Содержание к диссертации
Введение
1. Современное состояние вопроса 9
2. Экспериментальные стенды для исследования аэроди намики и конвективного теплообмена в эллиптических циклонных нагревательных устройствах. программа исследований 44
2.1. Экспериментальные стенды 44
2.2. Методика и погрешности измерений 51
2.3. Программа исследований 56
3. Результаты исследования аэродинамики эллтптиче ских циклонных нагревательных устройств - 59
3.1. Особенности аэродинамики эллиптических циклонных нагревательных устройств 59
3.2. Влияние на аэродинамику циклонного нагревательного устройства основных конструктивных и режимных характеристик 65
3.2.1. Влияние на аэродинамику нагревательного устройства относительной площади входа и диаметра выходного отверстия - 65
3.2.2. Влияние на аэродинамику нагревательного устройства днаметра нагреваемой заготовки- 75
3.3. Обобщение экспериментальных данных и рекомендации по расчету основных аэродинамических характеристик - 88
4. Результаты исследования конвективного теплообмена в эллиптических циклонных нагревательных устройствах 103
4.1. Конвективный теплообмен на поверхности круглой заготовки, соосной с рабочим объемом циклонного нагревательного устройства 103
4.2. Конвективный теплообмен на боковой поверхности рабочего объема циклонного нагревательного устройства 113
5. Рекомендации по расчету и выбору геометрических и режимных характеристик эллиптических циклонных нагревательных устройств 140
5.1. Методика аэродинамического и теплового расчета эллиптического циклонного нагревательного устройства 140
5.2. Оптимизация геометрических и режимных характеристик циклонного нагревательного устройства на основе метода многокритериальной оценки экономической эффективности 166
Заключение 185
Библиографический список использованной литературы 189
Приложение.
- Методика и погрешности измерений
- Влияние на аэродинамику циклонного нагревательного устройства основных конструктивных и режимных характеристик
- Конвективный теплообмен на боковой поверхности рабочего объема циклонного нагревательного устройства
- Оптимизация геометрических и режимных характеристик циклонного нагревательного устройства на основе метода многокритериальной оценки экономической эффективности
Введение к работе
Внедрение энергосберегающих техники, модернизация существующих теплоиспользующих технологических установок, поиск путей оптимизации режимов их эксплуатации, особенно в промышленной теплоэнергетике - основные направления решения проблемы обостряющегося дефицита топливных ресурсов. Поскольку нагревательные устройства являются крупнейшими потребителями высококалорийного топлива, эта проблема для них является весьма актуальной.
Одним из основных методов повышения эффективности тепловой работы нагревательных устройств является интенсификация процессов теплообмена в рабочем объеме. К перспективным с данной точки зрения относятся циклонные печи с закрученным потоком теплоносителя, в которых интенсификация процессов нагрева достигается, прежде всего, за счет увеличения доли конвективной составляющей в общем переносе теплоты. Циклонные нагревательные устройства за счет значительной интенсификации конвективного теплообмена к заготовкам и стенкам рабочего объема, позволяют повысить скорость, качество и экономичность нагрева, снизить удельный расход топлива. Однако в циклонных нагревательных устройствах круглого поперечного сечения с соосным расположением заготовки (обычной конструкции) консервативное влияние центробежных сил не позволяет в полной мере использовать все преимущества закрученного потока продуктов сгорания для интенсификации конвективного теплообмена [89, 124]. Дальнейшая его интенсификация, как на поверхности заготовки, так и на боковой поверхности рабочего объема циклонного нагревательного устройства может быть достигнута приданием потоку периодической неустойчивости за счет организации эллиптически деформированного вращения в рабочем объеме эллипсного поперечного сечения. Это приводит к появлению ряда особенностей в аэродинамике циклонного нагревательного устройства, позволяет нстолько зна-
8 чительно интенсифицировать конвективный теплообмен, но и существенно снизить его общее сопротивление.
Известные работы Э.Н.Сабурова и С.И.Осташева [1, 4, 17, 21, 53, 91, 106, 131] по исследованию аэродинамики и конвективного теплообмена в эллиптических циклонных нагревательных устройствах имеют поисковый предварительный характер, выполнены в узком диапазоне изменения геометрических характеристик, не позволяющем сделать какие-либо обобщения, создать методику их расчета и разработать рекомендации по проектированию.
