автореферат диссертации по энергетике, 05.14.04, диссертация на тему:Разработка конструкции и моделирование теплообмена в испарительных установках сжиженного углеводородного газа малых удаленных объектов АПК

На правах рукописи

□□ЗОБЗ140 ФРОЛОВ АЛЕКСЕЙ ЮРЬЕВ™11

РАЗРАБОТКА КОНСТРУКЦИИ И МОДЕЛИРОВАНИЕ ТЕПЛООБМЕНА В ИСПАРИТЕЛЬНЫХ УСТАНОВКАХ СЖИЖЕННОГО УГЛЕВОДОРОДНОГО ГАЗА МАЛЫХ УДАЛЕННЫХ ОБЪЕКТОВ АПК

Специальность 05 14 04 - Промышленная теплоэнергетика

диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

АВТОРЕФЕРАТ

7 4 МАЙ 2007

Саратов 2007

003063140

Работа выполнена в ГОУ ВПО «Саратовский государственный технический университет»

Научный руководитель

- доктор технических наук, профессор Усачев Александр Прокофьевич

Официальные оппоненты

- доктор технических наук, профессор Печенегов Юрий Яковлевич

— кандидат технических наук Кулев Владимир Николаевич

Ведущее предприятие

- ГОУ ВПО «Саратовский государственный аграрный университет им НИ Вавилова», г Саратов

Защита состоится «30» мая 2007 г. в 14 часов на заседании диссертационного совета Д 212 242 07 при Саратовском государственном техническом университете по адресу 410054, г. Саратов, ул. Политехническая, 77, корпус 1, ауд 414

С диссертацией можно ознакомиться в научно-технической библиотеке Саратовского государственного технического университета

Автореферат разослан «27» апреля 2007 г

Ученый секретарь диссертационного совета

Е А Ларин

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ Актуальность работы. В современной отечественной и зарубежной практике энергоснабжения малых удаленных агропромышленных предприятий, сопутствующих им населенных пунктов и объектов социальной инфраструктуры (в дальнейшем малых объектов АПК) все более широкое применение находят децентрализованные системы энергоснабжения потребителей с использованием сжиженного углеводородного газа (СУГ) на базе резервуарных установок Применение СУГ в качестве энергоносителя для технологических установок, а также для бытовых и хозяйственных нужд, в полной мере отвечает социальным, экологическим и санитарно-гигиеническим требованиям малых потребителей, способствует улучшению качества выпускаемой продукции и снижению ее себестоимости Высокая степень диверсификации и автономности систем энергоснабжения на базе сжиженного газа, в сочетании с высоким потребительским эффектом, делают его наиболее предпочтительным энсрю-носителем для малых объектов АПК и сопутствующих им поселков, удаленных от опорных пунктов энергоснабжения При использовании сжиженного углеводородного газа в качестве первичного энергоносителя в системах резервуарного газоснабжения он, как правило, подвергается регазификации

Регазификация СУГ в проточных трубных испарителях (ПТИ) осуществляется в условиях изменения гидродинамических режимов течения парожидкостных пропан-бутановых смесей (ПБС) СУГ (расслоенный, кольцевой, туманообразный), характеризующихся резкой амплитудой изменения интенсивности теплообмена и пульсаций давления в испарительных устройствах

Отсутствие достоверных методов расчета проточных трубных испарителей пропан-бутановых смесей СУГ побуждает к проведению работ по моделированию процессов их теплообмена и разработке конструкций испарительных установок в условиях ограничения пульсаций давления

Представленная работа выполнена в Саратовском государственном техническом университете в соответствии с - планами грантов Министерства образования России за 1999-2000 гг раздел С-098, направление 06, проектная разработка методов экономии природного газа при создании децентрализованных источников и систем энергоснабжения малых промышленных предприятий и населенных пунктов, - планами ОАО «Росгазификация» за 2003-2004 гг

Результаты научной студенческой работы, выполненной по теме диссертационных исследований в период 1999-2003 гг, отмечены - дипломом Министерства образования России по итогам открытого конкурса 2003 года на лучшую студенческую работу по естественным, техническим и гуманитарным наукам в вузах РФ, - дипломом СПбГПУ по итогам открытого конкурса 2003 года за лучшую научную работу студентов по естественным, техническим и гуманитарным наукам в вузах РФ

Цель работы - разработка конструкции и моделирование процессов теплообмена в испарительных установках пропан-бутановых смесей сжиженного углеводородного газа малых удаленных объектов АПК

Задачи исследований. Поставленная цель реализуется путем решения ряда взаимосвязанных задач, среди которых к числу наиболее приоритетных относятся следующие

1 Выявление уравнений по определению температурных границ существования основных способов проточной регазификации с кипением пропан-бутановых смесей СУГ в трубе и большом объеме, на базе которых обосновано применение проточных трубных испарителей для малых удаленных объектов АПК

2 Выявление зависимостей по расчету коэффициентов теплоотдачи при регазификации пропан-бутановых смесей СУГ в испарительном трубном устройстве, учитывающих режим течения, паросодержание и химический состав парожидкостной пропан-бутановой смеси Выявление границ перехода расслоенного в кольцевой и кольцевого в туманообразный режимы течения

3 Разработка математической модели процесса регазификации пропан-бутановых смесей СУГ в испарительном трубном устройстве, учитывающей режим течения, паросодержание и химический состав парожидкостной пропан-бутановой смеси

4 Создание новых технических решений и конструкций по обеспечению максимально возможной интенсивности теплообмена в условиях ограничения пульсаций при проточной регазификации пропан-бутановых смесей СУГ для малых удаленных объектов АПК

5 Выявление зависимостей по определению геометрических и эксплуатационных параметров двухступенчатого испарительного устройства, выполненного из труб разных диаметров, возрастающих с увеличением степени сухости парожидкостной смеси СУГ

6 Проверка достоверности предложенных теоретических зависимостей и математической модели в условиях натурных экспериментов

Методы исследования и достоверность результатов: математическое моделирование процессов теплообмена между теплоносителем и сжиженным углеводородным газом в установках регазификации, численные методы решения дифференциальных уравнений теплового расчета проточного трубного испарителя СУГ

При проведении экспериментальных исследований среднее расхождение результатов с теоретическими составляет 18,6 %, с доверительной вероятностью 0,95

Научная новизна работы и основные положения, выносимые на защиту:

1 Уравнения по определению температурных границ существования основных способов проточной регазификации с кипением пропан-бутановых смесей СУГ в трубе и большом объеме, на базе которых обосновано применение проточных трубных испарителей для малых удаленных объектов АПК

2 Зависимости по расчету коэффициентов теплоотдачи при регазификации пропан-бутановых смесей СУГ в испарительном трубном устройстве, учитывающие режим течения, паросодержание и химический состав парожидкостной пропан-бутановой смеси Выявление границ перехода расслоенного в кольцевой и кольцевого в туманообразный режимы течения

3 Математическая модель процесса регазификации пропан-бутановых смесей СУГ в испарительном трубном устройстве, учитывающая режим течения, паросодержание и химический состав парожидкостной пропан-бутановой смеси

4 Новые технические решения и конструкции по обеспечению максимально возможной интенсивности теплообмена в условиях ограничения пульсаций при проточной регазификации пропан-бутановых смесей СУГ

в системах энергоснабжения малых объектов АПК, защищенные патентом № Яи 55087 Ш На базе патента разработаны и внедрены регазификаюры с двухступенчатым испарительным устройством, обеспечивающие по сравнению с существующими аналогами увеличение коэффициента геплоспдачи от внутренней поверхности испарительного устройства СУГ на 33,7%, при максимально допустимых пульсациях давления 500 даПа

5 Зависимости по определению геометрических и эксплуатационных параметров двухступенчатого испарительного устройства, выполненного из труб разных диаметров, возрастающих с увеличением степени сухости парожидкостной смеси СУГ

Практическая ценность. Разработанные теоретические и практические положения обеспечивают научно обоснованное развитие установок проточной регазификации пропан-бутановых смесей СУГ систем энергоснабжения малых удаленных объектов АПК, путем реализации и внедрения алгоритма и программы расчета по определению геометрических и эксплуатационных параметров проточных испарителей СУГ, комплексно учитывающих режим течения, паросодержание и содержание пропана в парожидкостной смеси пропана и бутана, новых технических и конструктивных решений и разработок по обеспечению максимально возможной интенсивности теплообмена в условиях ограничения пульсаций при проточной регазификации пропан-бутановых смесей СУГ, рекомендаций по газоснабжению малых удаленных объектов АПК от групповых резервуарных установок, оборудованных проточными испарителями с двухступенчатым испарительным устройством

Апробация работы. Основные результаты работы докладывались и обсуждались на ежегодных научно-технических конференциях СГТУ (Саратов, 2003-2006 гг), Российской научно-технической конференции «Перспективы использования сжиженных углеводородных газов» (Саратов, 2003 г), Первой Всероссийской конференции молодых специалистов «Актуальные научно-технические проблемы совершенствования систем газораспределения и газопотребления» (Саратов, 2005 г)

Публикации. По материалам диссертации опубликовано 11 печатных работ, в том числе 2 патента

Структура работы. Диссертация состоит из введения, пяти глав, основных выводов, списка используемой литературы из 169 наименований, приложений

ОСНОВНОЕ СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ Во введении обоснована актуальность диссертационной тематики, сформулированы цель и задачи работы, методы их решения, научная новизна, практическая значимость и положения, выносимые на защиту

В первой главе приводится обоснование выбора направлений исследований процессов интенсивной проточной регазификации пропан-бутановых смесей СУГ для малых удаленных объектов АПК

Конструкции систем регазификации СУГ характеризуются широким многообразием и различаются по способу подвода тепловой энергии и в зависимости от схемы испарения Проведенный анализ показал, что для систем энерго- газоснабжения малых объектов АПК с энергопотреблением

до 3600 МВт/год целесообразно применять установки проточной регазификации СУГ, преимущественно с искусственным подводом тепловой энергии

Анализ современного состояния, энергетической эффективности и удельной паропроизводительности систем проточного испарения пропан-бутановых смесей СУГ позволил выявить направления научных исследований как решения следующих актуальных задач

1 Определение температурных границ существования методов регазификации с кипением пропан-бутановых смесей СУГ в трубах и в большом объеме

2 Обоснование метода регазификации с кипением СУГ в трубах

3 Выявление зависимостей по определению коэффициентов теплоотдачи при кипении пропан-бутановых смесей в трубах, учитывающих режим течения, паросодержание и химический состав СУГ, выявление границ перехода расслоенного в кольцевой и кольцевого в туманообразный режимы течения

4 Разработка математической модели процесса регазификации пропан-бутановых смесей СУГ в испарительном трубном устройстве, учитывающей режим течения, паросодержание и химический состав парожидкостной пропан-бутановой смеси

5 Разработка новых технических решений и конструкций по обеспечению максимально возможной интенсивности теплообмена в условиях ограничения пульсаций при проточной регазификации пропан-бутановых смесей СУГ

