводом от электродвигателя предназначен для снабжения сжатым свободным от масла воздухом технологических нужд в пищевой, химической промышленности и в других отраслях народного хозяйства.

141. Компрессор винтовой 6ВВ-9/9М11. Описание компрессора

142. Выпускается моноблоком полностью готовым к работе после подключения к электросети и трубопроводам нагнетания, слива конденсата.

143. Технические Назначение компрессора

144. Компрессорная установка предназначена для сжатия атмосферного воздуха.

145. Устанавливается в помещении с температурой окружающего воздуха не ниже +10 С, на площадке, воспринимающей нагрузку только от собственного веса.

146. Установка компрессорная 4ВУ-0,6-8/3,51. Описание компрессора

147. Компрессор предназначен для подачи воздуха в систему пневмотранспорта зерна и зернопродуктов, песка, цемента и других сыпучих материалов.

148. Технические Назначение компрессора

149. Станции компрессорные предназначены для выработки сжатого воздуха и снабжения им пневматических инструментов и механизмов в промышленности, а также при провидении строительно-монтажных и ремонтных дорожных работ.

150. Винтовой компрессор ЗИФ-ПВ-8/0,7 Описание компрессора

151. Передвижная компрессорная станция с дизельным приводом на колесах.

152. Технические Назначение компрессора

153. Компрессорная станция предназначена для строительства и капитального ремонта зданий, сооружений; дорожных и земляных работ.

154. Станция компрессорная ВВП-7/7 Описание компрессора

155. Передвижные компрессорные станции ВВП выпускаются с тормозной системой и световой сигнализацией и в этом случае являются транспортными средствами и без тормозной системы и световой сигнализации.

156. Технические Назначение компрессора

157. Станции компрессорные типа ВВП предназначены для выработки сжатого воздуха и снабжения им пневматических инструментов и механизмов в промышленности, а также при проведении строительно монтажных и ремонтных дорожных работ.

158. Поршневой компрессор 2ВМ4-8/4011. Описание компрессора

159. Технические Назначение компрессора

160. Станция компрессорная передвижная воздушная с винтовым компрессором и приводом от электродвигателя предназначена для снабжения сжатым воздухом различных систем, пневматических инструментов, цеховых линий и других потребителей.

161. Агрегат компрессорный воздушный с винтовым компрессором и приводом от электродвигателя предназначен для снабжения сжатым свободным от масла воздухом технологических нужд в пищевой, химической промышленности и в других отраслях народного хозяйства.

162. Агрегат компрессорный воздушный с винтовым компрессором и приводом от электродвигателя предназначен для снабжения сжатым свободным от масла воздухом технологических нужд в пищевой, химической промышленности и в других отраслях народного хозяйства.

163. Установка компрессорная 4ВУ-1-7/11МЗ

164. Компрессор шестеренчатый 23ВФ-9,7/1,8СМ2УЗ1. Описание компрессора

165. В Расчёты теплообменников воздушного охлаждения

166. Расчёт ТВО базового исполнения Гидравлический расчёт

167. Средняя температура компримированного воздуха:1. Тср = = 373±ш = 343 к

168. Плотность компримируемого воздуха до входа в компрессор р^ = 1.163556 кг/м3

169. Скорость компримированного воздуха в холодильнике: ¡V = т = 0 096963 = § 697001 м/с

170. Тср'"кол 1.7240190.006465 '^Г = 8тш".100'4 = 10463.906325 £ для турбулентного режима:= 0.3164/Де^25 = 0.3164/10463.9063250'25 = 0.031283 Коэффициенты: X = 1.11 Ф1 = 1.5 Ф2 = 0.5 Фз = 1 Ф4 = 2.5 Ф5 = 1-51. Потери давления:

171. Ebfl . Пход . X = 0.031283 • ¡SjgL • 1-724519-8.097001» . 4 . Ln =569.407298 Па

172. АРМ = (Ф1 + • Пход ф3 • пХОд + ф4 • Код - 1) + Ф5) • = (1.5 + 0.5 •4 • 1 • 4 + 2.5 ■ (4 1) + 1.5) - 1-724519-8-6970012 = 1206.55 9 5 3 6 Па