Отмеченные обстоятельства определили выбор темы диссертационной работы и решаемые в ней задачи.
Автор выносит на защиту следующие вопросы:
Результаты экспериментального исследования аэродинамики и конвективного теплообмена в эллиптических циклонных нагревательных устройствах в широком диапазоне изменения их основных геометрических и режимных характеристик.
Методику расчета эллиптических циклонных нагревательных устройств, основанную на полученных в работе обобщенных уравнениях по расчету основных аэродинамических характеристик и коэффициентов теплоотдачи, как на поверхности заготовки, так и на боковой поверхности рабочего объема, включающую оптимизацию геометрических и режимных параметров по критериям энерго-экономической эффективности с реализацией на ПЭВМ.
Рекомендации по проектированию эллиптических циклонных нагревательных устройств с оптимизированными геометрическими и режимными характеристиками.
Методика и погрешности измерений
В работе использованы измерительные приборы, характеризуемые следующими значениями абсолютных погрешностей (табл. 2.2).
Предельные относительные погрешности рассчитаны для средних, имевших место в опытах, величин. Предельная относительная погрешность измерения расхода [26]где - аа, а, ад , ар - среднеквадратические относительные погрешности коэффициента расхода, поправочного множителя на расширение измеряемой среды, перепада давления на дифманометре диафрагмы, значения плотности измеряемой среды; 8/ - погрешность уменьшения длины прямолинейных участков трубопроводов до и после диафрагмы по сравнению с нормативными величинами.Средняя квадратическая относительная погрешность коэффициента расхода где ош„ акш, ак„ - соответственно средние квадратические относительные погрешности исходного коэффициента расхода (ашг=0,5 %), поправочного множителя на шероховатость трубопровода (акш=0,18 %) и поправочного множителя на неостроту входной кромки диафрагмы (окн=0,25 %); aRe - средняя квадратическая относительная погрешность поправочного множителя, учитывающего влияние числа Рейнольдса (aRe=0,25 %).
Средняя квадратическая относительная погрешность поправочного множителя на расширение измеряемой среды где j\=nApcp/p\; Ст2=100(єср-є)/2є; n - множитель для диафрагмы с модулем меньше 0,56 равен 2 %; Арср - средний перепад давления на диафрагме (Арср=114,7 Па); р\ - абсолютное давление воздуха до диафрагмы (/?=105250 Па); є - поправочный множитель на расширение измеряемой среды (при ш=О,507, є=0,9986); єср - среднее значение множителя є при максимальном Др (єср=0,9971).
Средняя квадратическая погрешность значения єсрСредние квадратические относительные погрешности, учитывающие отклонение є от єср и поправочного множителяСредняя квадратическая относительная погрешность перепада давления на микроманометре диафрагмы
Средняя квадратическая относительная погрешность значения плотности измеряемой средыгде ар„ - средняя квадратическая относительная погрешность определения плотности сухого газа в нормальном состоянии, apII=100Ap„/2pll = (100-0,0005)/(2-1,205)=0,02 %; ср1 -средняя квадратическая относительная погрешность измерения давления перед диафрагмой, арі=100Д/2/2рк.р = (100-9,81)/(2-4000) = 0,12 %; a,i - средняя квадратическая относительная погрешность определения температуры, а,і=Ю0Дґ/2Гі=(100-0,2)/(2-293,15) = 0,034 %; ак=0,35 % для воздуха.
Величина погрешности 5/ в опытах принималась равной нулю.Предельная относительная погрешность измерения расхода составила для большинства опытовС уменьшением расхода воздуха при исследовании зависимостей Nu (Rel!N) погрешность 5с возрастала и при минимальном G достигала 20,2 %.
В работе использовалась нормальная диафрагма, протарированная по профилю скорости, снятому в измерительном участке трубопровода трубкой полного напора. Расхождения в расходах, определенных двумя способами не превышали 1,5 %.Для расчета распределения статического давления в рабочем объеме циклонной камеры с помощью трехканального цилиндрического зонда использовалась формула [78]где А2 -разность полного напора в измеряемой точке потока и атмосферного давления; Аг перепад давления между центральным и боковым приемными отверстиями зонда; Кц, Кб - тарировочные коэффициенты цилиндрического зонда, определенные в аэродинамической лаборатории СПбГТУ с точностью до 1 %.
