RĪGAS TEHNISKĀ UNIVERSITĀTE LATVIJAS JŪRAS AKADĒMIJA Arnis...
Transcript of RĪGAS TEHNISKĀ UNIVERSITĀTE LATVIJAS JŪRAS AKADĒMIJA Arnis...
RĪGAS TEHNISKĀ UNIVERSITĀTE LATVIJAS JŪRAS AKADĒMIJA
Arnis ZĀĢERIS
DZIĻĀS GĀZU REĢENERĀCIJAS SISTĒMAS TEHNISKO un TERMODINAMISKO PARAMETRU OPTIMIZĀCIJA
Promocijas darba kopsavilkums
Rīga 2009
RĪGAS TEHNISKĀ UNIVERSITĀTE Transporta un mašīnzinību fakultāte LATVIJAS JŪRAS AKADĒMIJA
Kuģu mehānikas nodaļa
Arnis ZĀĢERIS Doktora studiju programmas „Inženiertehnika, mehānika un mašīnbūve” doktorants
DZIĻĀS GĀZU REĢENERĀCIJAS SISTĒMAS TEHNISKO un TERMODINAMISKO PARAMETRU OPTIMIZĀCIJA
Promocijas darba kopsavilkums
Zinātniskais vadītājs Dr. habil. sc. ing., profesors
V.A.SEMEKA Dr. habil. sc. ing., profesors
J.CIMANSKIS
Rīga 2009
2
UDK 621.438 (043.2) Zā 167 d
Zāģeris.A. Dziļās gāzu reģenerācijas sistēmas tehnisko un termodinamisko parametru optimizācija. Promocijas darba kopsavilkums.-R.:RTU, 2009.-40 lpp. Iespiests saskaņā ar RTU Mehānikas institūta lēmumu 2008.gada 05. novembra lēmumu, protokols Nr.2008-3
ISBN …….
3
PROMOCIJAS DARBS IZVIRZĪTS INŽENIERZINĀTŅU DOKTORA GRĀDA IEGŪŠANAI
RĪGAS TEHNISKAJĀ UNIVERSITĀTĒ
Promocijas darbs inženierzinātņu doktora grāda iegūšanai tiek publiski aizstāvēts 2009.g. ….…………………… Rīgas Tehniskās universitātes Enerģētikas un elektrotehnikas fakultātē, Kronvalda bulvārī 1, …… auditorijā. OFICIĀLIE RECENZENTI Profesors, Dr.sc.ing. Jānis Brūnavs Latvijas Jūras Akadēmija Profesors, Dr.sc.ing. Viktoras Sencila Lietuvas Augstākā Jūrskola LZA korespondētājloceklis, RTU Mehānikas institūta asociētais profesors, vadošais pētnieks, Dr. Inž. Jānis Auziņš
APSTIPRINĀJUMS
Apstiprinu, ka esmu izstrādājis doto promocijas darbu, kas iesniegts izskatīšanai Rīgas Tehniskajā universitātē inženierzinātņu doktora grāda iegūšanai. Promocijas darbs nav iesniegts nevienā citā universitātē zinātniskā grāda iegūšanai. Arnis Zāģeris …………………………….(Paraksts) Datums: 2009-
Promocijas darbs ir uzrakstīts angļu valodā, satur ievadu, 6 nodaļas, secinājumus, literatūras sarakstu, 0 pielikumus, 143 zīmējumus un ilustrācijas, kopā 199 lappuses. Literatūras sarakstā ir 151 nosaukumi.
4
Vispārīgs darba raksturojums Šajā disertācijā „Dziļās gāzu reģenerācijas sistēmas tehnisko un termodinamisko
parametru optimizācija” tiek vispusīgi analizētas galveno dzinēju izplūdes gāzu un dzesējamo
šķidrumu siltuma reģenerācijas iespējas, piemērojot kuģu enerģētiskajām vajadzībām.
Reģenerācijas lietderība, efektivitāte ir diezgan plaši pētīta daudzos darbos, kas veltīti kā
kuģu, tā arī krasta enerģētikas attīstībai, tādejādi šajos pētījumos problēma tiek skarta no cita
redzes punkta. Tā kā neizmantotais siltums bāzes dzinēja izplūdes gāzēs ir tā sastāvdaļa, kas
dos vislielāko efektu, tad tieši Utilizācijas katls (UK) būs šīs iekārtas galvenā komponente,
kuras reģenerācijas lietderība un piemērotība tiek pētīta atkarībā no katla konstruktīvās
izvēles, no izvēlētā sistēmas termodinamiskā saslēguma. Palielinot katla izmērus, tiek
nodrošināts dziļās gāzu utilizācijas sistēmas efektivitātes pieaugums, tomēr šāda pieeja nav
ekonomiski pamatota, jo vienlaicīgi pieaug arī katla sākuma un eventuālās ekspluatācijas
izmaksas, kā arī jaudas zudumi bāzes dzinējā. Bez tam dažiem kuģu tipiem enerģētiskās
iekārtas izvēle ir limitēta arī atkarībā no gabarītiem, jo sevišķi no augstuma, un, lai
nodrošinātu iekārtas maksimālo termodinamisko efektu, nepieciešams izvēlēt utilizācijas
katlu ar optimālu savstarpējo sildvirsmu sadalījumu, kas arī tiek pamatots šajos pētījumos.
Kad kuģa siltuma reģenerācijas iekārta ir integrēta elektrostacijas sastāvā, būtisks moments ir
iespējami lietderīga papildus ģenerētās jaudas izmantošana atkarībā no ekspluatācijas
faktoriem. Tādejādi svarīgi ir apzināt utilizācijas turboģeneratora elektroapgādes
pietiekamības līmeni, lai varētu veikt optimālu visas elektrostacijas komplektāciju.
Darbs sastāv no ievada, sešām nodaļām, izmantotās literatūras saraksta (150
nosaukumi).
Darba aktualitāte
Pateicoties Pasaules ekonomikas globalizācijai, tiek nodrošināts tirdzniecības flotes
gan skaitliskais pieaugums, gan arī tā specializācija, kas tieši ietekmē kuģa izmērus un
konstrukciju, kā arī citus tehniskos parametrus. Tajā pašā laikā izmantojamo fosilo degvielu
rezerves ir ierobežotas, kas tieši ietekmē cenu palielināšanos un līdz ar to arī kuģu frakts
likmes. Turklāt aizvien vairāk tiek pievērsta uzmanība apkārtējās vides aizsardzības
nodrošināšanai, kas vērsta uz dzinēju un citu siltuma spēka iekārtu izplūdes gāzu emisijas
ierobežošanu, izstrādājot dažādus Starptautiskus un Nacionālo valdību regulējošus likumus un
normas. Tādejādi savstarpēji pretrunīgie faktori, kā nepieciešamība vairāk, ātrāk un lētāk
5
nogādāt kravu pie aizvien pieaugošās degvielu izmaksu nelabvēlīgās ietekmes, ir tie, kas
nosaka tendences kuģošanas attīstībā. Sekojoši tieši kuģa spēka iekārta ir mūsu turpmāko
pētījumu objekts, kurai jābūt gan ekonomiskai, gan videi draudzīgai. Vēlamos rezultātus var
sasniegt ne tikai pilnveidojot galveno dzinēju, bet arī vispusīgi reģenerējot tā neizmantojamo
siltumu, kura galvenā sastāvdaļa ir ietverta izplūdes gāzēs un kas savādāk būtu
neatgriezeniski zaudēts apkārtējā vidē. Tādejādi tieši tā saucamās neizmantojamā siltuma
reģenerācijas iekārtas, kas mūsu gadījumā pamatā būtu Dziļās Gāzu Utilizācijas Sistēma
(DGUS), ir šo pētījumu objekts, kura iespējami augstākā efektivitāte būtu jāsasniedz noteiktos
fiksētos gabarītos, jo pretējā gadījumā tiek zaudēts lietderīgais kuģa kravas tilpums. Tas
apstāklis, ka tieši utilizācijas katls ir DGUS lielākā un viena no galvenajām sastāvdaļām, ir
noteicošais faktors mūsu pētījumu izvēlētajai specifikai. Dažiem specializētiem tipa ātrgaitas
kuģiem izvēlētās enerģētiskās iekārtas gabarītu ierobežojumi ir būtiski, jo sevišķi to
augstums, kas var nelabvēlīgi ietekmēt kravu operāciju izpildi, tādejādi jebkura utilizācijas
katla uzstādīšana virs galvenā dzinēja var būt problemātiska. Neskatoties uz to, ka lēna-
apgrieziena divtaktu dīzeļdzinēji ir guvuši plašu pielietojumu kā kuģu galvenie dzinēji, tomēr
arī citas alternatīvas kļūst aizvien konkurētspējīgākas un gūst plašāku pielietojumu,
pateicoties to kompaktumam, vienlaicīgi nodrošinot arī augstas jaudas izstrādi. Pirmkārt tās ir
aviācijas tipa gāzturbīnas, kas guvušas daudzsološu un efektīvu pielietojumu kā galvenā
spēka iekārta uz specializētajiem kravas un augsta komforta pasažieru kuģiem. Neskatoties uz
vēl joprojām augstām degvielas izmaksām, pārvadājumu efektivitāte tiek nodrošināta,
pateicoties gan lietderīgās kravas tilpuma (tai skaitā arī pasažieru skaita) pieaugumam, gan
ievērojamam ekspluatācijas izmaksu samazinājumam. Sasniegumi materiālu tehnoloģiju
zinātnēs, plašs uz keramikas bāzēto metālu pielietojums turbīnu ražošanā, ieskaitot lāpstiņu
un sprauslu atdzesēšanu, dod iespēju ievērojami palielināt cikla sākotnējo temperatūru,
attiecīgi samazinot degvielas patēriņu. Tajā pašā laikā nav iedomājama konkurētspējīga
gāzturbīnas spēka iekārta, neizmantojot dziļās gāzu utilizācijas sistēmu [3, 6, 7, 13, 17, 18,
22, 23].
Izvēlētai tēmai ir veltīti daudzi zinātniski pētījumi, inženiertehniski risinājumi, lai
nodrošinātu maksimālu jaudas pieaugumu. Tomēr šajos darbos efektivitātes nodrošinājums
tiek sasniegts, vai nu salīdzinot dažādu termodinamisko shēmu lietderību, vai arī nodrošinot
iespējami dziļāku izplūdes gāzu atdzesēšanu. Šāda nostāja ne vienmēr ir attaisnojama, jo
izrietošā nepieciešamība palielināt katla izmērus tieši ietekmēs iekārtas sākotnējās, kā arī
turpmākās ekspluatācijas izmaksas, kas ne vienmēr var būt attaisnojamas attiecībā pret iegūto
6
termodinamisko efektivitāti. Bez tam augsti kompaktu enerģētisko iekārtu izvēles gadījumā
liela izmēra katlu uzstādīšana būs pretrunā ar kuģa konstruktīvo koncepciju, bet dažos
gadījumos tas var būt pat nepieņemami, un tieši tāpēc ir svarīgi atrast un pamatot tos
apstākļus, kas nodrošinās maksimālo efektivitāti vienā katla apjoma vienībā.
Disertācijas mērķis
Balstoties uz minētiem apsvērumiem, šim pētījumam tiek izvirzīti sekojoši
uzdevumi:
1. Dziļās gāzu utilizācijas sistēma (DGUS) ir mūsu pētījumu objekts, un tās pielietojumu
ietekmēs sagaidāmā relatīvā termodinamiskā lietderība atkarībā WHRSη no galvenā
dzinēja tipa, kas arī noteiks disertācijas uzdevumus:
a. %WHRS 3525÷≈η un %WHRS 15≈η robežās, kad galvenais dzinējs ir vai nu
moderna aviācijas tipa gāzturbīna vai arī vidēju apgriezienu četrtaktu dīzeļdzinējs.
Šajā gadījumā atgrieztā jauda tvaika turbīnas veidā tiek izmantota, lai nodrošinātu
kuģa gaitu, paralēli saslēdzot kopā ar galveno dzinēju caur reduktoru vai
elektromotoru uz dzenskrūvi. Lai nodrošinātu kombinētā gāzes-tvaika turbīnas
cikla maksimālo jaudu, nepieciešams izvēlēties izplūdes katlu ar attiecīgu
optimālu sildvirsmu komplektāciju ierobežotos tā gabarītos [4, 13, 18, 32];
b. %,,WHRS 2553 ÷≈η , kad galvenais dzinējs ir moderns mazapgriezienu divtaktu
dīzeļdzinējs [28,29]. Šajā gadījumā kuģa gaitu nodrošina tikai un vienīgi
galvenais dzinējs, kamēr utilizācijas tvaika turbīna tiek iekļauta kuģa
elektrostacijā, un tad DGUS galvenais mērķis ir:
i. nodrošināt degvielas maksimālu ekonomiju;
ii. rast apstākļus, kas pieļautu dīzeļa ģeneratora aizvietošanu ar tvaika turbīnu.
2. Atkarībā no DGUS pielietojuma pakāpes, tiek precizēti disertācijas galvenie uzdevumi,
kasir jo sevišķi svarīgi gāzturbīnu un četrtaktu dīzeļdzinēju gadījumā:
a. Iekārtai jābūt pietiekami efektīvai ierobežotos gabarītos, jo sevišķi tās augstumam
dažu tipa kuģiem;
b. Tā kā izplūdes gāzu katls ir DGUS viena no galvenajām un lielākajām
sastāvdaļām, tā optimizācijas metodes izveide ir svarīga, ņemot vērā
ierobežojošos gabarītu nosacījumus;
7
c. Balstoties uz šo metodi, dažādu DGUS parametru ietekme tiek optimizēta, lai
nodrošinātu augstāko jaudas pieaugumu vienā apjoma vienībā;
d. Tādējādi ir iespējams veikt tādu utilizācijas katlu virsmu komplektāciju
ierobežotos gabarītos, kas nodrošinātu maksimālu efektivitātes pieaugumu gan
tvaika turbīnai atsevišķi, gan kuģa propulsīvajai iekārtai kopumā
3. Spēka iekārtām ar mūsdienu mazapgriezienu dīzeļdzinējiem izplūdes gāzu potenciāls ir
ievērojami samazināts, tādējādi papildus jau minētajiem uzdevumiem ir svarīga
sekojošu mērķu padziļināta izpēte:
a. DGUS un tā katla/virsmu optimāla izvēle pie fiksēta gāzu reģenerācijas dziļuma;
b. Papildus tiek izskatītas arī citas siltuma reģenerācijas alternatīvas, kā, piemēram,
dzesējamā ūdens siltuma atgriešana;
c. Elektrojaudas nodrošinājums atkarībā no dažādiem kuģa un spēka iekārtu
ekspluatācijas faktoriem, lai panāktu optimālu elektrostacijas komplektāciju,
iekaitot ilgstošu jaudas deficīta efektīvu kompensāciju.