173. Суммарная потеря давления:

174. АР = ДРС + ДРМ 569.407298 + 1206.559536 = 1775.966834 Па В процентах:п = . юо = 17^п834 • 100 = 1.044686 %1. Тепловой расчёт

175. Принимаем расчётное давление с учётом потерь:

176. P2 = Pi-AP = 170000 1775.966834 = 168224.033166 Па

177. Среднее давление компримированного воздуха: Рср = ^ = ^00004-168224.033166 = 169ц2.016583 Па

178. Определение свойств компримированного воздуха при средней температуре и давлении:

179. ReBH = ^ = 14Г^41о-"14 = 17464.46918

180. Теплоёмкость компримированного воздуха на входе в холодильник Ст,1012.404 Щ,кг-К

181. Теплоёмкость компримированного воздуха на выходе из холодильника СГ2 = 1005.2616 Общая теплота:

182. Q = Gkom.BO3-(CTi-Ti-CT2-T2) = 0.096963-(1012.404-373—1005.2616-313) = 6106.711433 Вт

183. Свойства охлаждающего воздуха при средней температуре и атмосферном давлении:

184. Плотность при 306.395547К и 101325Па равна ptcp = 1.150661кг/м3. Кинематическая вязкость при 306.395547К и 101325Па равна ut = 1.6146 •

185. Динамическая вязкость при 306.395547.ii и 101325Па равна ¡it = 1.8578-10-5Па • с.

186. D Т\ —Ti 373—313 о oocini

187. JL ~ U-ti ~ 309.791094-303 ~ o.oouxuj.1. Р = = m¡Tmm = 0-097016

188. По вспомогательным параметрам R и Р находим поправочный коэффициент для одноходового по трубному пространству аппарата = 1 еде = ед<И1 + ■ Код 1) = 1 + bi • (4 - 1) = 1

189. Определим средний температурный напор:

190. Коэффициенты фронтального и диагонального загромождения:

191. Хфр = 1 £ • (¿гр) = 1 - ш ■ (°-016) = °-2

192. Хд = £ • 2 • (¿2* ¿гр). = оШ ■ [2 • (0.02214 - 0.016)] = 0.614

193. Эквивалентный диаметр узкого сечения, и скорость в узком сечении:4 = 2 • (51! с?тр) = 2 - (0.02 - 0.016) = 0.008 м1. И^с = = & = 10 м/с

194. Рейнольде для охлаждающего воздуха:

195. Яенар = 1.;4°6°1106-, = 9909.575127= 1-^-2 = 0^5-^- 2 =-1.154737

196. Коэффициент эффективности ребра: Ереб = 0.2

197. Коэффициент теплопередачи трубы:ак = 1.13-cz-cs-Re^-Pr^ = 1.13-0.92863-0.149363-9909.5751270688879-0.695750'33 = 78.699531. М ■ Л

198. Т~> У^'^нар ^ticip 1-0.014 0.014 п M2-/f

199. Лнсс.тр — 2-Аст ' 111 dK„ 2-57 ' 111 0.014 ~~ U Вт

200. R™p = = 20.558238 = 0-04 8 6 42 ^т." 1 1 17 R780Q1 Вт

201. Лш,+Л„ес.тр+Лтф ~ 0.008247+0+0.048642 ~~ J-' .о i ои»1 ь{2 Rг? Q 6106.711433 19 ПЧЯКОЧ ЛЛ2 тсоР ~~ К-вср ~ 17.578091-28.857344 — ¿¿-иооиуо м

202. Кр = 7Г • duap ■ LTр ■ птр = 3.141593 • 0.014 • 0.88 • 168 = 6.502344 м2пзап = Fnp~^°p 100 = и-5023с4502з24438093 ' 100 = -85.143896 % 17.578091-6^502344 = 0.011339с спучка 10080 руб.-Л

203. Расчёт ТВО нового исполнения Гидравлический расчёт

204. Средняя температура компримированного воздуха: Тср = = 2Z3±3i3 = з4з к

205. Плотность компримируемого воздуха до входа в компрессор ptx — 1.163556 кг/м3