6 Разработка зависимостей по определению геометрических и эксплуатационных параметров двухступенчатого испарительного устройства, выполненного из труб разных диаметров, возрастающих с увеличением степени сухости парожидкостной смеси СУГ

7 Проверка достоверности предложенных теоретических зависимостей и математической модели в условиях натурных экспериментов

Выбор варианта метода искусственной проточной регазификации для систем резервуарного газоснабжения сжиженного углеводородного газа кипение СУГ в трубе, кипение СУГ в большом объеме, учитывая многообразие факторов, влияющих на паропроизводительность, требует проведения детальных системных исследований

Во второй главе приводятся результаты исследований по 1) разработке зависимостей по определению температурных границ существования методов проточной регазификации с кипением пропан-бутановых смесей СУГ в трубах и большом объеме, 2) обоснованию метода искусственной проточной регазификации с кипением СУГ в трубах, 3) выявлению границ перехода расслоенного в кольцевой и кольцевого в туманообразный режимы течения, 4) разработке зависимостей по определению коэффициента теплоотдачи при кипении пропан-бутановых смесей в трубах, учитывающих режим течения, паросодержание и химический состав СУГ

Современные системы искусственной проточной регазификации выполняются в зависимости от схемы движения с кипением СУГ в большом объеме и с кипением в трубах Температурные условия при кипении смеси пропан-бутан в значительной мере определяются особенностями вариантов метода проточного испарения и требуют их детального анализа

Для определения температурных границ методов испарения в большом объеме и трубе рекомендуются аналитические зависимости (1)-(5), приведенные в составе алгоритма (рис 1)

Г

I Выявление температурных границ кипения основных способов проточной регазификации пропан-бутановых смесей СУГ, характеризующихся начальной и конечной температурами

Зависимости для определения температурных границ кипения СУГ в большом объеме (б/о)

(1)

1гб находится из уравнения

вй . _ Вп

р _Ю сб+,гб

1 ги 1 "

10

^"Лр "^г б

142 =

(2)

Г1 4-1 /*■

¡0 ^-пр+'гб С6+1гб

Зависимости для определения температурных границ кипения СУГ в трубе (тр) от до 1,7р,

^^■Ктр'Стр). (3)

1"тр находится из уравнения

Л___§б

VI

Рем -10

сБ+С

тр

(4)

10

Г Г

^Т1рТ1ГТр б г Ф

1гтр находится из уравнения

-10

Сб+1?т

10

С +1К

¥2 =

(5)

10

^прр-

Рис 1. Зависимости по определению температурных границ существования способов проточной регазификции пропан-бутановых смесей СУГ

Сравнительный анализ методов испарения показывает, что наиболее низкие температуры кипения наблюдаются для случая проточной регазификации в трубах

1гтр = уаг(^,1^)тр<1г6 (6)

Это, в свою очередь, обусловливает максимальный температурный напор в системе «теплоноситель - СУГ», то есть

Ц.-уаг(1гн,1гк)тр = тах (7)

Таким образом, можно сделать следующий вывод метод проточной регазификации при течении пропан-бутановых смесей в трубах по сравнению с проточным кипением в большом объеме отличается более низкими

расчетными температурами кипения в интервале температур 1гтр =

вместо ^б^сог^, то есть < 1:г6 и, как следствие, максимальным

температурным напором (^гХр^тах в системе «теплоноситель - СУГ»

К числу важнейших параметров, характеризующих процесс регазификации при кипении пропан-бутановых смесей СУГ в трубных испарителях, относится коэффициент теплоотдачи

В результате литературного анализа установлено существование зависимости интенсивности теплообмена при кипении смесей в трубах от режимов течения и их химического состава В процессе регазификации в трубных проточных испарителях по мере увеличения паросодержания кипящей жидкой фазы СУГ, состоящей из пропан-бутановой смеси, различают следующие режимы течения расслоенное, кольцевое течение жидкости с паровым ядром в центре и течение в виде тумана При этом, коэффициент теплоотдачи, а, следовательно, и поверхность проточного трубного испарителя нелинейно зависит от режима течения, состава и степени сухости парожидкостной смеси ,2

10

2 о

Й О

6 4 2

Ю' 6 4

- Кольцевой

I Расслоенный 1 1 II1 И!

@ - экспериментачьные данные, полученные при кипении фреона Ш2 в круглой трубе, А - экспериментальные данные, полученные при кипении пропан-бутановой смеси в трубном-змеевиковом испарительном устройстве

10'

2

Рис 2. Диаграмма по определению границы перехода расслоенного в кольцевой режим течения парожидкостных смесей

2 Ь 6 Ю

(1-х) х-е/х

Граничное значение степени сухости парожидкостной пропан-бутановой смеси, при котором наблюдается переход расслоенного режима течения в кольцевой (ХраСф), определялось по методу О Бейкера, с использованием экспериментальных данных, полученные при течении насыщенного фреона 12 в круглой обогреваемой горизонтальной трубе, а также результаты экспериментальных исследований, полученных в процессе выполнения данной диссертационной работы (рис 2)

На основании результатов экспериментальных исследований выявлено, что переход кольцевого режима течения в туманообразный для проточных трубных испарителей пропан-бутановых смесей СУГ, характеризующихся температурами теплоносителя не выше 60-70 °С, в диапазонах изменения плотности теплового потока в размере я=13000-23000 Вт/м2 и диапазоне изменения расходов 60-90 кг/ч, наступает при степени сухости Хкол гр=0,98

Установлено, что при расслоенном режиме течения коэффициент теплоотдачи при кипении пропан-бутановой смеси в трубных испарительных установках змеевикового типа определяется с учетом влияния изменения степени сухости X и мольного содержания пропана у в смеси СУГ

«рас =6,4 (х^-х^))41'15 ч0-7 (1 + 1,77 с!/К)/[(з,3-0,0115(1нас-100)) Храс] (8) Храс =(1 + 1,8 (гб/гпр)06 -Урасср)Г (9)

При кольцевом режиме течения влияние теплового потока на коэффициент теплоотдачи (акол) проявляется в меньшей степени, чем в условиях расслоенного течения и его величина для трубных змеевиковых устройств ПБС изменяется в основном с изменением суммарного расхода смеси

схксл=(А./авн) 0,55 Ке0'8 Рг0'4 (Хкол/(1~Хк0Л))а'5 (Ч/(г И))°'2 (1 + 1,77 с1/Я)/Хкй, (10)

(06 ^ 1 + 1,8 (гб/гпр) (^кполср-<олср)) (П)

При течении парожидкостной смеси в виде тумана коэффициент теплоо Iдачи агуМ при определенном паросодержании стремительно падает до величины, характерной для однофазного течения сухого насыщенного пара На этом участке значение ач„ не зависит от изменения паросодержания и химического состава и его величина определяется как для однофазного течения сухого насыщенного пара о^ =(>-Чн) 0,023 Яе0,8 Рг0-4 (1 + 1,77 ё/Я) (12)

Проведенная количественная оценка влияния температурных условий и коэффициента теплоотдачи при кипении СУГ, на теплообменную поверхность испарения для проточных методов регазификации в большом объеме и в трубах, показывает, что применение метода проточной регазификации в трубе обеспечивает экономию поверхности испарения более чем на 45%, и увеличение коэффициента теплоотдачи на 55% от теплообменной стенки к кипящему СУГ за счет турбулизации парожидкостного потока при его движении внутри труб

Третья глава посвящена разработке математической модели процесса регазификации пропан-бутановых смесей СУГ в испарительном трубном устройстве, учитывающей режим течения, паросодержание и химический состав в парожидкостной пропан-бутановой смеси

Особую актуальность на современном этапе развития систем резервуарного газоснабжения приобретают вопросы проточной регазификации в трубных испарителях смесей СУГ с повышенным (до 50%) содержанием бутановых фракций и наличие достоверных методов их расчета, учитывающих режим течения, паросодержание и химический состав в парожидкостной пропан-бутановой смеси

Задача теплообмена при проточной регазификации ПБС в трубах змеевиковых испарительных устройств формулируется следующим образом

В процессе полной регазификации степень сухости X парожидкостной смеси изменяется от Храс— Храс н до 1,0 Изменение степени сухости приводит к увеличению скорости парожидкостной смеси и обусловливает переход одного режима течения в другой, протекающих в следующей последовательности (рис 3) расслоенный, кольцевой, туманообразный При этом для каждого из указанных режимов течения степень сухости изменяется в следующих диапазонах расслоенный режим Храс гр>Храс>Храс „, кольцевой режим Хкол гр>Хкол>Хкол „, где хк0л н ~Храс гр, туманообразный режим Х^« гр>Х.гуЧ>Хтуи „, где Хтум „ =ХК0, гр

Сжиженный углеводородный газ, состоящий из пропан-бутановых смесей, с мольным содержанием пропана в жидкой фазе смеси поступающей в ПТИ, полностью испаряется в интервале температур от I:,-,, до 1гк При этом для каждого из указанных режимов течения температура кипения смеси изменяется в следующих диапазонах расслоенный режим 1гкрас>1гргс>1:гнрас, кольцевой режим 1ГКК0Л>1ГК0„>1ГНК0П, где 1Г „ кол^г к рас, туманообразный режим 1гкту^гтум>1гнтум, где гг „ гу„=1г к кол Тепловой поток расходуется как на испарение смеси, так и на ее нагрев в интервале температур ее полного выкипания от 1г и до ^ к

ípcoziít

Рис. 3. Расчетная схема к математической модели теплообменник процессов, протекающих при регаэификации СУГ из пропан-бутановой смеси в ГГГИ

Изменение режимов течения и содержания пропана в жидкой цЛ и паровой у" фазах парож ид костной смеси из пропана и бутана приводит к изменению величин коэффициента теплопередачи к(а) и коэффициента теплоотдачи аг от внутренней поверхности испарительной трубы к СУГ, причем

Ог^сог^. при этом для каждого та указанных режимов течения содержание пропана в жидкой у! паровой \уП фазах, коэффициент теплоемкости с и скрытая теплота парообразования г изменяются в следующих диапазонах: расслоенный режим н

(рис. 4); Сржф^и^с,^; ^.^«Зг^.,,; кольцевой режим где чЛ-опи =

Ч' расгр.) с^л.ф^Скол^Срасгр; г,;0Л,гр^Гко?£Ерас.гр! туманообразный режим

V Гун 171*''' тум^Ч^ тум.н» где уV н—'!'" кол.гр> Стум.гр^Стум^Срум Гтуч гр^Цтум^Етула

При разрабо тке математической модели приняты следующие допущения:

1 Сжиженный углеводородный газ представляет собой двухкомпонентную смесь, состоящую из пропана и н-бу гана

2 Течение кипящего в трубе сжиженного углеводородного газа происходит при последовательной смене следующих режимов 1) расслоенный, 2) кольцевой, 3) туманообразный

3 Коэффициенты теплоемкости с и скрытая теплота парообразования г не изменяются в пределах каждого режима течения СУГ

4 Отсутствует парообразование в подводящем к испарителю трубопроводе жидкой фазы

5 В испарительную трубу поступает насыщенная, догретая до кипения, жидкая фаза

Содержание пропана, мол %

2(1 М НИ

^КЖГТ! li!-ír,:;i lfp;ic un —Ví Ty.trp

Математическая модель теплообмена при проточной регазификации ПБС в ГТГИ включает в себя уравнения (13}-(25), расчетные схемы (рис 3, 4), балансовые уравнения (26)-(30), систему неравенств, описывающих диапазоны изменения переменных параметров (31)-(36), ограничения определяющих величин и параметров

Х=1

Суммарная поверхность ]Г Fx проточного испарителя, как целевая функция х=хя

математической модели, в процессе полной регазификации с кипением пропан-бутановых смесей в трубах определяется на основе уравнения теплового баланса ПТИ, как поверхности отдельных участков при расслоенном FX pac, кольцевом FX koji и туманообразном Fx ^ режимах течения, по формуле

X=i Х=1

Z Fx= Z (Рхрас+Рхкол+Рхтум) (13)

х=хи х=хн

Поверхности отдельных участков FXpac, FXk0JI, FXjTyM в формуле (13)

проточного испарителя с кипением парожидкостной смеси пропан-бугана в трубах определяются следующим образом

о.

