Содержание к диссертации
Введение
ГЛАВА I. Анализ состояния вопроса повышения надежности и экологической безопасности систем жизнеобеспечения населенных пунктов 13
1.1. Теплообмен в промерзающем и оттаивающем грунте. 13
1.2. Тепловой режим трубопроводов 18
1.2.1. Тепловые сети и трубопроводы при надземной прокладке 18
1.2.2. Тепловые сети и трубопроводы при подземной прокладке 24
1.2.3. Тепловые сети и трубопроводы при канальной прокладке . 29
1.3. Тепловой и влажностный режимы наружных ограждений зданий и
сооружений перекачивающих станций 31
1.4 Особенности гидравлического расчета нефтепроводов 37
Выводы по 1 главе 39
ГЛАВА 2. Текущая глубина промерзания грунта 40
2.1. Инженерные методы расчета текущей глубины промерзания грунта 40
2.2. Тепловой расчет неотапливаемых подземных и обсыпных сооружений 47
2.2.1. Герметичные сооружения 47
2.2.2. Негерметичные сооружения 49
2.3. Погрешность расчета температур поверхностей ограждающих конструкций и воздуха подземных сооружений 52
Выводы по 2 главе 59
ГЛАВА 3. Аналитический рачет теплового режима трубопроводов 61
3.1. Расчет талой зоны вокруг трубопроводов канальной и бесканальной прокладки 61
3.2. Тепловой расчет нефтепродуктопронодов 69
3.3. Тепловой режим нсфте- и мазутохрнпилищ 84
Выводы по 3 главе 88
ГЛАВА 4. Динамика параметров микроклимата помещений перекачивающих станций и сооружений 89
4 Л. Формирование температурно-влажностного режима воздухопрони цаемых ограждающих конструкций 89
4.1.1. Общие положения 89
4.1.2. Физический эффект поровой фильтрации 91
4.1.3. Стационарная теплопередача при фильтрации воздуха 94
4.1.4.Влажностный режим наружных ограждений при стационарной фильтрации воздуха 102
4.2. Теплотехнический расчет воздухопроницаемых наружных ограждений 103
Выводы по 4 главе 105
Глава 5. Экономическая эффективность и экологическая безопасность инженерных систем жизнеобеспечения 106
5.1. Энергоемкость станций по перекачке нефтепродуктов 106
5.2. Повышение экологической безопасности инженерных систем жизнеобеспечения 113
5.2.1.Мероприятия по защите участков нефтепроводов с недостаточной глубиной залегания 114
5.2.2. Инженерные, экологические решения по защите от розлива нефти на магистральных нефтепроводах 115
Основные выводы по диссертации 119
Список использованной литературы
- Тепловой режим трубопроводов
- Тепловой расчет неотапливаемых подземных и обсыпных сооружений
- Тепловой расчет нефтепродуктопронодов
- Стационарная теплопередача при фильтрации воздуха
Введение к работе
Наблюдаемый в настоящее время и прогнозируемый на перспективу рост цен на энергоресурсы, ужесточение требований к охране окружающей среды выводит в приоритетное направление в строительной отрасли повышение надежности как вновь строящихся, так и находящихся в эксплуатации инженерных систем жизнеобеспечения населенных пунктов. В наших исследованиях основное внимание будет уделено системам жизнеобеспечения, включающим теплопроводы различных способов прокладки, нефтепродуктопроводам, а также зданиям и сооружениям, необходимым для их обслуживания. Опыт эксплуатации построенных систем жизнеобеспечения свидетельствует о том, что недостаточно изучены многие виды природных воздействий на них, что влечет за собой снижение надежности их эксплуатации, выражающейся в повышении аварийности, энергоемкости, снижении сроков эксплуатации, отклонении эксплуатационных параметров от расчетных и т.д. Эти факторы, в конечном счете, приводят к значительному неоправданному повышению энергоемкости систем жизнеобеспечения. Принятый в стране Федеральный Закон «Об энергосбережении» указывает на недопустимость такого положения. На протяжении последних лет во всех индустриально развитых странах были пересмотрены требования к уровню энергопотребления производств, включая строительную отрасль. Рассмотрение задач по экологической безопасности, выдвинутых в «Доктрине Российской Федерации по экологической безопасности», на первый план выводит комплексное решение вопросов не только энергоэффективности, но и надежности инженерных систем жизнеобеспечения, заключающейся в снижении отрицательного влияния систем на окружающую среду. Поэтому становится актуальным и обусловленным объективной необходимостью решение вновь возникающих научных задач по установлению закономерностей взаимодействия инженерных систем с окружающей средой и выявлению способов упрпвления этими процессами.
Повышение требований к надежности и экологической безопасности инженерных систем жизнеобеспечения населенных пунктов включає']' в себя неотъемлемой частью решение таких сложных вопросов, как динамика взаимодействия подземных систем жизнеобеспечения с сезоннопромерзаюшим грунтом, качественный и количественный анализ теплового режима подземных и наружных систем, разработка новых подходов к конструктивным, объемно-планировочным и теплофизическим характеристикам зданий и сооружений по обслуживанию инженерных систем. Решение этих основополагающих вопросов должно обосновываться технико-экономическим расчетом, в конечном итоге приводящим к снижению энергозатрат. Имеющиеся в литературе рекомендации по проектированию, строительству, эксплуатации и управлению инженерных систем жизнеобеспечения при решении вышеперечисленных вопросов являются слишком прямолинейными, не учитывающими экономические, технологические и организационные аспекты данной отрасли народного хозяйства.
Создание, поддержание и управление параметрами надежности и экологической безопасности инженерных систем жизнеобеспечения населенных пунктов является специфической и недостаточно изученной сферой применения теории тепло- и массопереноса в системах «сезонно промерзающий грунт - подземная инженерная система», «наружный воздух -инженерная система», «наружный воздух - подземное или надземное здание».
Диссертация выполнялась в рамках научной программы Министерства
образования РФ «Научное, научно-методическое, материально-техническое и
информационное обеспечение системы образования», подпрограммы
«Архитектура и строительство», 211.06; ЕЗН Министерства образования РФ,
тема: «Исследование путей по снижению энергоемкости реконструируемых
зданий и сооружений», госбюджетных и хоздоговорных НИР Нижегородского
государственного архитектурно-строительного университета и
Нижегородского филиала военно-инженерного университета (НФВИУ). Научные исследования проводились по заказу Горьковского районного
иефтепроводного управления - филиал ОАО «Верхневолжские магистральные нефтепроводы»
Целью работы является научное обоснование и разработка уточненных методов и средств повышения эксплуатационной надежности и экологической безопасности инженерных систем жизнеобеспечения путем выявления особенностей динамики тепломассообменных процессов между системами и сооружениями с окружающей средой при минимуме энергозатрат.
Для достижения поставленной цели решались следующие основные задачи:
обоснование и разработка физико-математической модели тепломассопереноса и численная оценка текущей глубины промерзания грунта с учетом фактора фазовых переходов воды (лед - жидкость) в сезоннопромерзающем грунте;
получение расчетных зависимостей текущих температур поверхностей и воздуха для различных неотапливаемых подземных и обсыпных сооружений с оценкой погрешности расчетов;
выявление и уточнение расчетных закономерностей температурных полей в стационарных условиях в сезонно промерзающих грунтах вокруг теплопроводов;
разработка уточненной методики' расчета теплового режима нефтепродуктопроводов и хранилищ;
разработка физико-математической модели формирования температурно-влажностного режима воздухопроницаемых ограждающих конструкций при поровой фильтрации и инженерной методики их теплофизического расчета;
обоснование методики расчета снижения энергоемкости перекачки нефтепродукции с учетом конструктивных, объемно-планировочных решений по прокладке трубопроводов и теплофизических характеристик грунтов;
натурное подтверждение достоверности инженерных методик и практических результатов, полученных в процессе выполнения исследований.
И)
Необходимым условием решения указанных основных задач является одновременный анализ и разработка других сопряженных вопросов, определивших структуру и объем диссертации.
Методология работы базируется на использовании современных методов теории тепломассообмена.
Научная новизна работы заключается:
в уточнении расчетных зависимостей текущей глубины сезонно промерзающего грунта с учетом фазовых переходов воды (лед - жидкость);
в численном решении задачи нахождения теїсущих температур внутренних поверхностей и внутреннего воздуха в неотапливаемых подземных и обсыпных сооружениях, имеющих различные объемно-планировочные решения и технологическое оборудование с оценкой погрешности полученных решений;
в установлении закономерностей формирования температурных полей в стационарных и нестационарных условиях в фунтах вокруг теплопроводов и нефгепродуктопроводов;
в разработке уточненной физико-математической модели формирования температурнсьвлажностного режима воздухопроницаемых ограждающих конструкций при поровой инфильтрации и эксфильтрации воздуха и инженерной методики их энергосберегающего теплофизического расчета;
в разработке инженерного метода прогнозирования снижения энергоемкости и экологической безопасности перекачки нефтепродуктов, зависящего от конструктивных, объемно-планировочных решений прокладки трубопроводов и теплофизических показателей грунтов;
- в практическом подтверждении основных положений исследований.