206. КОМ.ВОЗ = Уве • Рь = 0.083333 • 1.163556 = 0.096963 кг/сек Площадь кольцевого сечения:5кол = Е^а . »а. = 3.141593 0.01642 . ш = 0.002112 м2

207. ДРМ = (Фх + Ф2 • пход • Фз • пход + Ф4 • (пХОд 1) + Ф5) • = (1.5 + 0.5 •4 • 1 • 4 + 2.5 . (4 1) + 1.5) • 1-724519-26-6222133 = цзо5.714757 Па

208. Суммарная потеря давления:

209. АР = ДРС + ДРМ = 3309.82355 + 11305.714757 = 14615.538307 Па В процентах:п = ^ • 100 = 146™07 • 100 = 8.597375 % Тепловой расчёт

210. Принимаем расчётное давление с учётом потерь:

211. Р2 = Р!-АР = 170000 14615.538307 = 155384.461693 Па

212. Среднее давление компримированного воздуха: Р = = 170000+155384.401093 = 162692.230847 Па-Р I А

213. Определение свойств компримированного воздуха при средней температуре и давлении:

214. Плотность воздуха ртср ~ 1.027864 кг/м3 Кинематическая вязкость воздуха ит = 1.2159 • 10~5 Теплопроводность воздуха Атср = 0.029422 ^^ Пересчитаем скорость и Рейнольде компримированного воздуха:= = 1.02786441002112 = 44-66594 м/с

215. Яевн = ^ = ^62159.у4 = 60245.202402

216. Теплоёмкость компримированного воздуха на входе в холодильник Стг = 1012.404 Ц

217. Теплоёмкость компримированного воздуха на выходе из холодильника Сто = 1005.2616 Щ-1-* КГ-хЧ.1. Общая теплота:

218. Я = Ском.воз • {Стх ■ Т\—Ст2 • Т2) = 0.096963-(1012.404-373—1005.2616-313) = 6106.711433 Вт

219. Свойства охлаждающего воздуха на входе:

220. Плотность р1х — 1.163556 кг/м3

221. Теплоёмкость Сч = 1004.0712 ^

222. Нагрев охлаждающего воздуха:

223. Кхл.ьоз = И/-охл.воз • ^ = 4 ■ = 1.539381+ Уохл.в5р1г-Сн = 303 + 1.53938161°16355631004.0712 = 306.395545 К Средняя температура охлаждающего воздуха:ср = ^ = 303+306.395545 = 304.69 7 7 73 К

224. Свойства охлаждающего воздуха при средней температуре и атмосферном давлении:

225. Плотность при 304.697773/1 и 101325Па равна ри = 1.157072кг/м3.

226. Кинематическая вязкость при 304.697773Х и 101325Па равна utcp = 1.5995 • 1(Г5<с

227. Динамическая вязкость при 304.697773Х и 101325Па равна Д/ср = 1.8508-105Па • с.

228. Дреб = А-ЧД^ = 0-0005+0.0005 = 0 0(Ю5 м1. Шаг ребра:5 = 1/преб = 1/286 = 0.003497

229. Вычисляем внешнюю площадь несущей трубы, которую не покрывают рёбра:вн.тр = 7Г ■ (¿0 • ^орсб 7Г ■ (¿0 ■ Арсб - ^рсб ■ ¿ореб = 3.141593 • 0.023 - 0.844 3.141593 • 0.023 • 0.0005 ■ 286 ■ 0.844 = 0.052264 м2

230. Вычисляем боковую площадь ребра:5реб ^ = 3-141593.(0.038^0.023^) = 0Шп9 м2

231. Коэффициент увеличения поверхности:= Ш = шШ = 7-804205

232. Коэффициенты фронтального и диагонального загромождения:

233. ХФр = 1 £ • № + = 1 - Ш * (0-023 + 2-00000705З4Т5) = 0.386715

234. Хд £■■ 2■■ -d0)-= от-■ [2■■ (0.0437-0.023)-= 0.905137

235. Эквивалентный диаметр узкого сечения, и скорость в узком сечении:7 9 ¿••(¿,1-^о)-2-/грсб-Ареб 9 0.003497-(0.041—0.023)—2-0.0075-0.0005 п nn^QQ^ аэ ~ 2-Лреб+з — * 2-0.0075+0.003497 — U.UUDJbO М

