Содержание к диссертации
Введение
1 Разработка технологии производства и сжигания водоугольного топлива в котлах малой мощности 11
1.1 Общая характеристика процессов сжигания углей и ВУТ 11
1.2 Существующие способы и технологии получения водоугольного топлива 15
1.3 Технология получения водоугольного топлива 24
1.4 Форкамерная горелка-диспергатор для получения и распыливания водоугольного топлива 30
1.5 Метод обработки поверхности ротора форкамерной горелки-диспергатора 37
1.6 Установка для сжигания водоугольного топлива 42
1.7 Расширенные выводы по 1-му разделу 52
2 Разработка золоуловителей центробежного типа 58
2.1 Описание экспериментальной установки и методики проведения опытов 59
2.2 Исследование аэродинамики потока и эффективности улавливания уловителя с тангенциальным входом 75
2.3 Исследование аэродинамики и эффективности работы золоуловителя с осевыми закручивателями потока 95
2.4 Исследование фракционной эффективности улавливания 106
2.5 Пример расчета прямоточного уловителя с вертикальным входом для котла КЕ-10 107
2.6 Выводы по 2-му разделу 108
3 Технико-экономическая оценка эффективности утилизации вторичных энергетических ресурсов 112
3.1 Способы и оборудование для утилизации вторичных энергетических ресурсов (ВЭР) 112 Рекуператоры и регенераторы 118 Котлы-утилизаторы и тепловые трубы 123 Тепловые насосы 125 Схемы использования ВЭР 126
3.2 Методика расчета многоступенчатых утилизаторов тепловых выбросов 131
3.3 Методика оценки эффективности утилизации тепловых выбросов. Математическая модель и алгоритм исследования экономических показателей утилизаторов 145
3.4 Расчет эффективности утилизации теплоты сушильной камеры ООО «СибТрансСтрой» основные технические решения 151
3.5 Утилизация теплоты уходящих газов металлургической печи кузнечного цеха Барнаульского завода мехпрессов 163
3.6 Утилизация тепла уходящих АБгазов с выработкой насыщенного пара 170
3.7 Выводы по 3-му разделу 178
Заключение и выводы по работе 179
Литература 181
Приложение 191
- Существующие способы и технологии получения водоугольного топлива
- Исследование аэродинамики потока и эффективности улавливания уловителя с тангенциальным входом
- Исследование фракционной эффективности улавливания
- Методика расчета многоступенчатых утилизаторов тепловых выбросов
Введение к работе
В работе рассматриваются некоторые проблемы использования низкосортных топлив и вторичных энергоресурсов (ВЭР) в промышленной энергетике, в том числе новые перспективные технологии сжигания водоугольиого топлива в котлах малой мощности, проблемы разработки эффективных золоуловителей центробежного типа и эффективности утилизации ВЭР.
Актуальность работы. Общемировая тенденция к увеличению цен на углеводородные топлива подталкивает потребителей к поиску более дешевых энергоносителей и эффективных методов энергосбережения.
Среди новых угольных технологий большой интерес представляют технологии водоугольных суспензий (ВУС), возникшие в 50-60 годах прошлого века с появлением технологий гидротранспорта угля. Развитие технологий ВУС в настоящее время привело к технологиям водоугольиого топлива (ВУТ) - искусственных композиционных жидких топлив (ИКЖТ) и ВУТ с навигационными схемами получения (КаВУТ). Разработке технологии получения ВУТ, предназначенного для непосредственного сжигания топке котлов малой мощности, посвящен первый раздел работы.
Несмотря на то, что процесс сжигания ВУТ довольно легко реализуется на практике, из-за присутствия радикальных реакций с участием воды, и обычно протекает эффективно, однако не достаточно полно с точки зрения выгорания углеродной массы. Известно, что сжигание ВУТ, полученного из низкосортных, например, бурых углей и отходов углеобогащения, в котлах малой мощности обычно сопровождается значительным механическим и химическим недожегом (до 10-20 %). Поэтому при сжигании ВУТ необходимым условием организации эффективной работы котла является улавливание частиц золового уноса с целью возврата в топку. Среди известных золоуловителей наиболее простыми по конструкции и надежными в эксплуатации являются золоуловители центробежного типа с взаимодействующими закрученными двухфазными потоками. Совершенствованию золоуловителей этого типа посвящен второй раздел работы.