Zinātniskie jauninājumi un galvenie rezultāti
Pētījumu laikā tiek formulēti sekojoši galvenie rezultāti un secinājumi:
1. Tiek izveidots matemātiskais nelineāru vienādojumu modelis DGUS, pie fiksētu
utilizācijas katla gabarītu, t.i., augstuma, izmēriem, kam atbilst attiecīga izmēra
konvektīvā sildvirsma;
2. Balstoties uz šo metodi, tika veikti detalizēti pētījumi, lai optimizētu DGUS gan
termiskos, gan ģeometriskos parametrus, rezultātā nodrošinot maksimālo jaudas
pieaugumu vienā katla apjoma vienībā:
a. Pētot katras atsevišķas sildvirsmas iespaidu uz sistēmas efektivitātes parametriem,
tiek atrasta un pamatota maksimāli pieļaujamā katla virsma, kas nodrošinās
vislielāko iespējamo jaudas pieaugumu;
b. Fiksētos katla gabarītos tvaika spiediena ietekme uz DGUS efektivitātes
rādītājiem ir pretrunīga. Rezultātā tiek atrasts viens spiediena līmenis, kas
nodrošinās maksimālo tvaika turbīnas jaudu. Tomēr, ņemot vērā katla nelabvēlīgo
gāz-dinamiskās pretestības iespaidu uz galvenā dzinēja darbību, visas
enerģētiskās iekārtas summārā jauda tiek sasniegta pie cita zemāka optimālā
tvaika spiediena.
8
c. Pie fiksētiem katla gabarītiem tiek atrasts tāds optimālais savstarpējais
konvekcijas virsmu sadalījums, kas nodrošina iekārtas maksimālo jaudu;
d. Tādējādi tikai abu lielumu, t.i., tvaika spiediena un sildvirsmu savstarpējā
sadalījuma, vienlaicīga optimizācija dod vēlamo efektivitātes pieaugumu;
e. Katla ūdens uzkarsēšanai ar recirkulāciju tiek piedāvāta alternatīva sistēma ar
starptvaika atvadi, un pie vienādiem UK gabarītiem tiek panākts:
i. Efektīvāka reģenerētā siltuma izmantošana nodrošina izplūdes gāzu
temperatūras pieaugumu pēc katla, tādējādi samazinot sērskābes korozijas
riska iespējamību, tomēr sagaidāmais efektivitātes pieaugums nav
novērojams;
ii. Izmainās sildvirsmu savstarpējais sadalījums, jo, samazinoties katla ūdens
caurplūdei, palielinās iztvaikotājs uz ekonomaizera rēķina
f. Cauruļu ribošana ir vēl viena alternatīva, kā intensificēt siltumapmaiņu un
palielināt sildvirsmu vienā katla apjoma vienībā. Rezultātā ir iespējams
ievērojami samazināt katla gabarītaugstumu līdz pat ≈20÷24% pie citiem
vienādiem termodinamiskās efektivitātes nosacījumiem;
3. Modernu mazapgriezienu divtaktu dīzeļdzinēju gadījumā siltuma reģenerācijas iespējas
ir ierobežotas, tāpēc tika attīstīti un pamatoti sekojoši priekšlikumi:
a. Lai nodrošinātu tvaika turbīnas maksimālo jaudu, tika attīstīts cits DGUS
algoritms, kas balstīts uz fiksētu gāzu atdzesēšanas dziļuma nosacījumu;
b. Rezultātā tika pamatots cits optimālais utilizācijas katla sildvirsmu sadalījums,
kas būtu jāņem vērā, komplektējot konkrētu spēka iekārtu;
c. Lai nodrošinātu efektīvu gan turbīnas, gan sildelementu darbību, ir jāizvēlas visai
augsts tvaika spiediena līmenis, kas tiek pētīts atkarībā no dažādiem DGUS gan
termiskajiem, gan ģeometriskajiem faktoriem;
d. Lai nodrošinātu DGUS praktisko lietderību, tiek paredzētas dažādas opcijas
dzesējamā ūdens siltuma izmantošanai, kas reducējās Kompleksās neizmantotā
siltuma reģenerācijas sistēmas (KNSRS) izveidē;
e. Atkarībā kā no sistēmas komplicētības, izvēlētā peldēšanas rajona temperatūrām,
tā arī no galvenā dīzeļa noslodzes tiek analizēts elektrojaudas nodrošinājums;
f. Iegūtie rezultāti var kalpot par pamatu optimālai kuģa elektrostacijas
komplektēšanai, lai vienlaicīgi nodrošinātu gan maksimālu degvielas ekonomiju,
gan iespējami minimālas sākotnējās, kā arī eventuālās ekspluatācijas izmaksas.
9
Disertācijas praktiskajā sadaļā, balstoties uz siltumtehnikas mērījumu rezultātiem
reālai kuģa spēka iekārtai ekspluatācijas apstākļos tika atrasts izplūdes gāzu radītais katla
aizsērējuma koeficienta lielums ε . Eksperimenta laikā novērtētā mērījumu kļūda ir
daudzsološi zema, t.i., %КУП 11103100 ÷≈∂ −ε , bet koeficienta ε lielums ir dažāds katrai
sildvirsmai, kas būtu ņemams vērā turpmākos aprēķinos. Arī vidēji izsvērtais lielums reālai
iekārtai praktiski maz atšķiras, t.i. augstāks līdz, no rēķinos pieņemtā rekomendējošā lieluma,
kas skaidrojams ar zemākas kvalitātes degvielas izmantošanu ekspluatācijas apstākļos.
Darba praktiskā vērtība
Iegūtie rezultāti var kalpot par pamatinformāciju kuģu īpašnieku pārstāvjiem, to
jaunbūves grupām, kas kopā ar kuģu būves rūpnīcām un tehnisko iekārtu ražojošām
kompānijām nodarbojas ar kuģa komplektāciju. Tomēr tieši nākamie kuģa īpašnieki ir tie, kas
varētu zināt gan eventuālos ekspluatācijas rajonus, gan dzinēja noslodzes režīmus, no kuru
izvēles ir būtiski atkarīga šīs iekārtas efektivitāte. Izstrādātie rezultāti ir ieviesti CNNI MF
tehniskajos projektos, kā arī izmantoti Latvijas Kuģniecības jaunbūves programmas attīstības
laikā. Arī krasta enerģētikā ar zināmu pielaidi šie rezultāti un galvenais metodiskā pieeja var
būt lietderīgi izmantojama.
Rezultātu ticamība
Jau augstākminētais praktiskais pielietojums ir reāls nodrošinājums rezultātu
ticamībai. Balstoties uz izstrādāto metodi, tika pētīta gāzu radītā aizsērējuma koeficienta
izmaiņas, un iegūtie rezultāti ir atbilstoši reālajā praksē novērotajiem, atšķiroties
līdz . %13≈
Publikācijas
Par disertācijas darba tēmu ir bijušas astoņas (8) zinātniskās publikācijas.
Darba aprobācija
Disertācija un tās sadaļas laikā no 2005. līdz 2007. gadam ir tikušas prezentētas
dažādās zinātniskās konferencēs Rīgas Tehniskajā universitātē, Kauņas Tehnoloģijas
Universitātē, Latvijas Jūras akadēmijā, Starptautiskajā Transportu zinātņu konferencē
Portorožā Slovēnijā. 10
1. 9th International Conference on Traffic Science- ICTS 2005; 14th
–15th
November 2005,
Grand hotel Bernardin, Portorož, Slovenija. 2. 9th International Conference. Kaunas University of Technology. Transport Means 2005. 3. 9th Maritime Conference. Maritime Transport and Infrastructure 2007. Riga: Latvijas
Jūras akadēmija, April 19-20, 2007. 4. Scientific Proceedings of Riga Technical University. 6th ser. Transport and Engineering.
Riga: RTU, 2005. 5. 8th Maritime Conference. Maritime Transport and Infrastructure 2006. Riga: Latvijas
Jūras akadēmija, April 20-21, 2006
Aizstāvēšanai tiek piedāvāts
Aizstāvēšanai tiek piedāvāta metode, kas balstīta uz jau izstrādātiem vienādojumiem,
empīriskās analīzes grafiskām daudzfunkcionālām atkarībām; un tos analītiski apstrādājot,
virknējot pareizā secībā tiek veidots DGUS matemātiskais modelis atkarībā no katla gabarītu,
tā augstuma, ierobežojumiem. Balstoties uz šo analītisko modeli, tiek pamatota optimālā katla
virsmu komplektācija, tvaika spiediena izvēle atkarībā no iespējamiem tehniskajiem un
ekspluatācijas priekšnosacījumiem, kas nodrošinās iekārtas maksimālo jaudu.
Darba struktūra un apjoms
Disertācija sastāv no ievada, sešām nodaļām, secinājumiem un izmantojamās
literatūras (150 nosaukumi). Darba apjoms ir 199 lappuses drukāta teksta un 143 attēli.
Darba saturs
Disertācija ir veltīta kuģu spēka iekārtu siltuma reģenerācijas sistēmu analīzei, kas
balstīta uz izstrādātu matemātiskās analīzes modeli pie fiksēta utilizācijas katla gabarītu
ierobežojuma, lai nodrošinātu efektīvu iekārtas komplektāciju.
Ievadā ir pamatota disertācijas tēmas aktualitāte un noformulēts kopējais darba
mērķis: pamatot un nodrošināt maksimāli lietderīgo izplūdes gāzu siltuma izmantošanu vienā
katla apjoma vienībā. Ir dots īss satura atstāstījums un galvenie zinātniski praktiskie rezultāti.
1. nodaļā tiek izpētīti un meklēti galvenie pamatojumi DGUS (skatīt 1.att.)
ieviešanas nepieciešamībai, balstoties uz mūsdienu situāciju naftas un to produktu tirgū. Tiek
ņemtas vērā Pasaules flotes attīstības tendences, tās specializācija, tonnāžas un jaudas
11
pieaugums ir tie motivējošie faktori, kas liek meklēt jaunas iespējas, kā samazināt aizvien
pieaugošās degvielas izmaksas. Arī tā
saucamā gāzturbīnu renesanse, gan vides
aizsardzības regulējošo dokumentu un citu
līdzīgu aktivitāšu pastiprināšanās ir
pateicīgi priekšnosacījumi, kādēļ Dziļās
gāzu utilizācijas sistēmu ieviešanu būtu
nopietni jāapsver, uzsākot kuģu jaunbūvi.
Balstoties uz analizētajiem
priekšnosacījumiem, kas nosaka siltuma,
pirmkārt izplūdes gāzu, reģenerācijas
iekārtu uzstādīšanas lietderību, tiek
apskatīta esošā situācija un noformulēti
galvenie disertācijas pamatuzdevumi.
Dažādus specifiskus ar kuģu enerģētiskās
iekārtas siltuma rekuperāciju saistītus
jautājumus ir pētījuši tādi zinātnieki kā
Kurts Illijes, V.Jeņins, A.Fraas,
K.Dementjevs, G.Flanagans, B.Buekners
un citi, kā arī starptautiski atzīti
specializētie siltumtehniskie pētniecības institūti [2, 8, 10, 35, 37, 39, 48, 49]. Atkarībā no
galvenā dzinēja tipa izplūdes gāzu reģenerācijas nozīmīgums un pētāmo uzdevumu prioritātes
mainīsies. Līdz ar to gadījumos, kad par kuģa bāzes dzinēju tiek izmantota moderna
gāzturbīna, dažādu termodinamisko shēmu saslēguma lietderība tiek izvirzīta kā viens no
primāriem jautājumiem, kas varētu nodrošināt maksimālo lietderības pieaugumu; un to
pētījuši daudzi savā jomā atzīti zinātnieki tādi kā A.Kurzons, B.Judovins, Horst W. Koehler,
F.J. Brooks, J.Woodward, D.Woodyard, H.Rozenbergs, F.G.Baily un citi [1, 5, 7, 9, 12, 33,
41, 45]. Inovatīvas metodes, kā, palielinot gāzturbīnas (Braitona) cikla lietderību, tiek
papildus reģenerēts dzesējamā aģenta (ūdens, gaisa) siltums, kas inkorporēts DGUS ciklā,
tiek vispusīgi apskatītas L.S.Vencjulisa, L.David, ARAI Masashi, SUGIMOTO Takao,
N.A.Dikija, G.G.Žarova un citos darbos [6, 16, 22, 25, 36, 38]. Arī virsmu intensifikācijas
efektivitāte, izmantojot katla sildvirsmu cauruļu ribošanu, kā arī citas metodes, tiek vispusīgi
pētīta gan teorētiskajos, gan praktiskajos darbos ko veikuši tādi zinātnieki un inženieri kā
1. att Dziļās gāzu utilizācijas sistēma ar recirkulatīvo katla ūdens apsildi
12
Frank P. Incropera, David P. DeWitt, John E. Edwards, Sadik Kakaç , Yaman Yener,
P.I.Bažans, P.G.Bistrovs, V.Gartvigs, O.Ļitavrins, A.Fraas un citi [11, 20, 24, 30, 34, 42, 43].