Практическое значение работы:
инженерная методика расчета температурно-влшкностного режима подземных и обсыпных герметичных и негерметичных сооружений, и оценка погрешности его расчета при нестационарных (сезоннопромерзающих) условиях тепло- и влагообмена помещения и грунта;
методика расчета температурных полей в мерзлых грунтах в стационарных и нестационарных условиях вокруг теплопроводов и каналов;
уточненная методика расчета тепловых режимов нефтепродукт го про водов и нефтехранилищ;
закономерности формирования температурно-влажностных полей в наружных воздухопроницаемых ограждающих конструкциях в условиях поровой инфильтрации или эксфильтрации;
инженерные методы снижения энергоемкости перекачки нефтепродуктов;
методы повышения экологической безопасности инженерных систем жизнеобеспечения (на примере бассейна р. Волга).
На защиту выносятся:
уточненные расчетные зависимости текущей глубины промерзания грунтов с учетом фазовых переходов воды (лед - жидкость) в сезоннопромерзающих грунтах и численное решение определения текущих температур поверхности внутренних ограждений и воздуха в неотапливаемых подземных и обсыпных сооружениях различного назначения;
закономерности температурных полей (стационарные и нестационарные условия) вокруг бесканальных и канальных трубопроводов;
инженерный метод расчета температурно -влажностно го режима воздухопроницаемых наружных ограждений при паровой фильтрации;
методы прогнозирования снижения энергозатрат и повышения экологической безопасности при перекачке нефтепродуктов в зависимости от конструктивных и объемно-планировочных решений трубопроводов и теплофизических характеристик грунтов.
Полученные результаты исследований
Полученные результаты исследований внедрены при проектировании и строительстве;
защитных сооружений нефтепровода Альметьевск - Горький - 2, 534-536км, 1996-2000 гг.;
защитных сооружений нефтепровода Сургут - Полоцк (на участках мелкого залегания трубопроводов) 2000-2001гг.;
Натурные работы по внедрению результатов велись в филиале ОАО «Верхневолжские магистральные нефтепроводы» Горьковском районном
нефтепровод] іом управлении по техническому заданию заказчика (см.приложение 6).
Апробация работы:
Основные результаты исследований докладывались на ежегодных научно-технических конференциях профессорско-преподавательского состава, аспирантов и студентов Нижегородского государственного архитекгурно-строительного университета «Строительный комплекс» 1998, 1999гг., «Архитектура и строительство», 2000г., на ежегодных научно-технических конференциях преподавательского состава и курсантов Нижегородского филиала военно-инженерного университета, 1999,2000,2001,2002 гг.
Публикации: Основные положения проведенной работы изложены в пяти научно-технических публикациях.
Структура и объем работы:
Диссертация состоит из введения, пяти глав основного текста, основных выводов, списка использованной литературы из ста двадцати наименований, шести приложений, включая акты внедрения результатов исследований. Общий объем диссертации сто шестьдесят две страницы.
Автор выражает глубокую благодарность член-корреспонденту Российской академии архитектурно-строительных наук, доктору технических наук, профессору А.Ф. Шаповалу, начальнику ГРНУ А.Б.Баринову и главному инженеру Скоморохину В.Л, а также начальнику Тюменского ФВИУ генерал-майору Логинову М. А., заместителю директора РВУ ОАО «Волготрансгаз» Погорилко П. П. за ценные советы и пожелания, высказывания в период выполнения работы.
п ГЛАВА 1. АНАЛИЗ СОСТОЯНИЯ ВОПРОСА ПОВЫШЕНИЯ
НАДЕЖНОСТИ И ЭКОЛОГИЧЕСКОЙ БЕЗОПАСНОСТИ
ИНЖЕНЕРНЫХ СИСТЕМ ЖИЗНЕОБЕСПЕЧЕНИЯ
НАСЕЛЕННЫХ ПУНКТОВ
1.1. ТЕПЛООБМЕН В ПРОМЕРЗАЮЩЕМ И ОТТАИВАЮЩЕМ ГРУНТЕ
На практике при расчете теплообмена в промерзающем и оттаивающем грунте наибольшее распространение получили эмпирические зависимости, основанные на многолетних исследованиях, в зависимости от радиационно-теплового обмена на поверхности Земли [61].
А.Ф. Чудновский [104], исходя из положения о том, что при теплообмене в почве доли конвективной и лучистой составляющих малы по сравнению с теплопроводностью, обосновал использование для описания теплопереноса в дисперсных материалах закон Фурье:
q=-XAt, (1.1)
причем коэффициент теплопроводности грунта X в данном случае является эффективной величиной, в скрытом виде учитывающей передачу теплоты всеми видами теплообмена.
С изменением температуры грунта изменяются его теплофизические свойства: коэффициент теплопроводности (А) и удельная теплоёмкость (с). В нормативных документах приводятся значения Я и с в виде констант для талой и мерзлой зоны в зависимости от вида грунта и его влажности. При этом практически всегда Хт< Хм , ст> см. Таким образом, функции X(t), c(t) имеют скачок при температуре фазового перехода. Так как значения Я и с зависят от содержания незамерзшей влаги, то, учитывая сказанное о фазовых переходах, естественно предположить, что теплофизические свойства грунта X(t), c(t) -монотонные функции, имеющие, возможно, скачок при температуре начала фазовых переходов влаги, причем X(t) монотонно убывает, c(t) монотонно возрастает.
Глубина промерзания грунтов является одним из основных факторов при определении глубины заложения фундаментов зданий и сооружений, укладки трубопроводов инженерных коммуникаций, при разработке проектов инженерной подготовки территории, противопучинистых мероприятий и проектов производства работ в зимнее время, когда строящиеся здания не отапливаются, а инженерные коммуникации не функционируют. Существует большое количество зависимостей для определения глубины промерзания грунтов. Различные специалисты, применяя формулу Стефана для решения конкретных задач, дополнили ее соответствующими поправками [42, 51, 63, 99, 101, 115] и др. Не останавливаясь на анализе эмпирических и аналитических формул, рекомендуемых для определения глубины промерзания грунтов, отметим только, что они недостаточно совершенны, так как одни из них получены в результате наблюдений в определенных климатических и грунтовых условиях, а другие - не в полной мере учитывают все факторы, влияющие на процесс промерзания грунтов, в частности, эффект фазового перехода воды в грунте в процессах зам ерзание-оттаивание.
Глубину промерзания для площадки с оголенной незаснеженной поверхностью можно определить по аналитической формуле B.C. Лукьянова [50], обеспечивающей достаточную для практических целей точность:
K=fiXjBtm i{qjW + 0,5cMtB) (1.2)
где tB - средняя температура воздуха, за время промерзания тт ,ч;
дл - удельная теплота плавления льда, Дж/кг;
у - объемный вес грунта, кг/мэ;
Глубину промерзания грунта на площадке с термоизоляционным слоем толщиной диз и коэффициентом теплопроводности Хш (снег, торф и пр.) наиболее точно устанавливается по результатам проведения натурных наблюдений в течение нескольких лет по специальной программе, а до получения этих данных во вновь осваиваемых районах - аналитически по формуле В.С.Лукьянова для площадки с термоизоляционным покрытием:
К = ^U^^fqjiv+Ts^'^n -S, (1.3)
где S=XM[(hc/kc) + (Su/Ащ)] - фиктивный слой грунта, заменяющего термоизоляционный слой, м.
Отметим, что по данным наблюдений за глубиной промерзания выявлено, что фактическая глубина промерзания на расчищенных от снега и растительного покрова площадках оказывалась всегда выше нормативной. Величина расхождения может достигать 0,5...1,0 м и более [50]. В нормах проектирования оснований и фундаментов значения нормативных глубин, определенные расчетом, несколько выше. Однако нормы ограничивают определение нормативной глубины промерзания расчетом только до глубины промерзания не выше 2,5 м. В тех случаях,
когда она более 2,5 м, нормативные значения h^ должны устанавливаться
по данным многолетних наблюдений за фактическим промерзанием грунта, а при их отсутствии - на основе теплотехнических расчетов.