Предельная относительная погрешность, рассчитываемая по формулев рабочем диапазоне давлений составляла 3%.Расчет значения полной скорости потока в рабочем объеме циклонной камеры и предельная относительная погрешность производились по формулам
Погрешность 5к в опытах составляла 0,8...5,5 %.Коэффициент теплоотдачи определяется по формулегде QK - конвективный тепловой поток на поверхности калориметра; F - площадь рабочей поверхности калориметра; Тк, Тп - температуры стенки калориметра и потока.
Конвективный тепловой поток определяли как разность между полным Q и лучистым Qj, тепловыми потоками:где GK - вес конденсата, собранного с рабочей поверхности калориметра за время опыта т; гп - удельная теплота парообразования; єпр - приведенная степень черноты; Гк.0 - температура не обогреваемых стенок рабочего объема. Удельная теплота парообразования вычислялась по формулегде /irJ - уровень конденсата в гидрозатворе.
Предельные относительные погрешности определения тепловых потоков (с учетом колебания уровня конденсата в гидрозатворе AGK= 0,5 г) составляют:Или в численном виде:Предельная относительная погрешность определения коэффициента теплоотдачи на боковой поверхности рабочего объема циклонной камерыВеличина погрешности при определении коэффициента теплоотдачи к заготовке рассчитанная аналогичным образом составила 1,9 %.
Для средних значений чисел Нуссельта и Рейнольдса величины предельных относительных погрешностей были равны:где 5, 5V. - предельные относительные погрешности определения коэффициента теплопроводности и кинематической вязкости; 5/-вч - предельная относительная погрешность определения площади входа потока.
Настоящее исследование имело своей целью изучить аэродинамику и конвективный теплообмен в эллиптических циклонных нагревательных устройствах в широком диапазоне изменения их геометрических и режимных характеристик. Опыты по исследованию аэродинамики циклонного нагревательного устройства выполнены при Z,K=0,471 м, средних и локальных коэффициентов теплоотдачи на боковой поверхности рабочего объема - при к=0,450 м. Диапазоны изменения других геометрических характеристик использованных моделей циклонных нагревательных устройств приведены в табл. 2.3.
Влияние на аэродинамику циклонного нагревательного устройства основных конструктивных и режимных характеристик
Влияние на аэродинамику циклонного нагревательного устройства относительной площади входа и диаметра выходного отверстия
Аэродинамика эллиптических циклонных нагревательных устройств определяется не только местоположением ввода газа по периметру рабочего объема [106] или коэффициентом сжатия его поперечного сечения [14], но и, как и в обычных циклонных устройствах, относительными геометрическими параметрами: площадью входных каналов и диаметром выходного отверстия.
Полученные в работе распределения уф, wz, рс, рп в сечении с координатой z=0,26 приведены на рис. 3.5 и 3.6. В дополнение к рисункам в табл. 3.1...3.3 представлены некоторые аэродинамические характеристики нагревательных устройств при различных к в зависимости от значений fBX
И "вых Исследования показали, что независимо от k увеличение площади входных каналов приводит к повышению уровня и ф, wz, рс, рп при сохранении характера их изменения по радиусу рабочего объема (рис. 3.5). Аналогичным образом изменяются указанные характеристики и при уменьшении