Р ^ (а )

Р _ Г X кол ГХ кол

^кол (*^кол )

к =

Хлум 1( 1 "ГУМ ч^ти* /

12

ах

V к рас г

) г

т н рас

йХ

V к кол г

»

г н кол

ах

'г к тум г

}

г к рас , Л + Срасср !

I 1Т 1Г

1г н рас

г к кол

■А + с..... Г -^-Л

"кол ср

\

г к туч ,

Г

тум ср J + _ (■

1 ■ I т г

г н тум г н тум

1 + с.

(15)

(16)

Количество газа, испаряемого соответственно при расслоенном, кольцевом и туманообразном режимах течения Оглрго ОГ>Х К0Л, Ог>хлум определяются в зависимости от граничных значений степени сухости X и суммарного расхода испаряемого газа Х-1 х=! х=1

X! Огхрас=(Храс гр-Храсн) ^ , (17) Й,-х хол'КХкол гр-Храс ф) ^ ОгХ,(18)

Х=ХН Х=Х„ Х=Х„

Х=1 Х=1

Ог,х тум=(ХТум гр-Хкол гр) ^ > (19) ^ ^рас+йг х К01+Сг ч тум (20)

Х=Х„ ' Х="Х„

Коэффициенты теплопередачи в (14)-(16), как функции от коэффициентов теплоотдачи, характерных соответственно для расслоенного, кольцевого и туманообразного режимов течения, определяются по формулам

^расф^расср)- Л Л 1 * ^расф ^Храсср' ^расф ^ „ , (21)

вн ивн Н * £

«т <*н 2 ^СГ ^ ССр^ср

к (п \ =_*_ „ =п V ..■^КОЛН+^КОЛф

'тгалср^колср/ ^ .л ^ 1 > кол ср ^Хколср' ■'Чолср « >

Д" н__»и н__^__¿■

М ф

О, 2 Х„ аЕН ако,ф 1

^тум ср(^тумср) ^ -1 ^ 1 > ^тумф ^Хтумф' ^тум

-н--вч +

(23)

ат Ан 2 К Йвн %мФ

Коэффициенты теплоемкости и скрытая теплота парообразования в (14)-(16) определяются как

Срасср"~С ХрассрЧ' рас Храс ср (1 рас ср)» ^кол ср~С РХкол ср V кот Хкол ср (1 ко-тср)>

Стумср-С ХтумсрЧ' тумор"*"0 Хтумср(1"Ч' тумср)> (24)

Грасср^ Храсср V расср"'"1' Храс ср' (1 "V расср)> Гколср=Г РХкотср V кол ср~*~г Хкол ср О'Ч' колер), Гтум ср^ ХтумсрЧ' тум Хтум ср (1" V тум ср)? (25)

В качестве балансовых уравнений предлагаемой модели используются

1 Уравнение баланса тепловой энергии, необходимой для нагрева и испарения

Х=1

всей парожидкостной пропан-бутановой смеси общего расхода

х=х„

и тепловой энергии, необходимой для нагрева и испарения СУГ на участках с расслоенным, кольцевым и туманообразным режимами течения, то есть

С=Сргс+С>кол+С>туМ (26)

или в развернутом виде

Х=1 Х=1

5] ^г,х Ггср+Сср (,:гк_ггн)] = (^рг1сф--^расн) X ^г.Х I Грасср+сросф (1г крас _1гн рас)]4" Х=Х„ Х=Х„

Х=1

"'"(•^кол ф ~ -^-рас гр) ^г,Х ^гкол ср '"кол ср (^г к кол — ^г н кол

Х=ХЯ

Х=| -.

+ (1>0 — Хкол ^ ®г,Х I гтум ср стум ср у^г к тум ^г н тум у] (27)

Х=Х„

2 Уравнение баланса тепловой энергии, необходимой для нагрева и испарения парожидкостной пропан-бутановой смеси на каждом отдельном участке с одним режимом течения и тепловой энергией, переданной от теплоносителя к кипящей смеси СУГ через стенку испарительного змеевика на том же участке расслоенный режим течения

Х=1

(•^рао.гр—-^рхн) /*"! О-.Х I1ра;ф+срхср (*гк.рсс ~^гнра=)1 = '<:рхф(ар0сср) ^Храс (Ч-*гфрас)> (28)

кольцевой режим течения

Х=1

). (29)

туманообразный режим течения

Х=1

(ЪО^каир) [Ео<Мф+%мхр (1гкпум~1гн.1>г1)1=:Цумф(а1умф) ^Хда (Ц-_1:гсртуи)

Система неравенств, ограничивающих диапазоны изменения переменных параметров в формулах (8)-(30) записывается следующим образом

^г к рас^т рас^г н рао ^г к кол ^т коч„^г к рас, 1гктуч ^.ртучг^г кол> (31)

^ Храс гр^-^рас^^-рас н? ^кол гр ^-^кол^Храс Гр, ХГуМ ф^ХТ)М>Хкол гр» (32) У рас ф

расн»^ колгр^Ч* кал^Ч* рас гр» V тум ф

КОЛ ф5

(33)

Срас ф^£рас^5рас н> С кол ф> ^тум ф^ггумН^тум гр> (34)

Град; ф^Грас^Грас н» Гкол ф^Гкол^Грас ф> *тум ф^Гтум^Гтум ф» (35)

^ рас ф(^рас ф)^ ^ рас(^рас)^ ^ рас н(^рас н)? к КОЛ ф(^КОЛ ф) ^ к кол (а кол)^ рас ф(&рас ф)> ^ ТуМ (аТ)М)-сопз1 (36) По известным значениям длин участков Ррас, РКОл, Ртум при необходимости может быть определена среднеинтегральная величина коэффициента теплопередачи проточного трубного испарителя

Х-1

^ср ИНГ (аср ИНГ ) ~~ Р10 'СР1Сф((ХРЖСр) + ^'х КОЛ ^К0лср(ак0лср) + Рхтум ^тум т (атум еп )] ! У, ^Х (37)

В предлагаемой математической модели выявлен ряд ограничений к основным параметрам теплообмена

1 Ограничение, связанное с наличием в смеси СУГ непредельных углеводородов Максимальная температура внутренней поверхности стенки испарительного трубопровода 1тахст не должна превышать температуру полимеризации непредельных углеводородов смеси СУГ, т е и,« ст^пол, <™л=70 °С

Реализацию указанного ограничения в инженерной практике регазификации СУГ предлагается осуществлять путем установки температурного датчика внутри теплоносителя в непосредственной близости от наружной поверхности стенки пароперегревательного участка, настроенного на отключения подачи тепловой энергии при достижении его температуры до 70 °С, согласно положительному решению о выдаче патента по заявке № 2007100981 с приоритетом от 09 01 2007 г

2 Ограничение, связанное с химическим составом СУГ Наличие смесей углеводородов, как это следует из главы 2, приводит к существенному снижению интенсивности теплообмена от внутренней поверхности испарительной трубы к кипящему СУГ Расчеты, проведенные по формулам (9) и (11), показывают, что с увеличением разности концентраций пропана в паровой у" и жидкой ц/ж фазах увеличивается параметр %, что, в свою очередь, приводит к уменьшению коэффициента теплоотдачи аг от внутренней поверхности испарительной трубы к кипящей пропан-бутановой смеси

3 Ограничение удельных тепловых нагрузок при регазификации пропан-бутановых смесей СУГ Величина максимальной удельной тепловой нагрузки при использовании в качестве теплоносителя горячей воды и твердотельного теплоносителя из алюминиевой заливки со средними температурами 1геп<70 °С не вызывает возникновения кризиса кипения, который становится весьма вероятным при температурах теплоносителя ^>100 °С при величине удельной тепловой нагрузки ц>40000 Вт/ м2

4 Ограничения интенсивности теплообмена, связанные с режимами течения парожидкостной смеси особенно с резким снижением а от значений, свойственных для кипящей жидкости, до величин, характерных для перегретой паровой фазы, рассмотрены выше в главах 2 и 3

5 Ограничения интенсивности теплообмена, связанные с пульсациями давления Увеличешге скорости парожидкостной смеси выше определенной величины приводит к возникновению колебаний (пульсаций) давления в испарителе ±ДР, которые при превышении максимально допустимой величины, в размере ±500 даПа, приводят к срабатыванию предохранительно-запорного клапана Ограничение величины пульсаций давления ±ДР и, как следствие, скорости парожидкостной смеси приводит к ограничению интенсивности теплообмена

Анализ формул (8)-(23) и (37) показывает, что на интенсивность теплообмена существенное влияние оказывает диаметр испарительного трубопровода Уменьшение диаметра при 0=сопб1 приводит к наступлению кольцевого режима течения при меньших значениях величины паросодержания, и, как следствие, к увеличению среднеинтегральных коэффициентов теплоотдачи аср инт и теплопередачи кср инт

Так, уменьшение диаметра при расходе С=100 кг/ч с 21 до 15 мм приводит к наступлению кольцевого режима, отмечающегося максимальной интенсивностью

теплообмена по сравнению с расслоенным и туманообразным режимами течения, при паросодержании Хкол Нач=30 % вместо 70 %

В то же время уменьшение диаметра при С^сог^ приводит к возникновению колебаний давления (пульсаций), которые, как уже отмечалось, при достижении величин сверх максимально допустимых, приводят к неустойчивым гидродинамическим режимам, вибрациям корпуса, снижению качества регулирования выходного давления, срабатываниям предохранительно-запорного клапана

Пульсации давления в парогенерирующих и испарительной установках приводят, в ряде случаев, к ослаблению и разгерметизации резьбовых, цапковых, фланцевых и сварных соединений и требуют виброустойчивого исполнения

С целью обеспечения максимально возможной интенсивности теплообмена при ограничении величины пульсаций давления, в размере ±500 да Па, разработано испарительное устройство (рис 5), состоящее из двух участков разного диаметра с переходом участка меньшего диаметра в участок большего диаметра в месте, уд&тенном от места входа испарительного трубопровода меньшего диаметра на длину, при которой осредненная величина колебаний давления в испарительном трубопроводе и трубопроводе паровой фазы становится равной величине максимально допустимых колебаний давления, не приводящей к срабатыванию предохранительно-запорного клапана. Предложенное испарительное устройство защищено патентом № ГШ 55087Ш

т 1 ±АР, в

пео 1— /-

Л/Г

Рис. 5 Схема двухступенчатого испарительного устройства СУГ

1 - испарительный трубопровод, 2 - участок меньшего диаметра (сЗм) трубопровода 1, 3 - место перехода участка 2 в участок 4 на трубопроводе 1,4- участок большего диаметра (с!б) трубопровода 1,5- предохранительно-запорный клапан

Для определения длины от начала трубного испарительного устройства СУГ до места перехода участка меньшего диаметра (ём) в участок большего диаметра (с1б) рекомендуется формула

с!Х ^

_ ^ (Храсгр ~Храс н )

"ер ^ к (а )

О (Хпер(АРмдЬХК0ТН)

Л ^ ^кол пер(акол пер)

г к рас ,

I Л.