С учетом изложенного, нормативная глубина промерзания h^, см, для
оголенных от снега и растительного покрова площадок может быть представлена в виде:
К =Л0Л/гЫ. . (1-4)
где ho - глубина промерзания при уХКп =1, зависящая от вида грунта, его влажности, уровня грунтовых вод в период промерзания; ^м | - сумма абсолютных значений среднемесячных отрицательных
температур за зиму в данном районе.
По формуле (1-4) в принципе можно определить также ориентировочные глубины сезонного промерзания для разных периодов зимы. Для этого значения ho умножают на поправочный коэффициент а, который принимается по данным наблюдений..
Относительная скорость распространения поля влагосодержания по сравнению с температурным полем характеризуется критерием Лыкова
16 ftm/oik, где am - коэффициент потенциалопроводпости. В большинстве строительных материалов [52], в грунтах [21, 63, 85] можно пренебречь переносом теплоты влагой. Теплопередача осуществляется за счет кондуктивной составляющей теплопереноса при стационарном распределении влажности.
Теоретической базой решения задач контактного теплообмена служит аппарат теории теплопроводности, в которой получены решения большого числа задач нестационарной теплопередачи [53, 68, 69].
Характер распределения температуры по глубине грунта в естественных условиях показан на рисунке 1.1 [63]. Среднегодовая температура поверхности грунта tc ниже температуры грунта t0 на уровне нулевых амплитуд ho. Условная температура годовых колебаний температуры поверхности грунта равна:
Л = *Qexp(hM - Aj )4со і 2а - tQju (1.5)
При рассмотрении слоя грунта выше отметки верха сооружения на hi, м, и величине коэффициента температуропроводности грунта a^2'10"3, м2/час, значения параметра /.( приведены в таблице 1.1. Входящая в формулу (1.5) сезонная глубина промерзания грунта км, м, зависит от значения "А", поэтому расчет возможен только методом последовательного приближения.
Таблица 1.1 Значения параметра р.
В СниП [80] приводится также максимальная глубина промерзания грунта Ад/, а на схематической карте отсутсвует текущая по периодам года глубина промерзания грунта.
Помимо максимального значения h,\,t требуется знать текущую глубину промерзания грунта в заданный период времени с начала наступления отрицательных температур наружного воздуха, а также наступление момента оттаивания грунта в весенний период года.
При этом должна учитываться продолжительность стояния и толщина снежного покрова. На температуру внутренних поверхностей подземных сооружений определенную роль оказывают теплофизические характеристики ограждающих конструкций, влияния которых также должно быть оценено в процессе нестационарного теплообмена.
Теплотехнические характеристики ограждений подземных сооружении, лежащих ниже зоны промерзания грунта, принимаются по конструктивным соображениям. Пароизоляция таких ограждений обычно не требуется. Наиболее приемлемое решение заключается в изготовлении ограждений из однородного материала, чтобы изменение градиентов температуры и упругости водяного пара в них были равномерными [10,11,12, 52, 95, 96,115]. Показано [15], что увлажнение заглубленных стен происходит в весенне - летний период, когда tB>rB, а просыхание (со стороны внутреннего объема сооружения) - в осенне-зимний период. Наиболее интенсивно увлажняются те участки внешних сторон стен, где отмечается промерзание грунта, превышая нормативную влажность до 7 раз.
Слой снега, находящийся на поверхности земли над подземными сооружениями или коммуникациями, является естественным теплоизолятором. В СНиП [80], в трудах ГТО [49] приводятся Средние из наибольших высот снежного покрова в течение зимы за 10- летний период, наибольшие декадные его высоты, имеющие вероятность Р=50, 20,10 и 5%.
Однако в отличие от слоя снега на глади земли, наличие температурного градиента в толще снега над подземными сооружениями и коммуникациями изменяет его физико-механические свойства, увеличивает стабильность его плотности (рсн ~ 250 кг/м3) и коэффициента теплопроводности (Хсн -0,859 кДжІ {м 2 час С)) при наличии подтаивания [54]:
рсн - 383 -157 At; Хс„ = 3,71-КГ3 рсн - 0,096, (1.6)
где Д* - температурный градиент, С/см.
Расчетная толщина слоя снега при уклоне кровли /' < 0,03 занимает около 90 % площади. Вероятность отсутствия снежного покрова к северо-востоку от линии Нарва-Орша-Обоян-Красный Кут-Орск для декабря имеет вероятность Р=0,02 (1 раз в 50 лет); к юго-западу - Р=0,05 (1 раз в 20 лет). Приведенные данные характерны для средней полосы России. Вероятность появления расчетных значений температуры холодной пятидневки RCH над подземными сооружениями приведена на рисунке 1.2. Выводом является утверждение, что при учете снежного покрова обеспеченность теплового режима подземных или обсыпных сооружений и коммуникаций увеличивается.
Заканчивая рассмотрение данного раздела отметим, что в настоящее время нет надежной инженерной методики расчета текущей глубины промерзания (оттаивания) грунта для конкретного периода года, учитывающей наличие конкретного слоя снежного покрова, климата рассматриваемого региона, а также фактора замедления процессов замерзания или оттаивания грунта из-за теплофизических процессов в результате фазовых переходов воды (лед-жидкость). 1.2. ТЕПЛОВОЙ РЕЖИМ ТРУБОПРОВОДОВ
1.2.1. Тепловые сети и трубопроводы при надземной прокладке
Выбор экономичных теплоизоляционных конструкций при проектировании тепловых сетей проводится с учетом типов прокладки теплопроводов, расположения и условий эксплуатации изолированных объектов, а также условий монтажа тепловой изоляции. Тепловую изоляциютрубопроводов тепловых сетей используют при всех способах прокладки независимо от температуры теплоносителя.
Рис. 1.1. Распределение температуры по глубине грунта:
1 - среднегодовая температура; 2 - огибающая максимальных температур;
3 - огибающая минимальных температур
си
м24-С кДж
ноябрь декабрь январь февраль март
Рис Л .2. Значения Кен- 1,3- предельные, максимальные и минимальные значения; 2 - средние значения
Конструкция тепловой изоляции состоит из основного теплоизоляционного слоя, наружного защитного покрытия и креплений. Основной теплоизоляционный слой обеспечивает защиту изолируемой поверхности от потерь теплоты, наружное защитное покрытие предохраняет основной теплоизоляционный слой от механических повреждений, увлажнений, воздействия агрессивных сред и т.д.
При расчете тепловых сетей толщину тепловой изоляции находят, исходя из норм потерь теплоты, заданного перепада температур на участке тепловой сети, допустимой температуры на поверхности конструкции и технико-экономического расчета.
При надземной прокладке удельные тепловые потери, Вт/м, определяют по формуле [41]:
(1.7)
где tcl - средняя температура теплоносителя, С, /„-температура окружающей среды, С;
R - суммарное термическое сопротивление, м2 С /Вт. Общее термическое сопротивление равно сумме сопротивлений последовательно расположенных сопротивлений:
R=RB+Rmp+Ru+RHi (1.8)
где Rb, Rmp, Ru, Rh - термические сопротивления соответственно внутренней поверхности трубы, стенки трубы, слоя тепловой изоляции и наружной поверхности изоляции, м - С /Вт.
Сопротивление теплоотдачи от теплоносителя к трубопроводу и термическое сопротивление стенки стального трубопровода весьма малы по сравнению с термическим сопротивлением изоляции, поэтому в практических расчетах ими можно пренебречь. Термическое сопротивление слоя тепловой изоляции определяется по формуле:
*--**;"* (L9)
где DH и DB - соответственно наружный и внутренний диаметры слоя изоляции, м, Термическое сопротивление наружной поверхности трубы равно:
Ки =(aH7rDHy\ (1.10)
Как правило, толщину теплоизоляционного слоя выбирают на основе технико-экономического расчета по минимуму приведенных затрат.
При транспортировке среды по трубопроводам возникают линейные Ол и местные Qm тепловые потери.
Линейные потери теплоты прямых или криволинейных (повороты, отводы и т.п.) участков труб длиной /, м, определяют по формуле:
Qn=ql (1.11)
Местные тепловые потери возникают в результате стока теплоты через опорные конструкции, фланцевые соединения, запорнорегулирующую арматуру и прочие фасонные изделия. Эти потери определяются приближенно. При известном количестве элементов тепловой сети их потери принимают по справочной литературе [71] в зависимости от температуры теплоносителя, способа прокладки труб и конструкции теплоизоляции. Другой способ основан на использовании эквивалентной длины фланцев, арматуры, опор, тепловые потери которых равновелики тепловым потерям прямых участков труб того же диаметра:
QM=ql3 , (1.12)
где 1Э - суммарная эквивалентная длина фланцев, арматуры, опор и прочих элементов тепловой сети, м. В практических расчетах эквивалентную длину можно принимать равной: для пары неизолированных фланцев - 8...10 м изолированного трубопровода того же диаметра; для пары изолированных фланцев - 1...1,5 м изолированного трубопровода того же диаметра; для неизолированной арматуры диаметром 100...500 мм - 12...24 м изолированного трубопровода того же диаметра при температуре теплоносителя соответственно 100 и
400С. Тепловые потери через неизолированные опоры ориентировочно могут быть приняты в размере 10...12% от линейных потерь трубопроводов.