В круглых циклонных нагревательных устройствах при струйном представлении течения в качестве характерной скорости потока принимаетсяWyIH [104]. При использовании указанной скорости в качестве характеристики уровня тангенциальной скорости в рабочем объеме эллиптических циклонных нагревательных устройств, необходимо также учитывать ее измене ние и от центрального угла ф. О характере и уровне изменения wv„, в зависимости от к, с1пых, /вх и ф в эллиптических циклонных нагревательных устройствах можно судить по данным, представленным в табл. 3.1...3.3. Средние по углу ф значения wvn, приведены в табл. 3.4. Зависимости Щ,,,= vv9,„(A:) при &=const имеют вид эллипсов с наибольшими значениями м ф/„.б и наименьшими значениями м фж.а (соответственно по направлениям осей b и а эллипеного поперечного сечения рабочего объема). При =0,7...0,8 в рассмотренном в опытах диапазоне изменения геометрических параметров рабочего-объема значения ф„,= wv„,.a/ Wqm.b близки к значениям к. Так для рабочего объема с /Н),8 и к=0,1 в рассмотренном в опытах диапазоне изменения геометрических характеристик соответственно кф„ ,=0,75... 0,85 и ф„ =0,63...0,69. В то же время, при к=0,5 значение кЩ1 уже существенно отличается от коэффициента сжатия рабочего объема и составляет 0,23...0,26. Характер изменения зависимостей м ф„.а= w9m.a( fRS, rfBbIS) и wv„, /,=
Увеличение dBUlx при =const и /BX=const приводит к уменьшению значения и/ф,„ (табл. 3.1...3.3). В табл. 3.1...3.3 гсо, гпо - радиусы, соответствующие положению нулевых значений избыточных статического и полного давлений, рс\/рС2 - соотношение средних избыточных давлений на боковой поверхности шлицев. Наиболее интенсивное изменение м цт на 48% (при =0,8 и /йХ=0,02) происходит в интервале іВЬІХ=0,2...0,4. Далее в диапазоне вы\-0,4---0,7 оно уЖе составляет всего 18%. Примерно такой же характер зависимости и ,,, от dBUX наблюдается и в циклонных нагревательных устройствах круглого поперечного сечения. С уменьшением k воздействие сішх на Wy,,, заметно снижается и при А=0,5 w ,,, практически перестает зависеть от dmx.
С увеличением /вх наблюдается возрастание значения м фШ. Для рабочего объема с &=0,8 уровень и характер изменения wv„,= wpw( fnx) близки к наблюдаемым при к=\. С уменьшением к влияние /вх на н ,,, так же уменьшается и при =0,5 практически пропадает.
Вероятно, различная степень влияния геометрических параметров нагревательного устройства на аэродинамику в диапазоне изменения к от 0,5... 1,0 приводит к появлению максимума у зависимости w m- vv p,„(&) в интервале изменения к от 0,8 до 1,0.Наибольшее значение относительной максимальной тангенциальной скорости в общем случае для обеих осей wv„Mmax и соответствующее ей зна
Рис. 3.7. Влияние коэффициента сжатия рабочего объема на ,,,.,,/,( с/вых) и щ?т.п.ь( fn\)-Сплошные линии - зависимость (3.5) С уменьшением к от 1 до 0,8 (при /,х=0,02) вх увеличивается в среднем на 38% в рассмотренном в опытах диапазоне изменения dBhK. Последнее связано с ростом м фш. Дальнейшее уменьшение к приводит к снижению значения QN. Однако, с увеличением dBUX от 0,2 до 0,7 и /вх от 0,02 до 0,0477 наблюдается значительное замедление темпов его роста. Причиной появления максимума у зависимостей w9„,= w m(k) и Свх=( вх() является, вероятно, то, что, сжатие поперечного сечения рабочего объема приводит к уменьшению внешней границы вращающегося потока, росту интенсивности крутки потока и, соответственно, составляющих полного коэффициента сопротивления вх [86]. Ускорение вращения потока начинает оказывать большее влияние на характер движения, чем изменение площади проходного сечения по ходу его вращения и возникающими при этом потерями.
Необходимо отметить, что значения kwm и к тах, соответствующиеположениям W(pmmax и t,BXmax, близки между собой. Зависимость Гф,„(ф, к)имеет вид незначительно деформированного эллипса. Наибольшие значения
Конвективный теплообмен на боковой поверхности рабочего объема циклонного нагревательного устройства
Опыты проводились на экспериментальном стенде, принципиальная схема которого представлена в гл. 2.
В первой серии опытов изучалась теплоотдача на боковой поверхности рабочего объема незагруженных циклонных нагревательных устройств [76]. Варианты их геометрических характеристик и используемые в дальнейшем обозначения приведены в табл. 4.5.