сИ + с,

| .А

г н рас

рас ср

г пер кол

ах ¿1

и , г пер кол ,.

Г л, г лг

-— Л + с -—

1 -г КОЛпер . J 1-1

-Л

КОЛ пер

■Л

(38)

где Хпер(ДР„д) - степень сухости, соответствующая максимально допустимому значению пульсации давления, ккол ПеР (акол пер) - коэффициент

теплопередачи, как функция от коэффициента теплоотдачи, характерного среднему значению степени сухости Хколгюрср на участке с кольцевым режимом течения до места перехода участка меньшего диаметра (<1м) в участок большего диаметра (с1б), Вт/(м2К), гк01пср, скол пср - соответственно, скрытая теплота парообразования и коэффициент теплоемкости СУГ, характерные среднему значению степени сухости Хкол пер сР на участке с кольцевым режимом течения до места перехода участка меньшего диаметра (с1м) в участок большего диаметра (с15), кДж/кг и кДж/(кг К) Причем, Хкол пер ср=(Хпер(ДРм я )+Храс гр)/2

Установлено, что выполнение условия ХП(,„(ДРМ„ )1

пер\ м д /|дрм л =500 даПа

обеспечивает максимально возможные величины среднеинтегральных коэффициентов теплопередачи и теплоотдачи

В четвертой главе представлены результаты экспериментальных исследований достоверности предложенных расчетных зависимостей и математической модели (8)-(37)

Рис 6. Схема экспериментальной установки

Экспериментальная установка (рис 6) включает следующие элементы 1 - резервуар, 2 -испаритель, 3 - испарительный змеевик, 4 - ТЭН, 5 - промежуточный теплоноситель, 6 - теплоизоляция, 7 - вентиль жидкой фазы, 8 - электромагнитный клапан, 9 - вентиль паровой фазы, 10 - датчик-преобразователь давления, 11 - регулятор давления, со встроенным предохранительно-запорным клапаном, 12 - и-образный манометр, 13 - термометр, 14 - газовый счетчик, 15 - сбросная свеча, 16 - технологический многоканальный измеритель, 17 - нуль-модемный кабель, 18 — измерительная штанга, 19 - термопреобразователь для определения температуры наружной поверхности стенки испарительного трубопровода, 20 - термопреобразователь для определения температуры парожидкостной

пропан-бутановой смеси СУГ, 21 - системный блок, 22 — монитор, 23 -ТЭН, 24 - электроконтактный манометр

Результаты экспериментов по определению среднеинтегральных значений коэффициента теплоотдачи «г""^ икг в зависимости от содержания пропана в смсси СУГ приведены на графике (рис 7) Здесь же для сравнения в виде сплошных линий приведены теоретические значения атесрСрИнт Среднее расхождение теоретических и экспериментальных данных составляют 18,6 %, с доверительной вероятностью 0,95

Хорошее совпадение теоретических и экспериментальных данных позволяет рекомендовать применение математической модели (8)-(37) в инженерной практике

Х=1

Экспериментальные значения поверхности ^

х=х„

рЭКСП

Х,рас'

рэксп рЭКСП

определялись в зависимости от распределения температур пропан-бутановой смеси по длине испарительного змеевикового трубопровода

1,6x10'

Экспериментальные данные, характерные для тепловых нагрузок

1 <$> - ч2=12990 Вт/м2

2 О - я3 =22840 Вт/м2

Рис. 7. Значение среднеинтегрального коэффициента теплоотдачи проточного 0 20 40 60 80 юо трубного испарителя СУГ, в зависимости Содержание пропана в жидкой фазе от состава пропан-бутановой смеси в поставляемом СУГ, ЧР* , мол %

В пятой главе приводятся результаты технико-экономического обоснования применения регазификатора сжиженного углеводородного газа с двухступенчатым испарительным устройством

В качестве критерия технико-экономического обоснования принят чистый дисконтированный доход, который при одинаковой величине достигаемых результатов и эксплуатационных затрат для 1-го сравниваемого варианта, сооружаемого

в течение одного года, преобразуется в минимум капитальных вложений

р_р

к,= Хк.рСЬ1,а1) = 1шп, Р=ТХ (39)

Р=1

где Рк - количество элементов (составляющих) капзатрат, Ь„ сЗ, -соответственно расчетная длина и диаметр трубного испарительного устройства 1-го варианта испарителя СУГ, м

С целью выполнения условий сопоставимости величины паро-производительности, расхода тепловой энергии на регазификацию, давления, температуры СУГ и теплоносителя для сравниваемых вариантов приняты

одинаковыми Величины Ь„ с1, в формуле (39) являются управляющими параметрами для каждого элемента капвложений К,р

Проведенное технико-экономическое сравнение показывает, что предлагаемая конструкция испарителей СУГ с двухступенчатым испарительным змеевиком, состоящим из участка меньшего диаметра (с!м) и участка большего диаметра (с!б), обеспечивает экономический эффект более 30%, по сравнению с существующим регазификатором с одноступенчатым испарительным змеевиком, выполненным из трубы большего диаметра (с!б)

ОСНОВНЫЕ ВЫВОДЫ

1 Разработана обобщенная постановка задач моделирования процессов теплообмена искусственной регазификации сжиженного углеводородного газа в проточных трубных испарителях

2 Определены расчетные температурные условия кипения способов проточной регазификации пропан-бутановых смесей СУГ, на базе которых обосновано применение проточных трубных испарителей для малых удаленных объектов АПК

3 Выявлены зависимости по расчету коэффициентов теплоотдачи при регазификации пропан-бутановых смесей СУГ в испарительном трубопроводе, учитывающие режим течения, паросодержание и содержание пропана в парожидкостной пропан-бутановой смеси Выявлены границы перехода расслоенного в кольцевой и кольцевого в туманообразный режимы течения

4 Разработана математическая модель теплообмена при проточной регазификации пропан-бутановых смесей СУГ, включающая постановку задачи, расчетные схемы, целевую функцию, балансовые уравнения, систему неравенств, устанавливающих диапазон изменения независимых переменных, принятых допущений, ограничений основных параметров процесса теплообмена, и учитывающая режим течения, степень сухости и содержание пропана в парожидкостной пропан-бутановой смеси

5 Разработаны алгоритм и программа расчета конструктивных оптимальных параметров проточных испарителей СУГ, комплексно учитывающие режимы течения, паросодержание и содержание пропана в парожидкостной смеси пропана и бутана

6 Предложены новые технические решения и зависимости по обеспечению максимально возможной интенсивности теплообмена в условиях ограничения пульсаций давления при проточной регазификации пропан-бутановых смесей СУГ в трубном испарительном устройстве Технические решения защищены патентами № 1Ш 55087 Ш от 27 07 2006 г и № 1Ш 59773 Ш от 27 12 2006 г

7 Предложены расчетные зависимости по определению геометрических и эксплуатационных параметров двухступенчатого испарительного устройства, выполненного из труб разных диаметров, возрастающих с увеличением степени сухости парожидкостной смеси СУГ

8 Произведен и испытан опытно-промышленный образец проточного регазификатора СУГ с твердотельным промежуточным теплоносителем, оснащенный двухступенчатым испарительным устройством

9 Внедрены в практику проектных и эксплуатационных организаций России рекомендации по газоснабжению потребителей от групповых резервуарных установок, оборудованных проточными испарителями с двухступенчатым испарительным устройством

ОСНОВНЫЕ ПОЛОЖЕНИЯ ДИССЕРТАЦИИ ОПУБЛИКОВАНЫ В РАБОТАХ:

¡.Фролов АЮ Разработка физико-математической модели процесса регазификации пропан-бутановых смесей СУГ в испарительном трубном устройстве/А П Усачев, АЮ Фролов, А В Рулев//Вестник Саратовского государственного технического университета 2007 №1(21) Вып 1 С 120-125

2 Патент на полезную модель № RU 55087 U1 Испарительное устройство сжиженного углеводородного газа/А П Усачев, АЮ Фролов, А В Рулев, А А Феоктистов, Т А Усачева Опубликовано 27 07 2006 г Бюл №21-4 с

3 Патент на полезную модель № RU 59773 U1 Испарительное устройство сжиженного углеводородного газа/А П Усачев, АЮ Фролов, А В Рулев, А А Феоктистов, Т А Усачева Опубликовано 27 12 2006 г Бюл №36 - 4с

4 Фролов А Ю Выявление гидродинамических и температурных границ существования основных способов проточной регазификации пропан-бутановых смесей СУГ/ А П Усачев, А Ю Фролов, А В Рулев и др //Научно-технические проблемы совершенствования и развития систем газоэнергоснабжения сб науч трудов Саратов СГТУ, 2007 С 84-89

5 Фролов А Ю Разработка и применение алгоритма расчета длины трубных испарителей сжиженного углеводородного газа с учетом гидродинамических режимов его течения/АП Усачев, АЮ Фролов, ЛИ Высоцкий// Научно-технические проблемы совершенствования и развития систем газоэнергоснабжения сб науч трудов Саратов СГТУ, 2005 С 148-160

6 Фролов А Ю. Анализ негативных воздействий компонентов сжиженного углеводородного газа на систему регазификации и подготовки/А П Усачев, АЮ. Фролов, А.В Рулев, А А Феоктистов// Научно-технические проблемы совершенствования и развития систем газоэнергоснабжения- сб науч трудов Саратов СГТУ, 2005 С 174-187

7 Фролов АЮ Зависимости по определению геометрических и эксплуатационных параметров двухступенчатых испарительных устройств СУГ/А П Усачев, А Ю Фролов, А В Рулев, Т А Усачева//Научно-технические проблемы совершенствования и развития систем газоэнергоснабжения сб науч трудов Саратов СГТУ, 2007 С 118-124