При отсутствии данных о количестве опор, конденсаторов, фланцев и арматуры на трубопроводе дополнительные потери теплоты этими элементами при условии их изолирования учитываются расчетом по формуле [71]:
Q=Qn+QM=ql(l+p1), (1.13)
где f$i - поправочный коэффициент к линейной длине трубопровода,
учитывающий эквивалентную длину изолированных элементов тепловой
сети (для бесканальных прокладок /?j=l, 15, для каналов и тоннелей - 1,2,
для надземных теплопроводов - 1,25).
Коэффициент эффективности тепловой изоляции:
m=l-QH/Qm (1.14)
где Qh и Qfi, - соответственно тешіопотери неизолированной и изолированной
трубы, значения коэффициентов эффективности изолированных
конструкций должны быть в пределах г}и - 0,85...0,95. Транспортные потери теплоты вызывают падение температуры теплоносителя. На участках теплопроводов небольшой протяженности и уменьшении температуры теплоносителя не более 5 % от начального значения для упрощения расчетов можно принимать удельные тепловые потери неизменными по всей длине теплопроводов. Исходя из этого, уравнение теплового баланса, выражающее равенство потерь теплоты и уменьшение энтальпии содержания теплоносителя, записывается в виде:
ql(l+Pi)=GcB(trt2), (1.15)
где q - удельные тепловые потери в начале участка теплопровода, Вт/м;
G - расход теплоносителя, кг/ч;
tj и І2 - температуры теплоносителя соотвтственно в начале и конце участка, С.
Температура водяного теплоносителя в конце расчетного участка равна:
qlQ + Д)
t2=t,——- (Мб)
Применительно к пару необходимо учитывать падение его энтальпии, которая по аналогии определяется по формуле:
h=h~ G (1-17)
Определив давление в конце участка Р2 и энтальпию і2, по таблицам водяного пара определяют температуру пара в конце участка t2.
На участках большой протяженности и значительного уменьшения температуры теплоносителя (более 5%) необходимо учитывать непрерывное изменение удельных теплопотерь, которая может вызвать конденсацию пара. Графические решения определения места начала конденсации пара показано на рисунке 1.3.
Температура пароводяной смеси в конце расчетного участка определяется из выражения:
іК2=іо+(іНо)/еА, (1.18)
где A=(l+p})l/rGK;
t0 - температура окружающей среды, С.
Задаваясь различными значениями длины в пределах от 0 до 1 в уравнении (1.18) можно построить кривую фактического изменения температуры теплоносителя (рис. 1.3). При необходимости более точного определения по сравнению с инженерными требованиями температуры пара или пароводяной смеси можно воспользоваться методами, приведенными в [28]. Кривую изменения давления на участке определяют по формуле:
Рг 10 f ю-'p.t, (U9)
где pi, р2 - начальное и конечное давление пара на участке, МПа;
Rj - удельная линейная потеря давления в начале участка, МПа;
tcp - средняя абсолютная температура пара на участке tcp = (ti + t^) /2, С;
а - коэффициент местных потерь давления, доли.
Построив графическую кривую изменения температуры насыщения ікНк2) соответствующую давлениям (pi-pz), по точке пересечения А
определяем расстояние от начала теплопровода, на котором пар становится насыщенным, и начинается выпадение конденсата.
Количество выпадающего конденсата:
GK=ql(l+fii)/r, (1.20)
где Gk - количество конденсата, кг/с;
В общем случае толщина тепловой изоляции может быть определена по нормативным теплопотерям. Для этого, приняв допустимые удельные теплопотери [2], определяют потребное значение полного термического сопротивления изоляции R. Задавшись ориентировочным диаметром изоляции Dm (в пределах рекомендуемой толщины слоя), находят термическое сопротивление изоляции Rw,
Потребную толщину слоя изоляции определяют из выражения: , Виз . - _
Ъ7 "*" (L21)
В (1.21) значение RU3 равно:
Ru3=R-R» (1.22)
При несовпадении исходного и расчетного значений Пш расчет
повторяют методом последовательного приближения.
1.2.2. Тепловые сети и трубопроводы при подземной прокладке.
Аналитический расчет температурного режима перемещаемых сред в подземных трубопроводах является значительно более сложной задачей по сравнению с расчетом температурного режима сред в надземных трубопроводах. Исследования процессов теплообмена заглубленных трубопроводов приведен, например, в работах [2, 26, 97].
В результате аналитических и экспериментальных исследований были получены расчетные формулы и разработаны две группы методик теплового расчета трубопроводов:
- методика, которая исходит из предположения о стационарности температурного поля вокруг трубы;
- методика, учитывающая нестационарность теплообмена трубопровода с мерзлым грунтом.
Согласно первой методике, расчет теплопотерь проводится по известной аналитической формуле Форхгеймера и различным ее модификациям, которые позволяют определить термическое сопротивление от одиночной нетеплоизолированной трубы из следующего выражения:
(2h/D) + yl(2h/D)2-\ , (1.23)
R№ =—^—in
* 2*К
где КгР - термическое сопротивление грунта, (м2 С)/Вт;
h - глубина заложения оси трубы, м;
Задача о теплообмене подземного трубопровода с окружающим грунтом решена Форхгеимером при допущениях, что передача теплоты от трубопровода осуществляется только теплопроводностью, грунт изотропен, а температура грунта в естественном состоянии постоянна по глубине массива. Результаты расчета теплопотерь по формуле (1.23) дают расхождения от 20 до 50% по сравнению с данными эксперимента, а ошибки при определении зоны талого грунта под трубопроводом доходят до 200 %. Поэтому многие авторы пытались уточнить зависимости для расчета тепловых потерь от трубопровода в грунт. Например, С.С.Кутателадзе [46] предложена эмпирическая формула для расчета тепловых потерь трубопровода с учетом теплообмена на поверхности грунта. A.M. Альтшуллером [5] труба рассматривается как линейный источник постоянной тепловой мощности (граничные условия II рода), а на поверхности грунта происходит конвективный теплообмен по закону Ньютона. Решение уравнения стационарной теплопроводности получено в виде суммы решений Форхгеймера и поправки, учитывающей теплообмен на поверхности грунта.
Аналогичная задача подробно рассмотрена в работе [41], где дан ряд решений для стационарных и нестационарных условий. Из анализа результатов исследований коэффициентов теплопередачи коэффициента К от трубопроводов во внешнюю среду, следует, что значения К изменяются в широких пределах.
Приближенные формулы для определения значений коэффициента К по данным эксплуатации продуктопроводов предложены в [4,56].
Тепловой поток, отнесенный к единице длины заглубленного трубопровода, по Форхгеймеру равен:
Q-^LzL., (1.24)
і R
где Q - тепловой поток трубопровода в окружающую среду в единицу времени, кДж/ч; і - длина трубопровода, м; (ti-t^ - разность температур наружной поверхности трубопровода и
поверхности грунта, С; Кгр - термическое сопротивление грунта. Термическое сопротивление грунта определяют по формуле Форхгеймера (1.23).
Температуру поверхности грунта и можно принять постоянной величиной лишь при условии, что коэффициент теплоотдачи от поверхности грунта в воздух есть величина бесконечно большая, т. е. а2 —> со/го есть температуру поверхности грунта необходимо приравнять температуре воздуха
Формула Форхгеймера имеет существенный недостаток: при относительно малых глубинах заложения расчет по этой формуле приводит к ошибочным результатам. Например, в случае неглубокого заложения (когда 2h/D близко к единице) термическое сопротивление грунта, определенное по формуле Форхгеймера, стремится к нулю. Неудовлетворительные результаты, получающиеся при применении формулы Форхгеймера для труб большого диаметра при неглубоком заложении, объясняются обычно тем, что в этой формуле не учтено термическое сопротивление на границе «грунт-воздух».
Это термическое сопротивление учтено в формуле Форхгеймера -Гребера, а в дальнейшем использовано в работе Л. М. Альтшуллера как понятие «дополнительный слой» [20 ]:
Q 'і - '„
(1.25)
Выражение термического сопротивления системы «грунт-воздух» в случае подземного трубопровода (R;/) по Форхгеймеру-Греберу имеет следующий вид:
Д„ =
/
2тсХ
+ .
r2h *
vA;
1.26)
где hn - «эффективная» глубина заложения, равная сумме геометрической глубины заложения h и «дополнительного слоя» д (поправка Гребера):
hn^h + S; (1.27)
3 = Хг/ав; (1.28)
ав - коэффициент теплоотдачи от поверхности грунта в воздух, Вт/(м2 С).