Обработка опытных данных для местных (секционных) коэффициентов теплоотдачи на боковой поверхности рабочего объема циклонных нагревательных устройств выполнена в виде зависимостидо 4,77-10"2 ( ЇВЬІХ=0,6) на 30...35%. Для секций С2 и С3 интенсивность теплоотдачи уже в значительно большей мере определяется характером движения ранее введенных в рабочий объем газов. Поэтому изменение их уровня в зависимости от к проявляется неоднозначно и связано с его влиянием на структуру потока. Например, для секции Сг с увеличением к от 0,5 до 0,7 (увеличением Rn) при изменении б?вых от 0,2 до 0,7 ( /вх=2,0-10"2) уровень теплоотдачи уменьшается в среднем на 14%. При к 0,7 он остается примерно постоянным. Для секции С3 при аналогичном диапазоне изменения геометрических параметров циклонного нагревательного устройства зависимость Nu3=Nu3(A:) имеет максимум при =0,7, превышающий значение Nu3 при =0,8 на 38%.
В диапазоне рассмотренных геометрических характеристик устройства с увеличением к от 0,5 до 0,8 для секции С\ максимальное значение показателя т в зависимости (4.12) наблюдается при =0,7 и равно 1,13, а для секций С2 и С3 его значение при этом коэффициенте сжатия к наоборот минимально и равно 0,56 и 0,63 соответственно. Такой характер изменения интенсивности теплоотдачи и показателя т прежде всего связан с изменением структуры закрученного потока при значениях к менее 0,7.
При постоянном коэффициенте сжатия рабочего объема характер изменения интенсивности теплоотдачи в зависимости от /вх близок к наблюдаемому в круглых циклонных нагревательных устройствах (к=\) [104]. С увеличением /вх от 2,0-10"2 до 4,77-10"2 уровень теплоотдачи значительно возрастает (в 1,6...1,8 раза), а значение т уменьшается. В тоже время влияние параметра сішх на интенсивность теплоотдачи неоднозначно и зависит в значительной степени от коэффициента сжатия рабочего объема. Для различных вариантов геометрических и режимных параметров циклонных нагревательных устройств значения местных (секционных) коэффициентов теплоотдачи, полученные в опытах приведены в табл. 4.6 (значения чисел ReBX для данных вариантов геометрии приведены в табл. 4.5).
Распределения относительных локальных коэффициентов теплоотдачи а/ап (ап - среднеинтегральное значение коэффициента теплоотдачи по периметру рабочего объема для секций С4...Си) при dablx=0,6, /вх=3-10"2 и различных к приведены на рис. 4.10.
Переход от круглой цилиндрической формы рабочего объема к эллиптической цилиндрической сопровождается появлением неравномерности распределения а,/ап по периметру нагревательного устройства, которая увеличивается с уменьшением к. Для всех рассмотренных в работе вариантов геометрических характеристик циклонных нагревательных устройств значения относительных локальных коэффициентов теплоотдачи приведены в табл. 4.7. Заметим, что представленные распределения относятся к сечениям, расположенным ниже закручивателя, для которых в круглом цилиндрическом рабочем объеме отсутствует влияние на распределения а,/ап=/((р) вводимых в камеру струй газа и угла ф. При к \ распределения становятся не симметричными относительно осей эллипса, что, вероятно, связано с зменением условий обтекания боковой поверхности рабочего объема, а затем и со смещением оси вращения потока с оси нагревательного устройства. Появляются четко выраженные максимумы и минимумы функций (а,/ап)=/(ф). Не только общий уровень а,/ап, но и характер его изменения оказываются в более высокой степени зависимости от числа Рейнольдса (рис. 4.11).
Наибольшая величина относительных местных коэффициентов теплоотдачи наблюдается на поверхности рабочего объема вблизи максимальных значений Rn после перехода потока с меньших радиусов кривизны на большие, т.е. с большего проходного сечения рабочего объема (включая ось сжатия) на меньшее (в зоне его разгона). Наименьшее значение а,/ап наблюдается в зоне торможения пристенного потока после прохождения им меньшего проходного сечения. При & 0,7 на распределение а,/ап оказывает влияние и изменение структуры потока. У поверхности рабочего объема могут появиться зоны с более высоким уровнем скоростей, связанные не только с изменением Rn, но и смещением и искривлением оси вращающегося потока.