236. Wy3.ee, = = = 10.343535 м/с

237. Коэффициент зависящий от угла атаки: Сф = 1

238. Приведённый коэффициент теплопередачи:a„ap = 0.115 • ^ ■ Re°J7 = 0.115 • • 14873.479525°-ü7 = 95.872827

239. D <£^do 1 9.517236-0.023 n 0/14094

240. Ш1 ~ aBH ' dBU ~ 303.87519 ' 0.01C4 ~~ Вт

241. D V-dp i dHap 9.517236-0.023 0.02 oQ1Ar -i q-4 m2-Kнсс.тр — 2-Act ' ш dm 2-57 ' Ш 0.0164 ~ * Втр <р-(1о 1 9.517236 0.023 1-, 0.023 л 7дпо 1П-4 м2-К

242. Лнар.тр — 2.Лал ' 111 (¿«ар ~~ 2-204 ' 111 0.02 ~ и'' ^° ' Вт 1 1 А 01 П/1Ч-нар ~ анар — 95.872827 — и.и1и<±0 Вт

243. Яктс = 1-64 .1(Г4 = 1.64 • 10~4 = 1.64 • Ю-4к =йвн+Янес.хр+Лктс+^нар.тр+Дпар 0.043924+3.8105-10-4+1.64-10-4+0.7498-10-4+0.0104318.190407 ^

244. К — <Э — 6106.711433 19 о с 7/119 теор ~~ ¿■„р-Эср ~~ 16.55428-29.851736 ~~ 1

245. С Я 6106 711433 -. -. одспо '2 ^тсор ~ #.еср — 18.190407-29.851736 ~ м

246. Пзап = • Ю0 = 16-551б85М2824593 ' Ю0 = 32.06633 %тр К Бпр 18.190407-16.55428 ПП1ЙЙ01 Вт Ье ~ С,~ -ГбббО- - и.01^1 ^^

247. Расчёт 1-го контура ТВО нового исполнения Гидравлический расчёт

248. Средняя температура компримированного воздуха: Тср = = ^73±313 = 343 к

249. Плотность компримируемого воздуха до входа в компрессор р^ = 1.163556 кг/м3

250. Якол = ^ • ^ = 3.141593-0.01642 . Щ = 0.002112 М2

251. ДРс = ^ . Ы . . Пход . Х = 0.022733 ^ • 1-724519.26.622213^ . 2 ■ 1.11 =1654.911775 Па

252. ДРМ = (Ф! + Ф2 -Пход- Ф3-пход + Ф4 -(пход-1) + = (1.5 + 0.52 . 1 • 2 + 2.5 • (2 1) + 1.5) • 1 724519 2б-б222132 = 4583.397874 Па

253. Суммарная потеря давления:

254. АР = АРС + ДРМ = 1654.911775 + 4583.397874 = 6238.309649 Па В процентах:

255. П = ^ . 100 = 62у7030°090649 • 100 = 3.669594 % Тепловой расчёт

256. Принимаем расчётное давление с учётом потерь:

257. Р2 = Рг-АР = 170000 6238.309649 = 163761.690351 Па

258. Среднее давление компримированного воздуха: Рср = й±а = 170000+163761.690351 = 1бб880.845176 Па

259. Определение свойств компримированного воздуха при средней температуре и давлении:

260. Плотность воздуха ртср = 1.027864 кг/м3 Кинематическая вязкость воздуха итср = 1.1854 • 10~5 Теплопроводность воздуха Атс = 0.029422

261. Пересчитаем скорость и Рейнольде компримированного воздуха:ш = gKgM в9Э -0.09С9СЗ- 44 66594 м/с

262. УУ РГср-й'кол 1.027804-0.002112 ^-ииоуч: м/с

263. Re = и^вн = 44.66594-0.0164 = 6 1 7д5 294078 ЛСвн — „Тср 1.1854-10"

264. Теплоёмкость компримированного воздуха на входе в холодильник Од = 1012.404 ¿f