Поправка Гребера фактически приводит к замене граничных условий: в практических расчетах эта поправка уточняет формулу Форхгеймера при значительном отличии «эффективной» глубины Qijj) от геометрической глубины заложения трубопровода (h):
2А (л дЛ 1 + -
»
и _
А ОД h) Д
(1.29)
При малых по сравнению с единицей значениях поправки (S/h) формула Форхгеймера-Гребера обращается в формулу Форхгеймера (1.23):
2й,
л Д
lim —— = lim — s Д
1 + --
(1.30)
В этом случае также обращается в ноль величина термического сопротивления системы «грунт-воздух», определяемая по формуле Форхгеймера-Гребера:
lim Rn = lim
5 s 2ялт
h h
1 + - +J 1 + -
h VI aJ
= 0
(1.31)
Для определения коэффициента внешней теплоотдачи С. С. Кутателадзе [48] обосновал формулу:
2Лгр
а2=—п—п (1-32)
Д/«4 — + --
\^Dl Nu j
a D Здесь Nu = —-—- - критерий Нуссельта;
ав - определяется по графику [20] в зависимости от скорости ветра; Хв - коэффициент теплопроводности воздуха (в среднем Хв ~ 0,021
Вт/(м С) при температуре от 0 до 20 С); h - приведенная глубина заложения трубопровода до его оси
{h=h}+h2), м; h} - геометрическая глубина заложения; /*2 = Sch/Ach. Термическое сопротивление системы «грунт-атмосфера» по С.С.Кутателадзе:
1 ", /А О
Ra = /л4
2пХгр
+
(1.33)
\рх Nu)
Сравнивая (1.33) и (1.26), видим, что формула ФорхгеймераТребера отличается от формулы Кутателадзе лишь способом учета теплоотдачи от грунта в воздух: если (2hi/Di) » 1 (для трубопроводов малого диаметра при неглубоком заложении), то по Форхгеймеру-Греберу:
Таким образом, 4Хг1/ав соответствует 4Хв/авО].
Формула (1.33) более точно отражает процесс теплопередачи между трубой и атмосферой, однако ей свойственны недостатки формул типа Форхгеймера.
В работе [44] приведены решения задачи о температурном поле трубы в массиве для нестационарных и стационарных режимов при граничных условиях третьего рода. Температура окружающего воздуха принимается произвольной функцией времени, а тепловая мощность трубы постоянной.
Задача сводится к определению температурного поля массива і (х, у, т) вокруг подземного трубопровода. Решение получено при следующих допущениях:
теплофизические константы массива являются величинами постоянными;
на границе «грунт-воздух» происходит теплообмен, причем коэффициент теплоотдачи равен ав;
глубина заложения трубы постоянна: из этого предположения следует, что градиент температур вдоль оси трубы отсутствует, т.е. трехмерная задача превращается в плоскую;
пренебрегают естественными потоками теплоты в массиве;
труба рассматривается как линейный источник теплоты, сконцентрированный по ее оси.
Термическое сопротивление трубы в массиве в стационарном случае (т—> со) имеет вид (обозначения согласно [44]):
(1.35)
2яЛгр [ V (х~а? +(У-ь) А('+6) z +h і* -«)
Первое слагаемое в формуле (1.35) есть уравнение Форхгеймера,
получаемое при решении стационарной задачи с граничным условием первого
рода. Второе слагаемое учитывает теплообмен на поверхности массива, т. е.
граничные условия третьего рода.
Из (1.35) получено:
-2А6,
In 2e*noEi(-2hb)
(1.36)
R = R = -А-
2жХгр
Ei - знак интегральной показательной функции [43].
1.2.3. Тепловые сети и трубопроводы при канальной прокладке
В одно- и многотрубных каналах переход теплоты от теплоносителя к грунту протекает по-разному, в связи с чем различаются методики тепловых расчетов.
Г) о В однотрубных каналах (рис. 1.4) при установившемся тепловом режиме поток теплоты от теплоносителя расходуется на нагрев воздуха в канале, затем теплота передается через стенки канала в грунт. Тепловой баланс такого теплоперехода выражается равенством:
q= Т~ А— = к , (1.37)
Яи + Ян Япк + RK + Rr '
где tK - температура воздуха в канале.
Решая равенство (1.37) относительно tK, найдем:
' V(RM+RH) + l/(RnK+Rx+Rr) К ' }
Температура воздуха в обслуживаемых каналах не должна превышать наперед заданной величины, например для теплотрасс fa < 40 С. Заданный уровень температуры обеспечивается подбором толщины изоляции и вентиляцией воздуха в канале.
В многотрубном одноячейковом канале (рис. 1.5) тепловые потоки от каждого трубопровода нагревают воздух в канале, затем обший тепловой поток от нагретого воздуха через стенки канала рассеивается в грунте. При таком теплопереходе тепловые потери одного трубопровода зависят от теплопотерь других теплопроводов. Для определения теплопотерь каждого трубопровода необходимо прежде всего определить температуру воздуха в канале. Обозначим сумму термических сопротивлений слоя Км и наружной поверхности изоляции RH первой и второй трубы Rj и R2i температуры теплоносителей соответственно через г; и %2. Сумму термических сопротивлений Rjik + Rk + Rr обозначим Яз. При этих обозначениях уравнение теплового баланса запишется в виде:
ni^+l2ir=fxL- «,+*-* (1-39)
где qit q2 - удельные тепловые потери первого и второго трубопроводов, Вт/м; q - суммарные удельные теплопотери в грунт, Вт/м. Из равенства (1.39) получим искомую температуру воздуха в канале:
( = t}/R1+t2/R2+10/R3
K \/R1+l/R2+\/R3
Определив температуру воздуха в канале, по формуле (1.39) находят потери теплоты каждым трубопроводом.
При двухтрубной прокладке в двухъячейковом канале в каждой ячейке устанавливаются свои температуры воздуха, пропорциональные тепловым потерям трубопроводов, уложенных в них. В грунте вокруг ячеек образуются соответствующие температурные поля, их взаимное влияние друг на друга подобно двухтрубным бесканальным прокладкам
В канальных прокладках температуру на поверхности тепловой изоляции tn08, С, определяют при использовании в ней расчетных величин рассматриваемого трубопровода и температуры среды, равной температуре воздуха в канале или в отдельной ячейке, по формуле:
t ~ 2 5 (\4\)
1.3. ТЕПЛОВОЙ И ВЛАЖНОСТНЫЙ РЕЖИМЫ НАРУЖНЫХ ОГРАЖДЕНИЙ ЗДАНИЙ ПЕРЕКАЧИВАЮЩИХ СТАНЦИЙ Проблема организации и поддержания нормируемого микроклимата остро стоит как при строительстве новых, так и при реконструкции зданий перекачивающих станций. Причем с размещением в них новых технологических систем организация параметров микроклимата необходима не только по санитарно-гигиеническим, но и по экономическим и социальным требованиям.
В современных помещениях перекачивающих станций с практически непроницаемыми ограждениями исключается аэрационный контакт внутренней среды с внешней и для поддержания нормируемого микроклимата требуются энергоемкие системы отопления и вентиляции. Если в таких зданиях отсутствует или не работает отопительно-вентиляционная система и нет каких-либо дублирующих систем естественного воздухообмена, то в результате значительных технологических поступлений влаги внутренний воздух сильно увлажняется. Натурными исследованиями в зданиях
перекачивающих станций (ПС), выполненные по типовым проектам, установлено, что в зимний период относительная влажность воздуха в помещениях с неработающими системами микроклимата составляет 80...90%, достигая порой 96...98% и даже полного насыщения, о чем свидетельствует появление тумана в проездах по оси ворот. Загазованность воздуха в зимнее время, как правило, находится в пределах нормативных значений. Температура воздуха в неотапливаемых зданиях перекачивающих станций изменяется с течением времени в заметном соответствии с колебаниями температур наружного воздуха. Так, натуральными исследованиями динамики температуры воздуха в неотапливаемой перекачивающей станции с трехслойными стеновыми панелями с эффективным утеплителем отмечен значительный диапазон ее колебания (рис. 1.6)
Рис.1.3. Графическое решение начала конденсации пара
Главной особенностью микроклимата зданий перекачивающих станций является неравномерность распределения температуры и подвижности воздуха по всему объему (рис, 1.7). Из характера распределения температуры по сечению
Рис. 1.4. Расчетная схема однотрубного теплопровода канальной прокладки
здания видно, что потоки холодного воздуха поступают через неплотности ограждающих конструкций стен и особенно окон.Изотермы у наружных ограждений в местах их высокой воздухопроницаемости располагаются в виде своеобразных факелов, направленных во внутренний объем помещений. Прослеживаются две зоны по состоянию микроклимата и характеру влияния внешних климатических воздействий. Первая зона - в центральной его части, где на формирование температурного режима микроклимата основное влияние оказывает покрытие. Последующее конденсатообразование наступает уже при более высоких температурах наружного воздуха. После насыщения ограждения влагой конденсат продолжительное время сохраняется на его внутренней поверхности. Ограждения, имеющие плотные фактурные слои, за лето не успевают высохнуть и остаются на зиму переувлажненными. Влажность материала ограждений в 1,5...2 раза превышает норму.