Arī gadījumā, kad galvenā enerģētiskā iekārta sastāv no moderna mazapgriezienu
dīzeļdzinēja, reģenerācijas iespējas, lai gan ir stipri ierobežotas, tomēr augstā degvielas cena
ir tas apstāklis, kādēļ minētā tēma ir joprojām ir aktuāla, būdama atspoguļota zinātnieku un
inženieru S.Šmita, H.Veisera, S.Kamkina, I.Vozņicka, V.Maslova pētījumos, kā arī vadošo
dīzeļbūves (SULZER, M.A.N./B&W, ....) kompāniju tehnisko projektu dokumentācijā [14, 21,
26, 27, 40, 44]. Rakstot disertāciju, tika apzināts daudz vairāk informācijas, kā arī reālās
praktiskās aktivitātes kuģu būvē, un varētu domāt, ka nekas jauns vairs nav papildināms šajā
sfērā, tomēr tas nebūt nav tā. Jau savā laikā zinātniskais vadītājs profesors V.A.Semeka,
piedaloties un vadot ātrgaitas RO-RO tipa kuģa projektēšanu, kur tika izvēlēta ļoti kompakta
un jaudīga kombinētā gāzes-tvaika turbīnas enerģētiskā iekārta ar summāro jaudu
2×25MW=50MW, pievērsa uzmanību izplūdes gāzu katla sākotnēji nepieļaujami lielajiem
gabarītiem. Lai samazinātu katla gabarītus, tiek piedāvāta konvektīvās virsmas intensifikācija,
tas ir cauruļu ārējā ribošana, un galarezultātā panākts zināms pozitīvs efekts. Tādējādi tieši šie
sākotnēji ierobežojošie gabarīti bija tas praktiskais apstāklis, kas deva impulsu Dziļās gāzu
utilizācija sistēmas matemātiskā modeļa pamatojumam, balstoties uz iepriekš determinēta
katla augstuma. Tomēr pirmā nodaļa nav tikai pamatojums disertācijas lietderīgumam, bet tā
ir veidota kā secības shēma, kuras pamatprincipus būtu nepieciešams ievērot, projektējot
kuģi. Visu minēto apstākļu apsvēršanai ir būtiska gan iekārtas noslodze, gan kuģošanas rajons
un citi faktori, jo tādējādi ir iespējams iegūt maksimāli efektīvu rezultātu kuģa ekspluatācijas
laikā, prognozējot dziļās gāzu utilizācijas sistēmas izmantošanas pakāpi.
2. nodaļā tiek pamatota Siltuma reģenerācijas kontūra (SRK) un tā pamatelementu
izvēle. Dažādu katlu tipi tiek salīdzināti, balstoties gan uz izvēlēto pielietojumu, gan ņemot
vērā ekspluatācijas pieredzi. Dažādu sildvirsmu saslēguma iespējas tiek analizētas ar mērķi
sasniegt augstāko ekonomiju pie minimāliem gabarītiem, nesamazinot iekārtas ekspluatācijas
drošumu un ilgmūžīgumu. Katla sildcauruļu un tā kūļa ģeometrisko raksturlielumu izvēle ir
cits komplicēts uzdevums. Vispirms, vēlme intensificēt sildvirsmas daudzumu vienā apjoma
vienībā liekas pašsaprotama un atbilstoša mūsu uzstādītajiem mērķiem, tomēr no otras puses
šāda vienpusīga pieeja ir saistīta ar dažādu negatīvu seku pieaugošo ietekmi. Tādējādi ir
nepieciešams atrast, pamatot un pieņemt optimālo balansu starp vēlamo rezultātu un
iespējamo risku. Izraudzītie raksturlielumi nav kaut kas galīgs un sastindzis, un izdevīgs ne
tikai šim konkrētajam projektam, bet šī izvēle ir arī tas nepieciešamaispriekšnosacījums, lai
13
veiktu turpmākos pētījumus, kā rezultātā tiek atrastas iespējamās funkcionālās sakarības.
Iespējams, ka izmainoties ekspluatācijas
nosacījumiem, kā, piemēram, cita
patērējamās degvielas šķirne, speciāli
materiāli, specifiskas kuģošanas līnijas,
citi ģeometriskie un termodinamiskie
parametri var tikti pieņemti kā optimālie
[19, 37, 47]. Tieši metodoloģija, kā tiek
izvēlēts DGUS paveids, ir šīs nodaļas
vērtība un, varētu teikt, arī novitāte, jo
visu apskatīto ekspluatācijas faktoru
ietekme ir būtiska (skatīt 2.att).
Kad esam pamatojuši šādas
reģenerācijas sistēmas turpmākās
izpētes lietderību, ir nepieciešams
apzināt tās pielietojumu, no kuras būs
atkarīga zinātniskā darba atsevišķu
nodaļu specifika. Gadījumā, kad
galvenais dzinējs ir vai nu moderna
aviācijas tipa gāzturbīna vai četrtaktu dīzeļdzinējs, utilizācijas cikla tvaika turbīnas jauda ir
ievērojama ≈25÷35% un ≈15% no bāzes dzinēja jaudas atbilstoši, kas parasti tiek izmantota
kuģa gaitas nodrošināšanai, saslēdzot to caur reduktoru (skatīt 3.att). Šajā gadījumā, izvēloties
konkrētu un determinēta izmēra utilizācijas katlu, galvenais pamatmērķis ir panākt ne tikai
tvaika turbīnas, bet arī propulsīvās
iekārtas kopumā maksimālu jaudas
nodrošinājumu, kas ir iespējams, veicot
gan sildvirsmu optimālu komplektāciju,
kā arī attiecīgu gan termodinamisko, gan
ģeometrisko parametru izvēli.
2.att. Kuģa utilizācijas katla izvēles blokshēma
Kad par galveno dzinēju tiek
izmantots moderns mazapgriezienu
divtaktu dīzeļdzinējs, iespējamā papildus
reģenerētā jauda ievērojami samazinās līdz aptuveni ≈3,5÷5,3% no bāzes dzinēja nomināla,
Att.3 COGAS-Kuģa spēka iekārtas diagramma
14
un no tehniskā viedokļa būtu daudz saprātīgāk šo jaudu izmantot kuģa elektroenerģijas
apgādē (skatīt 4.a att.). Rezultātā mūsu
mērķis ir ne vien nodrošināt degvielas
ekonomiju, bet arī panākt dīzeļa ģeneratora
aizvietošanu ar turboģeneratoru, tādējādi
nepalielinot sākotnējās un vienlaicīgi
samazinot tehniskās apkopes izmaksas.
Tomēr ne vienmēr tvaika turbīna spēs
nodrošināt autonomu elektroapgādi, tas ir,
kad piedāvājums ir zemāks par elektro-
patērētāju pieprasīto jaudu - , un
to tradicionāli ir iespējams kompensēt,
pieslēdzot bāzes dīzeļģeneratoru. Tomēr šāds
saslēgums būs ekonomiski neefektīvs, jo
jaudas pārdales rezultātā ne viss iespējami
reģenerētais siltums tiks lietderīgi izmantots. Tādējādi, apzinoties šīs jaudas deficīta lielumu
konkrētā laika sprīdī, ir tehniski iespējams
nodrošināt citus daudz efektīvākus
kompensācijas modeļus, optimāli
komplektējot kuģa spēka iekārtu (skatīt
4.b att). Balstoties uz šīm tehniskajām
īpatnībām, bez augstākminētajiem
disertācijas uzdevumiem sekojoši būs
specifiski tieši šādam DGUS
pielietojumam:
elTG NeNe <
DIESEL GENERATORS
EMERGENCY DIESEL GENERATOR
WHRS WITH STEAM TURBO-GENERATOR
4.a.att. Kuģu elektrostacijas iespējamā komplektācija kombinācijā ar DGUS
4.b. att. DGUS un turbo-ģeneratora autonomas darbības priekšnosacījumi
1. Maksimāli iespējamās gāzu, kā arī
dzesējamā ūdens, siltuma
reģenerācijas iespējas
nodrošinājums;
2. Utilizācijas tvaika katla optimāla sildvirsmu komplektācija pie šiem nosacījumiem;
3. Turboģeneratora jaudas nodrošinājuma apzināšana atkarībā no kuģa ekspluatācijas
nosacījumiem.
15
Trešajā nodaļā tiek prezentēts matemātiskais modelis, kas dod iespēju optimizēt
Siltuma reģenerācijas kontūra (SRK) gan ģeometriskos, gan termodinamiskos raksturlielumus
pie fiksēta izplūdes tvaika katla gabarītiem ( )HBL ,, , jo sevišķi tā augstuma , ar
mērķi nodrošināt maksimālo izstrādājamo jaudu.
H
Tomēr, pirms detalizētākas sistēmas matemātiskā algoritma apskates, vispirms,
balstoties uz dažādiem piemēriem, pacentīsimies pamatot tā nepieciešamību. Tā kā katla
šķērsgriezuma platība , t.i., garums un platums, lielā mērā ir atkarīga gan no minimāli,
gan maksimāli pieļaujamā lineārā gāzes ātruma, un attiecīgi no caurplūstošā gāzes daudzuma
un temperatūras, kas savukārt ir izvēlētā galvenā dzinēja raksturlielums, tad tieši katla
augstums , kas dažu tipu kuģiem var būt noteicošais faktors, būs sildvirsmu lieluma mērs.
Utilizācijas katls, tā augstums būs atkarīgs gan no summārās sildvirsmu jeb to glodeņu
augstuma , kur - attiecīgā sildvirsma vai nu iztvaikotājs, vai pārkarsētājs, vai arī
ekonomaizers, ieskaitot atstarpes gan starp virsmām gan katlu galos - . Attiecīgi tīrās
konvekcijas virsmas augstums būs vienāds sekojoši –
BL×
H
iz
iHz i
HxΔ
HxHHzi Δ−= . (1)
Zinot cauruļu garensoļa lielumu kūlī, varam aprēķināt kopējo pieļaujamo
glodeņu skaitu katlā šim konkrētajam projektam –
2S
( ) 2/ SHxHzn Δ−=Σ , (2)
kam jātiek optimāli sadalītam starp attiecīgajām sildvirsmām, tas ir starp iztvaikotāju,
ekonomaizeru un tvaika pārkarsētāju jeb –
nzzzz Σ≤++ 321 (3)
Tā ir praktiska pieeja, izsakot sildvirsmas lielumu caur glodeņu skaitu, kas katlu aprēķinos
parasti iepriekš tika pieņemta kvadrātmetros. Kad ir nodefinēti visi pārējie katla ģeometriskie
raksturlielumi, tad, balstoties uz lielumu ,
ir elementāri noteikt nepieciešamās rezerves
daļas, kā, piemēram, kopējo cauruļu garumu, U-
līkumu daudzumu (skatīt 5. att), sagaidāmo
darbu apjomu un attiecīgi arī izmaksas.
nzΣ
5. att Glodeņu veida utilizācijas katla sildelements
Izplūdes gāzu parametri un bieži vien arī mašīntelpas gabarīti ir iepriekš fiksēti
lielumi kuģa jaunbūves gaitā, bet DGUS tiek uzskatīta par kaut ko papildus jau izvēlētajam
aprīkojuma standartam, kas būtu jānovieto iepriekš paredzētā vietā, vienlaicīgi nodrošinot
16
maksimālu gāzu reģenerācijas pakāpi. Tad tieši katla augstums ir noteicošais faktors,
novērtējot sistēmas lietderību, ko
pacentīsimies parādīt ar dažiem
ilustrējošiem piemēriem. Pasaules flotē ir
vesels segments specializētu Ro-Ro, Ro-
Pax tipa kuģu vai ātrgaitas prāmju (skatīt
6.a, 6.b att), kur to konstruktīvās
īpatnības (kuģa pakaļējā rampa) nosaka
pieļaujamo mašīntelpas un arī katla
augstumu. Balstoties uz vienreiz
izstrādātu projektu, parasti tiek būvēti
sērijveida (vairāki vienāda tipa kuģi)
atkarībā no tirgus pieprasījuma. Ja
prototips ir izrādījies veiksmīgs, tad
iespējamās modifikācijas bieži
vien saistās ar kuģa gabarītu
izmēru palielināšanu, būtiski
nemainot parējos konstruktīvos
elementus. Gadījumā, kad
izmainās mašīntelpas augstums,
t.i., vai nu palielinās vai arī
samazinās, vienreiz optimāli
izvēlētā DGUS ir jāizvērtē no
jauna, ieskaitot sildvirsmu
optimālu komplektāciju (skatīt 7.att), kā arī termodinamisko parametru izvēli.
6.a att. Ro-Ro/Ro-Pax tipa kuģis.
6.b att. Jauns konstrukcijas koncepts pasažieru-automašīnu pārvadātāju prāmjiem, kuģiem
7. att. Kuģa izmēru ietekme uz iespējamo UK izvēli
Tomēr ne tikai konstruktīvie apsvērumi nosaka šādas pieejas pamatotību, bet arī tas
fakts, ka sākotnējie ieguldījumi, kā arī eventuālie ekspluatācijas izdevumi, būdami tiešā
atkarībā no katla gabarīta izmēriem, samērojami attiecībā pret sagaidāmo degvielas
ekonomiju. Balstoties uz metodē pieņemto katla augstuma ierobežojuma pieņēmumu, t.i.,
vai arī ., iespējams veikt gan katla sildvirsmu, gan DGUS citu
parametru optimālu izvēli kopumā, kas rezultātā dos papildus degvielas ekonomiju (skatīt
līkni 1-2
.constHzi = constzn =Σ
opt attiecībā pret 1-2 – 8.att.), neizmainot sākotnējās izmaksas.