8 Фролов АЮ Новые технические решения и конструкции по обеспечению максимально возможной интенсивности теплообмена в условиях ограничения пульсаций при проточной регазификации пропан-бутановых смесей СУГ/А П Усачев, АЮ Фролов, А В Рулев, ТА Усачева//Научно-технические проблемы совершенствования и развития систем газоэнергоснабжения сб науч трудов Саратов СГТУ, 2007 С 113-118

9 Фролов АЮ Технико-экономическое обоснование применения электрического испарителя сжиженного углеводородного газа с твердотельным промежуточным теплоносителем/А П Усачев, А Ю Фролов, А В Рулев, Т А Усачева//Научно-технические проблемы совершенствования и развития систем газоэнергоснабжения сб науч трудов Саратов СГТУ, 2006 С 150-161

10. Фролов А Ю Выбор метода регазификации сжиженных углеводородных газов в системах централизованного газоснабжения/А П Усачев, А Л Шурайц, А Ю Фролов//Научно-технические проблемы совершенствования и развития систем газоэнергосбережения сб науч трудов Саратов СГТУ, 2004 С 110-120

11 Фролов А Ю Разработка модели теплового расчета проточных трубных испарителей сжиженного углеводородного паза из пропан-бутановых смесей/АП Усачев, А Л. Шурайц, А Ю Фролов//Научно-технические проблемы совершенствования и развития систем газоонергоснабжения сб науч трудов. Саратов СГТУ, 2004 С 121-135

ПРИНЯТЫЕ УСЛОВНЫЕ ОБОЗНАЧЕНИЯ

(3 - теплопроизводительность испарителя, Вт, q - удельный тепловой поток, Вт/м2, & — ускорение свободного падения, м/с2, удельная паропроизводительность, кг/(ч м2), Б - поверхность, м2,1 — температура, °С, а - коэффициент теплоотдачи, Вт/(м2 К), 5 - толщина, м, X - коэффициент теплопроводности, Вт/(м К), числовой комплекс, в -расход, кг/ч, г — скрытая теплота парообразования, кДж/кг, с - весовая теплоемкость, кДж/(кг К), N11, Яе, Рг- критерии подобия Нуссельта, Рейнольдса, Прандтля, ю - скорость, м/с, <1 - диаметр, м, И — массовая скорость, кг/(с м2), X — степень сухости, 0 - числовой комплекс, р — плотность, кг/м3, ст — коэффициент поверхностного натяжения, Н/м; ц - коэффициент динамической вязкости, Н с/м", V - коэффициент кинематической вязкости, м2/с, Р - давление, Па, - мольное содержание, мол %, Е; — весовое содержание, вес %,% — параметр, учитывающий влияние содержание пропана в парожидкостной смеси СУГ, £1* - поправочный коэффициент для змеевика из труб, Я - радиус, м, Ь — длина, м, А, В, С -средневзвешенные коэффициенты, М - молекулярная масса, ммоль/л, Ь - глубина, м, Б - площадь проходного сечения, м2

БУКВЕННЫЕ ИНДЕКСЫ

б - бутан, большеобъемный, больший, в - вода, возд - воздух, г - газ, гр — грунт, граничный, ж — жидкость, исп - испаритель, к - конечный, кол - кольцевой, м - меньший, нас - насыщенный, нач - начальный, отн - относительный; п - пар, пр — примененный, пропан, рас - расслоенный, см - смесь, ср - средний; ср инт - среднеинтегральный, ст - стенка, сущ - существующий, т — теплоноситель, тр - трубный, тум — туманообразный

ФРОЛОВ АЛЕКСЕЙ ЮРЬЕВИЧ

РАЗРАБОТКА КОНСТРУКЦИИ И МОДЕЛИРОВАНИЕ ТЕПЛООБМЕНА В ИСПАРИТЕЛЬНЫХ УСТАНОВКАХ СЖИЖЕННОГО УГЛЕВОДОРОДНОГО ГАЗА МАЛЫХ УДАЛЕННЫХ ОБЪЕКТОВ АПК

АВТОРЕФЕРАТ

Корректор О А Панина

Подписано в печать 25 04 07 Формат 60x84 1/16

Бум оберт Усл-печ л 1,0 Уч-изд л 1,0

Тираж 100 экз Заказ 157 Бесплатно

Саратовский государственный технический университет 410054 г Саратов, ул Политехническая, 77

Отпечатано в РИЦ СГТУ, 410054 г Саратов, ул Политехническая, 77

ВВЕДЕНИЕ.

Глава 1. ВЫБОР НАПРАВЛЕНИЙ ИССЛЕДОВАНИЙ ПО ОБОСНОВАНИЮ УСТАНОВОК ИСКУССТВЕННОЙ ПРОТОЧНОЙ РЕГАЗИФИКАЦИИ ДЛЯ СИСТЕМ СНАБЖЕНИЯ СЖИЖЕННЫМ

УГЛЕВОДОРОДНЫМ ГАЗОМ МАЛЫХ ОБЪЕКТОВ АПК.

1.1 Характеристика энергоснабжения и структура энергопотребления малых объектов АПК.

1.2 Анализ современного состояния систем регазификации сжиженного углеводородного газа малых объектов АПК.

1.3 Выбор направлений исследований по обоснованию установок регазификации для резервуарных систем снабжения сжиженного углеводородного газа малых объектов АПК.

Выводы по главе 1.

Глава 2. ОБОСНОВАНИЕ МЕТОДА ИСКУССТВЕННОЙ ПРОТОЧНОЙ РЕГАЗИФИКАЦИИ СУГ В СИСТЕМАХ ЭНЕРГОСНАБЖЕНИЯ

МАЛЫХ УДАЛЕННЫХ ОБЪЕКТОВ АПК.

2.1 Анализ влияния методов проточной регазификации на температуру кипения СУГ и поверхность регазификатора.

2.2 Выявление интенсивности теплообмена в проточных трубных испарителях в зависимости от режимов течения и состава парожидкостных смесей СУГ.

2.3 Количественное сравнение вариантов проточной регазификации СУГ в системах энергоснабжения малых удаленных объектов АПК.

Выводы по главе 2.

Глава 3. РАЗРАБОТКА МАТЕМАТИЧЕСКОЙ МОДЕЛИ ТЕПЛООБМЕНА В ИСПАРИТЕЛЬНЫХ УСТАНОВКАХ ПРОПАН

БУТАНОВЫХ СМЕСЕЙ СУГ.

3.1 Анализ существующих методик теплового расчета проточных регазификаторов СУГ.

3.2 Разработка математической моделей теплообмена в испарительных установках пропан-бутановых смесей СУГ.

3.3 Разработка алгоритма теплового расчета проточных трубных испарителей пропан-бутановых смесей СУГ.

3.4 Оценка результатов теплового расчета по существующей и предлагаемой методикам.

3.5 Разработка конструкции и основных параметров двухступенчатого испарительного устройства СУГ.

Выводы по главе 3.

Глава 4. ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ ТЕПЛООБМЕНА В ИСПАРИТЕЛЬНЫХ УСТРОЙСТВАХ ПРОПАН-БУТАНОВЫХ СМЕСЕЙ СУГ.

4.1 Задачи и методика экспериментальных исследований.

4.2 Определение экспериментального значения коэффициента теплоотдачи проточного испарителя сжиженного углеводородного газа.

4.3 Методика определения экспериментального значения длины испарительного участка СУГ.

4.4 Оценка ошибок эксперимента. Обработка и анализ полученных результатов.

Глава 5. ТЕХНИКО-ЭКОНОМИЧЕСКОЕ ОБОСНОВАНИЕ ПРИМЕНЕНИЯ ЭЛЕКТРИЧЕСКОГО ПРОТОЧНОГО

РЕГАЗИФИКАТОРА СЖИЖЕННОГО УГЛЕВОДОРОДНОГО ГАЗА

С ДВУХСТУПЕНЧАТЫМ ИСПАРИТЕЛЬНЫМ УСТРОЙСТВОМ.

Выводы по главе 5.

Актуальность работы. Значительные территории и относительно невысокая плотность населения сельских районов России, особенно в Сибири, на Дальнем Востоке и севере европейской части, обусловливают свойственную рыночным отношениям тенденцию к развитию малых удаленных агропромышленных предприятий, сопутствующих им населенных пунктов и объектов социальной инфраструктуры (в дальнейшем малых объектов АПК). В общем балансе малых объектов АПК значительное развитие получают животноводческие и зерноводческие фермерские хозяйства, а также мини-цеха модульного типа по переработке сельскохозяйственной продукции.

Возрастающие объемы строительства малых объектов агропромышленного комплекса и сопутствующих им населенных пунктов требуют разработки и внедрения новых, прогрессивных систем топливо- энергоснабжения.

В современной и отечественной зарубежной практике энергоснабжения малых удаленных потребителей все более широкое применение находят децентрализованные системы энергоснабжения потребителей с использованием сжиженного углеводородного газа (СУГ) на базе резервуарных установок. Применение СУГ в качестве энергоносителя для технологических установок, а также для бытовых и хозяйственных нужд, в полной мере отвечает социальным, экологическим и санитарно-гигиеническим требованиям малых потребителей, способствует улучшению качества выпускаемой продукции и снижению ее себестоимости. Высокая степень диверсификации и автономности систем энергоснабжения на базе сжиженного газа, в сочетании с высоким потребительским эффектом, делают его наиболее предпочтительным энергоносителем для малых объектов АПК и сопутствующих им поселков, удаленных от опорных пунктов энергоснабжения.

При использовании сжиженного углеводородного газа в качестве первичного энергоносителя в системах резервуарного газоснабжения он, как правило, подвергается регазификации.

Широкое использование СУГ в качестве моторного топлива, для нужд химической промышленности, а также повышенный спрос пропана на мировом рынке топливно-энергетических ресурсов обусловливают тенденцию к использованию пропан-бутановых смесей с повышенным содержанием бутана в резервуарных установках искусственной проточной регазификации с кипением СУГ в трубах.

Регазификация СУГ в проточных трубных испарителях осуществляется в условиях изменения гидродинамических режимов течения парожидкостных пропан-бутановых смесей СУГ: расслоенного кольцевого, туманообразного, характеризующихся резкой амплитудой изменения интенсивности теплообмена и пульсации давления в испарительных устройствах.

Наличие негативного эффекта снижения коэффициента теплоотдачи при кипении смесей с равным содержанием пропановых и бутановых фракций, накладывающегося на изменение интенсивности теплообмена за счет смены гидродинамических режимов течения и пульсаций давления приводит к занижению теплообменной испарительной поверхности в существующих методиках расчета, и, как следствие, к неполной регазификации жидкой фазы СУГ в испарительных установках.

Отсутствие достоверных методов расчета проточных трубных испарителей пропан-бутановых смесей СУГ побуждает к проведению работ по моделированию процессов их теплообмена и разработке конструкций испарительных установок в условиях ограничения пульсаций давления.