По результатам натурных обследований наружных ограждений зданий перекачивающих станций влажность стен из ячеистых и легких бетонов к концу зимы достигает соответственно 24...30% и 15...19%, а кирпичных стен -27,8%. Влажность утепляющего слоя из фибролита в трехслойных панелях к концу периода влагонакопления достигает 34,3% уже после пяти лет
эксплуатации[58]. При высокой влажности ограждений повышаются
теплопотери, и в условиях знакопеременных температурных воздействий резко
снижается морозостойкость и общая долговечность конструкций. В данном
случае следует отметить особый характер разрушения ограждающих
конструкций зданий перекачивающих станций, отличный от
производственных зданий промышленных предприятий.
Большую опасность для ограждающих конструкций представляет увлажнение материала поверхностных слоев под фактурными слоями, находящимися в зоне возможных резких колебаний температур с многократным переходом их значений через температуру замерзания влаги.
а шммшшт^кш^т^Ау.А^
*—г--^
V і
<л//№ушшул\-її ;v;;
Рис. 1.5. Расчетная схема двухтрубного теплопровода канальной прокладки
Рис. 1.6. Динамика теплового режима неотапливаемых перекачивающих станций
Рис. 1.7. Тепловой режим в здании перекачивающей станции
В этом случае нарушается морозостойкость материалов и конструкция с течением времени может оказаться непригодной к эксплуатации.
Вторая зона расположена по периметру помещения, т. е. прилегает к наружным ограждениям, где на формирование микроклимата основное влияние оказывают стены, остекленные поверхности и холодные потоки воздуха через их неплотности. Микроклимат пристенной зоны часто не отвечает нормативным требованиям. Здесь наблюдаются более низкие температуры, значительная неравномерность их распределения и ниспадающие холодные потоки воздуха у остекленных поверхностей ограждений. Это объясняется низкими теплозащитными качествами глухих и остекленных поверхностей ограждений, высокой воздухопроницаемостью окон и стыков панелей.
При объединении под одной крышей производственных помещений с различными нормируемыми параметрами микроклимата в условиях возможного несоответствия в объемах притока и вытяжки отмечается нежелательное перетекание воздуха из одного помещения в другое. Поэтому транспортные проемы на стыке этих помещений должны иметь соответствующую герметизацию.
В последнее время для изготовления стеновых панелей зданий перекачивающих станций широко применяется керамзитобетон, имеющий в нашем регионе солидную сырьевую базу. Теплозащитные качества стеновых панелей из керамзитобетона с большой объемной массой оказываются намного
ниже, если учесть эксплуатационную влажность их материала, достигающую 15...20%. Расчеты показывают, что при реальных теплозащитных качествах большинства одно- и двухслойных керамзитобетонных панелей выпадение конденсата на их внутренних поверхностях становится возможным даже в условиях поддержания нормативных параметров внутреннего воздуха при температуре наружного воздуха - 10 С и ниже. Положение еще более усугубляется тем, что панели по ряду причин изготавливались из керамзитобетона, имеющего объемную массу даже выше расчетной, чаще всего 1300...1800 кг/м3.
Более высокие теплозащитные качества имеют трехслойные стеновые панели с эффективным утеплителем. Однако эти панели имеют определенные недостатки: усложненную технологию изготовления панелей; высокую долю ручного труда, дефицит эффективных утеплителей; наличие мостиков холода. Так, трехслойные керамзитобетонные стеновые панели толщиной 320 мм с утеплителем из фенольного пенопласта (<5уг =150 мм), обладая по глади стены сопротивлением теплопередаче в пределах 2,2...2,5 м С/Вт, в местах теплопроводных включений, обрамляющих ребер по периметру панели и оконного проема, имеют сопротивление .теплопередаче в пределах 0,8...1,0 м2 -С/Вт, т.е. разница составляет более 50%. Поэтому с наступлением похолоданий на внутренней поверхности стен в местах теплопроводных включений появляется конденсат и стеновые панели значительно увлажняются.
Таким образом, теплозащитные качества многих широко используемых
стеновых конструкций перекачивающих станций, как правило, не отвечают нормативным требованиям. Кроме того, исключается организованный естественный аэрационный контакт внутренней среды с внешней, что вызывает необходимость устройства сложных и энергоемких систем микроклимата. Если задача повышения теплозащитных качеств покрытий зданий перекачивающих станций не представляет трудностей ввиду широкой возможности их
утепления недефицитными местными материалами, то повышение этих качеств у стен представляется более трудной задачей.
1.4 ОСОБЕННОСТИ ГИДРАВЛИЧЕСКОГО РАСЧЕТА НЕФТЕПРОВОДОВ
Исходные данные для гидравлических расчетов трубопроводов определяются количеством перекачиваемых нефтепродуктов и их физическими свойствами (главным образом вязкостью) [103].
В зависимости от вязкости нефтепродуктов скорость движения во всасывающих линиях ориентировочно принимается от 0,6 до 2,0 м/сек и в нагнетателтных линиях — от 0,8 до 2,5 м/сек. Меньшие скорости относятся к вязким нефтепродуктам (маслам и темным нефтепродуктам).
Потеря давления на трение Я, кг/м , в трубах круглого сечения определяется по формуле Дарси:
I Vі
Н = Л— —, (1.42)
D 2g
где X - коэффициент гидравлического сопротивления;
- длина трубопровода, м;
D - внутренний диаметр трубопровода, м;
v - Средняя скорость движения нефтепродукта, м/Сек.
Иногда формулу (1,42) применяют в форме Л.С.Лейбензона:
2—пініті
Н = /?^^, (1.43)
где q - расход нефтепродукта;
Д т и mv - коэффициенты, зависящие от режима движения и свойств нефтепродуктов: при ламинарном режиме и т =1, ft =128 / rcg; при турбулентном режиме (закон Блазиуса) т =0,25, fi =0,241 /ng; при квадратичном законе сопротивления т =0, /?=8Х / ng.
Критериями, определяю]дими режим движения жидкости, являются число Re и относительная шероховатость труб е. Число Re:
Re= vD/v = 4q/%Dv (1.44)
В производственных условиях при значении числа Re < 2000 всегда имеет место ламинарный режим, а при Re > 3000 — турбулентный режим. В зоне чисел Re от 2000 до 3000 могут наблюдаться оба режима, в этой зоне коэффициент гидравлического сопротивления Я рекомендуется определять по формулам турбулентного режима, дающим максимальное значение Я.