17
Piedāvātā analītiskā metode ir dažādu teorētisko vienādojumu un eksperimentālo
siltumapmaiņas,
hidrauliskās pretestības un
citu attiecīgo zinātnisko
pētījumu un rezultātu
analīze, daudzi no kuriem
būdami reprezentēti
grafiskajā vai tabulu veidā,
disertācijas tapšanas laikā
ir pārveidoti analītiskajos vienādojumos. Rezultātā tiek sastādīta vienādojumu sistēma secībā,
kas atbilst tiem procesiem, kādi notiek utilizācijas katlā un DGUS kopumā. Galarezultātā
iegūtais matemātiskās analīzes algoritms var tikt sadalīts piecos galvenajos blokos, kas seko
viens otram:
8. att Utilizācijas katla gabarītu ietekme uz sākotnējām izmaksām un sagaidāmo degvielas ekonomiju
1. Galveno sākumparametru izvēle;
2. Katla tvaika jaudas noteikšana;
3. Katla sildvirsmu aprēķināšana, salīdzināšana attiecībā pret iegūto efektivitāti;
4. Aerodinamiskās pretestības aprēķins;
5. Tvaika turbīnas cikla un kuģa spēka iekārtas efektivitātes noteikšana.
Šāds sadalījums ne tikai vienkāršo matemātisko modeli, bet arī dod iespēju analizēt katra
DGUS elementa un raksturlielumu lietderīgo izvēli. Galveno sākumparametru izvēle tiek
sadalīta vairākos apakšblokos, kuri ir sagrupēti, pamatojoties uz tematisko līdzību vai ar
mērķi nodrošināt turpmāku parametru optimālu izvēli. Pirmkārt galveno dzinēju izplūdes
gāzes parametru noteikšana ir svarīga, kā, piemēram, sekundārais izplūdes gāzu
daudzums , temperatūra pirms utilizācijas katla , balstoties vai nu uz izgatavotāju
tehniskajiem datiem (skatīt 9. a, b att.) vai veicot attiecīgu siltuma aprēķinu, pamatojoties uz
kuriem tiek atrasti pārējie siltumapmaiņas dati [5, 15]. Katlu aprēķinos izmantotais lineārais
ātrums tiek aizvietots ar masas gāzes ātrumu katla šķērsgriezumā, kas ir pastāvīgs
lielums izplūdes un siltumapmaiņas virzienā -
gGogt
iCwiCW
( ) ( )2mskg,BLGW iigCi××= . (4)
Tādējādi aprēķinātie termodinamiskās efektivitātes un kā arī daži citi parametri ir izteikti
relatīvos lielumos attiecībā pret 1 kg izplūdes gāzu daudzuma; un, ievērojot nosacījumu
( ) .constBLGW iigCi=×= , iegūtie rezultāti var tikt izmantoti vienas grupas dzinējiem ar
18
dažādu jaudu (skatīt 9.att), izmainot tikai katla šķērsgriezumu, tas ir, varBL ii =× .
Nākamajā apakšnodaļā tiek apskatīta citu siltumapmaiņas procesu termodinamisko parametru
izvēle, un kā svarīgākais tiek minēts virsmas aizsērējuma koeficients ε , ko rada gāzes, kura
reālā ietekme ekspluatācijas gaitā ir visai ievērojama. Atsevišķā apakšnodaļā ir izskatīta
cauruļu un glodeņu ģeometrisko raksturlielumu izvēle gan gludām, gan ribotām sildvirsmām,
pamatojoties uz kuriem aprēķina dažādus ģeometriskos kompleksus, jo tie ir konstanti lielumi
šim izvēlētajam variantam. Līdzīgi tiek izvēlēti arī tie konstruktīvie izmēri, kas ietekmē gan
ūdens-tvaika trakta hidrauliskās un aerodinamiskās pretestības līmeņus. Tvaika spiediens
katlā ir tas lielums, kura izvēle turpmākajos pētījumos būs jāpamato atkarībā no iekārtas
efektivitātes nodrošinājuma. Tomēr ir gadījumi, kad to minimālais lielums ir ierobežots, jo
sevišķi tad, kad par galveno dzinēju tiek pielietots mazapgriezienu dīzeļdzinējs. Papildus tiek
izvēlēti tvaika turbīnas cikla pastāvīgie lielumi tādi kā vakuuma spiediens kondensatorā
un citi parametri.
Sp
9.a att. LM tipa gāzturbīnu izplūdes gāzu parametri
9.b att. SULZER Wärtsilä 46-6L46; 8L46; 9L46; 12V46;16V46 vidēji apgrieziena dīzeļdzinēju izplūdes gāzu parametri atkarībā no ekspluatācijas faktoriem
xp
Lai arī sākotnējā katla sildvirsmu izvēle, balstoties uz vienādojumu (3), ir veikta
tomēr nav iespējams tiešā veidā caur šo glodeņu skaitu noteikt DGUS efektivitātes
parametrus. Tādēļ sākotnēji tiek izvēlētas katla sildvirsmu raksturojošās temperatūru
starpības , kam atbildīs pavisam cits attiecīgo glodeņu skaits321 ,, xxx ( )calciz . Sekojoši,
19
izmantojot nelineāro sistēmu vienādojumu risinājuma metodes (iterācija), tiek atrastas īstās
temperatūru starpības, kas atbilst mūsu izvēlētajam katlam, kā arī pārējie termodinamiskās
efektivitātes parametri. Kad iekārtas raksturlielumi ir izvēlēti, varam uzsākt utilizācijas katla
siltuma aprēķinu, kas arī ir sagrupēts vairākos apakšblokos. Kā pirmais no svarīgākajiem
lielumiem tiek atrasta katla tvaika jauda gst GG=ξ , kas izteikta relatīvos lielumos saskaņā
ar vienādojumu (5) –
( ) ( ) zesgādesizplūkgtvaikakg,hhhh sststsatgal sp1Δ+ΔΔ×+Δ×= ξηξ , (5)
kur - tvaika pārkarsētājā un iztvaikotājā reģenerētais gāzu siltuma daudzums,
pievienotais siltuma daudzums 1 kg pārkarsētajam tvaikam, -
nepieciešamais siltuma daudzums 1kg piesātināta tvaika ģenerēšanai iztvaikotājā,
kg/kJ,hSPgΔ
kg/kJ,hstΔ kg/kJ,hsΔ
zesgādesizplūkgtvaikakg,sat 1ξ - relatīvais piesātinātā tvaika patēriņš kuģa
tehniskajām/apsildes vajadzībām, alη - relatīvais siltuma zuduma koeficients caur katla
izolāciju. Rezultātā, pareizinot šo relatīvo katla tvaika jaudas lielumu ξ ar sekundāro gāzes
ātrumu (skatīt 9. att), vienlaicīgi ievērojot nosacījumugG ( ) .constBLGW iigCi=×= ,
iegūstam absolūto jaudu ssteamkg,Gst , bet nu jau konkrētai iekārtai, kur galvenā dzinēja
nominālā jauda un tā ilgstošas noslodzes līmenis ir specificēts. Hidrauliskie zudumi ceļā no
tvaika katla separatora līdz pārkarsētājam un ieskaitot tocpΔ stpΔ , ir atkarīgi kā no tvaika
parametriem, tā arī no trakta ģeometrijas un no katla jaudas. Rezultātā sākotnēji pieņemtie
hidrauliskās pretestības lielumi tiek precizēti un to iespaids tiek ņemts vērā, veicot pārrēķinus
saskaņā ar vienādojumu #5 līdz pieņemamai precizitātei ( )310− .
Atsevišķi tiek ņemta vērā ietekme, ko izraisa specifiskās ūdens iztvaikošanas
īpatnības katla iztvaikotāja daļā, uz vidēji logaritmiskās temperatūras lielumu , kas
būtiski iespaido sildvirsmu efektivitāti. Hidrauliskās pretestības zudumus iztvaikotājā
lielā mērā nosaka tā ekonomaizera daļa, būdama tiešā atkarībā no katla ūdens nesasildes
lieluma ; un integrējot tvaika sausuma izmaiņas glodenē
1LOGtΔ
1pΔ
3x ( )1Lfx = visā tās garumā, tiek
atrasts vienkāršots hidrauliskās pretestības vienādojums –
( )spVV tbapZZ
Δ×−=Δ 1 , (6)
kur - ūdens/tvaika plūsmas termodinamiskās kondīcijas raksturojošie kompleksi. Tā
kā viršanas temperatūra ir tiešā atkarībā no apsildāmās ūdens/tvaika plūsmas spiediena
ZZ VV ba ,
20
izmaiņām, tad attiecīgi izmainīsies arī vidēji logaritmiskās temperatūras iztvaikotāja katla
daļā (skatīt vienādojumu #7), kas mūsu pētāmajos gadījumos ir robežās ap 4÷6%, tas ir,
( ) ( ) )( evminmaxminmaxLOG ttlnttt δ+×ΔΔΔ−Δ=Δ 111111
, (7)
kur - attiecīgi maksimālā un minimālā izplūdes gāzu un apsildāmās plūsmas,
t.i., ūdens/tvaika, temperatūru starpība,
11 minmax t,t ΔΔ
evδ - viršanas temperatūru izmaiņu koeficients visas
glodenes garumā.
Kad visi termodinamiskie, hidrauliskie un citi parametri ir atrasti, tad, balstoties uz
kopēju konvekcijas siltumapmaiņas un siltuma balansa vienādojuma risinājuma, tiek atrasts
glodeņu skaits atbilstošai sildvirsmai saskaņā ar iegūto vienādojumu (8)
( ) ( )calci
i
CF
LOG
gi zk
Wkthz i
i
i =×
××ΔΔ
=100
, (8)
kur - reģenerētais gāzu siltuma daudzums attiecīgajā katla sildvirsmā, - attiecīgās
sildvirsmas konvekcijas siltumapmaiņas koeficients, bet - sildvirsmas izmēru vienā
apjoma vienībā raksturojošais ģeometriskais koeficients,
ighΔ ik
Fk
ii LOGC t,W Δ - gāzu masas ātrums
un vidēji logaritmiskās temperatūra attiecīgajai sildvirsmai. Tomēr šis aprēķinātais glodeņu
skaits ir atbilstošs sākotnēji pieņemtajām raksturojošajām temperatūru
starpībām , kuras, būdamas savstarpēji atkarīgas caur šo vienādojumu sistēmu,
tiek koriģētas, balstoties uz pieņemto un izkalkulēto glodeņu skaitu starpību
līdz brīdim, kad nepieciešamā precizitāte
calciz
321 ,, xxx
icalcii zzz −=Δ
( )410− ir sasniegta, tas ir, kad minētās temperatūru
starpības būs atbilstošas pieņemtajiem virsmas izmēriem.
Kad katla termodinamiskie parametri ir atrasti atbilstoši pieņemtajai virsmai, ir
nepieciešams aprēķināt tā aerodinamisko pretestībuigPΔ , kas ietekmē bāzes dzinēja
efektivitāti. Pēc tam, balstoties uz plašu tehnisko datu apstrādi, adaptējot to jūras enerģētikas
praktiskajam pielietojumam, tiek piedāvāta vienkāršota metode tvaika turbīnas cikla
efektivitātes aprēķināšanai. Galarezultātā iegūstam sekojošu turbīnas efektivitātes lielumu Π
saskaņā ar vienādojumu (9) -
( ) zesgādesizplūkgkJ,HaTmiextst 10 ηηξξ ×××Δ−=Π , (9)
kur extst ξξ Δ, - attiecīgi katla pārkarsētā tvaika ražība un ekvivalentais tvaika patēriņš uz
reģeneratīvo pakāpi, kas gadījumā ar recirkulatīvo katla ūdens uzsildi (skatīt 1.att.) ir vienāda
ar nulli, tas ir 0=Δ extξ , - adiabātiskais entalpiju kritums, kas nostrādā tvaika turbīnā, Ha
21
betTmi ηη ,0 - attiecīgi tvaika turbīnas iekšējais un tā mehāniskā reduktora lietderības
koeficienti. Savukārt katla aerodinamiskā pretestība samazina bāzes dzinēja efektivitāti, kas
gāzes turbīnas gadījumā ir izteikts caur relatīvās jaudas zuduma lielumu - gHeΔ
( ) zesgādesizplūkgkJ,TP.He ggmigg iGT1150104032
0
5 ×−Δ××××=Δ ∑− ηη , (10)
kur 2mkgvaiWCmm,Pig∑Δ - utilizācijas katla summārā aerodinamiskā pretestība,
- sākuma gāzu temperatūra pirms ieplūdes katlā, KT og ,
0 GTmig ηη , - attiecīgi gāzturbīnas
un tā mehāniskā reduktora lietderības koeficienti. Abu augstākminēto efektivitātes lielumu
starpība pārstāv reālo relatīvās jaudas kopējo pieaugumu, ko nodrošina DGUS ieviešana -
zesgādesizplūkgkJ,Heg 10 Δ−Π=Π . (11)
Visi augstākminētie lielumi saskaņā ar vienādojumiem ##9, 10, 11 ir relatīvi, attiecināti pret
vienu kg izplūdes gāzu daudzuma.
Līdz ko galvenais dzinējs un tā
ilgstošas jaudas noslodzes režīms
ir izvēlēti, ievērojot noteikumu
( ) .constBLGW iigCi=×= ,
varam aprēķināt augstākminēto
lielumu jaudu absolūtās vērtības
konkrētai enerģētiskai iekārtai,
attiecīgi arī tvaika turbīnas
izstrādāto jaudu pēc formulas –
kWGNe gst ,×Π= . Summējot
un apstrādājot augstākminēto
informāciju, kļūst iespējams
izveidoto DGUS aprēķina
algoritmu prezentēt kā
vienkāršotu blokshēmu gan ar
katla ūdens recirkulāciju, gan
starptvaika reģeneratīvo katla
barošanas ūdens apsildi (skatīt
10.att). Balstoties uz piedāvāto metodi, ir iespējams sastādīt aprēķinu diagrammas
sarežģītākām siltuma utilizācijas sistēmām ar divpakāpju spiediena kontūriem.