265. Теплоёмкость компримированного воздуха на выходе из холодильника Ст2 = 1005.2616 Общая теплота:

266. Q = Ском.воз • {Cti ■ Т\ — Ст2 ■ Т2) = 0.096963-(1012.404-373—1005.2616-313) = 6106.711433 Вт

267. Свойства охлаждающего воздуха на входе: Плотность ptl — 1.163556 кг/м3 Теплоёмкость Си = 1004.0712 Щч кг-К

268. Нагрев охлаждающего воздуха:

269. У -Ш ■ П'В2д"ф 4 - 3.141593 0.494972 п 7596762 = ¿1 + Vox,.BJptl-Ctl = 303 + 0.76967661°Ш55631004.0712 = 30 9.79 1 2 1 8 А Средняя температура охлаждающего воздуха:ср = = 303+3029-791218 = 306.395609 К

270. Свойства охлаждающего воздуха при средней температуре и атмосферном давлении:

271. Плотность при 306.395609А" и 101325Па равна ptcp = 1.150661кг/м3. Кинематическая вязкость при 306.395609А' и 101325Па равна щ — 1.6146 • 10~5^.

272. Динамическая вязкость при 306.395609АТ и 101325Па равна ptcp = 1.8578-10~5Па • с.

273. Р = ^ = 309З779З-зоз303 = 0-097017

274. По вспомогательным параметрам й и Р находим поправочный коэффициент для одноходового по трубному пространству аппарата едг = 1еД4п1 + ' Код ~ !) = 1 + ¥ ' (2 !) = 1

275. АТивн = 0.021 • Яе™ • еь = 0.021 ■ 61795.29407808 • 1.211205 = 173.061822 Теплоотдача со стороны компримированного воздуха к внутренней стенке трубы:вн = А^вн • ^ = 173.061822 • = 310.477131. Высота ребра:

276. Лреб = íЦz£° = 0.038-0.023 = 0 0075 м1. Толщина ребра:

277. Ареб = ^^ = °-0005+0-0005 = 0.00 05 м Шаг ребра:в = 1/Чюб = 1/286 = 0,003497

278. Вычисляем внешнюю площадь несущей трубы, которую не покрывают рёбра:

279. З'вн-тр = 7Г • • Ьорсб — 7Г • (¿0 ■ Ареб ' ™реб ' ¿ореб = 3.141593 • 0.023 • 0.844 -3.141593 • 0.023 • 0.0005 • 286 • 0.844 = 0.052264 м25реб = = 3.141593.(0.038»-0.023') = 0.000719 м2

280. Вычисляем площадь грани ребра:5Гр = 7г • (¿ореб • Ареб = 3.141593 • 0.038 • 0.0005 = 0.5969 • 10~4 м2 Вычисляем площадь всего ребра:кольца = 2 • 5реб + 5гр = 2 • 0.000719 + 0.5969 • 10~4 = 0.001498 м2 Вычисляем наружную площадь орсбрспия трубы:

281. Тр = • преб • Lope6 + SW-гр = 0.001498 • 286 • 0.844 + 0.052264 =0.413857 м2

282. Коэффициент увеличения поверхности:•Ф = М = И = 7-804205

283. Коэффициенты фронтального и диагонального загромождения: ХФр = 1 ¿ ■ Мо + = 1 - ¿I' (0-023 + 2'То™) = 0.386715

284. Хд = ¿ ■ Р • (¿2 " do)" = afe ■ Р • (0-0437 0.023) - 4То". =0.905137

285. Эквивалентный диаметр узкого сечения, и скорость в узком сечении: 2 . Д-('5,1-^о)-2-Лреб-Ареб 2 . 0-003497-(0.041—0.023)—2-0.0075 0.0005 д 005995 М э 2-/гр(;с2-0.0075+0.003497

286. Коэффициент зависящий от угла атаки: Сф = 1

287. Приведённый коэффициент теплопередачи:анар = 0.115 ■ ^ • Яе^7 = 0.115 • • 14734.3803420-67 95.706484г? 1 9.517236-0.023 п 04900