Представленная работа выполнена в Саратовском государственном техническом университете по планам грантов Министерства образования России за 1999-2000 г. раздел С-098, направление 06, проектная разработка методов экономии природного газа при создании децентрализованных источников и систем энергоснабжения малых промышленных предприятий и населенных пунктов.

Результаты научной студенческой работы, выполненной по теме диссертационных исследований в период 1999-2003 гг., отмечены:

- дипломом Министерства Образования по итогам открытого конкурса 2003 года на лучшую студенческую работу по естественным, техническим и гуманитарным наукам в вузах Российской Федерации;

- дипломом СПбГПУ по итогам открытого конкурса 2003 года за лучшую научную работу студентов по естественным, техническим и гуманитарным наукам в вузах Российской Федерации.

Цель работы - разработка конструкции и моделирование процессов теплообмена в испарительных установках пропан-бутановых смесей сжиженного углеводородного газа малых удаленных объектов АПК.

Задачи исследований. Поставленная цель реализуется путем решения ряда взаимосвязанных задач, среди которых к числу наиболее приоритетных относятся следующие:

1. Выявление уравнений по определению температурных границ существования основных способов проточной регазификации с кипением пропан-бутановых смесей СУГ в трубе и большом объеме, на базе которых обосновано применение проточных трубных испарителей для малых удаленных объектов АПК.

2. Разработка зависимостей по расчету коэффициентов теплоотдачи при регазификации пропан-бутановых смесей СУГ в испарительном трубном устройстве, учитывающих режим течения, паросодержание и химический состав парожидкостной пропан-бутановой смеси. Выявление границ перехода расслоенного в кольцевой и кольцевого в туманообразный режимов течения.

3. Разработка математической модели процесса регазификации пропан-бутановых смесей СУГ в испарительном трубном устройстве, учитывающей режим течения, паросодержание и химический состав парожидкостной пропан-бутановой смеси.

4. Создание новых технических решений и конструкций по обеспечению максимально возможной интенсивности теплообмена в условиях ограничения пульсаций при проточной регазификации пропан-бутановых смесей СУГ для малых удаленных объектов АПК.

5. Выявление зависимостей по определению геометрических и эксплуатационных параметров двухступенчатого испарительного устройства, выполненного из труб разных диаметров, возрастающих с увеличением степени сухости парожидкостной смеси СУГ.

6. Проверка достоверности предложенных теоретических зависимостей и математической модели в условиях натурных экспериментов.

Методы исследования и достоверность результатов: математическое моделирование процессов теплообмена между теплоносителем и сжиженным углеводородным газом в установках регазификации; численные методы решения дифференциальных уравнений теплового расчета проточного трубного испарителя СУГ.

При проведении экспериментальных исследований среднее расхождение результатов с теоретическими составляет 18,6%, с доверительной вероятностью 0,95.

Научная новизна работы и основные положения, выносимые на защиту:

1. Уравнения по определению температурных границ существования основных способов проточной регазификации с кипением пропан-бутановых смесей СУГ в трубе и большом объеме, на базе которых обосновано применение проточных трубных испарителей для малых удаленных объектов АПК.

2. Зависимости по расчету коэффициентов теплоотдачи при регазификации пропан-бутановых смесей СУГ в испарительном трубном устройстве, учитывающие режим течения, паросодержание и химический состав парожидкостной пропан-бутановой смеси. Выявление границ перехода расслоенного в кольцевой и кольцевого в туманообразный режимов течения.

3. Математическая модель процесса регазификации пропан-бутановых смесей СУГ в испарительном трубном устройстве, учитывающая режим течения, паросодержание и химический состав парожидкостной пропан-бутановой смеси.

4. Новые технические решения и конструкции по обеспечению максимально возможной интенсивности теплообмена в условиях ограничения пульсаций при проточной регазификации пропан-бутановых смесей СУГ в системах энергоснабжения малых объектов АПК, защищенные патентом № RU 55087 U1. На базе патента разработаны и внедрены регазификаторы с двухступенчатым испарительным устройством, обеспечивающие, по сравнению с существующими аналогами, увеличение коэффициента теплоотдачи от внутренней поверхности испарительного устройства СУГ на 33,7%, при максимально допустимых пульсациях давления 500 даПа.

5. Зависимости по определению геометрических и эксплуатационных параметров двухступенчатого испарительного устройства, выполненного из труб разных диаметров, возрастающих с увеличением степени сухости парожидкостной смеси СУГ.

Практическая ценность. Разработанные теоретические и практические положения обеспечивают научно обоснованное развитие установок проточной регазификации пропан-бутановых смесей СУГ систем энергоснабжения малых удаленных объектов АПК, путем реализации и внедрения: алгоритма и программы расчета по определению геометрических и эксплуатационных параметров проточных испарителей СУГ, комплексно учитывающих режим течения, паросодержание и содержание пропана в парожидкостной смеси пропана и бутана; новых технических и конструктивных решений и разработок по обеспечению максимально возможной интенсивности теплообмена в условиях ограничения пульсаций при проточной регазификации пропан-бутановых смесей СУГ; рекомендаций по газоснабжению малых удаленных объектов АПК от групповых резервуарных установок, оборудованных проточными испарителями с двухступенчатым испарительным устройством.

Апробация работы. Основные результаты работы докладывались и обсуждались на: ежегодных научно-технических конференциях СГТУ (Саратов, 2003-2006 гг.); Российской научно-технической конференции «Перспективы использования сжиженных углеводородных газов» (Саратов, 2003 г.); Первой Всероссийской конференции молодых специалистов «Актуальные научно-технические проблемы совершенствования систем газораспределения и газопотребления» (Саратов, 2005 г.).

Публикации. По материалам диссертации опубликовано 11 печатных работ, в том числе 2 патента.

Структура работы. Диссертация состоит из введения, пяти глав, основных выводов, списка используемой литературы из 169 наименований, приложений.

ОСНОВНЫЕ ВЫВОДЫ

1. Разработана обобщенная постановка задач моделирования процессов теплообмена искусственной регазификации сжиженного углеводородного газа в проточных трубных испарителях.

2. Определены расчетные температурные условия кипения способов проточной регазификации пропан-бутановых смесей СУГ, на базе которых обосновано применение проточных трубных испарителей для малых удаленных объектов АПК.

3. Выявлены зависимости по расчету коэффициентов теплоотдачи при регазификации пропан-бутановых смесей СУГ в испарительном трубопроводе, учитывающие режим течения, паросодержание и содержание пропана в парожидкостной пропан-бутановой смеси. Выявлены границы перехода расслоенного в кольцевой и кольцевого в туманообразный режимы течения.

4. Разработана математическая модель теплообмена при проточной регазификации пропан-бутановых смесей СУГ, включающая постановку задачи, расчетные схемы, целевую функцию, балансовые уравнения, систему неравенств, устанавливающих диапазон изменения независимых переменных, принятых допущений, ограничений основных параметров процесса теплообмена, и учитывающая режим течения, степень сухости и содержание пропана в парожидкостной пропан-бутановой смеси.

5. Разработаны алгоритм и программа расчета конструктивных параметров проточных испарителей СУГ, комплексно учитывающие режимы течения, паросодержание и содержание пропана в парожидкостной смеси пропана и бутана.

6. Предложены новые технические решения и зависимости по обеспечению максимально возможной интенсивности теплообмена в условиях ограничения пульсаций давления при проточной регазификации пропан-бутановых смесей СУГ в трубном испарительном устройстве. Технические решения защищены патентами № RU 55087 U1 от 27.07.2006 г. и № RU 59773 U1 от 27.12.2006 г.

7. Предложены расчетные зависимости по определению геометрических и эксплуатационных параметров двухступенчатого испарительного устройства, выполненного из труб разных диаметров, возрастающих с увеличением степени сухости парожидкостной смеси СУГ.

8. Произведен и испытан опытно-промышленный образец проточного регазификатора СУГ с твердотельным промежуточным теплоносителем, оснащенный двухступенчатым испарительным устройством.

9. Внедрены в практику проектных и эксплуатационных организаций России рекомендации по газоснабжению потребителей от групповых резервуарных установок, оборудованных проточными испарителями с двухступенчатым испарительным устройством.

1. Адинсков Б.П., Кирносов Ю.Ф., Никитин Н.И. Огневой испаритель сжиженного газа прямого обогрева // Использование газа в народном хозяйстве: Сб. статей - Саратов: Изд-во Сарат. ун-та, 1976. - Вып. 12.- С. 230-244.

2. Берлин М.А., Гореченков В.Г., Волков Н.П. Переработка нефтяных и природных газов. М,: Химия, 1981. - 472 с.

3. Берхман Е.И. Экономика систем газоснабжения. JL: Недра, 1976. 375с.

4. Блинов В.В., Двойрис А.Д., Мидлер JI.C. Теплообмен при кипении пропана в трубах при вынужденной конвекции // Газовая промышленность, 1970. -№Ю. С.41-44.

5. Боглаев Ю.П. Вычислительная математика и программирование. М.: Высшая школа, 1990. - 544с.

6. Богословский В.Н. Строительная теплофизика (теплофизические основы отопления, вентиляции и кондиционирования воздуха): Учебник для вузов.- 2-е изд., пераб. и доп. М.: Высш. школа, 1982. - 415с.

7. Богуславский Л.Д. Экономика теплогазоснабжения и вентиляции.- М.: Стройиздат, 1988. 320с.

8. Бошнякович Ф. Техническая термодинамика. Часть 2. М.: Госэнергоиздат, 1956.-255с.

9. Варгафтик Н.Б. Справочник по теплофизическим свойствам газов и жидкостей. М.: Физматгиз, 1963. - 708 с.

10. Вильяме А.Ф., Ломм В.Л Сжиженные нефтяные газы. Изд. 2-е перераб. -М.: Недра, 1985.-339с.

11. Вычислительная техника и программирование / А.В. Петров, В.Е. Алексеев, А.С. Ваулин и др. Под ред. А.В. Петрова -М.: Высшая школа, 1990. -479с.

12. ГОСТ 20448-90. Газы углеводородные сжиженные топливные для коммунально-бытового потребления. Технические условия. М.: Изд-во стандартов, 1991. -1 Ос.

13. ГОСТ 27578-87* Газы углеводородные сжиженные для автомобильного транспорта. Технические условия. М.: Изд-во стандартов, 2000. - Юс.

14. Гребер Г. и др. Основы учения о теплообмене. М.: Изд-во иностранной литературы, 1958. - 561с.

15. Данилова Г.Н., Богданов С.Н., Иванов О.П., Медникова Н.М. Теплообменные аппараты холодильных установок. JL: Машиностроение. -236с.

16. Единая система газоснабжения. Проблемы перехода к рынку/Под ред. Боксермана Ю.И., Смирнова В.А. -М.: ИЭН. РАН, Энергоцентр. 1993. -224с.

17. Ионин А.А. Газоснабжение. М.: Стройиздат, 1989. - 438с.