Падение давления, вызванное местным сопротивлением, определяется по формуле давления:
Hm = {tf/2& (1.45)
Hm = Xtmu2/D2g,t (1.46)
где = ^т и *=Jd (1.48) Таким образом, трубопроводы, имеющие местные сопротивления, можно рассчитать по формулам (1.45) и (1.46), в которых геометрическая длина трубопровода заменена приведенной длиной, равной: * = *.+!.*., (1.49) где к - геометрическая длина трубопровода; Zj *- т - сумма эквивалентных длин местных сопротивлений, і При турбулентном режиме С и tm приблизительно постоянны и практически не зависят от числа Re, при ламинатном режиме С и т — функции числа Re. Коэффициенты местных сопротивлений трубопроводной арматуры и фитингов для турбулентного режима приводятся в справочниках. У) Выводы по главе 1 Проведенный анализ исследований по повышению надежности и экологической безопасности инженерных систем жизнеобеспечения населенных пунктов позволил установить, что в целом данная проблема решена не полностью. Отсутствуют системные увязки многочисленных факторов, влияющих на управление температурно-влажностным режимом надземных, подземных трубопроводов и трубопроводов при канальной прокладке, теплового и влажностного режима наружных ограждений зданий и сооружений перекачивающих станций. Эти факторы оказывают существенное влияние на гидравлический режим перекачиваемой жидкости (в том числе нефтепродуктов), что в конечном итоге сказывается на экономичности и экологической безопасности эксплуатации систем жизнеобеспечения. Отсутствуют также критерии и методы обоснования выбора вариантов объемно-планировочных сооружений, их инженерного оборудования для различных климатических зон страны, учитывающие экономические интересы и возможности всех участников процессов транспортировки энергоносителей. Конструкция тепловой изоляции состоит из основного теплоизоляционного слоя, наружного защитного покрытия и креплений. Основной теплоизоляционный слой обеспечивает защиту изолируемой поверхности от потерь теплоты, наружное защитное покрытие предохраняет основной теплоизоляционный слой от механических повреждений, увлажнений, воздействия агрессивных сред и т.д. При расчете тепловых сетей толщину тепловой изоляции находят, исходя из норм потерь теплоты, заданного перепада температур на участке тепловой сети, допустимой температуры на поверхности конструкции и технико-экономического расчета. При надземной прокладке удельные тепловые потери, Вт/м, определяют по формуле [41]: / = (С-0/Я, (1.7) где tcl - средняя температура теплоносителя, С, /„-температура окружающей среды, С; R - суммарное термическое сопротивление, м2 С /Вт. Общее термическое сопротивление равно сумме сопротивлений последовательно расположенных сопротивлений: R=RB+Rmp+Ru+RHi (1.8) где RB, Rmp, Ru, RH - термические сопротивления соответственно внутренней поверхности трубы, стенки трубы, слоя тепловой изоляции и наружной поверхности изоляции, м - С /Вт. Сопротивление теплоотдачи от теплоносителя к трубопроводу и термическое сопротивление стенки стального трубопровода весьма малы по сравнению с термическим сопротивлением изоляции, поэтому в практических расчетах ими можно пренебречь. Термическое сопротивление слоя тепловой изоляции определяется по формуле: -- ;" (L9) где DH и DB - соответственно наружный и внутренний диаметры слоя изоляции, м, Термическое сопротивление наружной поверхности трубы равно: Ки =(aH7rDHy\ (1.10) Как правило, толщину теплоизоляционного слоя выбирают на основе технико-экономического расчета по минимуму приведенных затрат. При транспортировке среды по трубопроводам возникают линейные Ол и местные QM тепловые потери. Линейные потери теплоты прямых или криволинейных (повороты, отводы и т.п.) участков труб длиной /, м, определяют по формуле: Qn=ql (1.11) Местные тепловые потери возникают в результате стока теплоты через опорные конструкции, фланцевые соединения, запорнорегулирующую арматуру и прочие фасонные изделия. Эти потери определяются приближенно. При известном количестве элементов тепловой сети их потери принимают по справочной литературе [71] в зависимости от температуры теплоносителя, способа прокладки труб и конструкции теплоизоляции. Другой способ основан на использовании эквивалентной длины фланцев, арматуры, опор, тепловые потери которых равновелики тепловым потерям прямых участков труб того же диаметра: QM=ql3 , (1.12) где 1Э - суммарная эквивалентная длина фланцев, арматуры, опор и прочих элементов тепловой сети, м. В практических расчетах эквивалентную длину можно принимать равной: для пары неизолированных фланцев - 8...10 м изолированного трубопровода того же диаметра; для пары изолированных фланцев - 1...1,5 м изолированного трубопровода того же диаметра; для неизолированной арматуры диаметром 100...500 мм - 12...24 м изолированного трубопровода того же диаметра при температуре теплоносителя соответственно 100 и 400С. Тепловые потери через неизолированные опоры ориентировочно могут быть приняты в размере 10...12% от линейных потерь трубопроводов. При отсутствии данных о количестве опор, конденсаторов, фланцев и арматуры на трубопроводе дополнительные потери теплоты этими элементами при условии их изолирования учитываются расчетом по формуле [71]: Q=Qn+QM=ql(l+p1), (1.13) где f$i - поправочный коэффициент к линейной длине трубопровода, учитывающий эквивалентную длину изолированных элементов тепловой сети (для бесканальных прокладок /?j=l, 15, для каналов и тоннелей - 1,2, для надземных теплопроводов - 1,25). Коэффициент эффективности тепловой изоляции: m=l-QH/Qm (1.14) где QH И Qfi, - соответственно тешіопотери неизолированной и изолированной трубы, значения коэффициентов эффективности изолированных конструкций должны быть в пределах г}и - 0,85...0,95. Транспортные потери теплоты вызывают падение температуры теплоносителя. На участках теплопроводов небольшой протяженности и уменьшении температуры теплоносителя не более 5 % от начального значения для упрощения расчетов можно принимать удельные тепловые потери неизменными по всей длине теплопроводов. Рассмотрим герметичное неотапливаемое подземное или обсыпное сооружение без источников постоянных тепловыделений. Температура воздуха в таких сооружениях в расчетный период времени принимается равной средней температуре внутренних поверхностей наружных ограждающих конструкций: в = / J в 4 в + У г + тл п где тв, тт, тп - соответственно температуры внутренних поверхностей, торцевых ограждений (входов) и пола, С; FB, FT, FU - площади ограждающих конструкций, торцевых ограждений и пола, м2. Определение температуры внутренних поверхностей ограждающих конструкций сооружений тв проводится по уравнению затухания гармонических колебаний с учетом сдвига по фазе: тв = t% + Дґс + A cos (2л- - hp J— + -— r) exp ( hp J—), (2.16) z v az 12 \ az где a - коэффициент температуропроводности грунта, м /час; hp- глубина заложения или толщина обсыпки, м. Уравнение (2.16) не учитывает расход холода (теплоты) на фазовые превращения поровой воды грунта. Для учета этого явления необходимо ввести поправку на время г0, так как за счет процесса замерзания (таяния) поровой воды глубина заложения фронта с нулевой температурой хм (температурой фазового превращения) за расчетный период времени будет всегда меньше, чем рассчитанная по (2.16). Новое расчетное время определяем из условия равенства глубины залегания фронта с нулевой температурой и глубины промерзания: az О - А cos хм 2ж хм —+ — л ехр і z V az 12 J і «І j (2.17) Это возможно, если значения х , приведенные в скобках, равны нулю. Решая (2.17) относительно хм, получим: (2.18) ы \ z 12 г у где р = 0, 1, 2,3.... Приравнивая глубину промерзания грунта hM (2.14) к хм (2.18) и учитывая, что минимальная величина т0 будет при минимальном положительном значении выражения 2р + \ 1Г 2 12, , когда р =\ 3_ _ JJ_ _ _7_ 2 Ї2 Ї2. искомое значение расчетного времени хо В часах с учетом фазовых превращений поровой воды будет равно; То = Т Wpi mz ;гя + — р (2.19) Здесь Гр - расчетное время в месяцах. Подставляя (2.19) в (2.16), получим окончательное выражение для определения температуры внутренней поверхности ограждающих конструкций: тв = t% + Ate + A cos hp- exp (2.20) Когда hp hM, толщина грунтовой обсыпки сооружения находится в замерзшем состоянии и температура на внутренней поверхности ограждающих конструкций определяется по (2.16) при значениях коэффициента температуропроводности грунта в мерзлом состоянии ам При наличии торцевых частей обсыпных сооружений, в основном предназначенных для устройства ворот и поэтому не имеющих грунтовой обсыпки, значения температур xj определяются теплотехническим расчетом с учетом наличия тамбуров. Необходимым условием такого расчета является выполнение неравенства хт fe, где tTp - температура точки росы. Расчетная температура пола ХЦ определяется из выражения (2.20) при замене величины hp на расчетную глубину пола Рід. В решении задачи, связанной с определением температурного режима вентилируемых подземных или обсыпных сооружений, проанализируем влияние следующих основных факторов на тепловой режим: ассимиляция холода (теплоты) грунтом; наличие источников постоянных тепловыделений QM\ наличие теплоемкой массы продукции. При решении задачи были сделаны следующие допущения: теплофизические характеристики строительных конструкций и грунта равны; объемы приточного и вытяжного воздуха равны. Расчетная схема представлена на рисунке 2.5. Рассмотрим последовательно (в порядке усложнения) несколько вариантов определения температурного режима. Последний из них (наиболее сложный) в полной мере характеризует тепловой режим подземных или обсыпных сооружений. Вариант 1. Пустое неотапливаемое сооружение, теплообмен с грунтом отсутствует. В решениях следует учитывать следующее обстоятельство: в переходные периоды года температура наружного воздуха fa может быть выше (весной) и ниже (осенью) температуры внутреннего воздуха tsB (внутренних поверхностей ограждающих конструкций). В зимний период года всегда fa fag. Для случая, когда fa івв, дифференциальное уравнение имеет вид: -VpBcBdt = LHpBcB(tH)dr, (2.21) где V- внутренний объем подземного сооружения, м . Разделяя переменные и решая уравнение (2.21), имеем в окончательном виде расчетную формулу для нахождения температуры воздуха в вентилируемом помещении: івв = tH- ftff - tB) exp (-Kxj) , (2.22) где fa - определяется как для герметичных помещений по формуле (2.15); т; - расчетный период времени работы вентиляционных установок, час; К = -- -кратность воздухообмена при объеме, 1/час. Термическое сопротивление на границе «воздух-стенка» 1/а.