10.att. Matemātiskās analīzes algoritma plūsmkarte
22
Izstrādātais algoritms principā ir daudzparametru DGUS optimizācijas mehānisms,
ar kura palīdzību tiek sasniegta maksimālā tvaika turbīnas vai propulsīvās iekārtas
jauda , optimāli izvēloties gan sildvirsmu savstarpējo sadalījumu , gan tvaika
spiediena līmeni , vienlaicīgi ievērojot katla fiksēta katla gabarītaugstuma
nosacījumu, t.i. , kā
arī citus drošas ekspluatācijas
noteikumus [46]. Balstoties uz šo
vienkāršoto optimizācijas plūsmkarti
(skatīt. 11.att.), 4. nodaļā tiek
pamatoti tie nosacījumi, kad kuģa
galvenās enerģētiskās iekārtas (skatīt
2.att.) summārās propulsīvās jaudas
nodrošinājums būs maksimālais
lielums. Iespējams veikt arī citu
parametru optimālas izvēles analīzi,
kas tomēr mūsu gadījumā būtu
nelietderīgi bez šo lielumu
savstarpējās mijiedarbības efekta apzināšanas. Ņemot vērā šīs optimizācijas komplekso dabu,
nodaļa ir sadalīta piecās apakšnodaļās. Pirmajā tiek pētīta katras atsevišķas sildvirsmas
ietekme, neierobežoti izmainot tās izmērus, uz SRK efektivitātes rādītājiem, kamēr pārējo
divu virsmu izmēri paliek nemainīgi. Gan
iztvaikotāja, gan tvaika pārkarsētāja
palielināšana nodrošina adekvātu tvaika
cikla efektivitātes rādītāju pieaugumu, kam
ir tendence tuvoties savam maksimumam, jo
gāzu reģenerācijas iespējas ir ierobežotas.
Lai arī ekonomaizers nodrošina visstraujāko
iekārtas efektivitātes pieaugumu, tomēr tā
virsmas izmēri lielā mērā ir ierobežoti
sakarā ar ekspluatācijas drošības aspektiem, lai nepieļautu katla ūdens vārīšanos tajā.
Rezultātā DGUS nepārtraukta efektivitātes pieauguma iespējas ir ierobežotas, jo tiecas uz
savu teorētiski iespējami augstāko lielumu (skatīt 12.att.). Tajā pašā laikā katla aerodinamiskā
maxΠ
max0Π .varzi =
optss p.varp →=
( ) ( ) ( ) .constzzzzzz.constz.constHn
ii =Δ+Δ+Δ±==⇒= ∑
=332211
1mm
11. att. DGUS optimizācijas plūsmkarti pie fiksēta katla gabarītaugstuma nosacījuma
Π
GHeΔ
MAXΠ
iz
i0Π 1i0 +Π
12.att. Glodeņu skaita izmaiņu ietekme uz DGUS efektivitātes parametriem
23
pretestība praktiski ir tiešā atkarībā no glodeņu skaita pieauguma ar proporcionalitātes
koeficientu atbilstoši gāzu temperatūru līmenim, tādējādi ietekmējot jaudas zudumus bāzes
dzinējā. Tā pie kaut kādas kritiskās virsmas ( )maxcriticizΣ relatīvais tīrais jaudas
pieaugums sasniegs savu augstāko līmeni, pēc kura negatīvajai katla gāzu dinamiskajai
pretestībai būs dominējoša ietekme.
Rezultātā iegūstam maksimāli pieļaujamo
glodeņu skaitu, kas nodrošina kuģa spēka
iekārtas augstāko efektivitātes
pieaugumu, pateicoties DGUS ieviešanai
(skatīt 13.att.).
0Π
Siltuma reģenerācijas kontūra
(SRK) (1.att) efektivitāti lielā mērā
nosaka kā gāzu atdzesēšanas dziļums Ψ ,
tā arī Renkina cikla efektivitāte Rη , un
iepriekš fiksētos katla gabarītos šo lielumu reizinājums Rη×Ψ galvenokārt atkarīgs no tvaika
spiediena optimālas izvēles, kas arī tiek pētīts 4. nodaļas 2. apakšnodaļā. Gāzu atdzesēšanas
dziļuma koeficientu lielā mērā pārstāv katla tvaika jaudaΨ ξ , kamēr Renkina cikla
efektivitāti – adiabātiskais entalpiju kritums . Pārveidojot vienādojumus, iegūstam
vienkāršotu, bet uzskatāmu analītisku izteiksmi #12, lai analizētu tvaika spiediena ietekmi -
Ha
18bar+Rec. 11bar+Rec.
18bar +extr.
11bar+extr.
60
70
80
90
100
110
120
130
350 375 400 425 450 475 500 525 550
Ct og ,
0
( )maxcriticizΣ
7
13.att. Pieļaujamais glodeņu skaits no sākuma gāzu temperatūras un tvaika spiediena DGUS ar re-cirkulāciju un reģeneratīvo tvaika atvadi
( )[ ] Ha~orttcHa RagalgR ××Ψ−×××=×Ψ ξηηξη0
, (12)
kur gc - vidējā gāzu siltumietilpība temperatūru atdzesēšanas diapazonā, - āra gaisa
temperatūra. Renkina cikla efektivitāte ir gandrīz tiešā atkarībā no tvaika spiediena
izmaiņām
Ct oa ,
( ) 0>∂∂ ss tpHa , kamēr katla jaudai tā ir apgriezti proporcionāli ( ) 0<∂∂ ss tpξ .
Šīs izmaiņas nav tik viennozīmīgi tiešas, bet gan savstarpēji mijiedarbīgas, kas arī tiek
vispusīgi skatīts šajā apakšnodaļā. Galarezultātā, sasniedzot kaut kādu optimālu tvaika
spiedienu , tiks nodrošināta utilizācijas kontūra turbīnas maksimālā jauda, tas ir,
, kam atbildīs sekojoši priekšnosacījumi -
optsp
maxΠ=Π ( ) ( ) 0=∂∂+∂∂ ssss tpHatpξ
vai ( ) 0=∂Π∂ ss tp (skatīt 13.att.). Tomēr, pieaugot gāzu temperatūru vidējam līmenim,
praktiski tieši proporcionāli izmainās arī katla aerodinamiskā pretestība un līdz ar to arī
attiecīgie jaudas zudumi bāzes dzinējā. Rezultātā iegūstam citu nedaudz mazāku par pirmo
24
optimālo tvaika spiedienu , ar kuru tiek nodrošināta propulsīvās iekārtas (COGAS)
maksimālā termodinamiskā efektivitāte kopumā (skatīt 14.att.). Gan gāzu sākuma
temperatūras , gan sildvirsmas izmēri, tas ir katla
augstums, tieši ietekmē arī optimālā tvaika spiediena
(skatīt 15.att.) izmaiņas. Tomēr, lai kopsummā spētu
nodrošināt DGUS maksimālo efektivitāti pie fiksēta
katla augstuma, vienlaicīgi izvēloties spiediena
līmeni, ir nepieciešams nodrošināt arī attiecīgu
sildvirsmu optimālu sadalījumu, kas arī tiek pamatots
šīs disertācijas 4. nodaļas 3. apakšnodaļā. Virsmu
mijiedarbe ir komplicēta, jo tiek pētīti dažādi
gadījumi, kad glodenes tiek vienlaicīgi savstarpēji
izmainītas pie konstanta summārā lieluma, tas ir
optsp
0
0gt
iz
constHz ii =∑∑ ; . Galarezultātā iegūstam
rekomendējamo un optimālo sildvirsmu sadalījumu katlā, kas atbilst izteiksmei #13 (skatīt
16.att.) -
14.att. Tvaika spiedienu izvēle
( ) ( ) ( )27.020.0:23.012.0:50.068.0:: 321 ÷÷÷≈kkk zzz . (13)
0.0
0.2
0.4
0.6
0.8
1.0
350 375 400 425 450 475 500 525 550
C,t og0
jz1
jz2
jz3
321 ,, zzz22.1=∑ iz
15.att. Optimālā tvaika spiediena funkcionālā atkarība
0.0
0.2
0.4
0.6
0.8
1.0
350 375 400 425 450 475 500 525 550
C,t og0
jz1
jz2
jz3
321 ,, zzz22.1=∑ iz
16.att. Katla sildvirsmu optimālais sadalījums no gāzu sākuma temperatūras
Lielumi kreisajā daļā atbilst mazāka izmēra katliem ar zemākiem sākuma gāzu parametriem.
Palielinoties gāzu temperatūrām , varam samazināt iztvaikotāja izmērus, jo, pateicoties
konvekcijas siltuma pārvades efektivitātes pieaugumam, tiek panākts augsts tvaika jaudas
pieaugums. Attiecīgi ir nepieciešams palielināt tvaika pārkarsētāja īpatsvaru, kas nodrošinātu
tā temperatūras saglabāšanu optimālā līmenī, kā arī katla ekonomaizera daļu, pateicoties
↑Ogt
stt
25
caurplūstošā katla ūdens daudzuma pieaugumam ( ) ↑×+ ξreck1 , vienlaicīgi ievērojot drošas
ekspluatācija nosacījumu . Cx o153 ≥
4. apakšnodaļā atsevišķi tiek skatīta SRK efektivitāte, gadījumā, kad tiek izmantota
reģeneratīvā pakāpe katla ūdens apsildei (skatīt 17.att.). Pateicoties siltuma zudumu
samazinājumiem kondensatorā, turbīnas tvaika
cikla efektivitāte pieaug, un, izmantojot
deaeratoru kā šīs pakāpes galveno sastāvdaļu,
tiek samazināta arī skābekļa korozijas
iespējamība, jo sevišķi katla ekonomaizera daļā.
Kā rāda pētījumi, tad pie vienādiem katla
gabarītiem nav novērojams tvaika turbīnas
jaudas papildus pieaugums, tomēr šī cikla
efektivitāte izpaužas tajā apstāklī, ka
nepieciešamais gāzu siltuma daudzums ir
mazāks nekā recirkulācijas gadījumā. Tādējādi
izplūdes gāzu temperatūras pēc katla būs
augstākas, kas samazina gala (ekonomaizera)
virsmu sērskābes korozijas risku. Tvaika
reģeneratīvā cikla gadījumā caurplūstošā katla ūdens daudzums samazinās, attiecīgi izmainot
savstarpējo sildvirsmu sadalījumu, kā rezultātā pieaug gan iztvaikotāja, gan pārkarsētāja
īpatsvars uz ekonomaizera rēķina. Optimālais spiediena līmenis būs nedaudz augstāks nekā
recirkulācijas gadījumā, jo tā izvēle lielā mērā ir atkarīga no sākuma un beigu gāzu
temperatūrām. Lai arī tvaika turbīnas jauda praktiski neizmainās, tad augstāku vidējo gāzu
temperatūru rezultātā arī zudumi bāzes dzinējā būs nedaudz lielāki reģenerācijas gadījumā.
17.att. DGUS ar starppakāpes tvaika reģeneratīvo katla ūdens apsildi
Sildvirsmu intensifikācija vienā iekārtas apjoma vienībā ir plaši izmantota mūsdienu
katlu būvē ar mērķi samazināt tā gabarītus, nezaudējot DGUS efektivitāti. Kā viena no
izplatītākajām metodēm ir cauruļu ārējā spirālveida ribošana, kuras efektivitāte tiek pētīta 4.
nodaļas 5. apakšnodaļā. Pie vienādiem katlu gabarītaugstumiem, galvenokārt pateicoties
lielākai virsmai, ir iespējams panākt dziļāku gāzu atdzesēšanu, kā rezultātā tiek nodrošināts
arī attiecīgs jaudas pieaugums, izsakot to caur relatīvo koeficientu - HoK Σ
Π
( ).constH
finsmfinHo
i%K
=ΣΠ ×ΠΠ−Π= 100000 , (14)
26
kur.00 constH
smfin
i=Π−Π - kuģa spēka iekārtas kopējais jaudas gala pieaugums UK virsmu
ribošanas rezultātā, kad gabarītaugstumi ir vienādi. Vidēji šis efektivitātes pieauguma
koeficients ir robežās no 20÷30%, tomēr, pieaugot katla gabarītiem un attiecīgi arī
sildvirsmai, gāzu utilizācijas dziļums tiecas uz savu teorētisko maksimumu, kā rezultātā
ribošanas efektivitāte samazinās (skatīt 18.att), būdami tiešā atkarībā no ieplūdes gāzu
temperatūras un tvaika spiediena. Vienādu jaudu gadījumā, tas ir .0 const=Π , tiek vērtēta
katla gabarītaugstuma ekonomija, ko nodrošina virsmas ribošana, būdama izteikta caur
koeficientu - oHK Π
Σ
( ) %HHK oi
oi
oH smfin
1001 ×ΣΣ−= ΠΠΠΣ , (15)
kur - attiecīgi ribotu un gludcauruļu virsmu katlu gabarītaugstumi
ekvivalentas propulsīvās jaudas
nodrošinājuma gadījumā. Rezultātā tiek
sasniegta apmēram ≈22÷26% katla
gabarītaugstuma ekonomija, kam ir tendence
pieaugt līdz ar jaudas indeksa, gāzu
temperatūru un spiediena līdzvērtīgām
izmaiņām (skatīt 19.att.). Lai gan minētajam
koeficientam ir ļoti praktisks pielietojums,
tomēr tas neraksturo ribotās virsmas patieso
efektivitāti, jo tukšās tehnoloģiskās atstarpes starp
sildvirsmām un katlu galos samazina patiesās
efektivitātes līmeni. Sekojoši tiek izvēlēts cits
koeficients , kas, reprezentējot tīrās sildvirsmas
augstuma ekonomiju, sastāda pat līdz ≈48÷54%.