В настоящее время проблемы энергоэффективности и энергосбережения приобретают характер планетарного масштаба, в связи с набирающими ускорение процессами глобального потепления, вызванными, в том числе, антропогенными выбросами в атмосферу парниковых газов, которые образуются при сжигании различных видов топлив при производстве тепловой и электрической энергии. Поэтому оптимизация и снижение энергопотребления развитыми странами, включая Россию, является насущной проблемой. Среди энергосберегающих технологий важное место имеют технологии утилизации тепловой энергии. Утилизация тепла сбросных газов в котлах малой мощности и в различных технологических процессах является энергоэффективным мероприятием, способным принести весомый экономический и экологический эффект. Технико-экономической оценке эффективности утилизации тепловых выбросов посвящен третий раздел работы.
Таким образом, основной целью работы является развитие технологий производства и сжигаїшя ВУТ, полученных из низкосортных топлив, в котлах малой мощности с утилизацией тепловых выбросов.
Разработка технологии получения и сжигания ВУТ в котлах малой мощности.
Исследование и совершенствование золоуловителей центробежного типа для возврата уносов.
Технико-экономическая оценка эффективности утилизации сбросной теплоты в котлах малой мощности и других объектах.
Для достижения этих целей решались следующие задачи.
Анализ существующих технологий получения и сжигания водо-угольного топлива и проведение исследований по их совершенствованию.
Разработка устройства для получения водоугольного топлива, обладающего комбинированными свойствами, для котлов малой мощности.
Исследование аэродинамики двухфазного потока и эффективности улавливания золоуловителей центробежного типа.
Разработка экономико-математической модели и методики технико-экономической оценки эффективности рекуператоров сбросной теплоты в многоступенчатых схемах утилизации.
(loWUUOa UADU1UO ІпГкТіГк\іґе>\іиі пттіілгчлчпй tin ^ліітігглЛ
Форкамерная горелка-диспергатор для получения и непосредственного сжигания ВУТ в котлах малой мощности.
Результаты исследования аэродинамики потока и эффективности улавливания золоуловителей центробежного типа.
Практическая значимость.
Разработана конструкция и технология изготовления форкамер-ной горелки-диспергатора для получения и сжигания ВУТ.
Разработан золоуловитель центробежного типа с взаимодействующими потоками компактной конструкции, обладающий высокой эффективностью улавливания.
Разработана методика технико-экономической оценки эффективности рекуператоров сбросной теплоты в многоступенчатых схемах утилизации и обобщен опыт соискателя по внедрению технологий утилизации ВЭР на промышленных предприятиях.
Достоверность и обоснованность научных положений определяется использованием достоверных данных и современных мировых достижений в рассматриваемой области, проведением модельных и натурных исследований с применением современных экспериментальных методов.
Апробация работы. Результаты исследования докладывались на конференциях различного уровня: III Семинаре вузов Сибири и Дальнего Востока по теплофизике и теплоэнергетике (Барнаул, 2003), V Всероссийской научно-техн. конф. «Проблемы повышения эффективности металлообработки
в промышленности на современном этапе» (Новосибирск, 2007), II Всероссийской научно-техн. конф. «Управление качеством образования, продукции и окружающей среды» (Бийск, 2007), II Всероссийской научно-практ. конф. с междунар. участием «Энергетические, экологические и технологические проблемы экономики - ЭЭТПЭ-2008» (Барнаул, 2008), Всероссийском семинаре кафедр вузов по теплофизике и теплоэнергетике (Красноярск, 2009), 67-й научно-техн. конф. студентов, аспирантов и проф.-преп. состава АлтГТУ (Барнаул, 2009), VI-й Всероссийской научно-практической конференции студентов, аспирантов и молодых ученых «Наука и молодежь», (Барнаул, 2009).
Получен диплом лауреата конкурса 2009 года по энергетике и энергосбережению Ассоциации городов Сибири и Дальнего Востока за коммерческий проект «Комплекс машин и технология для производства водоугольного топлива».
Публикации. По теме диссертации опубликовано 16 работ, в том числе 1 статья в издании, рекомендованном ВАК, 3 статьи в периодических изданиях и тематических сборниках, 5 докладов и 2 тезиса докладов на конференциях различного уровня, 2 публикации в Интернет-ресурсах, 2 патента и учебное пособие.
Структура и объем работы. Диссертация состоит из введения, четырех глав, заключения и списка литературы. Содержит 192 страницы, 114 рисунков, 34 таблицы и 93 цитированных источника.