к, а если необходимо, то и собственное сопротивление стенки канала SKIXKi может быть выражено через величину эквивалентного грунтового слоя, прибавляемую в формуле (3.4) к глубине заложения центра канала h. Данные для построения температурных полей по формуле (3.4) и естественного температурного поля грунта, зависящего от сезонных колебаний температуры воздуха на поверхности, получены при натурных наблюдениях [57]. В результате суммирования собственного температурного поля от канала теплопроводов, и естественного поля грунта было получено результирующее поле (рисЗ.З). Сопоставление температурных полей позволило установить, что температурное поле вокруг канала теплопровода можно представлять с достаточной для практических расчетов степенью точности в виде суммы двух полей - температурного, образованного влиянием самого канала теплопроводов и определенного по формуле (3.4) при нулевой температуре окружающего грунтового массива, а также естественного температурного поля грунта, зависящего от сезонных колебаний температуры наружного воздуха [57]. Таким образом, метод суперпозиции и замены нестационарных тепловых состояний рядом последовательных установившихся состояний применим для прямоугольных каналов теплопроводов. Для расчета талой зоны вокруг канала теплопроводов в сезоннопромерзающем грунте с целью определения оптимального варианта прокладки инженерных коммуникаций и обоснования возможности размещения водопроводных и канализационных сетей в зоне теплового влияния теплотрассы большое значение имеет знание зоны талого грунта вокруг канала теплопроводов. Величина талой зоны вокруг канала теплотрассы в горизонтальном направлении (считая от оси канала на уровне его подошвы) может быть определена из следующего выражения, полученного в результате эксперимента на гидроинтеграторе[57]: Я = г„[і + ЛГ(1-Є-Л)], (3.5) где Fo = (Л т)/ ) - критерий Фурье; г - время, час; Коэффициенты N и п являются функциями от В і, Ко и ік/to.. Для их определения имеются следующие зависимости: N = 1,89 (1,52-0,03 0)( /t0)lM-0A6Bi, (3.6) Я ІС "СИ к /о - температура грунта на глубине нулевых годовых амплитуд, С ; ho - заглубление канала теплотрассы до верха плиты, м; Wc - суммарная влажность грунта, доли; WT - массовое содержание незамерзшей воды, доли. Изменения критериев были установлены в диапазоне: 3 tK/t0 9; 2,4 Ко \2; 0 rt 6280; ОД Я/ 4,1 (3.7) В целях максимального упрощения и облегчения расчетов по формулам (3.5)...(3.7) нами уточнена и использована разработанная профессором Б. М. Моисеевым номограмма (рис. 3.4), позволяющая рассчитать величину талой зоны грунта вокруг канала теплотрассы [24,57]. Пример. Требуется определить величину талой зоны вокруг канала теплотрассы в сезоннопромерзающем грунте при следующих исходных данных. Теплопроводы проложены в непроходном железобетонном канале марки KJI-9045 внутренним сечением 0,90x0,45м. Трубы стальные бесшовные диметром 108x3,5мм, изолированные минеральным войлоком толщиной 40мм. По изоляции предусматривается покровный слой асбестоцементной штукатурки толщиной 15мм. Параметры теплоносителя: температура воды в подающем трубопроводе равна 130 С, в обратном - 70 С, Среднегодовая температура воздуха & в непроходных лселезобетонных каналах при заглублении их от поверхности грунта до верха шшты на 0,8м принимается из таблицы 3.1, составленной на основании наблюдений и расчетов для данных условий tg - 30 С [56, 59]. При наличии разности давления воздуха на поверхности наружных ограждений зданий через проницаемые ограждения происходит его перемещение в направлении от большего давления к меньшему. Поступление наружного воздуха в помещение через ограждение называется инфильтрацией, а удаление внутреннего воздуха из помещения через наружные ограждения -эксфильтрацией. Новый подход совершенствования теплозащитных качеств и улучшения температуры о-влажностного режима эксплуатируемых наружных ограждений зданий за счет придания им воздухопроницаемости базируется на использовании физического эффекта поровой инфильтрации. При инфильтрации наружного холодного, но сухого воздуха через пористые и воздухопроницаемые ограждения проявляются ее следующие положительные эффекты: тепловой, осушающий, вентиляционный, эффект отдува влажного воздуха от внутренней поверхности наружного ограждения, эффект переноса газовых вредностей в наружный воздух и даже, частично, эффект фильтрования приточного воздуха от различных механических примесей. Показанные выше нормативные требования к повышению сопротивления воздухопроницаемости наружных ограждений характерны для всей нормативной и справочной литературы [7, 9, 10, 16, 32, 72, 100]. Однако проведенный нами анализ технической литературы, начиная с рассмотрения физического процесса инфильтрации воздуха, показал несоответствие приводимых в технической литературе данных натурным физическим явлениям и процессам. Тепловой эффект поровой инфильтрации заключается в возврате трансмиссионных теплопотерь: часть теплоты, проходящей через ограждение, затрачивается на нагревание фильтрующегося воздуха. Пористое и воздухопроницаемое ограждение, работающее в условиях поровой инфильтрации, превращается в своеобразный регенеративный теплообменник: выходящий тепловой поток д"ш становится меньше, чем входящий ЧЖІЧШ ч1ых) При больших расходах инфильтрующегося воздуха через воздухопроницаемое ограждение потерь теплоты фактически может не быть, т.к. трансмиссионная теплота целиком используется на нагрев наружного воздуха, т.е. двых = 0. Нагревание наружного воздуха при инфильтрации может быть выгодно использовано в системе общего воздухообмена как производственных, сельскохозяйственных и гражданских зданий с уменьшением теплопотерь через наружные ограждения. Разница между входящим и выходящим потоками теплоты составляет: &-4%ых=сВЩ в- н), (4.3) где W - удельный расход воздуха, кг/(м ч). Осушающий эффект поровой инфильтрации заключается в интенсивном отборе влаги из материала ограждения наружным воздухом, влагосодержание которого значительно меньше внутреннего. Воздух, проходя через толщу ограждения, нагревается и повышает свое влагосодержание за счет отбора влаги, находящейся в порах материала. Вентиляционный эффект поровой инфильтрации заключается в организованном и равномерном поступлении через воздухопроницаемые ограждения в помещение наружного воздуха, подогретого за счет ее теплового эффекта. Если в условиях естественного притока наружного воздуха через отверстия и проемы в наружных ограждениях трудно предотвратить воздействие на человека, холодных приточных струй и сквозняков, то при использовании воздухопроницаемых конструкций надежно обеспечивается равномерно распределенный приток воздуха в помещения через оболочку зрения с минимальными скоростями. В условиях инфильтрации наружного воздуха конденсация влаги на внутренней поверхности воздухопроницаемых ограждений проявляется при более низких температурах, чем в случае отсутствия инфильтрации. Проявляется эффект отдува влажного воздуха от внутренней поверхности наружных ограждений. В пограничном слое у этой поверхности более влажный воздух помещения оттесняется более сухим наружным воздухом, фильтрующимся через толщу ограждения в помещение. У внутренней поверхности ограждения создается воздушная "рубашка" из более сухого воздуха с более низкой температурой точки росы. Однако причиной появления конденсата может явиться разрыв сплошности пограничного слоя отдува инфильтрации от внутренней поверхности наружного ограждения. В области разрыва сплошности воздушной "рубашки" более сухого воздуха появляется возможность доступа и контакта внутреннего влажного воздуха с охлажденной поверхностью и, как результат, появление конденсата (рис 4.1). Условия конденсатообразования могут наступать, например, в результате затекания цементного теста в процессе формирования конструкций крупнопористого бетона, использования плоских закладных деталей с их выходом на внутреннюю поверхность ограждения, покраски и пленочных покрытий.Тепловой режим трубопроводов
Тепловой расчет неотапливаемых подземных и обсыпных сооружений
Тепловой расчет нефтепродуктопронодов
Стационарная теплопередача при фильтрации воздуха
Похожие диссертации на Надежность и экологическая безопасность инженерных систем жизнеобеспечения