Savā ziņā šim indeksam arī ir praktiska nozīme, jo
tas raksturo glodeņu skaitu samazinājumu un līdz ar
to eventuālo materiālu un darba (metināšanas,
liekšanas) apjoma izmaiņas, tātad katla pašizmaksu. Bez tam, lai arī atstarpes
oi
oi smfin
HH ΠΠ ΣΣ ,
oHK Π
HxΔ ir
izvēlētas iespējami mazākas, tomēr nepieciešams paredzēt iespēju šos augstumus samazināt,
vēl jo vairāk konkrētam projektam. Tādējādi gabarītaugstuma ekonomijas koeficients oHK Π
Σ
tgo=475oCtgo=375oC
15
17
19
21
23
25
27
29
31
1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9
.constHH@
%100K
smi
fini
H0
H0
H0H
smi
smi
finis/f
i
0
==
×−
=Π
ΠΠΠ
%,HoK Σ
Π
( )( )2, SjzormH iz
i ×−ΣΣ
18.att. Cikla efektivitātes izmaiņas virsmas ribošanas rezultātā atkarībā no katlu izmēriem
t go=400o C
t go=375o C
21,0
22,0
23,0
24,0
25,0
1,12 1,14 1,16 1,18 1,20valuepresentefficiencynetWHRC,Π
%,oHK Π
Σ
19.att. Katla gabarītaugstuma ekonomija ribošanas rezultātā
27
būs tiešā atkarībā no tīrās virsmas un atstarpju ietekmes koeficientu reizinājuma -
.
oHK Π o
HxKΠΔ
oHx
oH
oH KKK Π
ΔΠΠ
Σ ×=
5. nodaļā tiek pētītas DGUS pielietojuma iespējas, efektivitāte, kad par galveno
kuģa dzinēju tiek izmantots mūsdienu mazapgriezienu divtaktu dīzeļdzinējs ar pazeminātiem
izplūdes gāzu parametriem. Rezultātā utilizācijas tvaika turbīnas ģenerētās jaudas līmenis ir
nesalīdzināmi mazāks nekā vidēji apgriezienu dīzeļa un gāzturbīnas gadījumā, t.i., ≈3,5÷4,5%
salīdzinot ar ≈10÷15% un ≈25÷35% attiecīgi no bāzes dzinēja nomināla , un tādējādi ir
lietderīgi šo ekonomiju izmantot kuģa elektrostacijas darbības nodrošinājumam
turboģeneratora veidā (skatīt 4.a att.). Šajā gadījumā svarīga ir ne tikai degvielas ekonomija,
bet tieši optimāla elektrostacijas iekārtu komplektācija (skatīt4.b att.) var būt noteicošais
faktors DGUS efektīvai izmantošanai. Maksimālais turboģeneratora jaudas nodrošinājums
ilgstošā ekspluatācijas laika posmā tiek panākts iespējami dziļāk atdzesējot izplūdes gāzes
utilizācijas katlā, kuras minimālā temperatūra pēc katla ir atkarīga kā no pieaugošās un
graujošās sērskābes korozijas ietekmes, tā arī no nepieciešamības strauji palielināt katlu
virsmu izmēru.
nomMENe
exhgt
Ņemot vērā augstākminētos priekšnosacījumus, izstrādātais 3. nodaļā izstrādātais
daudz-parametru DGUS optimizācijas
algoritms tiek modificēts ar mērķi
nodrošināt maksimālo tvaika
turboģeneratora jaudu , kas
balstīta uz iespējami lielāka, bet fiksēta
gāzes atdzesēšanas dziļuma nosacījumu,
t.i. . Rezultātā tiek
atrasts atbilstoša izmēra katls ar attiecīgu
sildvirsmu savstarpējo optimālo
sadalījumu , kura tvaika
spiediena līmenim jābūt pietiekami
augstam, t.i., , vienlaicīgi ievērojot arī citus drošas ekspluatācijas noteikumus.
Tādējādi vienkāršota optimizācijas plūsmkarte (skatīt. 20.att.) kalpos par pamatu DGUS
izvēlei, kuras matemātiskā algoritma veidošanas pamatprincipi tiek apskatīti 5. nodaļas 1.
.maxNeTG =
consttttexhggg =−=Δ Σ
0
optii zz =
minss pp ≥
20.att. DGUS optimizācijas plūsmkarte pie fiksēta gāzu atdzesēšanas dziļuma nosacījuma
28
apakšnodaļā. Teorētiski iespējamā katla jauda , iztrūkstot pārkarsētājam, tiek aprēķināta
saskaņā ar vienādojumu #16 –
0ξ
( )|esalgg hhct Δ+Δ××Δ= Σ ηξ 0 , (16)
kur - nepieciešamais siltuma daudzums 1_kg katla ūdens uzsildīšanai
ekonomaizerā no ieplūdes temperatūras līdz lielumam , kam ir jābūt mazākam
salīdzinot ar piesātinājuma temperatūru , par nesasildījuma lielumu , tas ir
kg/kJ,h|eΔ
|fwt et
st 3x 3xtt se −= .
Tvaika pārkarsētāja virsmas ietekmi izsaka caur koeficientu , un piesātinātā tvaika
patēriņa gadījumā
Gk
satξ reālā katla jauda būs vienāda sekojoši -
. (17) satGG kk ξξξ ×−+×= )1(0
Koeficients raksturo pārkarsētāja siltuma apmaiņas efektivitāti un ir lielā mērā atkarīgs
no tvaika pārkarsējuma pakāpes
Gk
χ , kas ir attiecība starp faktisko un teorētiski
iespējamo tvaika pārkarsējumu -
sst tt −
00 ssg ttt Δ=−
( ) ( ) ( ) 00 ssstsgsst ttttttt Δ−=−−=χ . (18)
Balstoties uz šīm pamatnostādnēm, tiek analizēts
sildvirsmu savstarpējais optimālais sadalījums
izvēlētajam utilizācijas katlam. Tvaika
pārkarsējuma pakāpes palielināšana virs 95,0≥χ
nav vēlama, jo novērojams straujš virsmas, kā arī
katla aerodinamiskās pretestības pieaugums (skatīt
21.att).
Sākuma gāzu temperatūra ir lielā
mērā atkarīga no izvēlētā bāzes dzinēja
modifikācijas (skatīt 9.att.), attiecīgi mainīsies arī
izplūdes gāzu atdzesēšanas dziļums , ietekmējot katla izvēli. Ievērojot augstākminētos
termodinamiskos nosacījumus, tas ir,
0gt
ΣΔ gt
.,, 3 constpxt sgexh= , un palielinoties gāzu sākuma
temperatūrai, gan iztvaikotāja, gan katla kopējai virsmai ir tendence samazināties, pateicoties
siltumapmaiņas augstākai efektivitātei. Tomēr pieaugot katla tvaika jaudai, gan pārkarsētāja,
gan ekonomaizera izmēri palielinās, lai tiktu nodrošināti nemainīgi nesasildījuma un
pārkarsējuma koeficienta lielumi (skatīt 22.att.).
0
0.1
0.2
0.3
0.4
0.5
0.64 0.74 0.84 0.940.5
0.7
0.9
1.1
1.3
1.532 , zz 1,zziΣizΣ
1z
3z
2z
χ
21.att. UK virsmu savstarpējais sadalījums atkarībā no pārkarsējuma pakāpes pie constttt
exhggg =−=Δ Σ0
29
Nesasildījuma temperatūras samazināšana ir vairāk teorētiska, lai gan
termostatiskā ventīļa gadījumā (skatīt 1.att.) būtu arī praktiski iespējams līdz zināmai robežai,
kā rezultātā tiek samazināti katla kopējie gabarītaugstumi uz iztvaikotāja sildvirsmas rēķina,
neskatoties uz nelielu ekonomaizera izaugsmi. Tā kā katla tvaika jauda paliek nemainīga
(skat. vienādojumus ##16, 17), tad pie izvēlētā tvaika pārkarsējuma koeficienta
3x
const=χ arī
attiecīgā sildvirsma paliek bez
izmaiņām, tas ir - . constz =2
Gan izplūdes gāzu atdzesēšanas
dziļums, gan attiecīgie katla virsmu
izmēri būs savstarpēji apgriezti atkarīgi
no pieņemtā tvaika spiediena
līmeņa, kura minimums ir ierobežots,
balstoties uz reāliem ekspluatācijas
apstākļiem, un tas nedrīkst būt zemāks
par 7bar. Tādējādi 5. nodaļas 2.
apakšnodaļā tiek pētīta tvaika spiediena
funkcionālā ietekme uz DGUS
efektivitātes parametriem un pamatota tā izvēle, balstoties uz iepriekš determinētu utilizācijas
pakāpi - . Teorētiski iespējamais tvaika spiediens (attiecīgi
atbilstošā piesātinājuma temperatūra ) tiek izvēlēts pie neierobežota izmēra katla jeb
iztvaikotāja virsmas, kuras lieluma raksturojošā soļa temperatūra būs vienāda ar nulli,
t.i. vai arī - lim . Rezultātā iegūstam funkcionālu atkarību
lielumam
sp
ssz
g tttS
==∞→
consttttexh0 ggg =−=Σ 0
sp
0st
1x
0lim1
1 =∞→zx 0
1
( )00 , ss pt saskaņā ar vienādojumu #19 pie nosacījuma 0,0 2 == zχ -
0.10
0.15
0.20
0.25
210 220 230 240 250 260 270 2800.9
1.0
1.1
1.2
1.3
1.4
1.5
1.6
1.7
1.8
0gt
2z
3z
32 ;zz
1z
izΣ
1; zziΣ
22.att. UK virsmu savstarpējais sadalījums atkarībā no sākuma gāzu temperatūras pie fiksēta tā atdzesēšanas dziļuma
( ) EgEgs ktkttexh×+−×= 1
0
0 , (19)
kur koeficients ( 11 −ΔΔ+= s
|eE hhk ) raksturo ekonomaizera siltuma jaudu. Mūsu pētāmajās
robežās šī formula var tikt vienkāršota un iegūti sekojoši vienādojumi -
84.016.00
0 ×+×=exhggs ttt un . (20) 19.019.1
0
0 ×−×= gsg tttexh
Teorētiskā tvaika spiediena izmaiņas atkarībā no izplūdes gāzu gan sākuma, gan beigu
temperatūrām būs funkcionāli līdzīgas, tomēr vairāk izteiktas pirmajā gadījumā -
0000
>∂∂>∂∂exh
MAXMAX
gsgs tptp (skatīt 23.att.). Gadījumā, kad katlā tiek uzstādīts tvaika
30
pārkarsētājs, t.i. 0>χ , teorētiskais spiediens jeb tā piesātinājuma temperatūra tiek
atrasta sekojoši –
0χsp
( ) ( )( )EGgggs kkttttexh
−×−×−+= 1100
0χ
, (21)
kam ir tendence samazināties robežās līdz
≈3÷4% atkarībā no lieluma χ .
Realitātē sildvirsmu (iztvaikotāja)
izmēri būs determinēti (skatīt 24.att.), kam
atbildīs attiecīgā soļa temperatūra ,
sekojoši izmainīsies arī iespējamais tvaika
spiediens (skatīt 25.att.). Šajās divās
apakšnodaļās ir postulēti un pamatoti tehniskie
priekšnosacījumi utilizācijas katla un DGUS
izvēlei, primāri balstoties uz vēlamo gāzu atdzesēšanas dziļumu.
t gexh=160o C
t gex=140oC
t gexh=200o C
0
5
10
15
20
200 250 300 3500
5
10
15
20
25
30
35Ctat
barpo
g
s
exh140/160
,m ax
= Ctat
barpo
g
s
e xh200
,m ax
=
Ct og ,
0
7,0C15x,C0x@ o
3o
1
===
χ
23.att. Tvaika spiediena izmaiņas kā un (
0
0gs tfp
MAX
=
0>1x
) .vartexhg =
500/160 oC
400/160 oC300/160 oC250/160 oC
500/140 oC
500/180 oC
250/180oC
20
40
60
80
100
120
140
160
180
5 10 15 20 25 30
5. nodaļas 3. apakšnodaļā tiek pētīta DGUS efektivitāte reālos ekspluatācijas
apstākļos. Tā kā gāzu enerģētiskais potenciāls ir visai zems pat pie rekomendējošā minimālā
atdzesēšanas dziļuma aptuveni 160ºC robežās, papildus nepieciešams paredzēt bāzes dzinēja
dzesējamā ūdens siltuma izmantošanu, ieskaitot arī turbopūtes gaisa siltumu, gan katla ūdens
uzsildīšanai pirms termostatiskā ventiļa, gan nodrošinot dažādu kuģu sildelementu, kā,
piemēram, ūdens, degvielas un eļļas sildītāju un dzīvojamo telpu apkures sistēmu, darbību.
Rezultātā tiek samazināts piesātinātā tvaika patēriņš satξ līdz minimumam un palielināta
katla tvaika jauda, attiecīgi arī turboģeneratora jaudas pieaugums ir acīmredzams. Tomēr, lai
nodrošinātu visu zema potenciāla siltuma patērētāju darbību iespējamos slodzes režīmos,
C,x o1
7,0,C15x
,C100t@o
3
ofw
==
=
χ
m axs
m axi p@coilsofqty,zΣ
500/160 oC
400/160oC250/160oC
500/140 oC
400/180 oC
0
5
10
15
20
25
30
35
0 5 10 15 20 25 30
Ctt ogg exh
,/0
24.att. Soļa temperatūras ietekme uz katla glodeņu skaitu
C,x o1
7,0,C15x
,C100t@o
3
ofw
==
=
χ
bar,pm axs
Ctt ogg exh
,/0
25.att. Soļa temperatūras ietekme uz maksimālo tvaika spiediena izvēli
31
minimāli pieļaujamam katla tvaika spiedienam ir jābūt ne zemākam par 7_bar, kas
ietekmēs kopējo katla jaudu. Balstoties uz iespējamo siltuma patērētāju sadalījumu, kā arī
izvērtējot nepieciešamo papildu investīciju apjomu un efektivitāti, tiek piedāvāta un vispusīgi
pētīta dažādas sarežģītības pakāpes Kompleksā dziļās gāzu utilizācijas sistēma (KDGUS).