Существующие способы и технологии получения водоугольного топлива
В конце XX века разработка технологий водоугольного топлива (ВУТ) наибольшее распространение получила в Японии, Китае и России (рисунок 1.1) [9]. Принципиальная технологическая схема традиционной установки по производству ВУТ приведена на рисунке 1.2 [36]. Основными аппаратами по переработке ВУТ в традиционных технологиях являются шаровые барабанные мельницы (ТТТБМ) или стержневые мельницы мокрого помола, имеющие весьма высокие показатели металлоемкости и энергетических затрат на единицу продукции (низкий энергетический КПД - порядка 1-3 %). Так по данным [9], при производстве ВУТ в компании Yanri CWM Ltd (Китай) энергозатраты составляли 248,2 кВтч/т, на ОПУ «Белово-Новосибирск» (Россия) - 192,0 кВтч/т, а на оборудовании исследовательского центра по угледобыче (Япония) - 86,1 кВтч/т. Полученное традиционной технологией (рисунок 1.2) ВУТ представляет собой двухфазную водно-дисперсную систему со среднем размером углеродных частиц 50-100 мкм - получение более мелкодисперсных частиц угля путем размола связано с большими энергетическими затратами. Анализ международного рынка продаж ВУТ показал, что основным его недостатком является низкая стабильность (устойчивость), обычно не превышающая одного-двух месяцев. Как утверждается в работе [9], причиной этого является недостаточная прочность системы «жидкость-твердая фаза» ВУТ, полученного по традиционной технологии, даже при наличии в нем специальных фиксирующих добавок - пластификаторов, обычно в количестве не более 1-3 %. С целью повышения устойчивости ВУТ - активации жидкой и твердой фаз, в настоящее время используются новые физические процессы и методы переработки минерального сырья, в последнее время получившие апробацию и хорошо зарекомендовавшие себя пищевой и фармацевтической промышленности. Речь идет о методах механоактивации компонентов смеси на специальных аппаратах - кавитаторах. С помощью этой технологии может быть получено активированное ВУТ — искусственное композиционное жидкое топливо (ИКЖТ), имеющее срок хранения без разрушения более года.
В качестве примера приведем типичную схему технологической линии для производства механоактивированного ВУТ - ИКЖТ Российской компании ЗАО «Компомаш-ТЭК» (рисунок 1.3). Уголь А из бункера 1 питателем-дозатором 2 подается в дробилку первичного измельчения 3 (до фракции порядка 2 мм), а затем поступает в диспергатор ультратонкого измельчения (до фракции со средним частиц 30 мкм) и смешивается с водой В и технологическими добавками С в миксере 5. далее смесь поступает в кавитатор 6, в котором производится механическая доработка топливной композиции с образованием значительного количества частиц ультрадисперсной фракции (порядка 5-10 мкм). Следует отметить, что в прайс-листах компании ЗАО «Компомаш-ТЭК» утверждается, что тонкость дисперсной фазы, получаемой на их оборудовании, составляет порядка 1-3 мкм (при средней крупности частиц угля около 0,5-0,8 мкм). На наш взгляд, это фантастические данные — скорее всего размер 0,5-0,8 мкм имеют самые мелкие частицы. Кавитатор работает следующим образом. В этом аппарате, который в сущности является кавитационным насосом, в результате механических эффектов, обусловленных быстрым вращением ротора специальной конструкции в жидкой среде образуется множество мелких газовых пузырьков (газом являются пары жидкости). Эти пузырьки являются неустойчивыми состояниями системы и по истечению некоторого времени индукции исчезают (схлапываются) с образованием в жидкости ударных волн высокого давления. Последние воздействуют на взвешанные в жидкости (воде) угольные частицы, разрушают их и электризуют - наводят на них заряд статического электричества, вызванного трением и разрушением частиц. При этом происходит механоактивация как жидкой, так и твердой фазы композиционного топлива, которая, по-видимому, заключается в образовании двойного электрического слоя на поверхности частиц твердой фазы, являющейся диэлектриком. Второй электрический слой состоит из диполей жидкой фазы, которые образуют сложные конгломераты.