Рис. 4.11. Изменение Максимальное значение функции (а,/ап)(ф) для =0,8 имеет место при 9max=155.. 160, а минимальное при (pmin=290... 295 (рис. 4.10, табл. 4.8). Вследствие особенностей движения потока в эллиптическом циклонном нагревательном устройстве имеются два других, меньших по величине, экстремальных значений функции (а,/ап)(ф) ПРИ ф тах=335...340 и ф тП=90о...95. Для циклонных устройств эллипсного поперечного сечения с 0,7 их положение в значительной мере становится зависимым и от числа ReBX (рис. 4.11). Так при =0,7 и ReBX=8,43T05 - фтах=200...205 (ф тах=290...295) и фтіп=335...340 (ф тіп=65...70), а при =0,7 и ReBX 7,04T05 - Фтах = 150...200 (ф тах=335...340) и pmi„=65o...70 (ф тт=335...340). Особо значительное изменение а,/ап по периметру эллиптического рабочего объема в зависимости от ReBX наблюдается при =0,5.
Анализ распределений локальных коэффициентов теплоотдачи по периметру рабочего объема при ReBX=const и =const и изменении геометриче ских параметров dBbK и fBX показал, что при А=0,8 они практически не зависят от площади входа потока. При меньших значениях к (к 0,1) такое влияние наблюдается. Изменение dBUX приводит к перераспределению локальных коэффициентов теплоотдачи по периметру рабочего объема при всех к за исключением наименьшего из рассмотренных к=0,5.
Неравномерность распределения (а/ап) (ф) чю периметру рабочего объема можно приближенно оценить коэффициентом єф=((агпах),-(атіп)/)/аІ1, где индексы "max" и "min" определяют максимальное и минимальное значе-ния сц, (табл. 4.8). В диапазоне изменения к от 0,5 до 0,8 ( / =2-10"") коэффициент єф при dBblx=0,4 увеличивается на 19...32%; при dBbIX=0,6 уменьшается на 40%, а при dBblx=0,7 зависимость, характеризующая изменение БФ, имеет максимум при к=0,1. Интенсивность снижения єф при dBblx=0,6 с увеличением к и /вх возрастает. Например, с увеличением к от 0,5 до 0,8 при /ях=2-\0
Оптимизация геометрических и режимных характеристик циклонного нагревательного устройства на основе метода многокритериальной оценки экономической эффективности
В современных условиях решение задачи оценки экономической эффективности модернизации циклонных нагревательных устройств наиболее целесообразно проводить на основе системного подхода и методов численного решения на ЭВМ.В настоящей работе предлагается использовать три критерия эффективности [54]: чистый дисконтированный доход (интегральный эффект) ЧДД; экологический эффект Ээк; расход топлива В. Выбор этих критериев эффективности вызван тем, что наряду с общей экономичностью при модернизации циклонных нагревательных устройств предпочтение отдается тем техническим решениям, которые обеспечивают также максимальное сокращение вредных выбросов.
Экономический критерий в настоящей работе представляет собой чистый дисконтированный доход от осуществления модернизации циклонного нагревательного устройства. В общем виде расчет чистого дисконтированного дохода, руб/тг, согласно [58], можно выполнять следующим образом:где R, (Ц, т; к, /вх) - стоимостная оценка положительного эффекта (результаты) осуществления модернизации циклонного нагревательного устройства, достигаемых на /-ом шаге расчета, руб/т(; 3, (Ц, VKn; к, /вх) - стоимостная оценка затрат (затраты) на реализацию варианта модернизации циклонного нагревательного устройства, осуществляемых на том же шаге расчета, руб/тг; Е - норма дисконта, равная приемлемой для инвестора норме дохода на капитал; t - порядковый номер шага расчета (/ = 0, 1,2 ... Т); Т- горизонт рас 167 чета, т, - время одного шага расчета (т, = месяц, 2 месяца, ..., год, ..., Ту); хт-весь период времени, за который выполняется расчет.
В данном случае, для постоянной нормы дисконта Е, приведение к базисному моменту времени затрат, результатов и эффектов, имеющих место на t-ом шаге расчета реализации проекта модернизации циклонного нагревательного устройства, производится путем их умножения на коэффициент дисконтирования:тогда ЧДД, достигаемый на t=0 шаге расчета, имеет вид:Чистый дисконтированный доход от реализации варианта модернизации циклонного нагревательного устройства включает в себя капитальные затраты на кладку нагревательного устройства и тягодутьевые установки.