288. П'вн — ав„ ' (¿Ш1 ~ 310.47713 ' 0.0164 ~ О.О^УУ Втг? у-^о ¿иаР 9.517236-0.023 1г, 0.02 о о1Пс; 1 П~4

289. Лнес.тр — 2-Асг ' Ш ЙШ1 — 2-57 ' Ш 0.0164 — ¿.О.ШО ■ Ю Вто у-^р 1 9.517236-0.023 1п 0.023 п 7400 1 п-4 М2-/У•^нар.тр 2-Ацл ' ¿„аР 2-204 ' ш 0.02 — О./^УО • Ю Вт7? = 1 — 1 — Г) 010449 м2'кнаР «нар 95.706484 Вт

290. Лктс = 1-64 • 10~4 = 1.64 • 10~4 = 1.64 • 10~4к =18.498297 -Щ?м--К

291. К Я - 6106.711433 ос теор — 5пр.еср ~ 8.27714-28.857308 ~~о С? 0106.711433 /190007 . ,2 теоР ~ Х-9ср 18.498297-28.857308 м

292. Пзап = • 100 = 8-277184~1711439837 • 100 = -38.210022 %

293. Расчёт П-го контура ТВО нового исполнения Гидравлический расчёт

294. Средняя температура компримированного воздуха: Гср = = 373±313 = з4з к

295. Плотность комиримируемого воздуха до входа в компрессор р^ = 1.163556 кг/м3

296. ДРМ = (Фх + Ф2 ■ пход • Ф3 • пход + Ф4 • (ггход 1) + Ф5) • = (1.5 + 0.5 • 2 • 1 • 2 + 2.5 • (2 - 1) + 1.5) • 7-9125-528022762 = 998.945414 Па Суммарная потеря давления:

297. АР = АРС + ДРМ = 360.701666 + 998.945414 = 1359.64708 Па1. В процентах:п = 100 = ■ 100 = 0.174314 %1. Тепловой расчёт

298. Принимаем расчётное давление с учётом потерь:

299. Р2 = Р1-АР = 780000 1359.64708 = 778640.35292 Па

300. Среднее давление компримированного воздуха: Рср = = 780000+778640.35292 = 77 9 3 20.176 46 Па

301. Определение свойств компримированного воздуха при средней температуре и давлении:

302. Плотность воздуха ртср = 1.027864 кг/м3 Кинематическая вязкость воздуха ит = 2.5383 • 106 ^^ Теплопроводность воздуха Хтср = 0.029422

303. Пересчитаем скорость и Рейнольде компримированного воздуха:= = 1.02786Ф0ЛЮ2112 = 44.66594 м/с

304. Девв = ^ = 44^;!0%64 = 288587.40732

305. Теплоёмкость компримированного воздуха на входе в холодильник Стг = 1012.404

306. Теплоёмкость компримированного воздуха на выходе из холодильника Ст2 = 1005.2616 ^ Общая теплота:

307. Я = Ском.воз-{Стг-Тг-СтгЪ) = 0.096963-(1012.404-373-1005.2616-313) = 6106.711433 Вт

308. Свойства охлаждающего воздуха на входе: Плотность р^ = 1.163556 кг/м3 Теплоёмкость СЬх = 1004.0712 Нагрев охлаждающего воздуха:

309. V -Ш • 7Г'Д'"Ф 4 • 3.141593-0 4Э4972 г, 760676охл.воз — ^охл.воз 4 — ^ 4 — и-1и>/и|и2 = ¿1 + ^.„„г/^-С^ = 303 + 0.769676Ч°1С3556313004.0712 = 309.791218 К Средняя температура охлаждающего воздуха: ¿Ср = 1х±Ь = 303+309.791218 = 30б.395609 К

310. Свойства охлаждающего воздуха при средней температуре и атмосферном давлении:

311. Плотность при 306.395609К и 101325Па равна рЬср = 1.150661кг/м3. Кинематическая вязкость при 306.395609/^ и 101325Па равна щ — 1.6146 • 10~5^.

312. Динамическая вязкость при 306.395609^ и 101325Па равна = 1.8578-10~5Па • с.