Таким образом, около каждой частицы угля существует мощное дипольное окружение из жидкой фазы, причем эти диполи, возможно, образуют длинные цепи. В результате наличия сил отталкивания одноименных зарядов композиционное топливо становится весьма устойчивым, не расслаивается и не теряет своих реологических свойств в течение длительного времени. По данным, приведенным в работах [9, 37, 38], энергопотребление в кавитаторах (которые также называют дезынтеграторами) при помоле углей составляет порядка 10 кВтч/т, то есть дезынтеграторы являются менее энергоемкими машинами по сравнению с другими методами помола минерального сырья. Кроме того, имеются данные о том, что ВУТ, подвергнутое механо-активации и преобразованное в ИКЖТ, становится химически активированным.
По данным [9, 39, 40], кавитационное воздействие на жидкую фазу (воду) приводит к изменению ее физических характеристик и вызывает механо-химические реакции1) Возбужденная молекула воды наряду с излучением и диссипацией избыточной энергии в тепло может диссоциировать по реакциям (1.1). Термолиз воды приводит к синтезу Н202 и способствует понижению рН. Использование кавитатора в схеме подготовки квазижидкого топлива в настоящее положительно оценивается большинством разработчиков. Приведем технологическую схему опытно-промышленной установки (ОПУ) подготовки ВУТ для ООО «Енисейский ЦБК», разработанную в проекте ООО «Радекс» [36], (рисунок 1.4). В схеме применена двухступенчатая переработка ВУТ в кавитаторе I первой ступени с частотой 28 кГц, и в кавитаторе II ступени с частотой 54 кГц. ВУТ был хорошо гомогенизирован с твердой фазой, с размерами частиц порядка 20 мкм по моде. Массовая доля воды в ВУТ была 54,4 %. По данным, приведенным в [9], удельный расход электроэнергии составил 20 кВтч/т. Устойчивость топлива была весьма удовлетворительной. Теплота сгорания ВУТ из отсевов углей черногорского месторождения около 2,f=11 кДж /кг. Сжигание топлива проходило в штатном режиме.
Исследование аэродинамики потока и эффективности улавливания уловителя с тангенциальным входом
В описываемых опытах, с целью оценки влияния вытеснителей на работу уловителя, вытеснители были убраны. Профиль скорости, измеренный трубкой Прандтля, показан для двух сечений на рисунке 2.10 и 2.11. Положительное значение скорости wy на рисунке 8 соответствует направлению входящего потока. Отрицательное значение обратному движению потока. Форма профиля по оси потока (х=300мм) характерна для двух разделяющихся струй (провал в центре). В нижней части уловителя (рисунок 2.10) тангенциальная скорость в области взаимодействия закрученных потоков уменьшается по сравнению с периферийной областью у стенок (Х=0, Х=600мм). Кроме того, профиль оказывается несимметричным относительно ячеек уловителя, смещенным влево. В обоих случаях скорость максимальна у стенок, она выше чем в среднем сечении циклона. На рисунке 2.12 приведены значения коэффициента аэродинамического сопротивления , найденного по формуле (2.6). С увеличением заглубления выхлопных труб а сопротивление заметно возрастает, причем для участка АС уловителя - нелинейно. С увеличением скорости потока значение уменьшается (рисунок 2.13 и 2.14), т.е. зависимость перепада давления от среднерасходной скорости не является квадратичной. Для а=200мм значения коэффициента сопротивления входного участка ЛВ лежат в пределах 27-33 в зависимости от скорости и составляют вклад в общее сопротивление —30%. Распределение осаждения кварцевого песка по улавливающим карманам приведено в виде зависимостей mK(tf) (рисунок 2.15). Эти зависимо сти показывают, что характер распределения материала по колбам, практически не зависит от скорости потока (небольшое влияние скорости на сепарацию заметно только при а=300мм), зато существенно зависит от величины заглубления, особенно для карманов №4, 5, 6.