Таким образом, чистый дисконтированный доход от реализации варианта модернизации циклонного нагревательного устройства в общем виде может быть представлен следующим образом:где R - чистая стоимостная оценка результатов изменения количества потребляемой электрической энергии тягодутьевыми установками, руб/т(; Rr -чистая стоимостная оценка результатов изменения эксплуатационных затрат на топливо, руб/т{; R3K - суммарная чистая стоимостная оценка результатов изменения эксплуатационных затрат на экологию (изменение платы за вредные выбросы в окружающую среду), py6/xt; RH - суммарная чистая стоимостная оценка результатов изменения эксплуатационных отчислений на аморти 168 зацию и текущий ремонт, руб/т{; Зкл - чистая стоимостная оценка производственных затрат на создание кладки циклонного нагревательного устройства, руб/т,; 3,лу - суммарная чистая стоимостная оценка производственных затрат на устанавливаемые при модернизации тягодутьевые установки, руб / т,; Зшкп - суммарная ликвидная стоимость демонтируемого в процессе модернизации оборудования, руб /т,;.
Расчет ЧДД и его составляющих имеет свои особенности в каждом частном случае, а величины, входящие в отдельные составляющие производственных и эксплуатационных затрат и результатов, определяются при решении конкретных задач оптимизации с использованием зависимостей теплового и аэродинамического расчетов печи, а также с использованием методических указаний [57].
Для определения экологического эффекта от реализации технического решения, используется суммарная безразмерная концентрация вредных веществ, выбрасываемых в окружающую среду из дымовой трубыгде С, - концентрация загрязняющего вещества, мг/м3; ПДК, - среднесуточная предельно допустимая концентрация загрязняющего вещества, мг/м\
Доминирующий показатель экологического эффекта выбирается в каждом конкретном случае в зависимости от вида сжигаемого топлива и его элементарного состава. Массовые выбросы и концентрации вредных веществ рассчитываются по методике [57], предельно-допустимые концентрации и предельно-допустимые выбросы загрязняющих веществ принимаются в соответствии с рекомендациями [77].Расчет третьего критерия эффективности при решении поставленной задачи - расхода топлива В - min в предлагаемом варианте производится на основании теплового расчета.
Производственные затраты, входящие в чистую стоимость модерни зации циклонного нагревательного устройства, в самом общем случае будут складываться из производственных затрат на модернизацию отработавшей расчетный ресурс кладки циклонного нагревательного устройства и производственных затрат на замену существующих и в отдельных случаях установку дополнительных тягодутьевых установок.
Производственные затраты в кладку циклонного нагревательного устройства. Стоимость кладки может быть вычислена следующим образом:где т = 0,3 - доля затрат на монтаж; у -у -ый федеральный, региональный, транспортный и т.д. налог на заводскую цену материала кладки (НДС, спецналог, транспортные расходы и т.д.); Цкл - цена 1 м материала кладки, по которой она приобретена предприятием, руб/м3; Укл - объем кладки, м3.
Производственные затраты на модернизацию тягодутьевых установок. При замене или модернизации отдельных элементов тягодутьевых установок с сохранением существующего электродвигателягде у -у -ый федеральный, региональный, транспортный и т.д. налог на заводскую цену элемента тягодутьевых установок (НДС, спецналог, транспортные расходы и т.д.); Цтду,( - заводская цена г -го элемента тягодутьевых установок, руб.
При полной замене тягодутьевых установок, но без замены электродвигателя, формула (5.46) принимает вид:где ЦТду - заводская цена тягодутьевых установок, руб.
Если модернизация циклонного нагревательного устройства приводит к увеличению сопротивления газового и воздушного трактов, то возникает необходимость замены тягодутьевых установок на более мощные. При этом заменяются и электродвигатели. Тогда формулы (5.46) и (5.47) будут иметь вид:где ЦХ1 - заводская цена электродвигателя, руб.Эксплуатационные затраты на топливо. За время одного шага расчета эксплуатационные затраты на топливо имеют вид:
Похожие диссертации на Аэродинамика и конвективный теплообмен в эллиптических циклонных нагревательных устройствах