313. Р = Ь0- = зо9~оз = 0.097017

314. По вспомогательным параметрам Я и Р находим поправочный коэффициент для одноходового по трубному пространству аппарата ед* = 1 = едч + • Код 1) = 1 + ¥ • (2 - 1) = 1

315. АТивп = 0.021 • Яе°н8 • еь = 0.021 ■ 288587.407320-8 • 1.253969 = 614.791701 Теплоотдача со стороны компримированного воздуха к внутренней стенке трубы:с*вн = ■ ^ = 614.791701 • = 1102.951307 ^1. Высота ребра:0.038-0.023 = 0 0 0 75 м1. Толщина ребра:

316. Дреб = А&М!! = 0.0005+0.0005 = 0>0005 м Шаг ребра:в = 1/преб = 1/286 0.003497

317. Вычисляем внешнюю площадь несущей трубы, которую не покрывают рёбра:вн-тр = 7Г • ёо ■ Ь0реб 7Г • (¿0 ■ Дреб ' ™реб • Ьорсб = 3.141593 • 0.023 • 0.844 3.141593 • 0.023 • 0.0005 • 286 • 0.844 = 0.052264 м2

318. Вычисляем боковую площадь ребра:5рсб = = 3.141593-(0.0382 —0.0232) = 0.00 07 1 9 М2

319. П — Ья. — 0-413857 оп 79ос ^ ~ ~ 0.043485 ~

320. Коэффициент увеличения поверхности: * = % = И = 7-804205

321. Коэффициенты фронтального и диагонального загромождения: ХФр = 1 5Г № + = 1 - ¡¡¿г ■ (0-023 + 2ТошТ5) = 0-386715

322. Хд = £ • 2 (52* - ¿о) - = оЖТ-[2-(0.0437 - 0.023) - ^тН =0.905137

323. Эквивалентный диаметр узкого сечения, и скорость в узком сечении:7 9 5-(5'1-^о)-2-уб-АреС 9 0.003497-(0.041—0.023)—2-0.0075-0.0005 п ППгпае аэ ~ * ' 2-/1реС+я ~ ^ ' 2-0.0075+0.003497 — и.ииОУУО М

324. УЗ-сеч = ^г = ^ШЕ = 10.343535 м/с Рейнольде для охлаждающего воздуха:

325. Коэффициент зависящий от угла атаки:1. С-ф == 1

326. Приведённый коэффициент теплопередачи:скдар = 0.115 ■ ^ ■ Де?ш6р7 = 0.115 • 14734.3803420-67 = 95.706484гр 1 у-^о 1 9.517236 0.023 — П Щ ?1Щ м2-А'-"-в" авн ' Лт 1102.951307 " 0.0164 Втт> у-^о ^нар 9.517236-0.023 0.02 о 01Пс; 1 п-4 м2-/\

327. Лнес.тр 2-Лст ' Ш с1ан ~ 2-57 ' Ш 0.0164 ~ ¿.О-ШО ' Вто ^-¿о тп 9.517236-0.023 .„ 0.023 п 7/ЮЙ 1 П-4 м2-к

328. Лгар.тр — 2-Аал ' ш сгнар 2-204 ' 111 0.02 ~ О. / '¿Уо ±и Вт= 1 — 1 = 0 010444а„лр ~ 95.706484 и'и1ШУ Вт

329. Яктс = 1-64 • 10"4 = 1.64 • Ю-4 = 1.64 • 10"4 ^ К =

330. Двн+Лнес.тр+Дктс+Днар.тр+Лм.ф 0.012101+3.8105-10-4 + 1.64-10-4+0.7498-10--4+0.01044943.159202- 6106.711433 огс-"■теор — 5пр.еср — 8.27714-28.857308 ~~а <? 6106.711433 л оПо1 оЛ 2 теоР — А-еср — 43Л59202-28.857308 ~ ^-^о^оч м

331. Пзал = 5пр^теор • 100 = 8-277842"741Э403184 • Ю0 = 40.762341 % ^е = ^ = 43-15Э126002^27714 = 0.02 2 3 27 ^