Tāda pieeja ir jo sevišķi svarīga ilgstošas vai arī īslaicīgas jaudas un siltuma deficīta
gadījumā. Īsumā tiek piedāvāti arī citas efektīvas jaudas kompensācijas alternatīvas, kuras var
tikt izvēlētas, balstoties uz šī deficīta apzināšanu. Dīzeļdzinēju izplūdes gāzu parametri ir lielā
mērā atkarīgi no apkārtējās vides apstākļiem, tas ir, no apkārtējā gaisa un jūras ūdens
temperatūrām. Lai analīzes rezultāti maksimāli aptvertu tradicionālos kuģu peldēšanas
areālus, tiek izvēlēti siltuma dzinēju aprēķinos standartizētie sekojošie vides parametri –
sp
at wst /
1. ISO Apkārtējās vides apstākļi ar sekojošiem parametriem -
, kur vidēji izsvērtais kuģošanas laiks sastāda aptuveni
no kopējā;
CtCt oa
ows 27&27/ ==
%3728÷≈
2. B&W - , atbilstošais kuģošanas laiks pat līdz ; C20tC18t oa
ows == &/ %3830 ÷
3. Nordic vides apstākļi ar visnelabvēlīgākajiem laika apstākļiem -
un atbilstoši ar vis mazāko kuģošanas laiku līdz . C10t&C10t oa
ow/s == %10≈
Šajās laika joslās KSDUS/DGUS reģenerētās
jaudas tiek salīdzinātas ar nepieciešamo
elektroenerģijas un siltuma patēriņu (skatīt
26.att.) atkarībā gan no bāzes dzinēja nominālās
jaudas, gan arī no tā ilgstošas noslodzes režīma
diapazonā no 100% līdz pat 60%. Tiek vispusīgi
pētīta relatīvās termodinamiskās efektivitātes
izmaiņas atkarībā no bāzes dzinēja
dzesējamā šķidruma siltuma izmantošanas
pakāpes, kuras īpatsvaram ir izteikta tendence
pieaugt, gan pazeminoties apkārtējās vides
temperatūrām, gan galvenā dzinēja noslodzei. Tas ir izskaidrojams ar ievērojamu
izmantojamā siltuma pārpalikumu, salīdzinot to ar iespējami izmantojamo. Turbopūtes
dzesējamā ūdens siltuma daudzums lielā mērā ir atkarīgs no kuģa ekspluatācijas apstākļiem,
tādējādi pie kaut kādas slodzes šī siltumapmaiņas sekcija tiek atslēgta, kā rezultātā ievērojami
samazinās papildus ekonomija (skatīt 27.att.).
275; 140
275; 160260; 160
250; 160230; 140240; 160
230; 160
0
200
400
600
800
1000
1200
1400
1600
0 10 20 30 40
kW,NeTG
MW,NeME
e lN e
MCR%80@and
C,t/t ogg exh0
26.att. KSDUS Turboģeneratora jaudas nodrošinājums no GD nomināla un tā modifikācijas B&W vides apstākļos
ηΔK
32
Tomēr šāda pieeja KDGUS efektivitātes vispusīgas analīzes veikšanai ir
nepietiekama, jo kuģis ir transporta līdzeklis,
kas dodas no iekraušanas/izkraušanas ostas A
līdz citai ostai B, un tas aizņem konkrētu laiku,
kur gaisa un ūdens temperatūru izmaiņas var būt
ievērojamas. Sekojoši sistēmas efektivitāte tiek
analizēta konkrētām kuģošanas līnijām, mūsu
gadījumā tās ir astoņas, un, ņemot vērā to vides
temperatūru izmaiņas plašā diapazonā, iegūtie
rezultāti kļūst universāli un var tikt pielāgoti arī
citām, šeit neizskatītām kuģošanas līnijām.
Balstoties uz ilgtermiņa meteoroloģiskajiem
novērojumiem, ir konstatēts, ka vidēji izsvērtā
ūdens temperatūra ir tikai
par augstāka nekā gaisa
temperatūra. Tādējādi KSDUS
turboģeneratora jaudas izmaiņas tika
iegūtas, balstoties uz šo apgalvojumu,
un reprezentēta kā funkcionālā
atkarība no jūras/okeāna ūdens
temperatūras .Tomēr
konkrētai līnijai vidēji izsvērtā jūras
ūdens temperatūra
Co21÷≈
)( /1
iwsTG tfNe =
wst / būs mainīga
kuģa gaitas laikā, tas ir –
( )ntw/s ft τ= , (22)
kur ir relatīvais peldēšanas laiks zonā ar minimālām temperatūru
izmaiņām , bet - absolūtais peldēšanas laiks, kad temperatūru izmaiņas ir minimālas
un - kopējais peldēšanas laiks. Galarezultātā iegūstam funkcionālu atkarību
Sat
itn/
min
∑Δ
=τ
mintΔ ia
S ( )ntTG fNe τ=
(skatīt 28.att.), ņemot vērā gan dzinēja modifikāciju (dažādas sākuma temperatūras),
noslodzes režīmus, kā arī nominālo jaudu.
CWHRS+ HTS;
275/160CWHRS+
HTS; 230/140
CWHRS; 230/160
CWHRS; 275/160
CWHRS; 230/140 WHRS +
tfw=70oC by cyl.w.
HTS
0
5
10
15
20
25
30
35
40
54 58 62 66 70 74 78 82 86 90 94 9860
65
70
75
80
85
90
95
100
105%,k ηΔ C,t oHTSfw
HTSfwt
%,MCRISO
27.att. Relatīvās efektivitātes izmaiņas atkarībā no KSDUS komplicētības pie dažādām GD slodzēm un tā modifikācijas ISO vides apstākļos
100;275/140
100;275/160
80;275/160
60;275/160
100;230/16080;230/160
60;230/160
60;275/140
50
150
250
350
450
550
0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 1000
5
10
15
20
25
30
tropelNe
elN e
%,S e f
w/st
C,t ow/s
MWNe
CttMCRnomME
ogg e xh
10@
,/;%,0
=
kW,NeTG
28.att. Vidēji izsvērtā KSDUS Turbo Ģeneratora jaudas un ūdens temperatūras izmaiņas kuģošanas līnijā no Melnās jūras līdz centrālai Amerikai pie dažādām GD slodzēm un tā modifikācijas.
33
Analizējot iegūtos datus, tiek paredzēti nosacījumi, pie kādiem būs iespējama
turboģeneratora autonoma darbība kuģa elektrostacijas sastāvā. Jaudas pazemināšana zem
80÷75% no GD nomināla ir kritiska KDGUS augstas efektivitātes nodrošināšanai, jo
vienlaicīgi tiek atslēgta arī turbopūtes augstas temperatūras sekcija. Jaudas deficīta līmeņa
apzināšana ir jo sevišķi svarīga, lai ne tikai kuģa jaunbūves laikā tiktu nodrošināts efektīvs
tehniskais aprīkojums tā kompensēšanai, bet tiktu izstrādāti arī citi iespējamie
organizatoriskie risinājumi efektīvas ekspluatācijas nodrošināšanai.
Disertācijas 6. nodaļā tiek pētīta sildvirsmas aizsērējuma koeficienta ε ietekme no
izplūdes gāzu puses un tā izmaiņas reāli ekspluatējamā COGAS tipa (skatīt 3.att.) kuģa
propulsīvajā spēka iekārtā. Šai parādībai ir būtiska ietekme ne tikai uz siltuma efektivitāti,
bet, ņemot vērā patērējamās degvielas ar augsto
sēra saturu zemo kvalitāti, bieži vien katla astes
virsmu sekcijas bojā korozija, kā rezultātā DGUS
nespēj pilnvērtīgi un efektīvi funkcionēt. Lai arī
sildvirsmu gāzu piesērējuma būtība un
mehānisms no gāzu puses ir diezgan vispusīgi
pētīts, tomēr šie darbi pamatā ir veltīti
galvenajiem katliem, darbināmiem ar naftas
produktiem vai oglēm. Pelnu nosēdumu
sarežģītais fizikālais un ķīmiskais veidošanās
process apgrūtina tā ε noteikšanu reālos
ekspluatācijas apstākļos. Mūsu gadījumā, balstoties uz siltumapmaiņas un siltuma balansa
vienādojumu kopīga risinājuma, piesērējuma koeficients tiek atrasts netiešā veidā, veicot
nepieciešamo termodinamisko parametru mērījumus, tādus kā gāzu, tvaika/ūdens
temperatūras, patēriņus, spiedienus un to izmaiņas(skatīt 29.att.). Svarīgi ir noteikt ne tikai
pašu mērījuma lielumu, bet arī kļūdu, kas liecinātu par rezultātu ticamību un piedāvātās
metodes pamatotību. Siltumtehnikas mērījumu rezultātā tika iegūts vidēji izsvērtais
piesērējuma koeficients, kas vienāds sekojošam lielumam - WKm.
oKYP−3100
29.att. Siltuma reģenerācijas kontūra praktisko mērījumu diagramma.
××= − 23106502ε ,
un tas ir tikai nedaudz augstāks ( )%1312÷≈ par to lielumu, kas pieņemts DGUS
analītiskajos aprēķinos WKm.
oPROJ ××= − 23103502ε . Šī starpība ir izskaidrojama ar reālos
apstākļos patērējamo zemākas kvalitātes degvielu, salīdzinot ar aprēķinos pieņemto, tādējādi,
veicot DGUS efektivitātes analīzi spēka iekārtām ar maz-apgriezienu divtaktu dīzeļdzinēju,
34
piesērējuma koeficienta vērtība ir izvēlēta ievērojami augstāka. Arī katrai sildvirsmai
atsevišķi tika noteikts piesērējuma līmenis, un interesants ir tas apstāklis, ka to iε vērtības
bija atšķirīgas. Loģiski, ka pie augstākiem gāzu lineārajiem ātrumiem aizsērējuma intensitātei
jābūt zemākai, ko arī apstiprina mērījumu rezultāti. Tādējādi, tvaika pārkarsētājā šis lielums
sastāda tikai WKm.
o××= − 232 108840ε , kamēr iztvaikotājā un ekonomaizerā tie ir ievērojami
lielāki - WKm.
o××= − 231 109882ε un W
Km.o××= − 23
3 102902ε attiecīgi. Tā kā gāzturbīnā
patērējamās degvielas kvalitāte bija salīdzinoši
augsta, tad attiecīgi pelnu daļiņu koncentrācija
gāzes plūsmā ir zemāka, kā rezultātā iztvaikotājs
darbojās kā filtrs, ar to izskaidrojams mazāks
aizsērējuma koeficienta līmenis ekonomaizerā
nekā iztvaikotājā. Rezultātu ticamību nostiprina
arī tas, ka tika konstatēta izteikta tendence
koeficienta ( )wfKYP =−3100ε izmaiņām atkarībā no
lineārā gāzu ātruma izmaiņām (skatīt 30.att.). Netiešā mērījumu rezultātā iegūtā lieluma
kļūdas atrašana ir nākošais svarīgākais apstāklis, kas balstās ne tikai uz izmantojamo
mērinstrumentu augstu precizitāti, bet vēl jo vairāk uz eksperimenta apstākļu izvēli. Nav
pieļaujama mērījumu veikšana nestabilu vai pārejas procesu laikā. Nepieciešams izvēlēties
tādu brīdi, kad izplūdes gāzu temperatūru lauks ir ar iespējami zemāku izmaiņu gradientu, jo
tieši šī sastāvdaļas kļūda ir dominējošā. Tādējādi mērījumu rezultātu izvēle bija selektīva,
nodrošinot visai zemu relatīvo kļūdu mūsu gadījumā, t.i., aptuveni - %.KYP 3103100 =Δ∂ −ε .
Att.30 Koeficienta 3100KYP−ε izmaiņas atkarībā no lineārā gāzu ātruma.
Noslēgums
Disertācijā tiek analizēta Dziļās gāzu utilizācijas sistēmas lietderība, lai nodrošinātu
tādu optimālu katla sildvirsmu komplektāciju, kas garantētu maksimālo efektivitātes
pieaugumu limitētos gabarītos.
Disertācijā ir iegūti jauni galvenie rezultāti:
1. Tiek piedāvāts oriģināls matemātiskās analīzes algoritms DGUS termodinamisko un
tehnisko parametru noteikšanai, lai nodrošinātu iekārtas maksimālo efektivitāti pie
ierobežotiem utilizācijas katla gabarītu nosacījumiem.
2. Balstoties uz piedāvāto metodi kombinēta (COGAS) cikla gadījumā iegūti sekojoši
galvenie rezultāti, kas nodrošina efektīvu DGUS un katla komplektāciju:
35
a. Utilizācijas katla sildvirsmu izmēri ir ierobežoti, ņemot vērā aerodinamiskās
pretestības negatīvo ietekmi uz bāzes dzinēja efektivitāti;
b. Ir apzināts un pamatots optimālais tvaika spiediens, kas nodrošina vai nu maksimālo
utilizācijas turbīnas jaudu, vai arī propulsīvās spēka iekārtas efektivitāti kopumā;
c. Tomēr ne tikai tvaika spiediens, bet arī vienlaicīgi veiktais savstarpējais sildvirsmu
optimālais sadalījums konkrēti izvēlētajam katlam ir svarīgs priekšnosacījums
maksimālās efektivitātes nodrošinājumam, neietekmējot sākotnējās izmaksas;
d. Tvaika turbīnas cikls ar reģeneratīvo tvaika atvadi nodrošina efektīvu katla ūdens
atgaisošanu. Pateicoties tvaika cikla augstākai efektivitātei, izplūdes gāzu
temperatūras ir par +12÷15°C augstākas nekā recirkulācijas gadījumā, kā rezultātā
tiek samazināts ekonomaizera virsmas sērskābes korozijas risks. Tomēr
prognozējamais jaudas pieaugums pie vienādiem katlu augstumiem nav novērojams;
e. Izvēlētais cauruļu ribošanas veids dod iespēju vai nu samazināt katla gabarītaugstumu
līdz pat 21÷25% pie vienādas izstrādātās jaudas nosacījuma, vai arī palielināt iekārtas
relatīvo efektivitāti līdz pat ≈30%, kad katlu gabarītaugstumi ir vienādi.