Симметричность осаждения материала по ячейкам уловителя можно рассматривать только в отношении периферийных областей (левая ячейка №3 и №4, правая ячейка №1 и №2), т.к. центральные карманы 5 и 6 для ячеек общие. В экспериментах получено, что распределения материала по периферийным точкам ввода является несимметричным (различие составляетесь для д=100мм). Для я=300мм асимметрия составляет -20% и практически исчезает при я=200мм. В центральной зоне уловителя, где проис ходит взаимодействие закрученных потоков (точки отбора №5 и №6), сепарируется минимальное количество материала. Общая эффективность улавливания существенно зависит от заглубления выхлопных труб (рисунок 2.16) и слабо зависит от скорости в диапазоне 4-8 м/с. Сравнивая зависимости rj(a) и (а) следует отметить, что эффективность улавливания и коэффициент сопротивления увеличивается с ростом заглубления. Оптимальным можно считать значение а 200мм. Благодаря тому, что верхняя крышка была прозрачной, визуально было заметно, что частицы двигаются в ячейках уловителя по ломаным траекториям за счет соударения со стенками корпуса. Кроме того, происходит накопление частиц в потоке у дна уловителя. В углах уловителя наблюдались вихреобразные движения потока (локальные вихри). Исследование уловителя с вытеснителями потока Установка вытеснителей существенно меняет аэродинамику двухфазного потока. Распределение скорости напротив входа, снятое трубкой Прандтля, дано на рисунках 2.17, 2.18. Поля левой и правой ячеек уловителя несимметричны и имеют три характеристики максимуму на уровне входа (7=210 мм, Z=500MM) при а=35-200мм. Очевидно, центральный максимум соответствует входящему в уловитель потоку, а два крайних - вихревому движению потока в ячейках. Так как, сечение 7=210мм смещено относительно центра закрученных потоков в сторону входа, где происходит слияние трех потоков, профиль скорости получается более широким, чем по центру выхлопных труб. Увеличение заглубления до 300 мм (рисунок 2.18) приводит к более интен сивной закрутке потока, что выражается в выравнивании профиля скорости и уменьшения центрального максимуму при сохранении несимметричности ячеек.
Несимметричность аэродинамики ячеек может быть связана с взаимодействием вихревых потоков, при котором происходит «перекачка» энергии из одного вихря в другой, так как вихревая система заведомо обладает определенной неустойчивостью. Ниже входного окна (рисунок 2.19) картина становится несколько иной, соответствующей двум взаимодействующим потокам, так как не имеет ярко выраженного центрального максимуму. В месте слияния вихрей происходит торможение потока. На рисунках 2.19 и 2.20 приведены профили скорости снятые с помощью трубки ВТИ, показывающие, что особенностью движения потока в ячейке является малая величина области в центре вихрей, где составляющая скорости равна нулю. Это выражается в том, что кривая распределения скорости при смене направления имеет очень крутой ход, по сравнению с уловителем без вытеснителей потока. Влияние вытеснителей потока на аэродинамику уловителя проявилось также в повышении сопротивления (рисунок 2.21) за счет увеличения скорости вихревого движения примерно в 1,4 раза. Причем, если для участка АС уловителя имеет место практически линейная зависимость АС(а), то зависимость AD(a) оказывается более сложной. В частности имеется минимум при я=100мм. Зависимость коэффициента сопротивления от скорости сохраняется (рисунок 2.22), т.е. зависимость давления от скорости не является квадратичной.
Исследование фракционной эффективности улавливания
В формулах (3.1)-(3.3) пррінятьі следующие обозначения: 2І - тепловосприятие і- той ступени утилизатора, кДж/кг (топлива); #/ - температура греющих газов на входе в і — ю ступень, С; t" - температура нагреваемого теплоносителя на выходе, С; г\\ - коэффициент сохранения теплоты і - ой ступени утилизатора; J І - энтальпия греющих газов на входе в / — ю ступень, кДж/кг; с - удельная теплоемкость нагреваемого теплоносителя, кДж/(кг-К) Gi - массовый расход нагреваемого теплоносителя в / - ой ступени, кг/с; F{ - площадь поверхности нагрева і - ой ступени, м"; [ - поправка на перекрестный ток теплоносителей. Значения энтальпий греющих газов зависят от их температуры и рассчитываются по формуле где индекс j соответствует наличию в продуктах сгорания таких газов, как С02, S02, Н20, N2 и воздуха. Удельные объемные энтальпии (св\ определяются по таблицам [69], либо с достаточной степенью точности вычисляются по интерполяционным зависимостям (таблица 3.3): Величины объемов газов Vj и теоретический объем воздуха для ежи-гания 1 кг или м топлива рассчитывается по формулам, приведенным в литературе [69, 81]. Температура на выходе последней ступени утилизатора ограничена значением температуры при условии отсутствия конденсации паров серной кислоты [82] где tp - температура конденсации водяных паров; Sp - процентное содержание серы в топливе в его рабочем состоянии.