18. Исаченко В.А. и др. Теплопередача. -М.: Энергия, 1981.

19. Использование сжиженного природного газа. / Материалы первой международной конференции по сжиженному природному газу. М.: ВНИИЭГазпром, 1970. - Вып. 7. - 72с.

20. Канакин Н.С., Коган Ю.М. Технико-экономические вопросы электрификации сельского хозяйства. М.: Энергоатомиздат, 1986. - 192с.

21. Карапетьянц М.Х. Химическая термодинамика.- М.: Химия, 1975. 583с.

22. Карпюк И.А. Теплообмен при испарении сжиженного газа с повышенным содержанием бутана // Использование газа в народном хозяйстве: Реф. сб. -М.: ВНИИЭГазпром, 1980. -№3. С.13-22.

23. Кассандрова О.Н., Лебедев В.В. Обработка результатов наблюдений. М.: «Наука», главная редакция физ.-мат. литературы, 1970. - 104с.

24. Клименко А.П. Сжиженные углеводородные газы. М.: Гостоптехиздат, 1962.-429с.

25. Клименко А.П. Сжиженные углеводородные газы. М.: Недра, 1974. - 367с.

26. Клименко А.П., Козицкий В.И. Расчет коэффициента теплоотдачи при кипении смесей легких углеводородов. // Химическая промышленность Украины, 1967. №1. - С Л 8-23.

27. Колльер Д. Обзор работ по теплообмену к двухфазным системам. // Издательство иностранной литературы. М., 1962, 77 с.

28. Кравченко В.А., Костанчук Д.М. Теплообмен при кипении смесей. Киев: Наук, думка, 1990. - 124 с.

29. Курицын Б.Н. Оптимизация систем теплогазоснабжения и вентиляции.- Саратов: Изд-во Сарат. ун-та, 1992. 160с.

30. Курицын Б.Н. Системы снабжения сжиженным газом. Саратов: Изд-во Сарат. ун-та, 1988.- 196с.

31. Курицын Б.Н., Богданов В.П., Усачев А.П. Тепловой расчет проточных испарителей // Жилищное и коммунальное хозяйство, 1978. №1 .-С.36-37.

32. Курицын Б.Н., Усачев А.П. Коэффициент теплопередачи грунтового испарителя сжиженного газа при постоянном отборе паров // Распределение и сжигание газа: Межвуз. научн. сб. Саратов, 1977.- С.73-76.

33. Курицын Б.Н., Усачев А.П. Теплообмен в парогенераторах сжиженного углеводородного газа с промежуточным теплоносителем // Труды Сарат. научн. центра жил.-комм. ак. РФ: Саратов: Изд-во Надежда, 1997. -Вып. 1.-С. 53-62.

34. Курицын Б.Н., Усачев А.П., Богданов В.П. Грунтовый испаритель сжиженного газа // Жилищное и коммунальное хозяйство, 1975.-№12. -С.30-31.

35. Курицын Б.Н., Усачев А.П., Богданов В.П. Паропроизводителыюсть грунтового испарителя сжиженного газа // Использование газа в народном хозяйстве: Сб. статей ин-та Гипрониигаз. Саратов: Изд-во Сарат. ун-та, 1976. - Вып. 12.- С. 180-185.

36. Курицын Б.Н., Усачев А.П., Богданов В.П. Резервуарные установки сжиженного газа с комбинированным отбором жидкой и паровой фаз. // Жилищное и коммунальное хозяйство, 1976. №9,- С. 21-22.

37. Курицын Б.Н., Усачев А.П., Богданов В.П. Теплотехническое сравнение грунтовых регазификаторов сжиженного газа // Использование газа в народном хозяйстве: Сб. статей ин-та Гипрониигаз. Саратов: Изд-во Сарат. ун-та, 1977. - Вып. 13. -С.88-94.

38. Курицын Б.Н., Усачев А.П., Семенов В.Г. Испаритель сжиженных углеводородных газов с промежуточным теплоносителем для установок промышленного газоснабжения // Распределение и сжигание газа: Межвуз. научн. сб. Саратов, 1981. - С.50-57.

39. Курицын Б.Н., Усачев А.П., Шамин О.Б. Экономические предпосылки к выбору источника энергоснабжения зданий. // V международный съезд АВОК. М.: Изд-во ГП Информрекламиздат, 1996. - С. 105-110.

40. Кутателадзе С.С. Основы теории теплообмена. -М.: Атомиздат, 1979.- 415с.

41. Кутателадзе С.С., Боришанский В.М. Справочник по теплопередаче. Л.: Госэнергоиздат, 1959.-414с.

42. Кутепов А. М., Стерман JL С., Стюшин Н. Г. Гидродинамика и теплообмен при парообразовании. Учеб. пособ. для вузов. Высшая школа,!977. 352 с.

43. Логинов B.C. Сооружения и объекты снабжения сжиженным газом. М.: Стройиздат, 1979.-157с.

44. Ложкин А.Н., Голевинский Ю.В. Исследование теплопотерь подземных трубопроводов методом электротепловых аналогий. Тепловые сети: Работы научно-исследовательских институтов и промышленных организаций ОНТИ.-М.-Л., 1936.- С. 58-76.

45. Маршалл В. Основные опасности химических производств: Пер. с англ. -М.: Мир, 1989. 672 с.

46. Машины и оборудование для цехов и предприятий малой мощности по переработке сельскохозяйственного сырья: Каталог Информагротех. -М., 1992. -584с.

47. Михеев М.А., Михеева И.М. Основы теплопередачи. М.:«Энергия», 1977.- 344с.

48. Нащекин В.В. Техническая термодинамика и теплопередача. М.: ВШ, 1981.

49. Никитин Н.И. Рубинштейн С.В., Морозова Н.Н. Технико-экономическая оценка испарительных установок сжиженного газа // Газовая промышленность, 1981.- №4. -С. 62-65.

50. Никитин Н.И. Снабжение сжиженным газом объектов жилищно-коммунального и сельского хозяйства. М.: Стройиздат, 1976. -105с.

51. Никитин Н.И., Рубинштейн С.В., Топорова Н.А. Выбор оптимальных схем снабжения сжиженным газом с искусственным испарением // Использование газа в народном хозяйстве: Сб. стат ин-та Гипрониигаз.- Саратов: Изд-во Сарат. ун-та, 1977.- Вып.13. -С.53-61.

52. Новая энергетическая политика России. М.: Энергоатомиздат, 1995.- 512с.

53. Общесоюзный каталог типовых решений предприятий, зданий и сооружений для строительства объектов агропромышленного комплекса. В 5-ти томах. Киев: Изд-во ЦИТП, 1987. -2134с.

54. Основные направления развития газификации сельской местности России на период до 2005 года. М.: АО Росгазификация.- Саратов: ОАО Гипрониигаз, 1994. -79с.

55. Павлович Н.В. Справочник по теплофизическим свойствам природных газов и их компонентов. M.-JL: Госэнергоиздат, 1962. -118с.

56. Павлюк Ф.А. Некоторые вопросы оптимизации систем газоснабжения на базе сжиженного газа. Дис. кан. техн. наук. М., 1972- 210с.

57. Павлюк Ф.А., Коптелова И.Н., Хорькова Н.К. Выбор зон рационального применения природного и сжиженного газа при проектировании систем газоснабжения // Использование газа в народном хозяйстве: Сб. статей. -Саратов: Изд-во Сарат. ун-та, 1974. -С. 3-6.

58. Патент на полезную модель № RU 55087 U1. Испарительное устройство сжиженного углеводородного газа/Усачев А.П., Фролов А.Ю., Рулев А.В., Феоктистов А.А., Усачева Т. А. Опубликовано 27.07.2006г. Бюл №21.- 4с.

59. Патент на полезную модель № RU 59773 U1. Испарительное устройство сжиженного углеводородного газа/Усачев А.П., Фролов А.Ю., Рулев А.В., Феоктистов А.А., Усачева Т. А. Опубликовано 27.12.2006 г. Бюл №36.- 4с.

60. Переустройство сельских населенных пунктов. Справочник / B.C. Рязанов, JI.A. Кранц, Ю.В. Колосов и др. М.: Стройиздат, 1985. -246с.

61. Попырин JI.C. Математическое моделирование и оптимизация теплоэнергетических установок. М.: Энергия, 1978. -416 с.

62. Преображенский Н.И. Сжиженные газы. JI.: Недра, 1975. -227с.

63. Радчик И.И., Вигдорчик Д.Я., Испарение сжиженных углеводородных газов. М.: ВНИИЭгазпроом, 1975. - 44 с.

64. Рачевский B.C., Рачевский С.М., Радчик Н.И. Транспорт и хранение углеводородных сжиженных газов. М.: Недра, 1974. -250с.

65. Рубинштейн С. В., Иванов В. А. Система газоснабжения с отбором жидкой фазы из резервуара. // «Газовая промышленность», № 1, 1971, с. 26-28.

66. Рубинштейн С.В., Щуркин Е.П. Газовые сети и оборудование для сжиженных газов. -JI.: Недра, 1991. 252с.

67. Рябцев Н.И., Кряжев Б.Г. Сжиженные углеводородные газы. М.: Недра. -1977.-280 с.

68. Свод правил по проектированию и строительству (СП 42-101-2003). Общие положения по проектированию и строительству газораспределительных систем из металлических и полиэтиленовых труб. -М.: Стройиздат, 2003. -214с.

69. Свод правил по проектированию и строительству (СП 42-102-2004). Проектирование и строительство газопроводов из металлических труб. -М: Стройиздат, 2004. -149с.

70. Симонов В.Ф., Усачев А.П. Разработка алгоритма определения эксергетического КПД децентрализованных сберегающих систем энергоснабжения малых объектов АПК. // Промышленная теплотехника: Межвуз. научн. сб.- Саратов, 1998.

71. Стаскевич H.JL, Вигдорчик Д.Я. Справочник по сжиженным углеводородным газам. JL: Недра, 1986. -543с.

72. Стаскевич H.JL, Майзельс П.Б., Вигдорчик Д.Я. Справочник по сжиженным углеводородным газам. JL: Недра, 1964. -516с.

73. Стаскевич H.JL, Северинец Г.Н., Вигдорчик Д.Я. Справочник по газоснабжению и использованию газам. JL: Недра, 1990. - 762с.

74. Строительные нормы и правила (СНиП 2,01.01-82). Строительная климатология и геофизика М.: Стройиздат, 1983. -136с.

75. Строительные нормы и правила РФ (СНиП 42-01-2002) Газораспределительные системы.- М.: Стройиздат, 2002.- 48с.

76. Схема газоснабжения РСФСР на период до 2000 года. Саратов: Гипрониигаз, 1984.-187с.

77. Теплопередача в двухфазном потоке/под ред. Д. Баттерворса и Г. Хьюитта: пер. с англ. М.: Энергия, 1980. 328 с.

78. Теплоэнергетика и теплотехника. Общие вопросы / Под ред. В.А. Григорьева и В.М. Зорина. Книга 1. М.: Энергоатомиздат, 1987. -456с.