3. Kad par galveno dzinēju tiek izvēlēts moderns divtaktu dīzelis, DGUS tiek inkorporēta
kuģa elektrostacijas sastāvā, un ir svarīgi pamatot tos nosacījumus, pie kuriem reģenerētā
ekonomija tiek maksimāli pilnvērtīgi un ilgstoši izmantota:
a. Lai izpildītu augstākpostulēto mērķi un nodrošinātu maksimāli iespējamo
turboģeneratora jaudas izstrādi, tiek piedāvāta matemātiskās analīzes metode, kura
balstīta uz determinētu gāzu utilizācijas dziļuma pakāpi. Rezultātā tika atrasts cits
jaunajiem nosacījumiem atbilstošs optimālais virsmu sadalījums;
b. Tiek vispusīgi pamatota tvaika spiediena izvēle, balstoties uz vēlamo utilizācijas
dziļumu un katla izmēriem;
c. Bāzes dzinēja dzesējamā ūdens siltuma izmantošana ir vēl viena alternatīva, kā
iespējami ilgstoši nodrošināt turboģeneratora autonomu darbību, tātad arī efektivitātes
maksimālu izmantošanu;
d. Atkarībā no kuģa peldēšanas rajona ir svarīgi un tika arī noteikti elektroenerģijas
deficīta lielumi, kas dod iespēju pamatot izdevīgākos un drošākos veidus tā
kompensācijai.
4. Iegūtie gāzu aizsērējuma koeficientu lielumi ir daudzsološi, jo tuvu atbilst aprēķinos
pieņemtajiem ar visai zemu mērījumu kļūdu. Turpmāk, veicot utilizācijas katlu
36
aprēķinus, būtu vēlams ņemt vērā koeficienta ε mainīgo lielumu dažādām sildvirsmām,
palielinot galarezultātu ticamību.
Disertācijas darbā iegūtie rezultāti ne tikai nodrošina pamatotu spēka iekārtu
komplektāciju, bet tiek aktualizēti turpmāko pētījumu mērķi un uzdevumi gan saistībā ar
DGUS termodinamisko saslēguma shēmu izvēli, gan pamatojot elektrostacijas komplektācijas
līmeņus, balstoties uz jau izstrādātiem datiem.
Publikācijas par disertācijas tēmu
Galvenais disertācijas saturs ir publicēts sekojošos zinātniskos darbos:
1. Cimanskis J., Zāģeris A. Optimization method of thermodynamic analysis of waste gas heat recovery circuit at fixed dimensions (height) of exhaust boiler. 9th International Conference on Traffic Science- ICTS 2005; 14
th–15
th November 2005, Grand hotel
Bernardin, Portorož, Slovenija.
2. Cimanskis J., Zāģeris A. Comparative analyse of waste gas heat recovery systems with intermediate steam extraction at limited size (height) restrictions of exhaust boiler. Proceedings of 9th International Conference. Kaunas University of Technology. Transport Means 2005. ISSN 1822-296 X. Kaunas: Technologija, 2005, p.165-167.
3. Cimanskis J., Zāģeris A. Heat Recovery possibilities for advanced slow speed diesel engine power plants. 9th Maritime Conference. Maritime Transport and Infrastructure 2007. Riga: Latvijas Jūras akadēmija, April 19-20, 2007; p.191-204.
4. Zāģeris A. Fine optimization of heat-exchange surface of a boiler in waste heat recovery systems within fixed dimensions. Latvian Journal of Physics and Technical Sciences, 3, 1999, p.40-49.
5. Zāģeris A., Cimanskis J. The steam pressure optimization for exhaust gas boiler at fixed dimensions. Scientific Proceedings of Riga Technical University. 6th ser. Transport and Engineering. Vol.18. ISSN 1407-8015. Riga: RTU, 2005, p.7-18
6. Zāģeris A., Cimanskis J. Optimization method of thermodynamic analysis of waste gas heat recovery circuit at fixed dimensions (height) of exhaust boiler. Scientific Proceedings of Riga Technical University. 6th ser. Transport and Engineering. Vol.18. ISSN 1407-8015. Riga: RTU, 2005, p.40-51.
7. Zāģeris A., Cimanskis J. Some aspects of heat recovery possibilities at low gas temperature potential. 8th Maritime Conference. Maritime Transport and Infrastructure 2006. Riga: Latvijas Jūras akadēmija, April 20-21, 2006; p.11-18.
8. Zāģeris A., Cimanskis J. Heat Recovery possibilities for advanced slow speed diesel engine power plants. Scientific Proceedings of Riga Technical University. 6th ser. Transport and Engineering. Intelligent Transport Systems. Vol.26. ISSN 1407-8015. Riga: RTU, 2008, p.28-39.
37
LITERATŪRA
1. Baily, F.G., “Steam Turbines For Advanced Combined-Cycles,” GE Power Generation Turbine Technology Reference Library Paper No. GER-3702B, 1993.
2. Buecker Bred. Basics of Boiler and HRSG Design. PennWell Publishing Company 1421 S. Sheridian Road/P.O. Box 1260, Tulsa, Oklahoma, USA, 2002, p.170.
3. Boss M. “Steam turbines for stag combined-cycle power systems”. GE Power Systems Schenectady, NY, GER-3582E, 1996 GE Company, p.24.
4. Boyce, Meherwan P. Turbine Engineering Handbook. 2nd Edition. Gulf Professional Publishing, Houston, Texas, USA, 2002, ISBN 0-88415-732-6, 799 p.
5. Brooks, F.J., “GE Gas Turbine Performance Characteristics,” GE Power Generation Turbine Technology Reference Library Paper No. GER-3567D, 1993.
6. Combined-Cycle Development Evolution and Future. David L. Chase GE Power Systems Schenectady, NY, GE Power Systems - GER-4206; 2004/01, p.18.
7. Diesel Engines and Gas Turbines in Cruise Vessel Propulsion. Horst W. Koehler, MAN B&W Diesel. Based on the author's presentation at The Institution of Diesel and Gas Turbine Engineers, London, on 17 February 2000, p.13.
8. Ganapathy V. Industrial Boilers and Heat Recovery Steam Generators. Design, Application and Calculations. ISBN: 0-8247-0814-8, by Marcel Dekker, Inc., NY, USA, 2003, p.648
9. Horloc J.H. Advanced Gas Turbine Cycles. Whittle Laboratory Cambridge, 044273-0 ELSEVIER SCIENCE Ltd., The Boulevard, Langford Lane, Kidlington, Oxford OX5 lGB, UK. ISBN 0-08-044273-0, 2003, p.203.
10. G.T.H. Flanagan. Marine Boilers, Third Edition (Marine Engineering Series). Butterworth-Heinemann, 25 Victoria Street, London SW1H OEX, England; 3 Edition (August 14, 1990), pp. 128.
11. Frank P. Incropera, David P. DeWitt, Theodore L. Bergman, Adrienne S. Lavinev. Fundamentals of Heat and Mass Transfer, 6th Edition. ISBN: 978-0-471-45728-2, John Wiley and Sons, Inc., USA; September 2006, p.1024.
12. Gas turbines established as propulsion option. by Doug Woodyard. Marine Propulsions. June, 1997, 9÷11 p.
13. Kehlhofer R., Bachmann R., Nielsen H., Warner J. Combined Cycle Gas & Steam Turbine Power Plants. ISBN 0-87814-736-5; by PennWell Publishing Co., Tulsa, Oklahoma, USA, 1999, 328 p.
14. Less Emissions through Waste Heat Recovery. Heinrich Schmid. Wärtsilä Switzerland Ltd, Winterthur. Wärtsilä Corporation, April 2004, p.10.
15. Marine News, Wärtsilä Corporation, No.2 -2005, p.44.
16. Matta R.K., Mercer G.D., Tuthill R.S. Power Systems for the 21st Century – “H” Gas Turbine Combined-Cycles. GE Power Systems, GER-3935B, (10/00), p.22.
17. More gas turbine cruise ships at sea. MARINE LOG MAGAZINE. August 12, 2003.
18. Novel propulsion machinery solutions for ferries. Oskar Levander, MSc (Nav. Arch.), Wärtsilä Corporation - Ship Power, Finland, 2004, p.18.
38
19. Ozisik M.N. Heat Transfer: A Basic Approach. McGraw-Hill Education (ISE Editions); International Ed edition, ISBN- 0070664609, 1985, 800 p.
20. Process modeling and design of shell and tube heat exchangers. John E. Edwards. UK CHEMCAD Seminar –October 2001, p.23.
21. Propulsion Trends in Container Vessels. MAN Diesel A/S, Copenhagen, Denmark, 19/01/2005, p.16.
22. Research and Development of Gas Turbine for Next-Generation Marine Propulsion System (Super Marine Gas Turbine). Masashi ARAI, Takao SUGIMOTO, Kiwamu IMAI, Hiroshi MIYAJI, Kenichi NAKANISHI, and Yasuyuki HAMACHI. International Gas Turbine Congress 2003 Tokyo November 2-7, 2003, p.7.
23. Rolf Bachmann, Henrik Nielsen, Judy Warner, Rolf Kehlhofer. Combined - Cycle Gas & Steam Turbine Power Plants. PennWell Publishing Company 1421 S. Sheridian Road/P.O. Box 1260, Tulsa, Oklahoma, USA, Aug 1999, p.288.
24. Sadik Kakaç, Yaman Yener. Convective Heat Transfer, Second Edition. CRC Press LLC; 2 Edition, December 16, 1994, p.432.
25. Superconductivity Web21. Superconducting Industry – Transport Equipment Technology – Prospects for Electric Propulsion Ships. Tetsuji Hoshino, Deputy Chief Researcher Nagasaki Research & Development Center Mitsubishi Heavy Industries, Ltd. Published by International Superconductivity Technology Center; July 17, 2007, p.2.
26. Sulzer RTA48T and RTA58T Diesel Engines. Engine Selection and Project Manual. Issue June 1995. p.172.
27. Thermo Efficiency System (TES) for Reduction of Fuel Consumption and CO2 Emission. MAN Diesel A/S, Copenhagen, Denmark, 19/07/2005, p.12
28. WÄRTSILA VASA 46. Really Reliable Propulsion Power. Project Guide for Marine Application. Wartsila Diesel Oy Turku Factory Stalarminkatu 45 SF-20810 TURKU FINLAND, p.133, 1994.
29. Year Book 2005: Progress of Marine Engineering Technology in the year 2004 - Translated from Journal of the JIME Vol.40, No.4 (2005) – (Original Japanese).
30. Бажан П.И., Каневец Г.Е., Селиверстов В.М. Справочник по теплообменным аппаратам. М., Машиностроение, 1989; 365 с.
31. Быстров П.Г. Разработка и исследование перспективных конвективных поверхностей нагрева паровых котлов. Автореферат диссертации на соискание уч.степени к.т.н., Ленинград, 1981, 21 с.
32. ВНТО им. Акад. А.Н.Крылова. Тезисы докладов на Всесоюзной Научно-Технической конференции «Актуальные проблемы технического прогресса судовых турбинных установок». Л.: Судостроение, 1989,136 с.
33. Вудворд Дж. Морские газотурбинные установки. Л.: Судостроение, 1979, 358 с.
34. Гартвиг В.В., Литаврин О.Г., Плискин Г.М. Расширенные испытания ГТУ судна «Капитан Смирнов». Судостроение, №1, 1983, 14-17с.
35. Дементъев К.С., Романов В.А. и др. Проектирование судовых парогенераторов. Л.: Судостроение, 1986, 336 с.
36. Дикий Н.А. Судовые газопаротурбинные установки. Л.: Судостроение, 1978, 250 с.
39
37. Енин В.И., Денисенко Н.И., Костылев И.И. Судовые котельные установки. - М: Транспорт, 1993, 216 с.
38. Жаров Г.Г., Венцюлис Л.С. Судовые высокотемпературные газотурбинные установки. Л.: Судостроение, 1973, 275 с.
39. Иллиес К. Судовые котлы. Т.3. Расчет. Л.: Судостроение, 1964, 672 с.
40. Камкин С.В., Возницкий И.В., Большаков В.Ф. и др. Эксплуатация судовых дизельных энергетических установок. М.: Транспорт, 1996. 432 с.
41. Курзон А.Г., Юдовин Б.С. Судовые комбинированные энергетические установки. Л.: Судостроение, 1981, 213 с.
42. Лазарев В.В., Ланда Л.Е., Литаврин О.Г., Туснаков А.М. Совершенствование эксплуатации теплоутилизационного контура энергетической установки судов типа «Капитан Смирнов». М.: Мор.Тр-т, Техн. Экспл. Флота, 23 (571), 1983, 7-16 с.
43. Левченко Г.И., Лисейкин И.Д., Копелиович А.М., Мигай В.К., Назаренко В.С.. Оребрённые поверхности нагрева паровых котлов. Энергоатомиздат, 1986; 168 с.
44. Маслов В.В. Утилизация теплоты судовых дизелей. Транспорт, 1990; 144 с.
45. Розенберг Г.Ш. и др. Техническая эксплуатация судовых газотурбинных установок. М.: Транспорт, 1986. 222 с.
46. Свикис Г.А., Эглайс В.О.. Алгоритм многомерной оптимизации на основе информативного планирования экспериментов. Вопросы динамики и прочности, №41, Анализ и синтез в динамике механических систем. ISSN 0321-236Х. Рига, Зинатне, 1983, с.3-9.
47. Тепловой расчет котлов. Нормативный метод. Изд.третье переработанное и дополненное. НПО ЦКТИ. Санкт-Петербург, 1998, 256 с.
48. Фраас А., Оцисик М. Расчет и конструирование теплообменников. М: Атомиздат, 1971, 380 с.
49. ЦНИИМФ, ЛВИМУ. Комплексные системы глубокой утилизации тепла на судах ММФ с двигателями с постянным давлением наддуваю Технико-эксплуатационное требования. РД 31.27.28-82, Л.: ММФ, 1983, 17 с.
40