Используя зависимость давления насыщенного пара от температуры можно получить выражение для точки конденсации водяных паров где С — удельная стоимость поверхности нагрева / - ой ступени утилизатора, причем С; =f(Fi). Оптимальное разбиение ступеней утилизатора можно произвести по целому ряду параметров. Наиболее важными из них являются: максимальная температура газов и минимальная температура стенок поверхностей нагрева. Следовательно, для данной модели расчета будем иметь следующие ограничения: Чтобы получить аналитическую зависимость параметра разбиения требуется приравнять к нулю частную производную выражения (3.9) по соответствующему параметру. Даже если бы удельные стоимости С, не зависели от площади поверхности утилизаторов, выражение при дифференцировании получается трансцендентным. 134 Тем не менее, уравнение (3.9) можно решить численно, минимизируя данный функционал. Для этого требуется знать коэффициенты теплопередачи и зависимости удельной стоимости поверхности утилизаторов, используемых в разных ступенях. На рисунках 3.19 и 3.20 приведены технико-экономические характеристики ряда теплообменников, наиболее часто используемых в качестве утилизаторов. Из приведенных данных следует, что по удельной стоимости преимущество имеют стальные калориферы, также они наиболее компактны. Единственной проблемой этих утилизаторов является ограничение по мак симальной температуре (180-190 С) и недолговечность из-за возможной сернокислой коррозии. В действительности удельные стоимости поверхностей существенно зависят от величины поверхности нагрева утилизатора (рисунок 3.21).
Коэффициент множественной детерминации, показывающий на сколько процентов величина удельных стоимостей в выражениях (3.12)-(3.14) обусловлена влиянием учтенных и неучтенных факторов составил R2 =0,93-0,99. Основными изменяемыми (экзогенными) параметрами в данном расчете является коэффициент сохранения теплоты rj, коэффициент теплопередачи (кТ) и расчетный расход топлива Вр. Эти параметры определяются из теплового расчета отдельных ступеней, принятых к установке. В качестве эндогенных параметров выступают капитальные затраты на систему
Методика расчета многоступенчатых утилизаторов тепловых выбросов
Температура на выходе последней ступени утилизатора ограничена значением температуры при условии отсутствия конденсации паров серной кислоты [82] где tp - температура конденсации водяных паров; Sp - процентное содержание серы в топливе в его рабочем состоянии. Используя зависимость давления насыщенного пара от температуры можно получить выражение для точки конденсации водяных паров где С — удельная стоимость поверхности нагрева / - ой ступени утилизатора, причем С; =f(Fi). Оптимальное разбиение ступеней утилизатора можно произвести по целому ряду параметров. Наиболее важными из них являются: максимальная температура газов и минимальная температура стенок поверхностей нагрева. Следовательно, для данной модели расчета будем иметь следующие ограничения: Чтобы получить аналитическую зависимость параметра разбиения требуется приравнять к нулю частную производную выражения (3.9) по соответствующему параметру. Даже если бы удельные стоимости С, не зависели от площади поверхности утилизаторов, выражение при дифференцировании получается трансцендентным. 134 Тем не менее, уравнение (3.9) можно решить численно, минимизируя данный функционал. Для этого требуется знать коэффициенты теплопередачи и зависимости удельной стоимости поверхности утилизаторов, используемых в разных ступенях. На рисунках 3.19 и 3.20 приведены технико-экономические характеристики ряда теплообменников, наиболее часто используемых в качестве утилизаторов. Из приведенных данных следует, что по удельной стоимости преимущество имеют стальные калориферы, также они наиболее компактны. Единственной проблемой этих утилизаторов является ограничение по мак симальной температуре (180-190 С) и недолговечность из-за возможной сернокислой коррозии. В действительности удельные стоимости поверхностей существенно зависят от величины поверхности нагрева утилизатора (рисунок 3.21). Коэффициент множественной детерминации, показывающий на сколько процентов величина удельных стоимостей в выражениях (3.12)-(3.14) обусловлена влиянием учтенных и неучтенных факторов составил R2 =0,93-0,99. Основными изменяемыми (экзогенными) параметрами в данном расчете является коэффициент сохранения теплоты rj, коэффициент теплопередачи (кТ) и расчетный расход топлива Вр.