79. Тиличев М.Д. Физико-химические свойства индивидуальных углеводородов. М. - Л.: Гостопиздат, 1947.- Вып. 2-4. -251с.

80. Толубинский В.И. Теплообмен при кипении. Киев: Наук, думка, 1980. - 316с.

81. Томановская В.Ф., Колотова Б.Е. Фреоны. Свойства и применение. Д.: Химия, 1970.-182с.

82. Топливно-энергетический комплекс России: ключевые проблемы и приоритеты развития / Под ред. А.П. Меренкова, М.Б. Чельцова. Новосибирск: Наука, 1995. -312с.

83. Транспорт сжиженного природного газа // Материалы первой международной конференции по СПГ. -М.: ВНИИЭГАЗПРОМ, 1970.-Вып.6. -73с.

84. Трошин А.К., Краснова В.И., Краснов Ю.П. Теплообмен и гидравлическое сопротивление при вынужденном течении сжиженного газа в трубах испарителей. // Криогенное и кислородное машиностроение: Реф. Сб. М.: Изд-во ЦИНТИхимнефтемаш, 1974.-№4. -С.3-5.

85. Трушин В.М., Устройство и эксплуатация установок сжиженного углеводородного газа. Д.: Недра, 1980. - 199 с.

86. Усачев А.П. Комплексная оптимизация сберегающих систем энергоснабжения малых агропромышленных предприятий. // Современное строительство: Материалы междунар. научн.- практич. конф.- Пенза: Пензенская гос. арх. строит, академия, 1998. -С.201-204.

87. Усачев А.П. Математическое моделирование теплообмена в проточных парогенераторах сжиженного углеводородного газа // Труды Сарат. научн. центра жилищно-коммунальной академии РФ. Выпуск 1.-Саратов: Изд-во Надежда, 1997.-Вып.1.- С. 71-77.

88. Усачев А.П. Применение температурного метода для экспериментального определения длины грунтового испарителя сжиженного газ проточного типа // Использование газа в промышленности. Вып. 4. Межвуз. сб. -Саратов, 1978. С. 71-75.

89. Усачев А.П., Герасимова Л.И. Исследование температурных условий при кипении смеси пропан-н-бутан- изобутан в испарителях проточного типа. // Распределение и сжигание газа: Сб. трудов Сарат. политехи, ин-та, выпуск 65. Саратов, 1974,-С. 190-196.

90. Усачев А.П., Курицын Б.Н., Шамин О.Б. Источники поступления и накопления влаги в резервуарных установках сжиженного газа. Деп. ВИНИТИ. 14.04.95 №1035 В95.-М., 1995. -7с.

91. Фридман Б. А. Метод определения истинного паросо держания двухфазного потока аммиака.//«Холодильная техника», № 6,1973, с. 43-45.

92. Чиркин B.C. Теплофизические свойства материалов М.: Физматгиз. -1959.356с.

93. Шорин С.Н. Теплопередача-М.: Высш. школа, 1964.-490 с.

94. Щуркин Е.П., Курицын Б.Н., Усачев А.П. Электрический испаритель сжиженного газа с промежуточным теплоносителем // Использование газав народном хозяйстве: Сб. научн. трудов ин-та Гипрониигаз.-Саратов: Изд-во СГУ, 1979.- Вып.14.- С. 129-135.

95. Benedict Н., Webb G., Rubin L. An empirical equation for thermodynamic properties of light hydrocarbons and their mixtures. // Chemical Engineering Progress, 1951.- №9.-P. 449.

96. Benedict H., Webb G., Rubin L. An empirical equation for thermodynamic properties of light hydrocarbons and their mixtures. //Chemical Engineering Progress, 1951.-№ 11.-P. 571.

97. Brecht Chr. Forschung und Entwieklung im Gasfach. // Gas Warme Int, 1984, 33. - №1.- S. 8-12.

98. Butterworth D. (1972). Private communication to Moles and Shaw.

99. Caves to hold liquid methane // Oil and Gas Journal, 1959. №6. -P. 114-119.

100. China moves to second place // Energy Rept, 1995. 22, №10. -P. 13-19.

101. Cichelli M.T., Bonilla C.F. Heat transfer to liquids boiling under pressure. Trans. Amer. Inst. Chem. Eng., 1945, m. 41, №6.

102. Dele G.E. A new look at ING vaporization methods // Pipe Line industry, 1981. -№ l.-P. 25-28.

103. Efficiency of ground coupled heat pump//Energy Rept., 1994.-№2. -P. 10-18.

104. Energy Savings and Process Heat Recovery in Electroheat Plants / Aylott W., Bertay A., Fikus P., Geeraert В., Macor В., Pauts J., Saulo A. // Electrowarme Intern, 1986/- 38. В 6 Dezember. -S. 112-119.

105. Erdwerme for St. Moritz abs 1600 m Tiff // Schweiz. Ing. und Archit, 1991. -№ 45. S. 1092-1099.

106. Forchheimer G. Uber die Erwarming des Wassers in Leitungen. Hannover, 1888.- 245 s.

107. Franck D., Berntson T. Ground coupled heat pumps with low-temperature heat storage // ASHRAE Trans., Techn. Refrig. and Air-Cond. Eng., 1985. -P. 1285-1295.

108. Geotermal installation training scheduled // Air Cond., Heat and Refrig. News,1991. -№ 4. P. 128-133.

109. Geotermal pump teleconference // Air cond., Heat and Refrig. News, 1992.- № 6. P. 26-32.

110. Gilmore V.E. Neo-geo Real pump // Pop. Sci., 1988. № 6. - P. 88-112.

111. Grawford Alex. Heat Recovery Benefits Dairy Operations // Energy Developments, 1981.-October. -P.79-87.

112. Gricke P. Umweltwerme nutzen mit Wrmepumpen // Elektrowarme Int. A.,1992. ~№> 2. -S. 47-53.

113. Grigoriev V.A., Dudkevich A.S. Some peculiarities of boiling cryogenic liquids.- Heat Transfer; 4th Intern. Heat Transfer Conf. 1970, vol. 6, p. 324.

114. Groch P.J., Cess R.D. Heat transfer to fluid with low Prandtl number for across plates and cylinders of various cross section // Paper Soc. Mech. Engrs., 1957. -№ F-29. P. 28-36.

115. Ground heat energy is growing market // Plant Manag and Eng, 1984. -№ 8. -P. 39-43.

116. Gryglewicz W. Analyse das thermischen Verhaltens erdreicheingebetter Wermespeicher fbr zftungsanlagen // Stadtund Gebeudetechink, 1988. -№ 4. S. 106-107.

117. Heat Pump Assisted Distillation. Ill: Experimental Studies Using an External Pump / Supranto S., Ishwar Chandra, Linde M. B., Diggory P. J., Holland F. A. // Energy Research, 1986. -Vol. 10. -P. 255-276.

118. Heat Pumps in the Stone, Wood and Textile // Industries. Energy Technology, 1985.-№2. -P. 85-91.

119. Heat pumps // Energy Dig, 1984 13,- № 5.- P. 47-52.

120. Hoggarth M.L. Gas Engine- driven Heat Pumps for Industrial and Commercial Applications // Energy world Heat Pumps Supplement, 1981.- October. -P. 31-37.

121. Internal Combustion Engines and Energy Conservation Power Generation Industrial, 1980. November. -75p.

122. International Symposium on the Industrial Application of Heat Pump, 1982. -№24-26, March. -189 p.

123. Kavanaugh S. Design considerations for ground and water source heat pumps in southern climates // ASHRAE Trans., Techn. Refrig. and Air-Cond. End., 1989. -P. 1139-1149.

124. Les chaffers composes on commit an assailer la condensation // Gas de France. -Quatriem Edition, 1989,-March. 57p.

125. Lowis G.N., Randall M. Thermodynamics, 2d. Ed. Revised by K.S. Pester and L. Brewer. Mc Graw: Hill, 1961.-723 p.

126. Mandhane J.M., Gregory G.A. and Aziz K. (1974). A flow pattern map for gas-liquid flow in horizontal pipes. Int. J. Multiphase Flow I, 537-53.

127. Murray J.G. Using the good earth // 6th Miami Int. Conf., 1983. -P. 649-650.

128. New Energy Conservation Technologies and Their Commercialization.// Proc. Of an Intern. Conference. Berlin, 1981.-6-10 April.

129. Nysewander C.H., Sage B.H., Lesey W.N. Phase Equilibria in hydrocarbon systems // Industrial and Engineering Chemistry, 1940 vol. 32, № 1. -P. 118-123.

130. Organick B.I., Brown G.G. Prediction of hydrocarbon vapor-liquid equilibria. // Chemical Engineering Progress. -Symposium, 1952 Ser. 48/2.97.- P.l 17-122.

131. Organick E.L., Elliot E.J. Equilibrium rations charter for hydrocarbon systems. Proc. NGAA, 1955, 66, in book form. // Natural Gasoline Association of America, Telsa, Okla. 1957,- P. 137-143.

132. Patent 1202604. Method and apparatus for vaporizing liquefied petroleum gas and mixing it with air prior to its supply to the internal combustion engine of a motor vehicle/Komiros., Kubo F (England).-London, 1970. -6 p.

133. Patent 1344749. Improvements in or relating to vaporization of liquefied petroleum gas / Taylor A. (England). London, 1974. -8 p.

134. Patent 2000570 USA. Liquifieled petroleum gas dispensing system / Norway H.L.

135. Patent 3 124 940. Defrosting device for a liquefied gas evaporator / Guelton Y. (USA), 1964.-4 p.

136. Roumy R. (1970). Private communication.

137. Schiect H.H. (1969). Flow patents for an adiabatic two-phase flow of water and air within a horizontal tube. Verfahrenstechnik 3(4), 153-61.

138. Scott D.S. (1963). Properties of со current gas liquid flow. Adv. Chem. Engng. 4, 199-277.

139. Thomson G.W. The Antoine equation for vapor presseure date.// Chemical Reviews, 1946.- Vol. 38, №1. -P.128-143.

140. Tolubinsky V.I., Ostrovsky J.N. On the mechanism of boiling heat transfer (vapor bubbles grouch rate in the process of boiling of liquids, solutions and binary mixtures). Int. Journal Heat and Mass Transfer. - 1966, vol. 9, p. 1463-1470.

141. Tong L.S. (1965) Boiling heat transfer and two-phase flow. John Wiley, New York.

142. V.C. Theoretical heat pump ground coil analysis with variable ground far field boundary conditions //AlChE Symp. Ser., 1985. -№ 245. P. 7-12.

143. Van Stralen S.I.D., Slister W.M. Investigating of the critical heat flux of pure liquids and mixtures under various conditions// Int. j. Heat and Vass Transfer. -1969. 12, №11. -P.153-184.

144. Zahn W.R. (1964). A visual study of two-phase flow while evaporating in horizontal tubes. J. Heat Transfer 86c, 417-29.