Эти параметры определяются из теплового расчета отдельных ступеней, принятых к установке. В качестве эндогенных параметров выступают капитальные затраты на систему утилизации. Вначале выполняется предварительный расчет коэффициентов теплопередачи. После этого происходит разбивка утилизатора по ступеням. Таким образом, весь тепловой расчет двухступенчатой схемы является итерационным. Пример теплового расчета двухступенчатой схемы (А и В - ступени) для нескольких видов топлив с различным содержанием серы представлен в таблице 3.4. Результаты расчета для экономайзеров, выбранных в качестве первой ступени, представлены в таблице 3.5, а для стальных калориферов, используемых в качестве второй ступени в таблице 3.6. На рисунке 3.24 приведена зависимость степени рекуперации и доли поверхности второй ступени утилизатора от содержания серы в топливе, построенная по данным таблиц 3.5-3.6. Как видно из данной зависимости, при содержании серы в топливе свыше 3 %, наблюдается значительное снижение степени рекуперации, связанное с ростом температуры на выходе последней ступени. Наиболее важно с технической точки зрения выполнить анализ второй низкотемпературной ступени утилизатора, так как данная ступень работает в наиболее тяжелых условиях, связанных, прежде всего, с низким температурным напором. Результат нахождения минимума функции оптимизации утилизатора, представленной формулой 3.9, в определенном диапазоне изменения параметра (температура газов между ступенями) показан на рисунке 3.27. При этом исходные данные для расчетов взяты из таблицы 3.4. В данном случае функционал (3.9) не имеет выраженного минимума. Это связано, прежде всего, с низкой удельной стоимостью второй ступени утилизатора, а также с ограниченным температурным диапазоном работы. Таким образом, использование численных методов (нахождение минимума функционала) позволяет произвести выбор оптимального расчета многоступенчатой схемы утилизатора ВЭР. Кроме использования многоступенчатой схемы утилизатора и ее оптимальной разбивки на ступени определенный интерес представляет собой возможность экономической оценки общей эффективности внедрения утилизаторов. Эффективность инвестиций в рыночной экономике может быть оценена несколькими различными способами: простым методом окупаемости, методом нормы прибыли, дисконтным методом окупаемости и методом чистой дисконтированной стоимости [83-84]. Самым простым из этих методов является метод окупаемости, исходящий из положительного значения экономического эффекта и широко применявшийся в прежнее время [85]. Условием эффективности проекта в данном случае будет неравенство вида: где Д - годовой доход от проекта; н = 0,15- нормативный коэффициент эффективности капиталовложений в энергосберегающее мероприятие, определяемый через нормативный срок окупаемости ток = 1/Єн= 6,7 лет; К -капитальные затраты, И - годовые издержки производства.
Величина годового дохода определяется по формуле: Д = Стэ 2тэ где Стэ- тариф на тепловую энергию, QT3- количество выработанной за год тепловой энергии, а величина годовых издержек как где Ст - цена топлива, br - удельные затраты топлива на выработку тепловой энергии, аА = 0,037 - норма амортизационных отчислений,, Иовсл- издержки обслуживания ( примерно годовой фонд заработной платы). Однако такой подход в условиях инфляции не отражает основных закономерностей рыночной экономики и приводит к сильному занижению оценки срока окупаемости инвестиций [86]. Особенностью современного подхода является интегральный метод, предусматривающий суммирование дисконтированных затрат за опреде ленный расчетный период. Например, согласно методу чистой дисконтируемой стоимости ЧДС проект считается эффективным, если ЧДС за время прибыльной эксплуатации проекта, называемое сроком жизни Т проекта, больше нуля: где IJj - номинальная (в ценах базового периода) прибыль от инвестиций, получаемая в j-м году; г - номинальная годовая процентная ставка; і - годовая степень инфляции; К - размер инвестиций в ценах базового периода [86]. Рассмотрим случай, когда прибыль остается постоянной в течении срока эксплуатации: IJj = П = const. Тогда неравенство (3.17) значительно упрощается: где к = (1+/)/(1+/-) - постоянная дисконтирования, Г0 - период освоения проекта, Тэ = Т- Т0 - срок эксплуатации объекта. Величину расчетной прибыли можно определить как [87]: где Д - годовой доход, Иэ - издержки эксплуатации, А = аАК - амортизационные отчисления. Как и предыдущем методе Иэ = Сфт0.тэ + Ио5сп (в случае частичного отнесения затрат топлива на производство электрической энергии). Последнее неравенство позволяет оценить величину предельной кредитной ставки Гщ, в случае заемных инвестиций, позволяющей окупить проект за весь срок эксплуатации. Рассмотрим еще один метод - метод срока окупаемости, когда чистая дисконтируемая стоимость ЧДС становится равной нулю [86]:
