Кем (compressor and power machine industry) 1(23) 2011 by journal.mikem

Содержание № 1(23)

РЕАЛИИ И ПЕРСПЕКТИВЫ

применением бивалентной тепло насосной технологии . . . . . . . . . . .

Жарков П.Е. , Салюк А.А., Косенко П.В. Компрессорная техника в развитии железнодорожного транспорта. . . . .

Шльонзак Н., Шльонзак Я.

Куделя Я., Дулеба Б.

Использование азота для инертизации атмосферы в отработанных пространствах лавы каменноугольной шахты . . . . . . . .

Расчет удельной стоимости теплоты для систем горячего водоснабжения с

СИСТЕМЫ ТЕПЛООБМЕНА 20

Смирнов А.В., Лазаренко Р.А., Турчин В.Б., Удод М.Н., Чмиленко А.Г. Стенд для

испытания и исследования

ТЕХНОЛОГИИ 28

Гадяка В.Г., Симоновский В.И., Угничев А.С. Метод оптимизации расположения плоскостей коррекции при балансировке роторов турбокомпрессоров . . . . . .

Булат А.Ф., Чемерис И.Ф., Комлева И.Ю. Энергетическая

Арсеньев В.М., Мерзляков Ю.С.

динамических характеристик большегрузных изделий с помощью вибростенда . . . . . . . .

ТЕХНИКА

ЭНЕРГОСБЕРЕЖЕНИЕ

эффективность газопоршневой установки с гидропаровой турбиной . . . . . . . . . . . . . . . . . .

Русанов А.В., Левченко Е.В., Швецов В.А., Касьянова А.И.

Повышение газодинамической эффективности первых двух ступеней ЦВД паровой турбины К-325-23,5 . . . . . . . . . . .

теплообменных поверхностей аппаратов воздушного охлаждения .

КОНТРОЛЬ И ДИАГНОСТИКА Нагорный В.М. Определение

ИССЛЕДОВАНИЕ 2

ПРОБЛЕМЫ И РЕШЕНИЯ

Дегазация угольных пластов и использование метана на польских каменноугольных шахтах .

Акилов А.И., Кирюшко А.А., Кирюшко Д.А. Гидравлический вибратор двухстороннего действия для финишной обработки деталей компрессоров . . .

Модифицирование жидкой сердцевины затвердевающей чугунной отливки . . . . . . . . . . . . .

качества стальных деталей, цементированных электроэрозионным легированием . .

Хитько А.Ю., Шапран Л.А., Иванова М.Н., Хитько М.Н. 33

Тарельник В.Б., Марцинковский В.С., Братущак М.П. Способ повышения

Ðåàëèè è ïåðñïåêòèâû

ÓÄÊ 621.51

Ï.Å. Æàðêîâ, àêàäåìèê Óêðàèíñêîé òåõíîëîãè÷åñêîé àêàäåìèè, âèöå-ïðåçèäåíò êîíöåðíà, À.À. Ñàëþê, ÷ëåí-êîð. ÓÒÀ, âèöå-ïðåçèäåíò êîíöåðíà, Ï.Â. Êîñåíêî, ãëàâíûé èíæåíåð ïðîåêòà (Êîíöåðí «Óêððîñìåòàëë, ã.Ñóìû, Óêðàèíà)

Êîìïðåññîðíàÿ òåõíèêà êîíöåðíà «Óêððîñìåòàëë» â ðàçâèòèè æåëåçíîäîðîæíîãî òðàíñïîðòà Представлен обзор применения компрессорной техники производства концерна «Укрросметалл» на железнодорожном транспорте Украины и зарубежных стран. Приведены особенности компрессорных агрегатов для тормозных систем подвижного состава. Ключевые слова: железная дорога, станция, сжатый воздух, компрессор, тормозная система, локомотив. Представлено огляд застосування компресорної техніки виробництва концерну “Укрросметал” на залізничному транспорті України й зарубіжних країн. Приведені особливості компресорних агрегатів для гальмових систем рухомого складу поїзда. Ключові слова: залізниця , станція, стиснене повітря, компресор, гальмова система, локомотив. The review of application of compressor technique of production of business concern “Укрросметалл” is presented on the railway transport of Ukraine and foreign countries. Features over of compressor aggregates are brought for the brake systems of rolling stock. Keywords: railway, station, compressed air, compressor, brake system, locomotive.

елезнодорожный транспорт играет важную роль в функционировании и развитии народного хозяйства страны, а также в удовлетворении потребности населения в передвижении. Он является основным звеном транспортной системы Украины, европейских стран и большинства стран СНГ. Технико-экономические особенности и преимущества железнодорожного транспорта заключаются в возможности сооружения путей на любой сухопутной территории с помощью мостов, тоннелей и паромов. Он обеспечивает массовость и высокую производительность перевозок, универсальность транспортирования различных грузов и пассажиров с большой скоростью и регулярностью, независимо от времени года, суток и погоды. Важным является и то, что железнодорожный транспорт создает возможность прямой связи между крупными предприятиями по подъездным путям и обеспечивает доставку грузов без дорогостоящих перевалок [1]. Железнодорожный транспорт Украины имеет общую длину путей около 23 тыс. км и занимает четвертое место в мире после США, России, Канады. По грузообороту он выполняет основные объемы перевозок – 40-50%, а по перевозу

пассажиров является неоспоримым лидером - на него приходится 5070% общего объема передвижений [2]. Роль железнодорожного транспорта в системе транспортных коммуникаций Украины усиливается и тем, что через территорию государства пролегают основные транспортные трансевропейские коридоры Восток-Запад, БалтикаЧерное море. С вхождением Украины в европейское экономическое пространство и увеличением в связи с этим объемов грузовых и пассажирских перевозок, значение железнодорожного транспорта возрастает. Плотность железнодорожной сети Украины составляет 2,76 км на 100 км2 территории и является одной из самых больших железных дорог большинства стран СНГ. Плотность сети в Латвии – 3,6, Белоруссии – 2,77, Грузии – 2,2, Узбекистане – 0,79 км. В России при протяженности железных дорог 87,5 тысяч км плотность их составляет 0,51 км на 100 км2, что связано с громадной территорией страны [3]. Перестройка политических и экономических отношений, связанная с преобразованием СССР в независимые государства, существенно отразилась на темпах совершенствования железнодо-

рожного транспорта в соответствии с возможностями технического прогресса. Железнодорожный транспорт имеет высокую долю изношенности основных фондов. Значительная часть инфраструктурных объектов железной дороги устарела и не отвечает современным требованиям по выполнению своих основных функций. Прежде всего, это касается железнодорожных вокзалов, станций, средств связи и управления движением поездов. В правительственных программах развития транспорта страны предусматриваются значительные капитальные вложения в модернизацию железных дорог (рис. 1). Объем инвестиций в железнодорожный транспорт оценивается в 6,3 млрд. долл. [4, 5]. Железная дорога представляет собой производственно-технологический комплекс, выполняющий функции грузовых и пассажирских перевозок. Типовая организационная схема железной дороги представлена на рис. 2. Для обеспечения бесперебойного транспортного процесса, а также для технологических процессов, направленных на поддержание исправного состояния тягового парка (локомотивы), мотор-вагонного (электропоезда, дизель-поезда, рельсовые автобусы), специального са-

Êîìïðåññîðíîå è ýíåðãåòè÷åñêîå ìàøèíîñòðîåíèå ¹1 (23) ìàðò 2011

Рис. 1. Структура инвестиций в отрасли транспорта до 2010 года моходного (автомотриссы, путевые машины), не тягового (грузовые и пассажирские вагоны) подвижного состава и железнодорожных путей важную роль играет применение сжатого воздуха как источника энергии (табл. 1). Большое количество компрессорных станций на железной дороге оборудовано физически устаревшими поршневыми компрессорами с водяным охлаждением, имеющими низкие коэффициент полезного действия и надежность, особенно при работе в зимнее время. Переоборудование компрессорных станций входит в программы модернизации железнодорожного транспорта Украины. Для реконструкции и модернизации успешно применяется компрессорная техника производства концерна «Укрросметалл». В период с 2002 по январь 2011 г. на предприятия железнодорожной инфраструктуры концерн поставил 642 единицы компрессорного оборудования (рис. 3). Компрессорные станции концерна на базе винтовых блоков для сжатия воздуха, оборудованные воздушным охлаж-

установок на территории станции для ее обеспечения сжатым воздухом с минимальными потерями в сетях и минимальными затратами электроэнергии. Винтовые компрессорные станции серии НВЭ, применяющиеся на железных дорогах (рис. 4), имеют широкий диапазон производительности (табл. 2), что позволяет осуществить комплектацию железнодорожной станции оптимальным составом компрессорной техники. Исполнение станций позволяет экс-

Рис. 2. Типовая структура железной дороги дением и совершенной системой очистки воздуха от масла и влаги, позволяют создать современную надежную энергосберегающую систему снабжения сжатым воздухом железнодорожных станций. Гарантийный срок работы винтового блока, не имеющего в тракте сжатия воздуха трущихся деталей, составляет 40000 часов работы. По результатам энергоаудита, осуществляемого сотрудниками концерна, разрабатываются рациональные схемы размещения компрессорных

плуатировать их во всех климатических зонах страны. Станции НВЭ оборудованы системами дистанционного управления и удаленного мониторинга и могут работать в автоматическом режиме под контролем из центрального пульта. При строительстве новых дорог, реконструкции и ремонте действующих необходимы мобильные, экономичные, энергонезависимые установки для получения сжатого воздуха. Концерн «Укрросметалл» освоил серийный выпуск

Таблица 1. Применение сжатого воздуха на железной дороге Структурное подразделение железной дороги ЦВ Вагонное хозяйство

Область применения сжатого воздуха

Компрессорное оборудование производства концерна “Укрросметалл”

Пневмосистема вагонных депо

серия НВЭ, серия ВВ, серия ВВУ, серия БКУ

Устройства зарядки и апробирования тормозов

серия НВЭ, серия ВВ, серия ВВУ

ЦТ Локомотивное хозяйство

Пневмосистема локомотивных депо

серия НВЭ, серия ВВ, серия ВВУ, серия БКУ

Устройства зарядки и апробирования тормозов

серия НВЭ, серия ВВ, серия ВВУ

ЦЛ Пассажирское хозяйство

Пневмосистема мотор-вагонных депо

серия НВЭ, серия ВВ, серия ВВУ, серия БКУ

Устройства зарядки и апробирования тормозов

серия НВЭ, серия ВВ, серия ВВУ

Обдув стрелочных переводов

серия НВЭ, серия ВВ, серия ВВУ, серия БКУ

Вагонные замедлители на сортировочных горках

серия НВЭ, серия ВВ, серия ВВУ

Строительство и ремонт пути

серия ВВП, серия ПКСД

Пневмопочта

серия ВР

ЦП Путевое хозяйство ЦШ Сигнализация и связь

а)

б)

Рис. 3. Анализ поставок компрессорного оборудования концерна «Укрросметалл» на железные дороги: а) – по странам; б) –по структурным подразделениям железных дорог передвижных винтовых компрессорных станций с дизельным приводом серии ВВП (рис. 5), эксплуатация которых возможна на всей территории Украины. Основными преимуществами данных станций, которые заменили станции с поршневыми компрессорами, являются простота в эксплуатации, надежность и экономичность. Они характерны высокими маневренностью и проходимостью за счет применения одноосного шасси, могут транспортироваться как прицеп автомобилем или на железнодорожной платформе. Характеристика передвижных винтовых компрессорных станций серии ВВП приведена в табл. 3. Надежность подвижного состава железнодорожного транспорта в значительной мере зависит от безотказной работы его пневматической системы. Сжатый воздух является традиционным, испытанным на протяжении столетия, рабочим энергоносителем в тормозной системе железнодорожного транспор-

та и других пневматических его устройствах. Основным звеном в пневматической системе подвижного состава является компрессор локомотива. Он обеспечивает непрерывное снабжение сжатым воздухом тормозную систему самого

локомотива и всего состава поезда. Кроме того, сжатым воздухом приводятся в действие системы управления автоматическими дверями пассажирских вагонов, контактными токоприемниками, подача абразивной смеси при пробуксовке колес и др. Компрессоры в составе локомотива находятся в очень жестких условиях, как по температурам окружающего воздуха, так и по уровню виброускорений. Диапазон температур, при которых должен надежно работать компрессор, по требованиям стандарта находится от –55ºС до +65ºС, а реально достигает до +80ºС. Нижнее значение обусловлено требованиями устойчивого запуска компрессора на электровозах, эксплуатирующихся в условиях Крайнего Севера. При верхнем значении температуры компрессоры эксплуатируются в отсеке главного дизеля тепловоза при высокой внешней окружающей температуре. Не менее жесткие нормы по воздействию внешней

Рис. 5. Передвижная винтовая компрессорная установка ВВП-6/7, производительность 6 м3/мин., давление 0,7 МПа

Рис. 4. Винтовая компрессорная станция НВЭ-10/0,7

Таблица 2. Техническая характеристика винтовых компрессорных станций серии НВЭ с электроприводом и воздушным охлаждением Наименование параметра и размера Объемная производительность, м3/мин Конечное давление, МПа

НВЭ6/10У2

НВЭ10/07МУ3

НВЭ10/07БУ3

НВЭ12/07У3

НВЭ12/09У3

НВЭ15/07У3

НВЭ20/08У3

НВЭ22/07У3

0,9

0,7

0,8

0,7

110

141

152

2330 1510 1940

2710 1580 2170

2500 1870 1900

2450

2800

3000

0,95

0,7

Мощность потребляемая не более, кВт

Температура воздуха конечная, ºС

Габаритные размеры, мм длина ширина высота

1700 950 1500

1870 1120 1800

1560 1300 1740

Масса станции, кг

1300

1500

1460

84 60 2160 1430 2080 2150

2400

Êîìïðåññîðíîå è ýíåðãåòè÷åñêîå ìàøèíîñòðîåíèå ¹1 (23) ìàðò 2011

Таблица. 3. Техническая характеристика винтовых передвижных компрессорных станций серии ВВП Наименование

Производительность м3/мин

Номинальное рабочее давление, МПа

ВВП-4,5/7

4,5

ВВП- 6/7

6,0

ВВП-10/7

10,0

ВВП-10/10

10,0

1,0

ВВП-12/7

12,0

0,7

ВВП- 15/10

15,0

1,0

ВВП- 20/7

20,0

0,7

вибрации, ускорений и одиночных ударов. Компрессор, расположенный на шасси локомотива, находится под действием вибрационной нагрузки в широком диапазоне частот – от малоцикловых до высокочастотных [7]. В настоящее время к локомотивам предъявляются более высокие требования к межремонтным пробегам и срокам службы. Поэтому эти требования непосредственно переносятся и на его составляющие. Учитывая особую ответственность локомотивного компрессора, как источника пневматической энергии для тормозной системы, к нему предъявляются повышенные требования в первую очередь. Например, ресурс до среднего ремонта должен быть не менее 1000000, а до капитального ремонта не менее 2400000 км пробега. Срок службы локомотива до списания не менее 40 лет. Требования к тормозным системам возрастают из-за увеличения массы составов и скорости передвижения. Основным поставщиком компрессоров для локомотивов более пятидесяти лет является Полтавский завод АО «ПТМЗ» концерна «Укрросметалл». Тормозные поршневые компрессоры серии КТ составляют многолетнюю продукцию завода. Технические решения, заложенные в конструкцию компрессоров типа КТ (КТ6, КТ7, КТ6Эл), запас прочности и надежность обусловили непрекращающееся серийное их производство и в настоящее время. За годы серийного производства выпущено более 100 тыс. поршневых компрессоров этой модели. Компрессоры КТ6 эксплуатируются в составе целого ряда магистральных локомотивов, таких как ТЭМ18Д, ВЛ80, ВЛ10, 2Т10, ВЛ12, ВЛ85, ДЭ1, ТЭП60 и др. (табл. 4). Современные тенденции развития железнодорожного транспорта, предусматривающие существенное повышение скорости

0,7

движения, увеличение производительности при формировании грузовых составов, расширение сети электрифицированных дорог и непременное повышение безопасности, требует освоения новой техники в железнодорожных компрессорах. Новым возросшим требованиям к железнодорожным локомотивам отвечают винтовые компрессоры, активно внедряемые на подвижной состав железнодорожного транспорта. В отличие от поршневого винтовой компрессор входит в состав автономного агрегата с системой отдельных узлов, позволяющих получить на выходе сжатый воздух высокого качества, не содержащий механических примесей, масла, воды и их паров. Значительных успехов во внедрении винтовых компрессоров на железнодорожном транспорте достигли такие мировые компанииизготовители как Knorr Bremse, Atlas Copco, Gardner Denver. Производство винтовых компрессоров неизбежно требует высокого технологического уровня предприятия, изготовляющего компрессоры, большого объема стендовых и эксплуатационных испытаний, высокой квалификации как инженерного персонала, так и рабочих, в том числе применения принципиально новых решений как в повышении надежности применяемой техники, так и снижении затрат на ее обслуживание. Освоение тормозных винтовых компрессоров ряда ВВ началось с производства компрессорного агрегата ВВ-3,5/10. Первый агрегат ВВ3,5/10 (рис. 6) был установлен на опытный электровоз 2ЭС6 (рис. 7), разработанный на ОАО «Уральский завод железнодорожного машиностроения» (г. Верхняя Пышма Свердловской обл., РФ) в 2007 г. Агрегат имеет микропроцессорную систему управления и контроля всех параметров.

Одновременно для прохождения эксплуатационных испытаний три компрессорных агрегата ВВ3,5/10 установлены на электровоз 3ЭС5К (рис. 8) производства ООО «ПК «НЭВЗ». Агрегат, имеющий две рамы, поставляется для работы в полной заводской готовности. Все основные узлы агрегата смонтированы на раме с виброопорами, снижающими уровень вибрации основной рамы, на которой жестко смонтирован блок очистки и осушки сжатого воздуха. Привод компрессора осуществляется от асинхронного электрического двигателя исполнения IM2081. Один конец вала двигателя через упругую муфту соединяется с компрессором, другой – с крыльчаткой вентилятора, охлаждающего масло в теплообменнике. Вся информация о

Рис. 6. Компрессорный агрегат ВВ-3,5/10 для электровоза 2ЭС6-001

Рис. 7. Магистральный грузовой электровоз постоянного тока 2ЭС6

Рис. 8. Магистральный грузовой электровоз переменного тока 3ЭС5К

Таблица 4. Применение тормозных компрессоров концерна «Укрросметалл» на тяговом подвижном составе № п/п

Марка компрессора

Тип компрессора (агрегата компрессорного)

Локомотив ТЭМ18ДМ ТЭМ18

КТ6

Поршневой

ОПЭ1АМ ПЭ2У ДЭ1 ТЭП60

Изготовитель локомотива ЗАО «Управляющая компания «Брянский машиностроительный завод», г.Брянск, РФ ГП “Научно-производственный комплекс “Электровозостроение”, г.Днепропетровск, Украина ОАО “Коломенский зовод”, г.Коломна, Московская обл., РФ

ВЛ10 ВЛ60 ВЛ80 ВЛ85 2

КТ6ЭЛ

Поршневой

ООО “ПК “Новочеркасский электровозостроительный завод”, г.Новочеркасск, Ростовская обл., РФ

ВЛ86ф ВЛ8 ВЛ10 ВЛ11

АО “Электровозостроитель”, г.Тбилиси, Грузия

ВЛ15 2ТЭ116 2ТЭ10 М62 3

КТ7

Поршневой

ОАО “ХК “Лугансктепловоз”, г.Луганск, Украина

ТЭ114 2ТЭ121 ТГМ6 ВЛ11М6 ТГМ4

ПК-3.5

Поршневой

3ЭС5К ДС3 ТГМ7А

ПК-5.25

Поршневой

ТЭМ7 ТЭП70БС 2ЭС6 2ЭС10

ВВ-3.5/10

Винтовой

работе агрегата выводится на семи сегментный шести декадный цифровой дисплей микропроцессорного блока системы автоматики. Технические характеристики компрессорного агрегата ВВ-3,5/10 приведены в табл. 5. На основе анализа многолетнего опыта эксплуатации компрессорной техники подвижного состава и результатов испытаний винтовых тормозных агрегатов

ОАО «Людиновский тепловозостроительный завод», г.Людиново, Калужская обл., РФ АО “Электровозостроитель”, г.Тбилиси, Грузия ОАО «Людиновский тепловозостроительный завод», г.Людиново, Калужская обл., РФ ООО “ПК “Новочеркасский электровозостроительный завод”, г.Новочеркасск, Ростовская обл., РФ ГП “Научно-производственный комплекс “Электровозостроение”, г.Днепропетровск, Украина ОАО «Людиновский тепловозостроительный завод», г. Людиново, Калужская обл., РФ ОАО “Коломенский зовод”, г. Коломна, Московская обл., РФ ООО «Уральские локомотивы», г.Верхняя Пышма, Свердловская обл., РФ

3ЭС5К

ООО “ПК “Новочеркасский электровозостроительный завод”, г. Новочеркасск, Ростовская обл., РФ

ТГМ4

ОАО «Людиновский тепловозостроительный завод», г.Людиново, Калужская обл., РФ (модернизированный ООО «Сысертское локомотивное депо», г.Сысерть, Свердловская обл., РФ)

на новых локомотивах специалисты концерна «Укрросметалл» в 2009...2010 г. выполнили доработку агрегата ВВ-3,5/10 (рис. 9), изменив компоновку и мощность привода для повышения его эргономичности и ремонтопригодности. В работе был использован многолетний опыт изготовления предприятием концерна АО «НПАО ВНИИкомпрессормаш» передвижных винтовых комп-

рессорных установок различного назначения. Опытный образец был изготовлен и испытан в апреле 2010 г. В ноябре 2010 г. компрессорные агрегаты ВВ-3,5/10 были установлены на новый электровоз с асинхронным тяговым приводом 2ЭС10. Локомотив был разработан и изготовлен ООО «Уральские локомотивы» и концерном Siemens AG (Германия). В настоя-

Êîìïðåññîðíîå è ýíåðãåòè÷åñêîå ìàøèíîñòðîåíèå ¹1 (23) ìàðò 2011

щее время аналогов этого электровоза на пространстве «1520» нет. На презентации электровоза 2ЭС10 (рис. 10) 18 ноября 2010 г. присутствовал Глава правительства Российской Федерации В.В. Путин. По состоянию на начало 2011 г. компрессорные агрегаты ВВ-3,5/10 успешно эксплуатируются на 12 электровозах. В 2011 г. планируется установка компрессорного агрегата ВВ3,5/10 на маневровый тепловоз ТГМ4 производства ОАО «Людиновский тепловозостроительный

Рис. 10. Магистральный грузовой электровоз постоянного тока 2ЭС10

Рис. 11. Маневровый тепловоз ЧМЭ-3 ческой модернизации железнодорожного транспорта концерн освоил серийное производство станционных и тормозных агрегатов на базе надежной, долговечной и энергоэффективной винтовой компрессорной техники.

Таблица 5. Технические характеристики компрессорного агрегата ВВ-3.5/10 Наименование параметра Объемная производительность, приведенная к начальным условиям Давление сжатого воздуха, конечное, избыточное Расход масла на унос, не более Мощность, потребляемая винтовым блоком, не более Система автоматики Ресурс до капитального ремонта

завод», модернизированный на ООО «Сысертское локомотивное депо» (г. Сысерть, Свердловская обл., РФ), который будет эксплуатироваться на промышленных предприятиях Свердловской области. В начале 2011 года «Укрзалізниця» заключила договор на модернизацию маневровых тепловозов ЧМЭ-3 (рис. 11) с чешской компанией CZ LOCO. В период с 2011 по 2015 г.г. чешские специалисты планируют модернизировать 100 таких локомотивов, которые эксплуатируются на железных дорогах Украины. В конце февраля 2011 года CZ LOCO согласовало применение компрессорных агрегатов ВВ-3,5/10 производства концерна «Укрросметалл» на тепловозах ЧМЭ-3 по плану их модернизации.

Рис. 9. Модернизированный компрессорный агрегат ВВ-3,5/10

Единица измерения

Значение

м3/мин

3,5±-0,35

МПа

0,98

мг/м3

кВт

Список литературы: 1. http://www.transsfera.ru/ News/Message/3PTVOV6.html 2. h t t p : / / w w w . r e f . b y / refs/66/40741/1.html 3. h t t p : / / w w w . r e f . b y / refs/66/40741/1.html 4. h t t p : / / w o r k s . t a r e f e r . ru/84/100030/index.html 5. Концепция развития транспортно-дорожного комплекса Украины на среднесроковый период и до 2020 года // Транспорт, 2001. – № 29. – С. 27-32. 6. А.А. Салюк, В.И. Лещенко Компрессорная техника для под-

Микропроцессорная час

40000

В 2011…2013 г.г. АО «НПАО ВНИИкомпрессормаш» и АО «ПТМЗ» планируют расширить номенклатурный ряд винтовых компрессорных агрегатов ряда АКВ для тормозных систем подвижного состава. Перспективный ряд представлен в табл. 6.

Таблица 6. Перспективные винтовые компрессорные агрегаты для тормозных систем подвижного состава Наименование параметра

Ед. изм.

Объемная производительность, приведенная к начальным условиям Давление сжатого воздуха, конечное, избыточное

Компрессорный агрегат АКВ-0.65/9

АКВ-1/1

АКВ-4.5/1

АКВ-6.1

м3/мин

0.7

1.0

4.5

6.0

МПа

0.9

Выводы Концерн «Укрросметалл» располагает большим опытом изготовления компрессорной техники для обеспечения железнодорожного транспорта сжатым воздухом при выполнении технологических операций на грузовых и пассажирских станциях, а также для тормозных систем подвижного состава. В соответствии с новыми требованиями современной техни-

1.0

вижного состава железнодорожного транспорта // Компрессорное и энергетическое машиностроение, 2010. – №1(19). – С. 2-7. 7. Иноземцев В.Г. Тормоза железнодорожного подвижного состава – вопросы и ответы. – М.: Транспорт, 1982. – 272 с. 8. ГОСТ 10393-2009 «Компрессоры и агрегаты компрессорные для железнодорожного подвижного состава. Общие технические условия».

Ïðîáëåìû è ðåøåíèÿ

ÓÄÊ 622.23.05.; 62-7.78

Íèêîäýì Øëüîíçàê, ä.ò.í., ïðîô. (Ãîðíî-ìåòàëëóãðè÷åñêàÿ àêàäåìèÿ èìåíè Ñòàíèñëàâà Ñòàøèöà, ã. Êðàêîâ, Ïîëüøà), ßí Øëüîíçàê, ä.ò.í., ïðîô. (Ñèëåçñêèé òåõíè÷åñêèé óíèâåðñèòåò, ã. Ãëèâèöå, Ïîëüøà)

Äåãàçàöèÿ óãîëüíûõ ïëàñòîâ è èñïîëüçîâàíèå ìåòàíà íà ïîëüñêèõ êàìåííîóãîëüíûõ øàõòàõ

Представлена проблема метаноопасности на польских каменноугольных шахтах. Дано описание профилактических мер борьбы с ней проведением дегазации пластов. Приведены примеры размещения дренажных дегазационных скважин в районе лавы для разных способов ведения дегазации. Представлены различные технологии утилизации шахтного метана из систем дегазации шахт для производственных и хозяйственных потребностей. Описаны системы использования метана, которые действуют на польских шахтах. Ключевые слова: метаноопасность, профилактика по метану, дегазация, использование метана. Представлена проблема метанонебезпеки на польських кам’яновугільних шахтах. Дано опис профілактичних заходів боротьби з нею проведенням дегазації пластів. Приведені приклади розміщення дренажних дегазаційних свердловин у районі лави для різних способів ведення дегазації. Представлені різні технології утилізації шахтного метану із систем дегазації шахт для виробничих і господарських потреб. Описані системи використання метану, які діють на шахтах. Ключові слова: метанонебезпечність, профілактика по метану, дегазація, використання метану. The problem of methane danger is presented on the Polish coal mines. Description of prophylactic measures of ﬁght is given against her, in particular by realization of degassing of layers. Examples of placing of drainage decontamination mining holes are made in the district of lava for the different methods of conduct of degassing. Different technologies of utilization of mine methane are presented from the systems of degassing of mines for productive and economic necessities. The systems are described the uses of methane, that operate on the Polish mines. Keywords: methane danger, prophylaxis on methane, degassing, use of methane.

етан и связанная с ним взрывоопасность в настоящее время является одним из самых опасных явлений, сопутствующих добыче каменного угля. Выделение метана является в то же время опасным загрязнением земной атмосферы. Разработка угольных пластов на шахтах, опасных по метану, требует применения специальных технических мер, недопускающих превышение безопасной величины концентрации газа в рудничном воздухе. Основным способом является применение соответствующих вентиляционных систем с обеспечением правильной струи воздуха. Однако часто приёмы вентиляции недостаточны и необходимой является дегазация метана из угольных пластов и вмещающих пород. Отвод метана с помощью технических сооружений в атмосферу (каптаж) осуществляется непрерывно в течение года. В хозяйственном отношении такое решение представляется нерациональным и экономически необоснованным.

Проведенные к настоящему времени исследования позволяют утверждать, что метан, связанный с пластами угля, выступает в двух основных формах: • поглощенный (растворенный) метан, физико-химически связанный с угольным веществом или реже с илистыми породами; • свободный метан, находящийся в порах и скважинах пустых пород, и в угольных пластах (может быть также растворенный в пластовой воде, заполняющей пространство пор песчаников). Проявление поглощенного газа связано, в основном, с угольными пластами. В условиях Рыбницкого района Верхнесилезского угольного бассейна одна тонна угля в зависимости от глубины залегания может содержать до 18 м3 метана в связанном физико-химически виде (пласт 502/1 на шахте «Мощеница» [4]). Проявление свободного метана связано со специфичными геологическими структурами, позволяющими накапливать его. Обе формы проявления тесно связаны друг с другом. Считается, что

вследствие разгрузки угольного пласта во время горных работ происходит выделение растворенного метана, а также выход свободного метана из зоны трещинообразования [9]. В 2009 году разработка велась на 31 шахте, из них на 23 зарегистрировано выделение метана, а 15 из них вело разработку в условиях IV наивысшей категории метаноопасности [16]. Снижение метаноопасности путём дегазации пластов приводит к улучшению безопасности шахтных рабочих и непрерывности работы машин, уменьшая число их простоев из-за выключений электрического тока после превышения критических значений концентрации метана. Эффективные системы дегазации создают возможность получения метана как естественного источника энергии и уменьшают негативное влияние на окружающую среду, обусловленное выходом метана в атмосферу. На рис. 1 представлена карта шахтных полей Верхнесилезского угольного бассейна с разделением

Êîìïðåññîðíîå è ýíåðãåòè÷åñêîå ìàøèíîñòðîåíèå ¹1 (23) ìàðò 2011

Рис. 1. Карта шахтных полей Верхнесилезского угольного бассейна с разделением на шахты, разрабатывающие метаноносные пласты, и пласты без содержания метана: – метаноносный пласт; – без метана на шахты, разрабатывающие метаноносные пласты и пласты без содержания метана. Метанообильность польских каменноугольных шахт Число действующих каменноугольных шахт в Польше в последние годы постоянно уменьшается. В 1997 году разработку вела 61 шахта, в 2009 – уже только 31. Происходило постоянное снижение величины добычи с 137,1 в 1997 году до 77,4 млн тонн в 2009 году. При этом абсолютная метанообильность на польских шахтах постоянно росла и в 2008 году достигла значения 880,9 млн м3 CH4 в год. В 2009 она составила 855,7 млн м3 CH4 в год[3]. Главной причиной растущей абсолютной метанообильности следует считать увеличивающуюся глубину разработки, и тем самым рост метанообильности угля на больших глубинах, а также большую «концентрацию добычи», обусловленную стремлением добывать больше угля из одного забоя лавы. На рис. 2 представлено образование абсолютной метанообильности на польских шахтах в 1997-2009 г.г. по отношению к числу действующих шахт и величине добычи. В ближайшие годы ведения разработки на польских шахтах следует ожидать сохранения метаноопасности на том же уровне. Это станет причиной того, что метаноопасность на польских шахтах будет по-прежнему доминирующей. Итак, безопасная разработка будет обеспечена только при применении

соответственно подобранной профилактики по выделению метана. Борьба с газом метаном В последние годы на польских каменноугольных шахтах 70-85% добычи происходило из метанообильных пластов [3]. Шахты для ведения разработки обязаны соответствующим способом гарантировать безопасность бригаде, работающей под землёй. Это требует эффективной борьбы с метаноопасностью. Для улучшения безопасности на польских камен-

ноугольных шахтах применяется ряд профилактических действий. Среди них можно отметить интенсивную вентиляцию, дегазацию, метанометрический контроль и применение дополнительных вентиляционных установок [7, 9, 10]. Каждый из этих методов в большей или меньшей степени влияет на рост добычи угля. Интенсивная вентиляция ведётся для разбавления выделяющегося в выработки метана до уровня, предусмотренного правилами безопасности труда. Однако она часто недостаточна для сохранения планируемых параметров разработки или невозможна без применения дополнительных профилактических средств. С этой целью на шахтах ведётся дегазация горного массива. Её можно вести как предварительную дегазацию, т.е. до начала разработки в горном массиве или в разрабатываемом поле, а также по ходу работ (в горных выработках большой протяжённости, в эксплуатационных выработках и старых выработанных пространствах) [4,7-10]. Геологические условия проявления метана в угольном месторождении и слабая десорбция польских углей обусловливают то, что освобождение газа без разрушения структуры горного массива горными работами невелико. Отсюда количество освобождаемого метана тесно связано с объёмом произведенных горных работ по вскрытию

Рис. 2. Абсолютная метанообильность на польских каменноугольных шахтах по отношению к числу действующих шахт и по величине добычи в 1997-2009 г.г. [по 3]

месторождения, как и с соответствующей разработкой угольных пластов [4]. Предварительная дегазация ведётся перед началом разработки, т.е. в горном массиве с ненарушенными первичной метаноносностью и структурой. Этот способ называется дегазацией перед разработкой. Её можно реализовать как скважинами, пробурёнными с поверхности, так и из выработок большой протяжённости, специально приготовленных для этих целей, а также из существующих вскрывающих и подготовительных выработок [8]. Дегазация выработок большой протяжённости как подготовительных, так и вскрывающих, применяется чаще всего в случае, когда нет возможности проведения выработки из-за повышенной концентрации метана. Применение дегазации этого типа позволяет уменьшить метанообильность действующих забоев и вскрытой части месторождения. На польских шахтах наиболее часто применяемым способом разработки является система разработки лавами. Она позволяет получить сравнительно большие концентрацию добычи и продвижение забоя. Метанообильность лав может доходить до 100 м3 СH4/мин. Высокая метаноносность угля в районе разработки часто требует применения высокоэффективной дегазации. Способ ведения дегазации при этом определяется уже в фазе проектирования разработки [2]. Из-за разновидности факторов, влияющих на подбор соответствующей системы дегазации лав, в Польше применяется много ее моделей. На метанообильных шахтах Рыбницкого района Верхнесилезского угольного бассейна вентиляционные способы борьбы с метаноопасностью уже в начале их строительства были недостаточны, что обусловило применение другого способа борьбы с метаноопасностью с помощью дегазации вскрывающих, подготовительных и эксплуатационных выработок. По мере строительства очередных шахт оказалось, что их угольные месторождения отличаются друг от друга условиями проявления и метановыделения в шахтную атмосферу, что требовало применения неоднородных технологий дегазации, соответствующего оборудования для бурения под землёй и устройства станций для дегазации со всё большими параметрами пе-

ремещения. Растущая концентрация добычи угля требовала применения всё более эффективных методов дегазации. Применяемая в настоящее время технология дегазации горного массива включает следующие методы: • дегазация выработок большой протяжённости; • предварительная дегазация, осуществляемая до начала добычи угля в неосвоенном горном массиве с первичным естественным состоянием напряжения; • эксплуатационная дегазация, осуществляемая одновременно с разработкой угольных пластов в горном массиве, в котором природное равновесие месторождения было нарушено эксплуатацией, а сам процесс дегазации ведётся в породах с изменяющимся во времени состоянием напряжений; • каптаж метана из закрытых перемычками выработанных пространств. Дегазация горного массива является наиболее эффективным средством борьбы с метаноопасностью, обеспечивающим уменьшение выделения метана в рабочие пространства, позволяет предотвращать или уменьшать такие явления как бурное газовыделение, внезапные выбросы метана и угля и т. п. Наиболее эффективным методом является дренаж метана из горного массива и закрытых перемычками выработанных пространств, отвод его отдельными трубопроводами на поверхность с помощью насосов станции дегазации. Этот метод позволяет удержать требуемые вентиляционные параметры, однако обусловливает требования к способам разметки метанообильного угольного пласта. Предварительную дегазацию на польских шахтах применяют периодически или вообще не применяют из-за низкой проницаемости углей и соответственно низкой эффективности метода. В общем, дегазация каменноугольных месторождений обусловлена следующими обстоятельствами: - безопасность – каптаж метана в трубопроводы и тем самым уменьшение количества выделяющегося метана в вентиляционные струи и снижение взрывоопасности; - экологичность – устранение загрязнения окружающей среды за счет сокращения эмиссии метана в атмосферу; - технологичность – уменьшение количества воздуха, необхо-

димого для проветривания выработок; - экономичность – прибыль от продажи двух носителей энергии – угля и метана. Продолжающийся процесс реструктуризации угольной промышленности обусловливает необходимость сокращения расходов на добычу угля. На шахтах, где применяют дегазацию, на величину расходов по добыче угля влияют также расходы на дегазацию. Примеры размещения дренажных скважин в районе лавы для разных способов её разработки представлены на рис. 3. Дегазация лавы, проветриваемой системой «U» Разработка месторождения в Польше часто совершается в трудных условиях поведения кровли и в условиях пожароопасности. В таких случаях на шахтах обычно применяют систему с обрушением кровли и способ проветривания «U». При этом ликвидируется верхний вентиляционный штрек за подвигающимся фронтом горных работ. Воздух в этой системе подаётся из нижнего транспортного штрека и после перехода через лаву отводится перед фронтом забоя в лаве вдоль угольного массива. Дренажные скважины в этой системе бурят из верхнего вентиляционного штрека и ликвидируют их после перехода фронта горных работ. Пример размещения дренажных скважин в лаве, проветриваемой системой «U», представлен на рис. 3, а [2]. Дегазация лавы, проветриваемой системой «Y» Этот способ дегазации применяется в лавах с большой прогнозируемой метанообильностью. В этой системе воздух подается в лаву через нижний штрек, а исходящий из лавы поток разбавляется воздухом из вентиляционного штрека. Дренажные скважины в этой системе бурят из верхнего вентиляционного штрека. Назначение скважин в этой системе - отвод метана из мест, где существует наибольшее его выделение. Дегазации подвергаются выработанные пространства лавы. Наиболее продуктивными являются скважины, находящиеся на расстоянии 50-200 метров за фронтом лав. Пример размещения дренажных скважин в лаве, проветриваемой системой «Y», представлен на рис. 3, b [2]. Дегазация лавы из параллельного вентиляционного штрека Этот способ дегазации применяется в условиях очень большой

Êîìïðåññîðíîå è ýíåðãåòè÷åñêîå ìàøèíîñòðîåíèå ¹1 (23) ìàðò 2011

Рис. 3. Примеры размещения дренажных скважин в районе разрабатываемой лавы для разных способов её разработки [по 1, 2, 4, 9] метанообильности лавы. При этом необходимо проведение дополнительных горных работ – создать два вентиляционных штрека. Воздух подается в лаву нижним штреком, а выпуск из лавы разбавляется воздухом из расположенного под ним вентиляционного штрека. Воздух вначале отводят из лавы к выработанным пространствам, а далее проходом между двумя вентиляционными штреками направляют к высшему штреку. Дренажные скважины в этой системе бурят из вентиляционного высшего штрека по направлению отделяющего штрека угольного массива. Пример размещения дренажных скважин, пробуренных из параллельного вентиляционного штрека представлен на рис. 3, с [2]. Дегазация лавы из огражденного штрека (с разрезом) Эта система дегазации близка системе с параллельным вентиляционным штреком. Различие, в основном, состоит в том, что если по ходу ведения разработки надо будет проложить параллельный вентиляционный штрек, то он ог-

раждается вместе с продвижением фронта работ. Пример размещения дренажных скважин, пробуренных из огражденного штрека, представлен на рис. 3, d [2]. Дегазация лавы из верхнего дренажного штрека Эта система дегазации применяется реже. На некотором расстоянии над разрабатываемым очистным пространством лавы прокладывается верхний штрек, из которого бурят дренажные скважины по направлению выработанных пространств разрабатываемой лавы. В этой системе существует также возможность проведения дренажных скважин в соседние пласты. Пример размещения дренажных скважин, проведенных из верхнего дренажного штрека, представлен на рис. 3, е [2]. Дегазация в лаве, разрабатываемой по простиранию пласта Опыт польской угольной промышленности по добыче угля в лавах, расположенных по простиранию пласта, при его разработке на уровне ниже залегания пласта показывает, что характерным для

этого варианта систем разработки лавами является усиленное выделение метана из пластов, залегающих ниже уровня проходки. Дренажные скважины в таком случае бурят по направлению почвенного слоя разрабатываемого пласта. Углы наклона скважин подбираются в зависимости от условий залегания пласта. Бурят их перед фронтом лав. В начальной фазе они имеют сравнительно низкие производительности, которые растут одновременно с перемещением фронта горных работ. Дегазацию слоев кровли необходимо вести из вентиляционного бремсберга по направлению, совпадающим с направлением течения воздуха [4, 7]. Пример размещения дренажных скважин для лавы, разрабатываемой по простиранию показан на рис. 3, f. Наряду с дегазацией действующих выработок существует необходимость дегазации выработанных пространств. Главной причиной, требующей дегазации выработанных пространств, является ситуация, когда в них начинает накапливаться значительное количество метана. Он может выделяться из угля, оказавшегося в зоне обрушения, или может просачиваться в выработанные пространства из соседних пластов через трещины. Метан из выработанных пространств лав отводится чаще всего перфорированными проводами или ведётся дегазация дренажными скважинами из вентиляционного штрека. В 2009 году дегазацию вело 20 польских угольных шахт. Для ее проведения использовались 4 подземные и 6 наземных станций дегазации [16]. Проведение дегазации значительно повышает эксплуатационные расходы, однако в связи с ее ведением шахты получают значительный объем хорошего по параметрам газа для дальнейшего его использования. В настоящее время существует много технологических решений, позволяющих использовать этот газ для хозяйственных целей. Самое большое количество газа при дегазации польских угольных шахт в последние годы утилизируется из эксплуатационных выработок. Значительный объем газа также утилизируют при дегазации выработанных пространств. Небольшие количества газа дает дегазациея выработок большой протяжённости. На рис. 4 представлена процентная доля источников каптажа метана по сравнению

с абсолютным каптажем метана на польских угольных шахтах в 2008 году [3]. Использование метана на польских угольных шахтах В 2009 году системами дегазации на польских угольных шахтах каптировано 259, 8 млн м3 CH4, что составило 30,4% абсолютной метанообильности [16]. Метан, каптируемый этими системами, может являться полноценным топливом, используемым в разных технологических целях. Направления по использованию газа, добываемого при дегазации, могут быть разные. К трём основным группам можно отнести : • использование в энергетике: • производство тепла (отопительные и технологические нужды); • производство электрического тока; • комплексные системы (производство электрической энергии, тепла, холода); • производство сетевого газа; • конденсация газа. В условиях польских шахт метан часто добывается системами дегазации в местах, где активно ведутся горные работы. Меняющиеся условия вызывают периодическое изменение количества и состава добытого газа. Шахтный газ, не обладающий стабильными количественными и качественными параметрами, нельзя использовать в коммунальных сетях. Энергетические системы, позволяющие использовать метан для хозяйственных целей, должны быть установлены на территории шахты или в близком соседстве с ней. Выработка электроэнергии в этом случае может быть использована для производства полезного тепла или выработки электрической энергии из низкопотенциального тепла в т.н. когенерационных системах. Системы трёхкогенерационные позволяют дополнительно производить холод. Производство тепла Горные предприятия характеризуются большим спросом на тепло. Прежде всего это связано с необходимостью отопления наземных зданий, с нагревом воды и обогреванием воздуха в воздухоподающем стволе. Метан, каптированный дегазацией, можно использовать при сжигании в комбинированных конструкциях, базирующихся на существующих газовых и угольных котлах [5].

Ааптаж метана на польских шахтах в 2008 году К

выработка большой протяжённости

эксплуатационная выработка

выработанные пространства

Рис.4. Процентная доля источников каптажа метана по отношению к абсолютному каптажу на польских угольных шахтах в 2008 году [3] Выработка электрической энергии Высокая потребность шахт в электрической энергии может быть частично компенсирована использованием метана в газовых двигателях, турбинах и микротурбинах. Применение газовых двигателей позволяет использовать газ, содержащий минимум 40% метана. Эта технология сейчас наиболее распространена в мире. К основным преимуществам этого метода относится модульное строение, которое позволяет оперативно использовать установки для разных целей [5, 2]. Газовые турбины могут стать альтернативой для газовых двигателей. Турбины являются более чувствительными к качеству поставляемого топлива. Микротурбины являются разновидностью турбин, отличающиеся габаритными размерами. Комбинированные системы Комбинированные когенерационные системы позволяют вырабатывать электрическую энергию и использовать так называемое низкопотенциальное (отбросное) тепло. Благодаря извлеченному теплу можно получить тёплую воду. Тeпло выхлопных газов можно использовать в промышленных сушилках. В них могут быть применены как газовые двигатели, так и турбины. Больше применяются системы на базе газовых поршневых двигателей, так как они характеризуются сравнительно высоким коэффициентом полезного действия и сравнительно низкой стоимостью.

Трёхкогенерационные системы действуют на принципе работы когенерационных систем. Они характеризуются также высоким техническим коэффициентом полезного действия и экономически выгодны. В этих системах кроме электрической энергии и тепла производится холод. В летний период, когда в шахте растёт потребность в холоде, извлеченное тепло направляется в систему охлаждения. Зимой большая часть его направляется в отопительную систему. Эти системы характеризуются возможностью получения высокой эффективности системы на протяжении всего года [5, 11, 12, 14] . Производство сетевого газа Газ из систем дегазации из-за нестабильности его количества и качества нельзя направлять в коммунальные газопроводные сети. Природный газ, используемый в сетях, характеризуется высоким содержанием метана (свыше 95%). Существует несколько технологий, которые позволяют улучшить параметры шахтного метана для соответствия требованиям сетевого газа. К этим методам можно отнести адсорбцию с переменным давлением, растворительную адсорбцию и криогенный метод. Сжижение газа (LNG) Газ, добываемый с помощью систем дегазации, может быть подвергнут сжижению. У сжиженного природного газа почти в 600 раз менший объём по отношению к газовой фазе. Применение технологии для производства LNG из шахтного газа повлечет за собой то, что полу-

Êîìïðåññîðíîå è ýíåðãåòè÷åñêîå ìàøèíîñòðîåíèå ¹1 (23) ìàðò 2011

ченная смесь должна содержать 9597% метана. Технология способствует использованию газа сравнительно бедного метаном. Такой газ подвергается очистке и сжижению [6]. В настоящее время многие шахты в Польше обладают технологическими системами, позволяющими использовать метан при дегазации с разной степенью эффективности (таблица).

Указанные выше системы, смонтированные на отдельных шахтах, не полностью используют газ, извлекаемый шахтами. В 2009 году в хозяйстве использовано около 61,4 % полученного метана, что составило около 18,6 % абсолютной метанообильности шахт. На рис. 5 показана зависимость между абсолютной метанообильностью (млн м3 CH4 в год ), количеством полученно-

го и освоенного метана (млн м3CH4 в год) в 1997-2009 г.г. на польских угольных шахтах. Выводы На подавляющем большинстве польских угольных шахт ведётся разработка пластов, относящихся к категории метаноносных. В ближайшие годы будет осуществляться разработка, прежде всего, метаноносных пластов. Безопасные

Таблица. Использование метана на польских угольных шахтах [ 3, 5, 11 - 15].

№

Шахта

Способ использования

Коичество использованного метана, млн м3/год

Эффективность использования, %

KWK PNIÓWEK Пнювэк

– Трёхкогенерационная система

39,00

88,44

KWK KRUPIŃSKI Крупиньски

– Когенерационная система – Сушилка флотоконцентрата – Газовый котел

21,10

40,04

KWK BRZESZCZE-SILESIA Бжэшчэ-Силезия

– Продажа газа для внешних потребителей

35,52

99,74

KWK ZOFIÓWKA Зофювка

– Продажа газа для внешних потребителей

16,50

97,06

KWK JANKOWICE Янковице

– Газовый котел – Продажа газа для внешних потребителей

8,40

76,36

KWK BUDRYK Будрык

– Когенерационная система

8,20

67,21

KWK JAS-MOS Яс-Мос

– Продажа газа для внешних потребителей

8,10

87,10

KWK STASZIC Сташиц

– Продажа газа для внешних потребителей

1,80

30,00

KWK BILSZOWICE Бильшовице

– Газовый двигатель – Продажа газа для внешних потребителей

1,90

27,54

KWK SOŚNICA-MAKOSZOWY Сосница-Макошовы

– Когенерационная система

4,20

24,45

KWK SZCZYGŁOWICE Шчигловице

– Когенерационная система

4,20

24,17

KWK HALEMBA-WIREK Халемба-Вирэк

– Когенерационная система

3,60

55,38

KWK BORYNIA Борыня

– Газовый котел – Газовый двигатель

2,80

42,42

KWK MARCEL Марцкль

– Продажа газа для внешних потребителей

1,60

48,48

KWK MYSŁOWICE-WESOŁA Мысловице-Весола

– Продажа газа для внешних потребителей

5,60

54,90

165,52

60,41

всего

абсолютная метанообильность

количество каптированного метана

количество использованного метана

Рис. 5. Зависимость между абсолютной метанообильностью, количеством полученного и освоенного метана на польских угольных шахтах в 1997-2009 г.г. [ 3 ] условия работы на шахтах могут быть обеспечены только при соответственно организованной профилактике по метану. Интенсивная вентиляция выработок, как правило, недостаточна для начала безопасной разработки и достижения планируемого уровня добычи угля. На польских шахтах широко применяется дегазация горного массива. Она в значительной степени повышает эксплуатационные расходы, однако наряду с обеспечением безопасности и экологичности добычи позволяет улавливать шахтный газ с хорошими параметрами, который может быть использован в качестве энергоносителя. Газ, каптированный системами дегазации, пригоден в качестве энергоносителя, прежде всего для собственных нужд энергоемкой угольной промышленности. Разработанные и освоенные различные технологические системы позволяют использовать метан в котлах, двигателях и турбинах. Оптимальными по эффективности и рентабельности являются комплексные когенерационные системы, преобразующие шахтный метан в тепло, электрическую энергию и холод. Список литературы 1. Berger Jerzy, Nowak Emil: Podziemne stacje odmetanowania w ko-

palniach ROW. XXVII Dni Techniki ROW 2001, Seminarium: Zwalczanie zagrożenia metanowego w kopalniach – teoria i praktyka. Rybnik 25 październik 2001, s. 103-109, ISBN 83914463-3-6. 2. Berger Jerzy: Technologie pozyskiwania i utylizacji metanu w polskich kopalniach węgla kamiennego. Ukraińsko-Polskie Forum Górnicze – Przemysł wydobywczy Ukrainy i Polski: aktualne problemy i perspektywy. Jałta, Krym, 13-19 wrzesień 2004.– s. 497-506, I SBN 966-350-007-7. 3. Główny Instytut Górnictwa: Raporty roczne (2003-2009) o stanie podstawowych zagrożeń naturalnych i technicznych w górnictwie węgla kamiennego. Główny Instytut Górnictwa. Katowice, 2004-2010 4. Kozłowski Bolesław, Grębski Zbigniew: Odmetanowanie górotworu w kopalniach. Wydawnictwo «Śląsk», Katowice, 1982.– ISBN 83-216-0279-7. 5. Krzystolik Paweł: Skojarzona gospodarka energetyczna z wykorzystaniem metanu – szansą na obniżenie kosztów wydobycia węgla. Przegląd Górniczy 9/2002, s. 31-37, ISSN 0033-26X. 6. LNG Silesia: Analiza możliwości zastosowania małych instalacji skraplania do zagospodarowania gazu z odmetanowania kopalń węgla kamiennego. Łaziska Górne, styczeń 2008. 7. Roszkowski Janusz, Szlązak Nikodem, Szlązak Jan: Odmetanowanie

jako środek zwalczania zagrożeń oraz sposób pozyskiwania paliwa. Materiały Konferencyjne Szkoły Eksploatacji Podziemnej 1997, Szczyrk 24-28 luty 1997, ISBN: 83-86286-38-5. 8. Roszkowski Janusz, Szlązak Nikodem, Szlązak Jan: Odmetanowanie jako środek zwalczania zagrożenia wybuchami oraz sposób pozyskiwania i wykorzystania metanu w kopalniach węgla kamiennego. Wiadomości Górnicze 10/1997.– s. 436-444, ISSN 0043-5120. 9. Roszkowski Janusz, Szlązak Nikodem: Wybrane problemy odmetanowania kopalń węgla kamiennego. Uczelniane Wydawnictwa Naukowo – Dydaktyczne, Kraków 1999, ISSN 0239-6114. 10. Roszkowski Janusz, Szlązak Jan, Szlązak Nikodem: Zagrożenie metanowe w kopalniach węgla i jego zwalczanie. Materiały 1 Szkoły Aerologii Górniczej. Zakopane 11-15 październik 1999.– s. 43-54, ISBN 83904303-8-X. 11. Szlązak Nikodem, Tor Andrzej, Jakubów Antoni: Możliwości ograniczenia emisji metanu do atmosfery w kopalniach Jastrzębskiej Spółki Węglowej S.A. Przemiany środowiska naturalnego a ekorozwój, Kraków: Wydawnictwo TBPŚ «Geosfera», 2001.– s. 211-217. 12. Szlązak Nikodem, Tor Andrzej, Jakubów Antoni: Ocena funkcjonowania centralnej klimatyzacji w Kopalni Węgla Kamiennego «Pniówek». Materiały 2 Szkoły Aerologii Górniczej. Zakopane 07-11 październik 2002.– s. 577-594, ISBN 83-909815-6-4. 13. Szlązak Nikodem: Opracowanie założeń techniczno-ekonomicznych na gospodarcze wykorzystanie metanu z powierzchniowych stacji odmetanowania w układzie trigeneracyjnym dla kopalń Szczygłowice i Sośnica-Makoszowy Ruch Sośnica. Koreferat do pracy badawczo-usługowej wykonanej przez Zakład Oszczędności Energii i Ochrony Powietrza Głównego Instytutu Górnictwa w Katowicach, Kraków, 2008. 14. Szlązak Nikodem, Nawrat Stanisław, Jakubów Antoni: Pierwsza w Polsce klimatyzacja w Kopalni Węgla Kamiennego «Pniówek» Jastrzębskiej Spółki Węglowej. Przegląd Górniczy 10/2000.– s. 18-24, ISSN 0033-26X. 15. www.kwsa.pl 16. Wyższy Urząd Górniczy: Stan bezpieczeństwa i higieny pracy w górnictwie w 2009 roku. Wyższy Urząd Górniczy, Katowice, 2010.

Êîìïðåññîðíîå è ýíåðãåòè÷åñêîå ìàøèíîñòðîåíèå ¹1 (23) ìàðò 2011

Ïðîáëåìû è ðåøåíèÿ

ÓÄÊ 621.577.42:696.48-65

ßöåê Êóäåëÿ, ìàãèñòð, èíæåíåð, Áîãäàí Äóëåáà, ìàãèñòð, èíæåíåð (ÀÎ Óãîëüíàÿ Êîìïàíèÿ, Êàìåííî-óãîëüíàÿ øàõòà «Ïÿñò», Ïîëüøà)

Èñïîëüçîâàíèå àçîòà äëÿ èíåðòèçàöèè àòìîñôåðû â îòðàáîòàííûõ ïðîñòðàíñòâàõ ëàâû êàìåííîóãîëüíîé øàõòû На примере лавы №362 каменноугольной шахты “Пяст” представлен опыт применения инертизации отработанных пространств с помощью газообразного азота. Необходимость инертизации атмосферы вызвана наличием в пристроповой зоне части невыработанного пласта угля, склонного к самовозгоранию. Использование технологии подачи азота для инертизации атмосферы ликвидировало опасность возникновения пожара и обеспечило возможность безопасного проведения шахтных работ в лаве до завершения добычи и установки защитных перемычек. Ключевые слова: шахта, каменный уголь, лава, пожароопасность, вентиляция, кислород, азот, инертизация. На прикладі лави №362 кам’яновугільної шахти «Пяст” представлений досвід застосування інертизації відпрацьованих просторів за допомогою газоподібного азоту. Необхідність інертизації атмосфери викликана наявністю в пристроповій зоні частини невиробленого шару вугілля, схильного до самозаймання. Використання технології подачі азоту для інертизациії атмосфери ліквідувало небезпеку виникнення пожежі й забезпечило можливість безпечного проведення шахтних робіт у лаві до завершення видобутку й установки перетинок. Ключові слова: шахта, кам’яне вугілля, лава, пожежонебезпека, вентиляція, кисень, азот, інертизація. On the example of lava №362 coal mines of “Пяст” experience of application of inertisation of exhaust spaces is presented by means of gaseous nitrogen. The necessity of inert atmosphere is caused by a presence in the same zone of part of mineout layer of coal apt to spontaneous combustion. The use of technology of serve of nitrogen for a inert atmosphere liquidated the danger of origin of ﬁre and provided possibility of safe realization of mine works in lava before completion of booty and setting of protective bridges. Keywords: mine, anthracite coal, lava, danger of ﬁre, ventilation, oxygen, nitrogen, inertisation.

аменноугольная шахта “Пяст” расположена в юго-восточной части Верхнесилезского угольного бассейна. В настоящее время добыча угля производится на территории площадью 48,313 км2 и включает в себя части районов: Берунь, Бойшовы, Хелм Шленски, Хелмек, Лендзины и Освенцим. Шахта имеет два уровня добычи – 500 и 650м, в которых имеются общие четыре ствола – три центральных и один периферийный. Тектоника шахты очень разнообразна, и в ней выделен 21 участок. В шахте применяется один вид эксплуатации – разработка лавы с обрушением стропа. Перевозка грунта транспортируется конвейером в два вертикальных резервуара, расположенных в стволах на каждом уровне. Каменноугольная шахта “Пяст” является одной из крупнейших в Угольной компании, ее годовая выработка составляет около 4,5 млн. т. Лава № 362 в шахте оснащена сложным комплексом, основными элементами которого являют-

ся: комбайн JOY 7LS 6 LWS 616, дробилка KD BW 800-1200, два конвейера и обшивка лавы Glinik 21/46 POz. Параметры лавы: длина – 195,5; высота – 4,5; глубина забора – 0,85 м; выход из одного цикла – 1050 т; суточная добыча – 9500 т. Глубина залегания пласта месторождения в непосредственной близости от лавы составляет 470÷525 м. От начала лавы находится слой глинистых сланцев и частично угольных сланцев толщиной около 0,30 м. Каменноугольная шахта “Пяст” является предприятием с опасными природными явлениями, формирующимися на относительно низком уровне (класс безметановый и класс А по опасности взрыва угольной пыли), за исключением риска возникновения эндогенных пожаров. Исследование пласта угля в лаве №362 показали очень высокую склонность к самовозгоранию (V-ая группа самовозгорания). Этот уголь характеризуется коэффициентом самовозгорания

Sza=127/ 45ºC/мин и энергией активации А=43 кДж/ моль. Расчетный инкубационный период эндогенного пожара составил 34 дня. Определенная для условий лавы критическая толщина раздробленого угля составляет 0,8 м, что соответствует слою присторопового угля толщиной 0,5 м, оставленного в выработке. На заключительном этапе эксплуатации лавы произошли внезапные изменения в морфологии стропа пласта, что обусловило невозможность эксплуатации без остатка угля в стропе в этих зонах. А связи с тем, что на заключительном отрезке лавы появились геологические нарушения и дислокации, в стропе была оставлена «латка» угля толщиной значительно больше, чем 0,5 м. Для обеспечения безопасной работы лавы №362 и смежной с ней лавы №361 была организована система вентиляции и противопожарной профилактики. Воздух подавался методом “U”, а затем – методом “Y” с двух

стволов штреками на разных уровнях (650, 655, 657 м), транспортными рампами и скважинами. Отвод воздуха из лавы осуществлялся транспортными штреками, рампой и вентиляционными каналами к стволу IV на уровнях 423 и 440 м. Дополнительно этот район был защищен полевыми закрытыми перемычками с двойными дверями, установленными на входе скважины II, а также в транспортном штреке за пересечением транспортного штрека и скважины III. Эти перемычки в случае пожара могут быть быстро использованы для постройки изоляционных противопожарных дамб. Схема методов вентиляции, расположение вентиляционных устройств и элементов противопопожарной профилактики показаны на рис. 1. Для лавы была разработана подробная методика противопожарной профилактики, которая включала следующее: – принцип раннего обнаружения эндогенных пожаров, т.е. отбор два раза в неделю проб воздуха на измерительных станциях: на входе и выходе лавы, в завале и лабораторный анализ этих проб;

– ограничение количества воздуха, проходящего через лаву, до уровня не более 500 м3/мин; – мониторинг толщины присторопового слоя угля, остающегося в выработанном пространстве, – постоянное устранение за перемещением лавы скважины I; – установка в выходящем из лавы потоке в скважине I датчиков СО и скорости воздушного потока, работающих в системе диспетчерского мониторинга Venturon. Кроме того, для уменьшения риска возникновения пожара разработаны и применяются (используемые и уже проверенные ранее) технологии для выполнения периодических уплотнений отработанного пространства лавы № 362 – с использованием двухкомпонентной мочевино-формальдегидной антипирогенической пены Schaum Izopiana®P фирмы Schaum Chemie или Igloneige фирмы Вебер – для ограничения миграции воздуха через выработки лавы № 362. В последний период эксплуатации лавы № 362 появилась необходимость крепления другой лавы № 361. Для усиления вентиляции района крепления следовало на-

править часть воздуха в эту лаву по системе вентиляции “Y”, что привело к увеличению миграции воздуха в отработанное пространство и, как следствие, постепенному увеличению концентрации окиси углерода. В транспортном штреке было обнаружено повышенное содержание CO – более 20 ppm. Коэффициенты пожарной опасности были следующими: VCO=6,7 л/мин, ΔCO=0,0020 [%], G=0,0027. В связи с этим было начато проведение профилактических работ. Было принято решение об ограничении количества воздуха, проходящего через лаву, до 300 м3/мин. Дополнительным элементом профилактики была постоянная подача в секции обшивки антипирогенных средств. Увеличилась частота отбора проб для раннего обнаружения пожаров до 3 раз в неделю, а также отбирались пробы для точного метода хроматографического анализа (GIG). Дополнительные датчики были установлены в системе СО Venturon. Следующим этапом в предотвращении возникновения пожара в создавшихся условиях было применение инертизации отработанного пространства лавы № 362,

Рис. 1. Схема района лавы № 362 с элементами противопожарной профилактики и инертизации

Êîìïðåññîðíîå è ýíåðãåòè÷åñêîå ìàøèíîñòðîåíèå ¹1 (23) ìàðò 2011

с использованием азота в соответствии с руководящими принципами Центральной горно-спасательной станции в Бытоме: “Способ проведения спасательных и профилактических работ с использованием инертных газов”. Газообразный азот был использован для инертизации атмосферы в отработанном пространстве лавы № 362 в целях снижения содержания кислорода в отработанном пространстве для ликвидации пожароопасности. Азот был поставлен в угольную шахту “Пяст” в жидкой форме цистернами, а затем газифицирован при помощи станции газификации жидкого азота на базе цистерны T18 V200 с двумя газификаторами 2 х L40-12F6. Кроме того, основным решением при инертизации было использование передвижных установок для производства азота из атмосферного воздуха. Станция генератора азота и газификации жидкого азота были расположены на стволе № IV. Газифицированный на поверхности азот закачивался трубопроводами Ø 150 и Ø 100 мм в районе отработанного пространства лавы № 362 (рис. 2). Подача газифицированного азота выполнялась со следующими условиями: • азот подается в выработку лавы № 362 трубопроводами Ø 150

и Ø 100 мм в скважины II на участке от начала лавы до максимально 200 м в конце лавы путем системы трубопроводов (диаметром 50 мм) через отверстия, просверленные в отработанное пространство лавы № 362. • анализ условий добычи и вентиляции в этой области показывает, что азот будет мигрировать в отработанном пространстве в сторону скважины I (конец лавы № 362) и заполнять пустоту. • в отработанное пространство, в котором имеется сеть трубопроводов для подачи азота, поток подаваемого воздуха составляет 200÷1800 м3/мин, a в стволе IV – до 8000 м3/мин. Инертизация отработанного пространства лавы № 362 будет проводиться с производительностью от 300 до 500 м3 газообразного азота в час. В целях обеспечения безопасности работы в отработанных пространствах с встроенной системой подачи азота определено минимальное количество воздуха в выработках: So2 dop - So2 rur , (1) Vmin o2=Va So wyr - So dop 2

где V min o2 – минимальное количество воздуха, обеспечивающее поддержку концентрации

O2>19% [м3/ мин]; Va – производительность, с которой подается инертный газ, м3/мин; So2 rur – концентрация O2 в % в трубопроводе; So2 dop – концентрация O2, допустимая в воздухе шахты,19 % ; So2 wyr – концентрация O2 в отработанном пространстве, м3/мин. 19 - 0 Vmin o2 = 8,3 20,0-19 = 158 m3/min (2) При соблюдении минимального количества воздуха 158 м3/мин содержание кислорода в отдельных отработанных пространствах в случае повреждения системы подачи азота не уменьшится ниже допустимого правилами уровня 19%. Объем отработанных пространств в районе лавы № 362, которые были предназначены для заполнения азотом: Q=300м∙200м∙4,0м∙0,25=60000м3. (3) Предполагалось проводить «замену» атмосферы в отработанных пространствах несколько раз. Меры безопасности при подаче азота Азот (N2) является основным компонентом воздуха – около 78%. В газообразном состоянии представляет собой бесцветный, без запаха, неядовитый, немного легче воздуха

Рис. 2. Схема расположения трубопроводов для подачи азота в районе лавы № 362 с расположением контрольных измерительных пунктов

(его плотность относительно воздуха 0,967 кг/м3), химически инертный по отношению к большинству химических элементов газ. Для человеческого организма является нейтральным, в то время как угроза может заключаться в увеличении концентрации азота в воздухе, в связи с перемещением кислорода и создании удушающей атмосферы с низким содержанием кислорода. Из-за своих физико-химических свойств, в частности, отсутствии запаха, высокая концентрация азота в организме человека создает опасность быстрого удушья. В связи с этим, подача азота в отработанное пространство лавы № 362 осуществлялась при соблюдении следующих условий: • Отработанные пространства, в которые проведены трубопроводы подачи азота были обозначены как косвенные зоны опасности. Во время подачи азота в район отработанного пространства лавы № 362 работал вентилятор, вентилирующий отработанные пространства в этом районе. В это время было запрещено изменение рабочих параметров этого вентилятора. • В случае появления перерывов в работе главных вентиляторов во время подачи азота в лаву № 362 действия, связанные с подачей азота, должны быть немедленно прекращены. • Перед началом подачи азота была обозначена зона опасности в связи с возможностью появления бескислородной атмосферы. Из зоны опасности были выведены все рабочие, а все возможные пути к зоне были перекрыты специальными патрулями. • Опасная зона и обеспечение контрольно-пропускных пунктов сохранялись до стабилизации состава атмосферы в сбрасываемых потоках воздуха и подтверждении, что он соответствует нормативным требованиям. • Во время подачи азота в область лавы № 362 производились контрольные измерения: а) в точке измерения Р-1 в месте подачи азота, с частотой один раз в смену дежурным отдела вентиляции: • давления поступающего азота; • концентрации закачиваемых газов в сопле отбора проб измерительным прибором ATX-620 или пипеточным отбором.

Непрерывные измерения: • состава атмосферы измерительным прибором ATX-620 в непрерывном режиме; • производительности воздушного потока – один раз в смену. б) в точке измерения P-2 на входе лавы № 362 один раз в смену рабочими, проводящими измерения: • состава атмосферы измерительным прибором ATX-620; • производительности воздушного потока. в) в точке измерения P-3 в лаве № 362 один раз в смену дежурным отдела вентиляции: • состава атмосферы измерительным прибором ATX-620 или пипеточным отбором; • производительности воздушного потока. г) в точке измерения P-4 в конце лавы № 362 в скважине I – 1320 один раз в смену дежурным отдела вентиляции: • состава атмосферы измерительным прибором ATX-620 или пипеточным отбором, • производительности воздушного потока. Проходы в опасные зоны были оснащены предупредительными знаками. Маршрут трубопровода находится под контролем группы наблюдения – на каждой смене, во время которой имела место подача азота: а) во время подачи азота поддерживалась телефонная связь между точкой измерения Р-1 в скважину II – 1286 и местом, обслуживающим установку подачи азота на поверхности. б) все лица, участвующие в работе, связанной с подачей азота в выработку, были оснащены спасательными дыхательными аппаратами SR 60. Этапы инертизации атмосферы в отработанном пространстве лавы № 362 В начальной стадии азот поставлялся на шахту в цистернах. В течение этого периода лава находилась в окончательной стадии разработки. Поле установки перегородок началась ее ликвидация. Были сделаны 3 отверстия вдоль скважины II на расстояниях 60, 80 и 100 м от переднего края ликвидации лавы. Отверстия были заполнены трубами Ø50 мм и длиной от 3 до 10 м. Газифицированный азот подавался поочередно в каждое отверстие. Каждое отверстие было соединено с питающим

трубопроводом Øx100 мм при помощи эластичного трубопровода Ø 52 мм и отсекающего клапана. Это обеспечило легкое, безопасное и удобное управление процессом подачи азота в заброшенные выработки. Плотность соединения трубопроводов питания, а также уплотнения из Mariﬂexu скважины II-1286 (чтобы избежать возврата подаваемого в выработку азота) контролировалось на каждой смене назначенными сотрудниками и руководством отдела вентиляции. В следующий период азот подавался в выработку с использованием генератора для получения газообразного азота из атмосферы. Для увеличения зоны инертизации выработки было принято решение о бурении следующих пяти отверстий в завале скважины II - 1286 на расстоянии 120, 140, 160, 180 и 200 м от начальной зоны ликвидации лавы № 362. Азот подавался, в основном, в три наиболее дальние отверстия, и это оказалось хорошим решением. Концентрация окиси углерода в опасных пунктах уменьшилась до допустимых значений и одновременно улучшились параметры пожароопасности. Азот в отработанное пространство лавы № 362 подавался профилактически до окончания ее ликвидации и установки изоляционной дамбы на выходе в транспортном штреке (табл.). Выводы Факторами, вызывающими увеличение пожароопасности в лаве № 362, были: – остаток избыточного слоя угля в пристроповом эксплуатационном пространстве лавы, обусловленный нарушениями геологических структур пласта и различными дислокациями; – высокая склонность к самовозгоранию угля - V группа самовозгорания; – нерациональный способ вентиляции последней зоны лавы (так наз. “Y”), из-за необходимости проведения крепежных работ в соседней лаве № 361 (применение транспорта с дизельным приводом). В предпринятые меры противопожарной профилактики были включены: ▪ тщательный мониторинг области чрезвычайной ситуации: – измерения концентраций, производимые сотрудниками надзора, дежурными спасателями и

Êîìïðåññîðíîå è ýíåðãåòè÷åñêîå ìàøèíîñòðîåíèå ¹1 (23) ìàðò 2011

Таблица. Расход азота для инертизации выработки лавы № 362 Период подачи азота № п/п

Количество поданного азота Срособ подачи азота

От

До

кг

м3

14-04-2008

07-05-2008

Жидкий азот в количестве 250 кг/час

152 000

129 200

08-05-2008

29-05-2008

Генератор азота (500 В) – производительность 500 м3/час

---

240 000

30-05-2008

05-06-2008

Жидкий азот в количестве 250 кг/час

38 500

32 725

06-06-2008

30-06-2008

Генератор азота (380 В) – производительность 500 м3/час

---

301 000

01-07-2008

13-07-2008

Генератор азота (380 В) – производительность 500 м3/час

---

140 000

Общее количество поданного газифицированного азота (от 14-04-2008 до 13-07-2008) м3

сотрудниками отдела вентиляции, ответственными за измерения; – использование датчиков для СО в системе диспетчер Venturon; – охват ранним обнаружением пожаров в районе с повышенной частотой отбора проб; – применение точного метода раннего обнаружения эндогенных пожаров. ▪ ограничение количества кислорода, находящегося в выработках обеспечивается за счет: – уменьшения до минимума количества воздуха, поступающего в лаву, так чтобы были соблюдены климатические условия на рабочих местах; – использования системы вентиляции U” на основном пространстве лавы; – изоляции выработок за продвижением лавы при помощи холста для вентиляции, за который подавалась химическая пена; – фактической ликвидации скважины I-1320 и исполнение пробок из химической пены; – использования отдельной вентиляции для района ликвидации; – инертизации атмосферы выработки с использованием азота. ▪ применение антипирогенных средств для понижения способности угля к самовозгоранию. Использование инертизации выработок как еще одного элемента профилактики возможно было по следующим причинам: ▪ рациональной системы вентиляции, и, следовательно, распре-

деления аэродинамического потенциала, обусловливающих миграцию в выработку; ▪ доступ к выработке при помощи поддерживания прохода за фронтом лавы скважины и возможность выполнять отверстия, через которые подавался азот; ▪ выгодный наклон слоя – т.е. скважина I – 1320 была расположена выше, чем коридор, по которому подавался азот, скважин II – 1286, что является важным при выборе типа инертного газа между CO2 или N2; ▪ оборудование ствола IV и подземных выработок резервными трубопроводами, которые могут быть использованы для подачи азота при профилактических работах; ▪ периферийное расположение ствола IV, при котором были установлены устройства производства и подачи азота, производящие утомляющий шум. Использование инертизации выработки в конце работы лавы № 362 и во время ее ликвидации обеспечило быстрое снижение коэффициентов пожароопасности. Положительное влияние на процесс оказала подача газифицированного азота непосредственно в зону выработки лавы № 362, что способствовало уменьшению концентрации кислорода и остановке развивающихся процессов возникновения пожара. Такой ситуации способствует распределение аэродинамических потенциалов так, что зна-

842 925

чительная часть кислорода была вытеснена из области выработки и заменена азотом, замедляющим развитие пожара. Следует отметить, что мероприятия, предпринятые в борьбе с пожароопасностью, в том числе инертизация выработок, были проведены во время нормальной работы щахты по принципам проведения профилактических работ. В течение всего времени, в соответствии с графиком, были проведены работы, связанные с разоружением лавы № 362 и вооружением лавы № 361. Приведенное решение является ценным опытом шахты «Пяст», дающим уверенность, что правильно применяемая инертизация является эффективным средством в борьбе с пожароопасностью. Список литературы: 1. Sposób prowadzenia akcji ratowniczych i prac proﬁlaktycznych z wykorzystaniem gazów inertnych. Biuletyn Centralnej Stacji Ratownictwa Górniczego, marzec 2008. 2. Materiały własne kopalni: dokumentacja wczesnego wykrywania pożarów endogenicznych, wyniki i opis metody precyzyjnej GIG wczesnego wykrywania pożarów, projekty i technologie dotyczące prowadzonych prac proﬁlaktycznych i inertyzacji. 3. Strumiński Andrzej: Zwalczanie pożarów podziemnych w kopalniach. Zakład Narodowy im. Ossolińskich – Wydawnictwo. Wrocław, 1987.

Ýíåðãîñáåðåæåíèå

ÓÄÊ 626.697:662.99

À.Ô. Áóëàò, àêàäåìèê ÍÀÍ Óêðàèíû, È.Ô. ×åìåðèñ, ê.ò.í., È.Þ. Êîìëåâà, àñïèðàíò (Èíñòèòóò ãåîòåõíè÷åñêîé ìåõàíèêè èì. Í.Ñ. Ïîëÿêîâà ÍÀÍ Óêðàèíû, ã. Äíåïðîïåòðîâñê), È.À. Åôðåìîâ, ê.ò.í. (ÀÏ «Øàõòà èì. À.Ô. Çàñÿäüêî»)

Ýíåðãåòè÷åñêàÿ ýôôåêòèâíîñòü ãàçîïîðøíåâîé óñòàíîâêè ñ ãèäðîïàðîâîé òóðáèíîé Показана перспективность использования реактивных гидропаровых турбин для утилизации низкопотенциального тепла систем охлаждения газопоршневых двигателей шахтных энергетических комплексов. Проведен расчет коэффициента полезного действия когенерационного энергокомплекса с газопоршневой установкой и гидропаровой турбиной. Ключевые слова: гидропаровая турбина, газопоршневая установка, шахтный энергокомплекс, коэффициент полезного действия. Показана перспективність використання реактивних гідропарових турбін для утилізації низькопотенційного тепла систем охолоджування газопоршневих двигунів шахтних енергетичних комплексів. Проведений розрахунок коефіцієнту корисної дії когенераційного енергокомплексу з газопоршневою установкою та гідропаровою турбіною. Ключові слова: гідропарова турбіна, газопоршнева установка, шахтний енергокомплекс, коефіцієнт корисної дії. In this paper the perspective of reactive steam-water turbine used for waste heat utilization from gas engine of mining energy complexes is discussed. The calculation of efﬁciency for cogeneration energy complex with gas engine and steam-water turbine is made. Keywords: steam-water turbine, gas engine, mining energy complexes, efﬁciency.

дним из перспективных направлений утилизации избыточного тепла горячей воды является использование реактивных гидропаровых турбин (ГПТ), что позволяет преобразовать тепловую энергию горячей воды с температурой 90- 180ºС шахтных энергетических объектов в механическую и, в частности, электрическую энергию, отдаваемую в сеть [1]. К подобным объектам относятся системы охлаждения газопоршневых двигателей внутреннего сгорания, являющихся приводами электрогенераторов и входящих в состав шахтных энергокомплексов. Ранее в работах [2,3] была приведена конструктивная схема усовершенствованной реактивной гидропаровой турбины с прямолинейным каналом и дополнительным криволинейным участком, а также методика расчета силовых и энергетических параметров предложенной ГПТ. Выполнение дополнительного криволинейного участка канала в виде полуокружности позволяет существенно увеличить результирующий крутящий момент турбины и обеспечивает минимальное гидравлическое сопротивление участка. В результате суммарная мощность ГПТ и коэффициент полезного действия могут быть увеличены почти в два раза по сравнению с существующими конструктивными схемами турбины [4, 5]. Проведем анализ изменения энергетических параметров усовершенствованной ГПТ при различных температурах воды на входе в канал турбины, входящей в состав энергетического модуля, выполненного

на базе газопоршневой установки (ГПУ) JMS 620 фирмы Jenbacher. Когенерационный энергокомплекс на шахте им. А.Ф. Засядько содержит 12 подобных энергетических модулей [6] . ГПУ имеет постоянную тепловую мощность системы охлаждения РТ=3050 кВт. Турбина, выполненная как гидропаровая, обеспечивает непосредственное преобразование тепловой энергии горячей воды системы охлаждения ГПУ в кинетическую энергию гидропаровой струи и, следовательно, в механическую энергию турбины. Установка гидропаровой турбины в кинематическую цепь энергетического модуля обеспечивает непосредственную передачу механической энергии турбины в крутящий момент на валу двигателя, разгружая его и повышая его КПД. Мощность ротора усовершенствованной гидропаровой турбины определяется так: ,

кВт,

(1)

где G – расход горячей воды на турбину при трехсопловой схеме, кг/с; – скорость истечения пароводяной смеси, м/с; Rp – радиус приложения реактивной силы, м; ω – окружная скорость ротора, 1/с; – скорость воды на криволинейном участке канала, м/с; r3 – радиус закругления криволинейного участка, м; – ско-

Êîìïðåññîðíîå è ýíåðãåòè÷åñêîå ìàøèíîñòðîåíèå ¹1 (23) ìàðò 2011

рость воды на прямолинейном участке и сопряжении канала, м/с; r2 – радиус закругления участка сопряжения, м. Скорость истечения пароводяной смеси может быть определена из выражения , м/с, где  – скоростной коэффициент, учитывающий потери на межфазное трение, трение по длине сопла и метастабильность; , – соответственно энтальпия и энтропия горячей воды на входе в канал турбины; , – увеличение энтальпии и энтропии вследствие повышения температуры воды за счет преобразования гидравлических потерь энергии от трения в канале в тепловую энергию (рассматриваем адиабатный процесс, канал теплоизолированный); , – энтальпия и энтропия на срезе сопла; T2 – температура на срезе сопла, соответствующая давлению насыщения, К. Расход горячей воды на турбину равен , кг/с. Продифференцировав выражение для результирующей мощности (1) по ω, получим выражение для оптимальной окружной скорости, при которой мощность турбины достигает своего максимального значения , 1/с. Вращение ротора в камере, заполненной пароводяной смесью, требует затрат мощности. Мощность, расходуемая на преодоление трения при вращении ротора, заимствуется из полезной мощности, так что получаемая на валу турбины внутренняя мощность меньше результирующей мощности ротора P на величину мощности Pmp , затрачиваемой на трение диска в пароводяной смеси. Широко распространенной полуэмпирической формулой для подсчета потерь от трения ротора в среде является формула Стодола [7], которая имеет следующий вид:

, кВт, где коэффициент λ=1,2-1,3 для насыщенного пара; A=1,0; d – диаметр ротора турбины, м; ρc – плотность пароводяной смеси в камере ротора, кг/м3; u – скорость ротора, м/с. Потери мощности от трения ротора в пароводяной смеси также можно определить по формуле Дорфмана [8], которая дает сравнимые результаты. Коэффициент полезного действия ГПТ определялся по формуле , где PH – мощность насоса, кВт. Расчет энергетических показателей усовершенствованной ГПТ был выполнен по вышеприведенным формулам для следующих параметров: – температура воды на входе в канал t1=90; 110; 130 ºС; – температура воды на срезе сопла t2=46 ºС; – вводимая тепловая мощность PT=3050 кВт; – скорость воды в канале составляет v1=30м/с, v2=100 м/с; – радиус действия реактивной силы Rp=0,8 м; – для закруглений принято r2=r3=0,1 м; – скоростной коэффициент φ=0,8. Конструктивные параметры турбины при различных температурах воды на входе подбирались, исходя из условия отсутствия запирающих эффектов в ее каналах, т.е. постоянного превышения статического давления, создаваемого в каналах турбины центробежной силой и питательным насосом, над потерями давления в них на трение и на местные гидравлические сопротивления. Результаты расчетов представлены в табл. 1. Из табл.1 видно, что при уменьшении температуры воды на входе в канал турбины расход рабочей жидкости растет и увеличивается почти в 2 раза. Результирующая мощность на валу турбины и КПД также увеличиваются при уменьшении температуры,

Таблица 1. Энергетические показатели усовершенствованной ГПТ при различных температурах воды на входе Параметры

Температура на входе в канал t1, ºС 90

110

130

16,54

11,35

8,62

Повышение температуры воды в канале Δt, ºС

2,7

3,5

4,3

Скорость пароводяной струи vc, м/с

130

185

238

Оптимальная окружная скорость ωopt, 1/с

181

207

232

464,53

416,26

398,13

24,67

36,89

51,95

7,36

5,24

3,50

0,144

0,124

0,113

Расход горячей воды на турбину G, кг/с

Мощность ротора турбины P, кВт Мощность, расходуемая на трение ротора Pmp, кВт Мощность, затрачиваемая насосом PH , кВт Коэффициент полезного действия турбины ηГПТ

что, на первый взгляд, парадоксально. Это объясняется тем, что внецентренная центробежная сила, возникающая на дополнительном криволинейном участке ( ) и входящая в уравнение (1) со знаком плюс, растет намного быстрее, чем потери от сил Кориолиса и внецентренной центробежной силы на прямолинейном участке и закруглениях, а реактивная сила ( ), создаваемая пароводяной струей остается практически неизменной. Кроме того, потери мощности, расходуемой на трение ротора в пароводяной смеси, увеличиваются с повышением температуры за счет роста оптимальной окружной скорости. Выполним анализ энергетической эффективности шахтного энергокомплекса на Восточной промплощадке шахты им. А.Ф. Засядько, содержащего 12 энергетических модулей, каждый из которых состоит из ГПУ и ГПТ. Рассмотрим влияние степени когенерации (сов-

Энергетический модуль содержит двигатель внутреннего сгорания 1 с системой охлаждения 2, имеющей вход 3 и выход 4, причем, на валу двигателя размещены электрический генератор 5 и гидропаровая турбина 6, на вход которой поступает горячая вода с выхода 4 системы охлаждения двигателя 1, а выход турбины соединен через конденсатор 7 и насос 8 с входом 3 системы охлаждения двигателя. Система охлаждения конденсатора содержит последовательно включенное устройство для удаления тепла 9, в виде воздушного радиатора, и насос 10 системы охлаждения конденсатора. Кроме того, для реализации рассматриваемых режимов работы схема содержит тепловой бойлер 11 с насосом 12, регуляторы 13 – 18. В табл. 2 приведены расчетные параметры для определения коэффициента полезного действия энергокомплекса на шахте им. А.Ф. Засядько при различных режимах утилизации шахтного метана. Рассмотрим три основных режима работы энергокомплекса. I режим. Существующий режим работы, при котором в 12 газопоршневых установках, размещенных на Восточной промплощадке шахты, вырабатывается лишь основная электроэнергия. Избыточное тепло системы охлаждения сбрасывается в атмосферу через воздушные радиаторы, размещенные на крыше здания энергокомплекса. Работа схемы в этом режиме осуществляется следующим образом. Регуляторы 13, 14, 16 и 17 закрыты. Регуляторы 15 и 18 открыты. Насос 10 включен, насосы 8, 12 выключены. Сброс тепловой энергии в атмосферу осуществляется по цепи: выход 4 – регулятор 15 – насос 10 – радиатор 9 – регулятор 18 – вход 3. Определим КПД для I- го режима .

Рис. 1. Принципиальная схема энергетического модуля

местной реализации тепловой и электрической энергий) на энергетические параметры когенерационного энергокомплекса. Максимальные технико-экономические показатели работы шахтного энергокомплекса могут быть достигнуты при наиболее полной реализации как тепловой, так и электрической энергий, вырабатываемых энергокомплексом. На практике, к сожалению, это не всегда выполняется, в силу тех или иных причин. В настоящее время в рассматриваемом энергокомплексе реализован минимальный режим работы с выработкой основной электроэнергии и сбросом тепловой энергии через воздушные радиаторы в атмосферу [9]. На рис. 1 представлена принципиальная схема предлагаемого энергетического модуля, на базе которой могут быть осуществлены три различных режима работы когенерационного энергокомплекса.

Таблица 2. Параметры для определения КПД энергокомплекса на шахте им. А.Ф. Засядько при различных режимах утилизации шахтного метана Исходные данные Число работающих ГПУ n, шт

Значение 12

Химическая энергия топлива Рхим, кВт

7076,0

Установленная электрическая мощность Рэ, кВт

3035,0

Установленная тепловая мощность Рт, кВт

3050,0

Число часов работы в году, ч

8000

Годовой объем вырабатываемой тепловой энергии Рвт, МВт

36,60

Годовой объем тепла, потребляемого шахтой Рш, МВт

14,81

Годовой объем тепла, потребляемого сторонними потребителями Рсп, МВт

9,36

Êîìïðåññîðíîå è ýíåðãåòè÷åñêîå ìàøèíîñòðîåíèå ¹1 (23) ìàðò 2011

II режим. В этом режиме энергокомплексом вырабатываются основная и дополнительная энергия за счет установки 12 гидропаровых турбин, вырабатывающих дополнительную электроэнергию за счет утилизации тепла систем охлаждения газопоршневых установок. Турбины могут быть установлены либо непосредственно на валу газопоршневых установок, либо установлены отдельно и снабжены электрогенераторами. Работа схемы во втором режиме осуществляется следующим образом: регуляторы 13, 15 и 18 закрыты. Регуляторы 14, 16 и 17 открыты. Насосы 8 и 10 включены, насос 12 выключен. Выработка дополнительной электроэнергии и сброс избыточного тепла в атмосферу осуществляется по двум цепям: силовой и конденсационной. Силовая цепь с ГПТ: выход 4 – регулятор 14 – турбина 6 – насос 8 – регулятор 16 – вход 3. Конденсационная цепь: выход конденсатора 7 – регулятор 17 – насос 10 – радиатор 9 – вход конденсатора 7. Для расчетов из табл. 1 берем наибольший коэффициент преобразования тепловой энергии в электрическую энергию гидропаровой турбины ηГПТ. Коэффициент полезного действия энегокомплекса в этом режиме будет равен . III режим. Энергокомплекс полностью реализует когенерационный режим, а именно: вырабатывается и реализуется основная (ГПУ) и дополнительная (ГПТ) электроэнергия, а также тепловая энергия, потребляемая шахтой и сторонними потребителями. При работе в этом режиме открыты регуляторы 13 – 18 открыты, насосы 8, 10 и 12 включены. Горячая вода потребителям тепла поступает по цепи: выход 4 – регулятор 13 – насос 12 - бойлер 11 – вход 3. Работа ГПТ обеспечивается подачей горячей воды по силовой цепи: выход 4 – регулятор 14 – турбина 6 – выход конденсатора 7 – насос 8 – регулятор 16 – вход 3. Кроме этого, тепло отводится по конденсационной цепи: выход конденсатора 7 – регулятор 17 – насос 10 – радиатор 9 – регулятор 18 – вход 3. Оставшееся тепло при необходимости отводится в атмосферу по цепи: выход 4 – регулятор 15 – насос 10 – радиатор 9 – регулятор 18 – вход 3. Положение регуляторов 13, 14 и 15 определяется соответствующими нагрузками по горячей воде. Следует отметить, что при рациональной работе схемы в I режиме нет необходимости в охлаждении оставшейся горячей воды, т.к. она должна быть распределена между регуляторами 13 и 14, а регулятор 15 должен быть закрыт. КПД в этом режиме имеет вид

Анализ КПД когенерационного энергокомплекса при трех различных режимах работы показывает, что эффективность работы комплекса на Восточной промплощадке шахты им. А.Ф. Засядько повышается с увеличением степени когенерации. Так, например, при переходе от I режима работы к III режиму работы имеет место повышение КПД энергокомплекса в 1,7 раза. Выводы Установлено, что усовершенствованную ГПТ можно применять как элемент энергосберегающих технологий при утилизации избыточного тепла систем охлаждения газопоршневых двигателей, входящих в состав шахтных энергокомплексов, работающих на угольном метане. Кроме того, ГПТ может быть использована и в других энергетических объектах, а именно в системах охлаждения шахтных компрессорных станций и в схемах утилизации избыточного тепла водогрейных котлов. Список литературы: 1. Чемерис И.Ф. Выработка дополнительной электроэнергии на базе гидропаровых турбин в шахтных энергокомплексах // Геотехническая механика: Межвед. сб. научн. тр. / Ин-т геотехнической механики им. Н. С. Полякова НАН Украины. – Д., 2007. – Вып. 73. – С. 214-219. 2. Булат А.Ф., Чемерис И.Ф., Комлева И.Ю. Усовершенствованная гидропаровая турбина для утилизации избыточного тепла шахтных энергетических объектов // Компрессорное и энергетическое машиностроение, 2010. – №2(20). – С. 25-28. 3. Пат. 90232 Украини, F01 D1/00. Реактивна турбіна / Булат А.Ф., Чемерис І.Ф. Заявитель и патентообладатель ин–т геотехн. механики НАН Украины – № а200906198; заявл. 15.06.09; опубл. 12.04.10, Бюл. № 7. 4. Пат. 2086774 Рос. Федерация МПК 6F01D1/32, 25/32. Реактивная турбина для многофазного рабочего тела / Мельников В.Б., Баршак А.Е., Мурахин С.А. – Опубл. 10.08.1997. – Бюл. №22. – С. 113. 5. Пат. 2303137 Рос. Федерация МПК 7F01D1/32. Реактивная турбина / Соловьев А.П., Турышев Б.И. – Опубл. 20.07.2007. – Бюл. № 20. – С. 89. 6. Булат А.Ф.,Чемерис И.Ф. Научно-технические основы создания шахтных когенерационных энергетических комплексов. – К.: Наукова думка, 2006. – 176 с. 7. Щегляев, А.В. Паровые турбины. (Теория теплового процесса и конструкции турбин.) / А. В. Щегляев.– 4-е, изд. перераб.– М.: Энергия, 1967.– 368 с. 8. Кириллов, И.И. Теория турбомашин : учеб. пособие для вузов / И.И. Кириллов, А.И. Кириллов.– Л.: Машиностроение, 1974.– 320 с. 9. Белошицкий, М. В. Использование шахтного метана в качестве энергоносителя / М.В. Белошицкий, А.А. Троицкий // Турбины и дизели, 2006. – № 6. – С. 2 -9.

Ýíåðãîñáåðåæåíèå

ÓÄÊ 621.577.42:696.48-65

Â.Ì. Àðñåíüåâ, ê.ò.í., äîö., Þ.Ñ.Ìåðçëÿêîâ, àñïèðàíò (Ñóìñêèé ãîñóäàðñòâåííûé óíèâåðñèòåò)

Ðàñ÷åò óäåëüíîé ñòîèìîñòè òåïëîòû äëÿ ñèñòåì ãîðÿ÷åãî âîäîñíàáæåíèÿ ñ ïðèìåíåíèåì áèâàëåíòíîé òåïëîíàñîñíîé òåõíîëîãèè Предложен показатель удельной стоимости теплоты в качестве универсального инструмента для оценки эффективности теплонасосных установок. Приведен алгоритм расчета показателя. Ключевые слова: теплота, тепловой насос, горячее водоснабжение, расчет, алгоритм. Запропонований показник питомої вартості теплоти як універсального інструмента для оцінки ефективності теплонасосних установок. Приведений алгоритм розрахунку показника. Ключові слова: теплота, тепловий насос, гаряче водопостачання, розрахунок, алгоритм. The index of speciﬁc cost of warmth is offered as an universal instrument for the estimation ofefﬁciency warmly pumpings settings. The algorithm of calculation of index is resulted. Keywords: warmth, heat-pump, hot water-supply, calculation, algorithm.

сследование рынка тепловых насосов (ТН) показало, что не каждый тепловой насос способен обеспечить необходимую температуру воды в условиях промышленных систем горячего водоснабжения (ГВС), что связано с требованиями конечных температур 60÷80°C и невозможностью обеспечения таких температур тепловыми насосами [1]. В связи с этим, возникает необходимость дополнительных методов использования тепловых насосов в комбинации с другими видами теплогенерирующего оборудования для систем ГВС, так называемой, бивалентной теплонасосной технологии. Однако, как оказалось, методик расчета бивалентных систем очень мало и лишь некоторые из них приемлемы [2, 3]. При внедрении теплонасосной установки необходима оценка не только эффективности использования теплонасосного оборудования и выбора низкопотенциального источника, а также объема капиталовложений и срока окупаемости новой технологии. В данном случае инвестиции и окупаемость при реализации системы ГВС связаны с техническими и экономическими характеристиками предлагаемого оборудования на современном рынке теплонасосной техники. Тепловые насосы западноевропейского рынка характеризуются высокими техническими показателями и одновременно высокой стоимостью, составляющей 200÷250 Евро за 1кВт теплопроизводительности (0,0008598 Гкал/ час). Стоимость тепловых насосов российского производства составляет 200÷300$ США за 1кВт [1]. Постановка задачи Необходимо разработать методику оптимизационных расчетов, которая включает экономические и термодинамические параметры вначале и на любом

этапе проведения сравнительного анализа традиционных и теплонасосных систем теплоснабжения. Связь термодинамических и стоимостных характеристик теплонасосной системы ГВС предлагается в виде показателя удельной стоимости теплоты, затрачиваемой на реализацию требуемого нагрева воды. Алгоритм определения удельной стоимости теплоты для теплонасосной установки с бивалентным режимом работы (БТНУ) Для БТНУ, состоящей из теплового насоса и электрокотла, величина удельной стоимости теплоты определяется как сумма эксплуатационных затрат, отнесенная к теплопроизводительности, грн/кВт∙час (1) где ∑ – стоимость часа полных затрат на тепловой насос, электрокотел и холодную воду, грн/ час; – общая теплопроизводительность системы ГВС, кВт. Для теплового насоса, грн/час (2) где

cэ/э

–

стоимость

электроэнергии,

грн/

кВт∙час; NTH – мощность теплового насоса, кВт; – стоимость часа инвестиционных затрат, рассматриваемая как дисконтируемое отчисление в амортизационный фонд предприятия или инвестору, грн/час; К0,ТН – первоначальная стоимость капитальных затрат с учетом сопутствующих составляющих (транспортировка, монтаж, разработка ТЭО), грн; – расчетное число часов работы систе-

Êîìïðåññîðíîå è ýíåðãåòè÷åñêîå ìàøèíîñòðîåíèå ¹1 (23) ìàðò 2011

мы ГВС в сутки, час; PWF – фактор текущей дисконтируемой стоимости, учитывающий динамические свойства инвестиционного капитала (3)

(10) где RA – ежегодное отчисление инвестору (либо в амортизационный фонд) с учетом дисконтирования стоимости, грн (11)

где q=1+d – фактор дисконтирования; d – годовая ставка дисконта; – количество лет возврата инвестиций (амортизационных отчислений). Для электрокотлов учет инвестиционных затрат не приводим, ввиду их принадлежности к базовой системе ГВС. Общая теплопроизводительность системы ГВС с БТНУ, кВт (4) С другой стороны (5) Введем в рассмотрение величину , которая представляет собой долю теплопроизводительности теплового насоса в общей тепловой нагрузке

Откуда (12) Из (11) следует, что чем ниже значение фактора PWF, тем больше сумма ежегодных отчислений RA и тем больше разность K-K0,TH при выбранном значении . При использовании оборотных средств K=K0,TH растет и амортизационный взнос Оптимальным экономическим условием будет равенство срока окупаемости и срока выплаты кредита, т.е. (13) Для рассматриваемой системы ГВС

(6) С учетом всех подстановок, уравнение (1) принимает расчетную формулу

(14) где – годовая экономия финансовых затрат на энергоносители, грн (15) Равенство (10) и (14) позволяет записать (16)

(7)

где СОР – коэффициент преобразования ТН; ао.с.=1,05 – коэффициент потерь теплоты в окружающую среду для электрокотлов; k0,TH – удельная стоимость ТН, грн/т; cхв – стоимость единицы массы холодной санитарной воды, грн/т; cf – удельная теплоемкость нагреваемой санитарной воды в интервале температур t2n и t1n, кДж/кг∙К; t1n – температура холодной воды на входе в конденсатор ТН, К; t2n – температура воды после конденсатора ТН, К. Удельная стоимость теплоты для базовой схемы ГВС, грн/кВт∙час (8) Годовая выработка теплоты, (9) где nгод – число рабочих дней в году; Алгоритм оптимизации срока окупаемости При инвестиции капитала сроком на лет при постоянной ставке дисконта, необходимо выплатить инвестору сумму, грн

С учетом (11) (17) Обозначив к виду

, уравнение (13) приводится

(18) Результаты применения методики расчета Рассмотрим реальный пример оптимизационного расчета, объектом которого была система ГВС цеха №1 ОАО «СМНПО им. М.В. Фрунзе» (рис.). Базовая схема системы ГВС содержит комплекс из семи электрокотлов, обеспечивающих потребность в горячей воде в количестве 45 тонн в сутки с потреблением электроэнергии 2600 кВт∙час в сутки (2,2 Гкал). Для возможности нагрева водопроводной воды в системе ГВС с помощью теплового насоса предлагается использовать в качестве низкопотенциального источника теплоту технической воды, которая охлаждает печи литейного цеха. Ввиду того, что качество указанной технической воды не соответствует требованиям ее применения непосредственно в испарителе тепло-

Рисунок. Принципиальная схема системы ГВС с применением теплового насоса: Т – теплообменник; Н – насосы; I – контур технической воды для охлаждения печного оборудования; ІІ – контур отвода технической воды к первичному контуру теплообменника; ІІІ – вторичный контур теплообменника с промежуточным теплоносителем; IV – контур хладагента теплового насоса; V – контур подвода холодной санитарной воды к конденсатору теплового насоса; VI – контур горячей санитарной воды после теплового насоса; VIІ – контур выхода горячей санитарной воды после электрокотлов вого насоса, в рассматриваемой схеме предусмотрен промежуточный контур теплоносителя (контур III). Часть технической воды (контур I) после ее нагрева в печах, поступает на первичный контур теплообменника, в котором происходит передача теплоты промежуточному теплоносителю, циркулирующему во вторичном контуре за счет работы насоса. В испарителе теплового насоса, за счет теплоты, отбираемой от промежуточного теплоносителя, происходит кипение хладагента, пары которого после сжатия в компрессоре конденсируются с передачей теплоты нагреваемой водопроводной (санитарной) воде (контур V и VI). Емкости электрокотлов, которые в настоящее время обеспечивают работу системы ГВС, могут быть использованы для сбора горячей воды после теплового насоса, или при необходимости обеспечивать дополнительный подогрев горячей воды на 10-20°С. Характерные узловые точки: 1п – точка, соответствующая термодинамическому состоянию холодной санитарной воды; 2`п, 2п – точки, соответствующие термодинамическому состоянию нагреваемой санитарной воды в конденсаторе теплового насоса и в электрокотлах системы ГВС; 1у, 2у – точки, соответствующие

термодинамическому состоянию утилизируемой среды на входе и выходе теплообменника; 1w, 2w – точки, соответствующие термодинамическому состоянию промежуточного теплоносителя на входе и выходе испарителя теплового насоса. Элементы теплового насоса: КМ – компрессор, КД – конденсатор, РВ – регулировочный вентиль, И – испаритель. Для расчета удельной стоимости теплоты было выбрано три варианта, различающиеся уровнем нагрева водопроводной воды в тепловом насосе: t2'n=35;45;60 °C. В виду того, что цех работает в три смены, расчет выполнен для каждой смены в отдельности. Остальные необходимые параметры приведены ниже. Требуемая температура горячей воды – . Температура холодной водопроводной воды – . Требуемые тепловые нагрузки по сменам, приходящиеся на тепловой насос – Q1=184 , Q2=122 , Q3=38. Время работы системы ГВС в смену – 5 час. Температура низкопотенциального источника – . Стоимость электроэнергии – 0,7 грн/кВт∙час с НДС. Стоимость холодной воды – 5 грн/т. Для расчета 1-го варианта были подоб-

Êîìïðåññîðíîå è ýíåðãåòè÷åñêîå ìàøèíîñòðîåíèå ¹1 (23) ìàðò 2011

Таблица. Параметры теплонасосной установки 1 вариант

2 вариант

3 вариант

Смена

1 Температура после конденсатора ТН

Время работы ТН по сменам

Компоновка ТН

2 60

4,1

4,4

2,3

4,9

4,3

4,0

4,7

4,6

5,3

WW 254+WW 232

WW 254

WW 232

WW 280+ WW 226

WW 280

WW 226

2×WW 280

WW 280+ WW 226

WW 226

154,9

96,6

58,3

189,3

142,3

256,4

175,2

–

7,25

7,62

–

5,46

5,74

4,65

–

5,74

0,94 (808,3)

0,63 (541,7)

0,55 (472,9)

Теплопроизводительность ТН Коэффициент преобразования COP Удельная стоимость теплоты базовой схемы

0,83(713,67∙10-6)

Удельная стоимость теплоты БТНУ

0,71 (610,5)

Годовая экономия финансовых средств

0,71 (610,5)

0,81 (696,5)

0,62 (533,1)

0,65 (588,9)

0,68 (584,7)

199442

272030

353957

Стоимость теплового насоса

407233

463428

806774

Сумма выплат инвестору K, грн

478661

531219

955684

2,4

1,96

2,7

Срок окупаемости БТНУ

лет

раны два тепловых насоса фирмы «Viessmann» (Германия) типа вода-вода WW 254: , СОР=7,25; WW 232: , СОР=7,62. Предлагаются различные схемы работы тепловых насосов по сменам. При сроке кредитования и годовой ставке дисконта d=10% удельная стоимость теплоты по каждой смене равна . . . Для базовой схемы эта величина равна . Стоимость капитальных затрат WW 254: K0,TH=24527Є. WW 232: K0,TH=11736Є. С учетом 1Є=11,23 грн, срок окупаемости при реконструкции системы ГВС составит

Результаты расчетов сведены в таблице.

Выводы Полученный показатель удельной стоимости теплоты учитывает стоимость потребляемых энергоносителей, холодной санитарной воды и амортизационных отчислений. Указанный показатель можно рассматривать для разных вариантов бивалентной теплонасосной установки, которые могут различатся по уровню повышения температуры санитарной воды в электрокотле и, соответственно, по соотношению тепловых нагрузок на тепловой насос и оборудование, повышающее температуру воды. Введение инвестиционной составляющей в удельную стоимость теплоты позволяет оптимизировать срок окупаемости при внедрении моновалентных и бивалентных теплонасосных установок. Список литературы 1. Бурдуков А. П. Технология использования геотермального и сбросного тепла предприятиями// Информационный сборник «Опыт проектов утилизации сбросного тепла в промышленности стран СНГ».– Запорожье, 2007.– Вып.2.– 214 с. 2. Рей Д., Макмайл Д. Тепловые насосы.– М.: Энергоиздат, 1982.– 224 с. 3. Хайнрих Г., Найорк Х., Нестлер В. Теплонасосные установки для отопления и горячего водоснабжения.– М.: Стройиздат, 1985.– 351с.

Èññëåäîâàíèå

ÓÄÊ 621.165:532.6

À.Â. Ðóñàíîâ, ä.ò.í., çàìåñòèòåëü äèðåêòîðà ïî íàó÷íîé ðàáîòå Èíñòèòóòà ïðîáëåì ìàøèíîñòðîåíèÿ èì. À.Í. Ïîäãîðíîãî ÍÀÍ Óêðàèíû; Å.Â. Ëåâ÷åíêî, ê.ò.í., ïåðâûé çàìåñòèòåëü ãåíåðàëüíîãî äèðåêòîðà – ãåíåðàëüíûé êîíñòðóêòîð ÎÀÎ «Òóðáîàòîì», Â.Ë. Øâåöîâ, ãëàâíûé êîíñòðóêòîð ïàðîâûõ è ãàçîâûõ òóðáèí ÎÀÎ «Òóðáîàòîì», À.È. Êîñüÿíîâà, àñïèðàíò (Íàöèîíàëüíûé òåõíè÷åñêèé óíèâåðñèòåò «Õàðüêîâñêèé ïîëèòåõíè÷åñêèé èíñòèòóò»), ã. Õàðüêîâ

Ïîâûøåíèå ãàçîäèíàìè÷åñêîé ýôôåêòèâíîñòè ïåðâûõ äâóõ ñòóïåíåé ÖÂÄ ïàðîâîé òóðáèíû Ê-325-23,5 Представлены результаты численного исследования пространственного вязкого течения в проточной части отсека, состоящего из первых двух ступеней ЦВД паровой турбины К-325-23,5. Предложена новая форма лопатки НА 2-й ступени, малочувствительная к нерасчетным углам натекания потока, применение которой позволило значительно повысить газодинамическую эффективность проточной части. Ключевые слова: проточная часть, трехмерное вязкое течение, цилиндр высокого давления, газодинамическая эффективность. Представлено результати чисельного дослідження просторової в’язкої течії у проточній частині відсіку, що складається з перших двох ступенів ЦВТ парової турбіни К-325-23,5. Запропоновано нову форму лопатки НА 2-го ступеня, малочутливу до нерозрахункових кутів натікання потоку, використання якої дозволило значно підвищити газодинамічну ефективність проточної частини. Ключові слова: проточна частина, тривимірна в’язка течія, циліндр високого тиску, газодинамічна ефективність. The results of the numerical research of the 3D viscous flow in the flowing part of the compartment, which consists of the first two stages of the high-pressure cylinder of steam turbine K-325-23,5 are presented. A new form of blade of the second stage directing device is offered. The application of this form, which is insensitive to the unsettled angles of the flow accumulation, has allowed to significantly improve gas-dynamic efficiency of the flowing part. Keywords: running part, three-dimensional viscid flow, cylinder high pressure, gas-dynamic efficiency.

снову тепловой энергетики Украины составляют паровые турбины мощностью 200 и 300 МВт, введенные в эксплуатацию в 50-60 годах прошлого века. На сегодняшний день эти турбины выработали или приближаются к границе установленного ресурса. Поэтому в ближайшее время необходимо выполнить либо их модернизацию, либо замену. Наиболее целесообразно для этих целей использовать турбину К-325-23,5, которая, с одной стороны, отвечает мировым стандартам по экономичности и надежности, а с другой − имеет габариты, позволяющие разместить ее в существующих машинных залах тепловых электростанций. Одним из наиболее проблемных элементов проточных частей паровых турбин, в том числе турбины К-325-23,5, являются первые ступени цилиндра высокого давления (ЦВД), на характер обтекания которых наибольшим образом влияет изменение режима работы. В статье представлены результаты численно-

го исследования пространственного течения в межлопаточных каналах первой (регулирующей) и второй ступеней ЦВД турбины К-325-23,5, предложена новая форма лопаток направляющего аппарата (НА) 2-й ступени, позволившая существенно повысить эффективность проточной части. Объект исследования. Методика проведения численного эксперимента На рис. 1 представлен вид, а в табл. 1 − основные геометрические

характеристики проточной части первых двух ступеней ЦВД турбины К-325-23,5. Метод расчета течения Для численного исследования течений использовался программный комплекс FlowER [1, 2], в котором реализованы следующие элементы математической модели: осредненные по Рейнольдсу нестационарные уравнения Навье-Стокса, двухпараметрическая дифференциальная модель турбулентности SST Ментера, неявная квазимонотонная

Таблица 1. Геометрические характеристики ступеней ЦВД паровой турбины Параметр

НА1

РК1

НА2

РК2

l/b (на среднем диаметре)

0,468*

0,533

0,491*

0,924

Dср, м

1,182

1,183

0,8645

0,8685

t/b (на среднем диаметре)

0,893*

0,834

0,732*

0,836

39,4

35,8

27,4

25,9

D/l Z, шт

52**

α1эф, β2эф, градус

9,85

16,97

12,68

19,7

* − рассчитано по величине хорды «исходного» профиля (b=64,1 мм) ** − степень парциальности 0,8

Êîìïðåññîðíîå è ýíåðãåòè÷åñêîå ìàøèíîñòðîåíèå ¹1 (23) ìàðò 2011

а)

б)

г)

в)

д)

е)

Рис. 1. Проточная часть ЦВД паровой турбины. Профили лопаток 1-й и 2-й ступеней: а) эскиз отсека 1-й и 2-й ступеней; б) меридиональное сечение; в) НА 1-й ступени; г) РК 1-й ступени; д) НА 2-й ступени; е) РК 2-й ступени ENO-схема повышенной точности. Результаты расчетов, полученные с использованием программного комплекса FlowER, обладают необходимой достоверностью как по качественной структуре течения, так и по количественной оценке характеристик изолированных турбинных решеток и проточных частей турбомашин в целом [3, 4]. Результаты исследования Расчеты 2-х ступеней выполнены с использованием уравнения состояния совершенного газа на сет-

ке с суммарным числом 2633472 ячеек при условиях, соответствующих номинальному режиму работы турбины: частота вращения ротора − 3000 об/мин; полная температура на входе − 535,5ºС; полное давление на входе − 228 кгс/ см2; статическое давление на выходе − 168,1 кгс/см2. На рис. 2, 3 и 4 показана визуализация течения в исследуемой проточной части. Из представленных результатов видно, что на номинальном режиме работы угол натекания на НА 2-й ступени существенно отклонен от осевого направления, из-за чего в проточной части образуются значительные отрывы потока. Величина этих отрывов очень велика и занимает половину межлопаточного канала НА. Потери кинетической энергии для 1-й ступени составляют 19,6 %, для 2-й − 26,1 % и в двух ступенях − 24,9 %. Полученный уровень потерь в 1-й ступени, с учетом особенностей ее конструкции (парциальность), является приемлемым. Значение потерь кинетической энергии во второй ступени очень высокое и может быть объяснено только наличием существенных отрывов. Для повышения газодинамической эффективности 2-й ступени с помощью методики [5] была разработана новая лопатка НА. За счет того, что предложенный профиль выполнен без удлинителя, но при этом сохранена ширина решетки, число лопаток уменьшилось с 58 до 28. Полученная конструкция позволяет существенно снизить потери кинетической энергии в проточной части [6], однако ее использование

Рис. 2. Изолинии статического давления и векторы скорости. Среднее сечение в меридиональной плоскости

а)

б)

Рис. 5. Модернизированная лопатка НА 2-й ступени: а) профиль лопатки; б) пространственный вид

а)

б)

Рис. 3. Изолинии статического давления и векторы скорости. Среднее сечение канала: а) НА 2-й ступени; б) РК 2-й ступени оказалось невозможным из-за ограничений по вибропрочности. Для удовлетворения требованиям вибропрочности был спроектирован НА 2-й ступени с 34 лопатками, вид которого представлен на рис. 5. Для проверки эффективности работы модернизированной ступени на первом этапе выполнено исследование ее обтекания без учета влияния 1-й ступени и камеры между ступенями. Расчеты проводились для четырех режимов работы турбины (табл. 2) при различных

практически безотрывное обтекание и существенное снижение потерь кинетической энергии во 2-й ступени в широком диапазоне режимов работы. Далее было рассмотрено обтекание в проточной части отсека

Таблица 2. Граничные условия для расчетов 2-й ступени ЦВД Режим №1

Режим №2

Режим №3

Режим №4

Полное давление на входе, МПа

19,40

15,108

11,890

5,050

Полная температура на входе, °С

513,0

480,3

449,0

402,7

16,810

13,439

10,822

4,754

Статическое давление на выходе, МПа

Рис. 4. Визуализация линий тока в межлопаточном канале исходного НА углах натекания потока на входе. На рис. 6 представлена визуализация течения в исходном и модернизированном НА для режима №1 (номинальный режим), а на рис. 7 – сопоставление потерь кинетической энергии на всех режимах течения. Из представленных результатов видно, что разработанный профиль лопатки НА менее чувствителен к нерасчетным углам натекания потока, за счет чего обеспечивается

1-й и 2-й ступеней ЦВД с модернизированной лопаткой НА № 2 на номинальном режиме работы турбины. На рис. 8 и 9 показана визуализация полученных результатов расчета. В модернизированной проточной части существенно уменьшились отрывные течения в ступени №2, следствием чего явилось значительное увеличение эффективности работы проточной части. Так, потери кинетической энергии

а)

б)

в)

г)

д)

е)

ж)

з)

Рис. 6. Изолинии статического давления и векторы скорости. Среднее сечение канала НА 2-й ступени. Режим №1: а, в, д, ж) исходный НА; б, г, е, з) модернизированный НА; а, б) αbx=60º; в, г) αbx=30º; д, е) αbx=0º; ж, з) αbx=-30º

Êîìïðåññîðíîå è ýíåðãåòè÷åñêîå ìàøèíîñòðîåíèå ¹1 (23) ìàðò 2011

Рис. 7. Потери кинетической энергии во 2-й ступени для четырёх режимов работы для 1-й ступени составляют 19,2 % (в исходной конструкции – 19,6 %), для 2-й – 18,0 % (в исходной конструкции – 26,1 %) и в двух ступенях – 20,7 % (в исходной конструкции – 24,9 %). Эффект от применения модернизированного НА для проточной части в составе 2-х ступеней выше по сравнению с полученным при исследовании изолированной 2-й ступени. Это свидетельствует о том, что предлагаемая лопатка НА обеспечивает более благоприятное обтекание при нерасчетных углах натекания потока не только в окружном направлении, но и в меридиональной плоскости, а также при неравномерном распре-

делении параметров по высоте канала (эти факторы не учитывались при исследовании изолированной 2-й ступени). Выводы Новая форма лопатки НА 2-й ступени ЦВД паровой турбины К325-23,5, выполненная по результатам численного исследования, малочувствительна к нерасчетным углам натекания потока. Применение лопатки позволяет снизить потери кинетической энергии в отсеке на 4,2 %. Список литературы 1. Свідоцтво про державну

реєстрацію прав автора на твір, ПА № 77. Державне агентство України з авторських та суміжних прав. Комплекс програм розрахунку тривимірних течій газу в багатовінцевих турбомашинах “FlowER” / С.В. Єршов, А.В. Русанов. – 19.02.1996. 2. Русанов А.В. Математическое моделирование нестационарных газодинамических процессов в проточных частях турбомашин / А.В. Русанов, С.В. Ершов // Монография. – Харьков, ИПМаш НАН Украины, 2008. – 275 с. 3. Lampart P. Validation of turbomachinery ﬂow solver on

Рис. 8. Изолинии статического давления и векторы скорости. Среднее сечение в меридиональной плоскости

а)

б) Рис. 9. Изолинии статического давления и векторы скорости. Среднее сечение канала: а) НА 2-й ступени; б) РК 2-й ступени

turbomachinery test cases / P. Lampart, S. Yershov, A. Rusanov // International conference SYMKOM’02: Compressor & turbine stage ﬂow path theory, experiment & user veriﬁcation, Cieplne Maszyny Przeplywowe. Turbomachinery, Politechnika Lodzka, Lodz, Poland. – 2002, No. 122. – P. 63–70. 4. Хомылев С.А. Численное исследование обтекания турбинных решеток профилей: часть 1 – верификация расчетного метода / С.А. Хомылев, С.Б. Резник, С.В. Ершов // Энергетические и теплотехнические процессы и оборудование, 2008. – № 6. – С. 23–31. 5. Русанов А.В. Метод аналитического профилирования лопаточных венцов проточных частей осевых турбин / А.В. Русанов, Н.В. Пащенко, А.И. Косьянова // Восточно-Европейский журнал передовых технологий, 2009. − № 2. − С. 32−37. 6. Русанов А.В. Повышение эффективности работы 2-й ступени ЦВД турбины К-325-23,5 при нерасчетных углах обтекания потока / А.В. Русанов, Е.В. Левченко, В.Л. Швецов, А.И. Косьянова // Энергетические и теплотехнические процессы и оборудование, 2010. − № 3. − С. 12−18.

Êîìïðåññîðíîå è ýíåðãåòè÷åñêîå ìàøèíîñòðîåíèå ¹1 (23) ìàðò 2011

Òåõíèêà

ÓÄÊ 621. 62-1.

Â.Ã. Ãàäÿêà, ê.ò.í., (ÎÀÎ «Ñóìñêîå ÍÏÎ èì. Ì.Â. Ôðóíçå»), Â.È. Ñèìîíîâñêèé, ä.ò.í., ïðîôåññîð, À.Ñ. Óãíè÷åâ, àñïèðàíò, (Ñóìñêèé ãîñóäàðñòâåííûé óíèâåðñèòåò, ã. Ñóìû)

Ìåòîä îïòèìèçàöèè ðàñïîëîæåíèÿ ïëîñêîñòåé êîððåêöèè ïðè áàëàíñèðîâêå ðîòîðîâ òóðáîêîìïðåññîðîâ Для улучшения результатов балансировки гибкого ротора предложен метод определения оптимального расположения плоскостей коррекции на основе динамических коэффициентов влияния. Ключевые слова: ротор, балансировка, плоскость коррекции, частота вращения, расчетная модель. Для поліпшення результатів балансування гнучкого ротора запропоновано метод визначення оптимального розташування площин корекції на основі динамічних коефіцієнтів впливу . Ключові слова: ротор, балансування, площина корекції, частота обертання, розрахункова модель. For the improvement of results of balancing of flexible rotor the method of determination of optimal location of planes of correction is offered on the basis of dynamic coefficients of influence. Keywords: rotor, balancing, plane of correction, frequency of rotation, calculation model.

процессе балансировки существенное значение имеет выбор плоскостей коррекции. При балансировке гибкого ротора с большим количеством рабочих колес, требующей не менее трех плоскостей коррекции, такой выбор является актуальной задачей. Используя частотные характеристики динамических коэффициентов влияния (ДКВ), полученные экспериментально или определенные на персональном компьютере (ПК) по программам расчёта вынужденных колебаний, можно определить, в каком месте на роторе влияние дисбаланса на обе опоры будет максимальным. Уравновешивающие массы, установленные в таких точках, будут давать наилучший эффект снижения уровня вибрации. Эти соображения являются основными в методе оптимизации расположения плоскостей коррекции с помощью симплекс-метода [1]. Способ нахождения таких плоскостей изложен ниже на примере балансировки ротора турбокомпрессора. Анализировался ротор компрессора высокого давления, эскиз которого дан на рис. 1, а расчетная схема ротора представлена на рис. 2. Рабочая частота вращения ротора равна ωр=785…1173 с-1 и лежит между первой ω1=587 с-1 и второй ω2=2289 с-1 его критическими частотами. В зависимости от числа намеченных плоскостей коррекции весь ротор разбивается на части (по одной на каждую плоскость). Балансировка данного ротора осуществляется в трех плоскостях коррекции, поэтому и сам ротор разбивается на три части. На каждом из участков вводится локальная система координат , и . По адекватной расчетной схеме, соответствующей реальному рассматриваемому ротору, с помощью ПК рассчитываются динамические коэффициенты влияния: W1(z) и W2(z) – для первой и второй опор соответственно. Таким

образом, для обеих опор строятся графики прогибов от единичного дисбаланса, установленного в любой точке ротора с координатой z. Так как динамические коэффициенты влияния имеют как действительную, так и мнимую части, рассматриваются не исходные их ха-

Рис. 1. Эскиз продольного разреза компрессора высокого давления

Рис. 2. Расчетная схема ротора

рактеристики, а модули: . Исходя из того, что оптимальными считаются те плоскости, в которых дисбалансы суммарно воздействуют на опоры больше, чем такие же дисбалансы в других плоскостях этого участка, можно сформулировать функцию цели:

(1) при ограничениях ,

(2)

Первый индекс i функции fij означает номер опоры, второй j – номер участка. Для реализации такой функции цели используется симплекс-метод (задача линейного программирования). Так как эта задача является линейной, то и исходные частотные характеристики ДКВ заменяются ломаными линиями, как показано на графике рис. 3. Для каждого участка (локальная текущая координата z1, z2 , z3 соответственно) записываются линейные аппроксимации кривых:

Рис. 3. Графики функции ДКВ на опорах ротора минимума динамических прогибов и, соответственно, остаточных изгибающих напряжений от совместного воздействия дисбалансов и уравновешивающих грузов. Поэтому с использованием данных табл. 1 и соотношений для упруго-массовых опор РБС, приведенных в [2], были определены комплексные прогибы ротора для диапазона рабочих частот вращения (табл. 2). В дальнейшем использовалась расчётная модель ротора с параметрами, уточнёнными на основе экспериментальных данных с помощью методов идентификации [3, 4]. Чтобы получить виртуальные дисбалансы, которые дают такие же прогибы (с некоторой точностью) на всех девяти частотах вращения проводилась виртуальная балансировка. В качестве плоскостей расположения дисбалансов выбраны участки №№ 3, 20, 38. Таблица 1. Экспериментальные значения виброскорости опор

(3)

Для проверки эффективности предложенного способа с помощью численных экспериментов, ротор нагружался системой виртуальных дисбалансов, которые определялись по экспериментальным виброскоростям опор разгонно-балансировочного стенда (РБС) на нескольких частотах вращения (табл. 1). Как известно, полное уравновешивание гибкого ротора требует выполнения следующих основных условий: устранение реакций в опорах и обеспечение

Первая опора Частота вращения ω, с-1

Вторая опора

V1,(мм/с)

1,(град)

V2 (мм/с)

2, (град)

785

2,4

303

5,8

278

838

2,0

311

6,0

279

890

1,7

323

6,3

282

942

1,4

338

7,0

284

995

1,5

7,7

287

1047

1,7

8,9

292

1100

2,4

10,4

301

1152

3,8

13,3

311

1173

4,8

15,3

316

Êîìïðåññîðíîå è ýíåðãåòè÷åñêîå ìàøèíîñòðîåíèå ¹1 (23) ìàðò 2011

Таблица 2. Комплексные прогибы ротора на рабочих частотах Частота вращения ω, с-1

Первая опора

Вторая опора

Re (мкм)

Im (мкм)

Re (мкм)

Im (мкм)

785

-4,54

-2,86

-12,86

-1,62

838

-3,20

-2,70

-12,43

-1,77

890

-2,05

-2,64

-12,15

-2,37

942

-1,01

-2,39

-12,64

-2,92

995

0,04

-2,63

-12,97

-3,71

1047

1,19

-2,56

-13,81

-5,27

1100

2,11

-3,15

-14,24

-8,17

1152

3,42

-4,57

-15,36

-12,80

1173

4,24

-5,67

-16,02

-15,89

но на рабочих колёсах, соответствующие участкам расчётной схемы №№ 14, 21, 26 – стандартный выбор плоскостей (крайние и среднее рабочие колеса). В результате использования программы, реализующий симплекс-метод для задачи (1), (2), были получены оптимальные места плоскостей коррекции , , (рис. 3). Крайние левая и правая оптимальные точки находятся далеко от зоны рабочих колёс. Таким образом, видно, что рациональней в данном случае в качестве двух плоскостей коррекции выбирать не рабочие колеса, а консольные участки ротора, что подтверждено на практике. В расчётной схеме оптимальные плоскости коррекции находятся на участках под номерами 1, 18, 40. Результаты виртуальных балансировок приведены в табл. 3. Так как величины прогибов и дисбалансов являются комплексными числами, то в таблице приведены значения их модулей. Полученные результаты наглядно иллюстрируют эффективность данного метода: максимальный прогиб при оптимальном расположении плоскостей оказался уменьшенным практически в шесть раз при значительном снижении массы корректирующих грузов. Выводы Предложенная методика балансировки гибкого ротора на основе динамических коэффициентов влияния позволяет устанавливать уравновешивающие массы в местах максимального воздействия на снижение уровня вибрации.

Таблица 3. Результаты виртуальных балансировок После балансировки До балансировки

Максимальный прогиб ротора, мкм

Произвольные плоскости коррекции (участки № 14, 21, 26)

Оптимальные плоскости коррекции (участки № 1, 18, 40)

96,9

15,3

72,7

6,6

101,2

30,6

39,8

7,3

123,7

Величины корректировочных грузов, кг∙мм

В результате была получена система эквивалентных комплексных дисбалансов (кг∙м) ; ; . Дальнейшие расчеты виртуальной балансировки проведены для ротора, который нагружен найденной системой дисбалансов. Максимальный прогиб такой системы на рабочей частоте составляет 123,7 мкм, что является недопустимым. С помощью ПК по программе, описанной в [5], производилась виртуальная балансировка на одной частоте вращения ω=1047 с-1, поэтому в качестве точек измерения были взяты несколько динамических прогибов по всей длине ротора, а не только на опорах. Плоскости коррекции выбраны произволь-

Список литературы 1. Симоновский В.И., Угничев А.С. Оптимизация балансировки гибких роторов с помощью симплекс-метода //Вісник СумДУ, 2010.– №2.– С.35-38. 2. Гадяка В.Г., Симоновский В.И. Разработка методики оценивания динамических коэффициентов подшипников турбокомпрессоров при балансировке роторов на вакуумном разгонно-балансировочном стенде // Вісник СумДУ, 2006. – №12(96) – С. 125-132. 3. Симоновський В.І. Уточнення математичних моделей коливальних систем за експериментальними даними. Суми, вид-во СумДУ, 2010. – 90 с. 4. Гадяка В.Г., Симоновский В.И. Особенности практической балансировки роторов турбокомпрессорных агрегатов, основанные на экспериментальном уточнении их динамических моделей. – Проблемы машиностроения, том 10, №1, 2007.– С. 75-79. 5. Симоновский В.И. Динамика роторов центробежных машин. Сумы, изд-во СумГУ, 2006.– 126 с.

Ñèñòåìû òåïëîîáìåíà

ÓÄÊ 621. 544. 536

À.Â. Ñìèðíîâ, ê.ò.í., Ð.À. Ëàçîðåíêî, Â.Á. Òóð÷èí, Ì.Í. Óäîä, À.Ã. ×ìèëåíêî, èíæåíåðû (ÎÀÎ «Ñóìñêîå ÍÏÎ èì. Ì.Â.Ôðóíçå», ã. Ñóìû, Óêðàèíà )

Ñòåíä äëÿ èñïûòàíèÿ è èññëåäîâàíèÿ òåïëîîáìåííûõ ïîâåðõíîñòåé àïïàðàòîâ âîçäóøíîãî îõëàæäåíèÿ Приведено описание стенда для проведения исследований, проверки теплотехнических расчетов и испытания теплообменных поверхностей аппаратов воздушного охлаждения в ОАО «Сумское НПО им. М.В.Фрунзе». Ключевые слова: стенд, испытания, теплообмен, маслосистема, аппарат воздушного охлаждения. Приведений опис стенда для проведення досліджень, перевірки теплотехнічних розрахунків і випробування теплообмінних поверхонь апаратів повітряного охолодження у ВАТ “Сумське НВО ім. М.В.Фрунзе”. Ключові слова: стенд, випробування, теплообмін, маслосистема, апарат повітряного охолодження. To prove results obtained during calculations of heat-exchanger, its designing and manufacturing at JSC Sumy Frunze NPO, test bench was developed for testing and research of heat-exchanging surfaces of air coolers. Keywords: bench, tests, heat-exchange, oil system, air cooler.

еплообменное оборудование разного назначения составляет значительный объем продукции производства ОАО «Сумское НПО им. М.В.Фрунзе» (далее ОАО) [1]. Исследованию аппаратов воздушного охлаждения (АВО) посвящено большое количество журнальных публикаций и монографий [2-4]. Однако необходимость проведения экспериментальных исследований для совершенствования конструкции АВО, улучшения их массогабаритных и энергетических характеристик является актуальной. АВО отличаются разнообразием конструкции и широко применяются в газовой, нефтяной, нефтехимической, химической и энергетической отраслях промышленности. В электроэнергетике они применяются, в частности, для отбора теплоты, выделяющейся в процессе работы трансформаторов различной мощности. В ОАО с целью расширения номенклатуры выпускаемой продукции был изготовлен опытный образец АВО трансформаторного масла (типа ОДЦ-180) на базе теплообменников с биметаллическими оребренными трубами. Для определения основных характеристик опытного образца АВО и проведения экспериментальных исследований был разра-

ботан и изготовлен испытательный стенд, схема которого представлена на рис. 1. Стенд для испытания теплообменных поверхностей АВО трансформаторного масла состоит из маслоохладителя, оснащенного осевыми вентиляторами, маслосистемы и комплекса измерительных средств. На рис. 2 представлен внешний вид опытного образца АВО со стороны входа воздуха, а на рис. 3 – со стороны осевых вентиляторов. Теплообменная поверхность АВО

представляет собой шестирядный, трехходовой пучок биметаллических оребренных труб, изготовленных методом поперечновинтовой накатки с коэффициентом оребрения φ=14,6. В табл. 1 представлены геометрические характеристики теплообменной поверхности АВО. Принудительная циркуляция воздуха в АВО осуществляется с помощью двух осевых вентиляторов ВО-22-200-8.0. Требуемая производительность одного вентилятора 13000 м3/ч обеспечивается при

Таблица 1. Характеристики теплообменной поверхности опытного образца АВО трансформаторного масла Наименование параметра

Значение

Число труб в аппарате, шт.

120

Длина оребренных труб, м

2,32

Наружный диаметр несущей трубы, м

0,019

Толщина стенки трубы, м

0,001

Диаметр оребрения, м

0,043

Диаметр у основания ребер, м

0,021

Средняя толщина ребра, м

0,005

Шаг ребер, м

0,003

Êîìïðåññîðíîå è ýíåðãåòè÷åñêîå ìàøèíîñòðîåíèå ¹1 (23) ìàðò 2011

Рис. 1. Схема и состав оборудования стенда для испытания теплообменного аппарата ОДЦ-180: 1 – трубопроводный контур; 2, 4 – регулирующие задвижки; 3 – маслобак; 5 – электронасосный агрегат; 6 – расходомерная диафрагма; 7 – электронагреватель; 8 – термопреобразователь сопротивления; 9, 13 – манометры; 10, 12, 15, 17 – ртутные термометры; 11, 14 – дифманометры; 16 – чашечный анемометр; 18 – водяной пьезометр; 19 – электроизмерительный комплект К-505

полном давлении 167 Па и мощности электродвигателя 1,5 кВт. Для подачи масла в аппарат и поддержания требуемых режимов в процессе испытаний стенд оснащен соответствующим масляным контуром. Аппарат на стенде установлен вертикально (рис. 2, 3). Основной особенностью теплообменной поверхности испытанного аппарата является то, что внутренняя поверхность несущей трубы имеет периодические кольцевые выступы. Образованные в процессе накатки выступы турбулизируют поток в контактном слое и интенсифицирует процесс теплообмена. Маслосистема стенда представляет собой замкнутую систе-

му, в состав которой входит теплоизолированный бак емкостью 5 м 3, заполненный маслом Т-1500 (ГОСТ 982-80) с расположенными в нем электронагревательными элементами ТЭНБ-10Z220 суммарной мощностью 200 кВт, а также трубопроводный контур, имеющий соответствующее оснащение. Циркуляция масла в контуре обеспечивается электронасосным агрегатом Х100-65-160 производительностью 100 м 3/ч и давлением нагнетания 0,65 МПа. АВО в процессе эксплуатации должен обеспечивать отбор с теплообменной поверхности 180 кВт теплоты при разности температур потоков масла и воздуха на входе в него 35 °С.

При проведении испытаний количество вносимого тепла в АВО регулируется числом включенных электронагревательных элементов. Температура масла в маслобаке измеряется с помощью термопреобразователя сопротивления ТСП-1088. Давление и температура масла на входе и выходе из аппарата контролируются, соответственно, с помощью манометра МО (ГОСТ 6521) и ртутных термометров расширения ТЛ-4. Разность давлений масла на входе и выходе из теплообменника измеряется с помощью дифманометра «Метран» (ТУ 4212 0121858282420012). Для определения расхода масла в маслоохладителе в составе стенда имеется расходомерная диафрагма, а перепад давления масла на диафрагме фиксируется дифманометром «Сапфир» 2430. Температура воздуха и разность давлений воздуха на входе и выходе из АВО измеряются, соответственно, с помощью ртутных термометров расширения ТЛ-4 и водяного пьезометра. Для определения скорости воздуха на выходе из АВО в комплект измерительных приборов включен чашечный анемометр МС-13. Электроизмерительный комплект К-505 (ГОСТ 515069) позволяет определять мощность, потребляемую электродвигателями вентиляторов. В табл. 2 представлен перечень средств измерений с указанием их абсолютных погрешностей. Для контроля качества изготовления теплообменных поверхностей и сборки аппарата применяется тепловизор модели Ti25 фирмы Fluke (США). В процессе пусконаладочных работ на стенде было выполнено следующее: – произведена проверка электрической схемы; – проверена работоспособность маслосистемы и характеристики ее основных элементов; – произведено сопоставление характеристик вентиляторов их паспортным данным; – осуществлена проверка соответствия мощности электронагревательных элементов требуемому тепловому балансу. Результаты испытаний подтвердили работоспособность стенда и соответствие его конструкции основным требованиям, представленным в программе и методике испытаний АВО.

Таблица 2. Абсолютная погрешность средств измерений Наименование

Предел измерения

Абсолютная приборная погрешность

500 ºС

± 1 ºС

16 кгс/см2

± 0,064 кгс/см2

Дифманометр «Метран»

250 кПа

± 1 кПа

Дифманометр «Сапфир»

100 кПа

± 0,25 кПа

Комплект электроизмерительный К-505

50 кВт

± 0,25 кВт

Термометр ртутный ТЛ-4

105 ºС

± 0,2 ºС

1000 Па

± 10 Па

20 м/с

± 0,3 м/с

Термопреобразователь сопротивления ТСП-1088 Манометр МО (ГОСТ 6521)

Пьезометр водяной

Анемометр чашечный МС-13

На стенде планируется провести комплекс экспериментальных работ, по результатам которых будет осуществлена проверка основных решений, заложенных в конструкцию АВО, а также исследование его работы при различных режимах эксплуатации.

Рис. 2. Внешний вид АВО со стороны входа воздуха

Выводы Теплотехнический испытательный стенд ОАО «Сумское НПО им. М.В. Фрунзе», оснащенный измерительной техникой высокого класса, позволяет испытывать теплообменные аппараты воздушного охлаж-

Рис.3. Внешний вид АВО со стороны осевых вентиляторов

дения со штатными вентиляторами на стадии изготовления опытных образцов и при приемо-сдаточных испытаниях готовой продукции. Список литературы 1. Смирнов А.В. Теплообменное оборудование производства ОАО «Сумское НПО им. М.В. Фрунзе» для компрессорных агрегатов и установок с газотурбинным приводом / А.В. Смирнов, В.П. Парафейник, В.М. Татаринов, Р.А. Лазоренко, А.В. Сидоренко // Компрессорное и энергетическое машиностроение, 2010.– №3(21).– С.26-29. 2. Кунтыш В.Б. Основы расчета и проектирования теплообменников воздушного охлаждения / А.Н. Бессонный, Г.А. Дрейцер, В.Б. Кунтыш и др. // Справочник под ред. В.Б. Кунтыша, А.Н. Бессонного. – Санкт-Петербург: Недра,1996.512с. 3. Письменный Е.Н. Теплообмен и аэродинамика пакетов поперечно-оребренных труб. – К.: Альтерпрес, 2004.– 243с. 4. Радзиевский В.Н., Кирик Г.В., Лавренко А.М., Котов А.М. Теплообменные аппараты компрессорных установок. Исследование, конструкция, технология.- Сумы: Издательство «Слобожанщина», 2007.– 318 с.

Êîìïðåññîðíîå è ýíåðãåòè÷åñêîå ìàøèíîñòðîåíèå ¹1 (23) ìàðò 2011

Êîíòðîëü è äèàãíîñòèêà

ÓÄÊ 621.031

Â.Ì. Íàãîðíûé, ê.ò.í. (Ñóìñêèé ãîñóäàðñòâåííûé óíèâåðñèòåò, ã.Ñóìû, Óêðàèíà)

Îïðåäåëåíèå äèíàìè÷åñêèõ õàðàêòåðèñòèê áîëüøåãðóçíûõ èçäåëèé ñ ïîìîùüþ âèáðîñòåíäîâ В статье рассмотрены методы исключения погрешностей определения динамических характеристик большегрузных объектов, получаемых экспериментально на электродинамических вибростендах. Ключевые слова: испытание, вибростенд, динамическая модель, погрешность, амплитудно – частотная характеристика. У статті розглянуті методи виключення похибок визначення динамічних характеристик великовантажних об’єктів, що одержуються експериментально на електродинамічних вібростендах. Ключові слова: випробування, вібростенд, динамічна модель, похибка, амплітудно – частотна характеристика. The article deals with the methods of deletion errors in determining the dynamic characteristics of heavy objects, obtained experimentally on the electrodynamics vibrostands. Keywords: test, shake table, dynamic model, errors, amplitude- frequency characteristic.

абота большинства машин сопровождается вибрациями, сокращающими их срок службы. В процессе их экспериментального исследования выбирается оптимальный вариант конструкции машины, частоты собственных колебаний которой отстроены от частот внешнего воздействия. Точность определения частоты собственных колебаний и особенно амплитуды этих колебаний (величины резонансного пика) является при этом главным требованием, предъявляемым к экспериментальным данным. В работе [1] было показано, что присоединяемое к объекту испытаний технологическое оборудование вибростенда (крепежная оснастка и катушка вибратора) искажают искомые динамические характеристики объекта (завышают резонансную частоту и занижают величину резонансного пика). Причем, эти искажения весьма существенны в случае испытаний большегрузных и крупногабаритных объектов (далее по тексту, изделий). Инерционные характеристики подобных изделий соизмеримы, а то и превышают аналогичные параметры испытательного оборудования.

Данная проблема неоднократно упоминается в соответствующей литературе [2...8], однако приемлемого решения она до сих пор не нашла. Тем неменее указанные искажения можно устранять как экспериментальными, так и расчетными методами, рассмотрению которых посвящена данная работа. Экспериментальные методы исключения погрешностей Существует два экспериментальных метода, простейший из которых заключается в увеличении момента инерции присоединяемых конструкций. Проще всего момент инерции увеличивается за счет установки между катушкой и оснасткой инертных масс в виде диска, а лучше всего в виде прямоугольника, основная масса которого сосредоточена на краях (рис. 1). На рис. 2 и 3 показан характер изменения погрешностей по мере увеличения момента инерции присоединяемых конструкций. В расчете рассматривался случай, когда в качестве инертной массы использовался диск радиусом Rd и толщиной td. Радиус и толщина изменялись соответственно в диапазоне 0…0,9 м и 0...0,1 м. Зная соотношение моментов инерции изделия и присоединяе-

мых конструкций, графики, приведенные на рис. 2 и 3, можно использовать как поправочные номограммы. В общем, при типовых соотношениях моментов инерции погрешности небольшие. Если грузоподъёмность вибратора не позволяет применить дополнительные массы, то суммарные колебания динамической системы «катушка – оснастка – изделие» следует разложить на возвратно-поступательные (линейные) колебания центра масс

Рис. 1. Схема присоединения инертной массы к изделию для увеличения момента инерции

Рис. 2. Влияние соотношения моментов инерции изделия и присоединенных к нему конструкций на ошибку определения частоты его резонансных колебаний изделия, присоединяемых к нему конструкций и угловые колебания относительно центра масс системы «катушка – оснастка – изделие» (рис. 4). Амплитуды линейных колебаний изделия (АЛИ) и оснастки (АЛО) определяются как векторная полусумма измерений, проведенных, соответственно на изделии и оснастке в плоскостях I и II (рис. 4). В вертикальной плоскости контрольные точки должны быть симметрично

Рис. 3. Влияние соотношения моментов инерции изделия и присоединенных к нему конструкций на ошибку определения величины пика его резонансных колебаний

расположены относительно вертикальной оси симметрии катушки Z, а в горизонтальной плоскости они должны располагаться вдоль продольной оси симметрии изделия и оснастки – оси Х.

(1)

(2)

Измерения на оснастке в точках 1о и 2о для повышения достоверности получаемых результатов можно продублировать измерениями в точках 1′o и 2′o. Непосредственно величину амплитуды угла поворота в радианах следует определять по следующим формулам

Рис. 4. Эпюры суммарных и составляющих колебаний системы «катушка – оснастка – изделие»

Амплитуды колебаний изделия (АУИ) и оснастки (АУО), вызванные угловыми колебаниями, определяются как векторная полу-разность измерений, проведенных, в тех же точках.

где LИ, LО – расстояние между контрольными точками соответственно на изделие и на оснастке (рис. 4). На рис. 5 приведена амплитудно-частотная характеристика (АЧХ) изделия, «очищенная» с помощью формул (1) от угловых колебаний, а на рис. 6 – отношение амплитуд колебаний изделия и оснастки (искомое АЧХ изделия). Реализация формул (1) на практике осуществляется с помощью сумматора (рис. 7), суммирующего мгновенные значения вибросигнала (изготавливается из двух-трех резис-

Êîìïðåññîðíîå è ýíåðãåòè÷åñêîå ìàøèíîñòðîåíèå ¹1 (23) ìàðò 2011

моделировались введением в расчет погрешности, среднеквадратическая величина которой составляла 47%. Искомая и экспериментальная АЧХ изделия показаны на рис. 11. Минимум функционала U определялся методом прямого перебора величины жесткости изделия К1, выраженной для удобства через экспериментально определенную резонансную частоту fРЭ (границы: 0,5fРЭ…2,0fРЭ). Учитывая связь между жесткостью К1 и демпфированием С1 изделия демпфирование оп-

Рис. 5. Сравнение исходной и «очищенной» от угловых колебаний АЧХ «по току» изделия торов), а для реализации формул (2) сумматор дополняется инвертором, сдвигающим фазу одного из слагаемых сигналов на 1800 (рис. 8). Расчетный метод исключения погрешностей Расчетный метод основывается на идентификации параметров динамической модели (рис. 2) [1]. Согласно этому методу определяются величины жесткости К1 и демпфирования С1 изделия, путем минимизации величины функционала (3)

где: Х1Э (ωi), Х2Э(ωi) – экспериментально-определяемые АЧХ изделия и оснастки; Х1Р(ωi), Х2Р (ωi) – расчетные значения АЧХ изделия и оснастки [1]. Экспериментальные АЧХ Х1Э (ωi), Х2Э (ωi) следует определять в точках, указанных для различных случаев центровки системы «катушка – оснастка – изделие» на рис. 9 и 10. Расчетные и экспериментальные АЧХ следует сравнивать, естественно, на одних и тех же частотах. Расчетный метод идентификации был промоделирован на компьютере. Экспериментальные АЧХ

Рис. 6. АЧХ изделия относительно оснастки, определенная при исключении угловых колебаний

ределялось путем изменения добротности Q1 в диапазоне: 0,5∙Кд…2∙Кд, где Кд равнялось 10. Расчет дал следующее: - значение резонансной частоты – 101 Гц; - значение добротности – 9,98. Выводы Механическая система вибростенда искажает искомые с его помощью динамические характеристики изделий. Особенно велики эти искажения при испытаниях большегрузных и крупногабаритных объектов. Для уменьшения этих искажений возможно применение двух методов. При первом (экспериментальном) методе, необходимо увеличивать инерционные характеристики испытательного оборудования, а также определять векторную полусумму и полу-разность мгновенных значений вибраций, измеренных в диаметрально противоположных

Рис. 7. Реализация в эксперименте с помощью сумматоров формул (3)

Рис. 8. Реализация в эксперименте формул (4) с помощью сумматоров и инверторов

Рис. 9. Схема размещения контрольных точек для случая, когда центры масс изделия и присоединяемых конструкций не лежат на одной вертикали

Рис. 10. Схема размещения контрольных точек для случая, когда центры масс изделия и присоединяемых конструкций лежат на одной вертикали точках изделия и оснастки, определяя тем самым линейную и угловую составляющие колебаний динамической системы “катушка вибратора-изделие”. Для проверки результатов эксперимента и повышения тем самым достоверности результатов испытаний необходимо пользоваться вторым (расчетным) методом, т.е. методом идентификации динамических параметров математической модели динамической системы “катушка вибратора-изделие”. Список литературы 1. Нагорный В.М. Погрешность определения динамических харак-

Рис. 11. Сравнение фактической и искомой АЧХ изделия

теристик большегрузных объектов испытаний с помощью вибростендов//Компрессорное и энергетическое машиностроение. – 2010. – №1(19) – С. 47-50. 2. Божко А.Е., Пермяков В.И., Пушня В.А Методы проектирования электромеханических вибровозбудителей. – К.: Наукова думка, 1989.– 206 с. 3. Божко А.Е., Попов С.Г. Формирование отрицательных обратных связей в автоматических системах вибрационных испытаний машин и приборов // Компрессорное и энергетическое машиностроение. – 2007. – №4. – С. 106-108.

4. Приборы и системы для измерения вибрации, шума и удара. Справочник. В 2-х кн. Кн. 2 / Под ред. В.В. Клюева. – М.: Машиностроение, 1978. – 440 с. 5. Генкин М.Д., Русаков AM., Яблонский В.В. Электродинамические вибраторы. – М.: Машиностроение, 1975. – 90 с. 6. Кренделл С. Случайные колебания. – М.: Мир, 1967.– 356 с. 7. Серенсен С.В., Гарф М.Э., Кузъменко В.А. Динамика машин для испытаний на усталость. – М.: Машиностроение, 1967. – 457 с. 8. Карпушин В.Б. Вибрации и удары в радиоаппаратуре. – М.: Советское радио, 1971. – 344 с.

Êîìïðåññîðíîå è ýíåðãåòè÷åñêîå ìàøèíîñòðîåíèå ¹1 (23) ìàðò 2011

Òåõíîëîãèè

ÓÄÊ 621.923.5

À.È. Àêèëîâ, ê.ò.í., äîö., À.À. Êèðþøêî, ìàãèñòð (Ñóìñêèé ãîñóäàðñòâåííûé óíèâåðñèòåò), Ä.À. Êèðþøêî, èíæåíåð (ÀÎ “ÍÏÀÎ “ÂÍÈÈêîìïðåññîðìàø”, ã. Ñóìû)

Ãèäðàâëè÷åñêèé âèáðàòîð äâóõñòîðîííåãî äåéñòâèÿ äëÿ ôèíèøíîé îáðàáîòêè äåòàëåé êîìïðåññîðîâ Описана конструкция и принцип работы гидравлического вибратора с двумя рабочими поршнями. Приведены результаты экспериментального исследования амплитудно-частотных характеристик вибратора с диаметром поршней 40 мм. Приведены примеры практического использования вибратора в технологических процессах финишной обработки деталей.. Ключевые слова: гидравлический вибратор, амплитуда, частота, вибрации, суперфиниширование, шток, виброупрочнение, направляющая крейцкопфа. Описана конструкція і принцип роботи гідравлічного вібратора з двома робочими поршнями. Приведені результати експериментального дослідження амплітудно-частотних характеристик вібратора з діаметром поршнів 40 мм. Приведені приклади практичного використання вібратора в технологічних процесах фінішної обробки деталей.. Ключові слова: гідравлічний вібратор, амплітуда, частота, вібрації, суперфінішування, шток, віброзміцнення, напрямна крейцкопфа. A construction and a principle of hydraulic vibrator work with two workings pistons is described. The results of experimental research of amplitude frequency characteristic of vibrator are shown with the diameter of pistons 40 mm. The examples of the practical use of vibrator are resulted in the technological processes of ﬁnal machining of details. Keywords: hydraulic vibrator, amplitude, frequency, vibrations, superﬁnishing, shtok, workhardening, sending kreyckopfa.

известных технологических процессах механической обработки деталей с использованием полезных вибраций [1, 2, 3] применяются различные типы вибраторов: механические (эксцентриковые и инерционные дисбалансные), электромагнитные, пневматические и др. При этом к ним предъявляются следующие требования: – вибратор должен обладать мощностью, обеспечивающей заданные параметры колебаний; – должен иметь наименьшие габаритные размеры при заданной мощности; – должен быть достаточно надежным и иметь минимальное число деталей с малым сроком службы; – масса его колеблющихся частей должна быть оптимальной; – должен иметь стабильные амплитудно-частотные характеристики; – должен обеспечивать плавную работу без дополнительных шумов, которые вредно отража-

ются на здоровье обслуживающего персонала; – должен иметь простую регулировку по частоте и амплитуде колебаний в пределах, определяемых технологическими требованиями; – источники его питания должны быть стандартными; – должен иметь несложную компоновку с рабочим органом. Всем этим требованиям в большей мере соответствуют гидравлические вибраторы. Они малогабаритны, развивают большую мощность за счет повышения давления в системе. Амплитудно-частотная характеристика устанавливается расходом рабочей жидкости в системе с помощью перепускного клапана гидростанции. Гидравлические вибраторы бесшумны, легко встраиваются в технологическое оборудование. В гидравлическом вибраторе, представленном в работе [4] установлен один рабочий поршень, что требует применения дополнительных кинематических звеньев для передачи колебаний, например,

в устройствах виброупрочнения внутренних цилиндрических поверхностей, или для двустороннего охвата абразивными брусками при вибрационном суперфинишировании наружных цилиндрических поверхностей. При этом в зазорах шарнирных соединений теряется значительная часть амплитуды колебания. По мере износа деталей эти потери возрастают. Такого недостатка нет в гидравлическом вибраторе двустороннего действия. Вибратор представляет собой гидравлический серводвигатель пульсаторного действия (рис. 1). Пульсация достигается вращением золотника 1, обеспечивающего порционную подачу рабочей жидкости по осевым и радиальным каналам поочередно в штоковые 2 или бесштоковые 3 полости цилиндров. Под давлением жидкости поршни 4 совершают возвратнопоступательные движения. Частота и амплитуда этих движений зависит от давления жидкости (масла) в системе.

Рис. 1. Гидравлический вибратор двустороннего действия пульсаторного типа Золотник представляет собой радиально-поршневой гидромотор с шаровыми поршнями 5 и ротором, в котором выполнены центральная осевая расточка 6 и каналы 7, сообщенные с радиальными расточками 8 шаровых поршней 5. На корпусе 9 вибратора установлена крышка 10. Нагнетательный 11 и сливные 12, 13 каналы соединены с каналами 7 ротора (рис. 1). Исполнительный вибромеханизм, выполнен в виде поршней 4, штоки 14 которых связанны с рабочими инструментами (не показаны), а рабочие полости 2 и 3 поршней 4 сообщены с нагнетательными и сливными каналами ( рис. 1 В-В). Гидровибратор работает следующим образом: рабочая жидкость под давлением поступает в нагнетательный канал 11 и через центральную осевую расточку 6, дроссель и дополнительные каналы 15 в радиальные расточки 8 шаровых поршней 5 гидромотора. Под действием давления рабочей

жидкости на шариковые поршни 5 начинает вращаться ротор гидромотора. Рабочая жидкость вытесняется шаровыми поршнями 5 на слив по каналами 7, 16 крышки и сливными каналам 12, 13 корпуса 9. При совмещении радиальных каналов 17 в корпусе с каналами 18 золотника рабочая жидкость под давлением заполняет бесштоковую полость 3. Одновременно сообщаются между собой сливные каналы 19 и 20. При этом поршни 4 со штоками 14 раздвигаются. При повороте ротора на 90° сливные и нагнетательные каналы ротора смещаются относительно каналов корпуса, и рабочая жидкость поступает под давлением в штоковую полость, перемещая поршни 4 с исполнительным механизмом в обратном направлении. Экспериментальное исследование амплитудно-частотных характеристик Целью исследования являлось получение зависимостей амплитуды и частоты колебаний штока вибратора от давления рабочей жидкости и внешней на-

Рис. 2. Схема стенда для определения амплитудно-частотных характеристик

Êîìïðåññîðíîå è ýíåðãåòè÷åñêîå ìàøèíîñòðîåíèå ¹1 (23) ìàðò 2011

грузки. Для получения зависимостей был разработан стенд (рис. 2). Он включает в себя раму, состоящую из швеллера 1 с приваренными к нему стойками для крепления вибратора 2 и механизма нагружения штока 3, измерительной и регистрирующей аппаратуры. Нагрузка на шток вибратора создавалась деформацией тарированной пружины 4, а частота и амплитуда колебаний регистрировалась тензодатчиком, закрепленным на балке 5. Сигнал от тензодатчика поступал на быстродействующий самописец НЗ24-3 через усилитель ТА-5. С помощью тарировочного графика датчика перемещений штока определялись частота и амплитуда колебаний. Осциллограмма перемещений штока вибратора одного из режимов нагружения приведена на рис. 3. Согласно регистрации времени частота составляет 37с–1, размах колебаний – 0,6 мм при давлении масла в системе 2,5 МПа и нагрузке на штоке 1200 Н. На рис. 4 и 5 представлены зависимости частоты и размаха колебаний в диапазоне изменения давления от 1,5 до 4 МПа и нагрузке от 600 Н до 1200 Н. Давление масла в системе изменялось регулировкой перепускного клапана гидростанции, а нагрузка – деформацией пружины 4.

Рис. 3. Осциллограмма перемещения штока

Рис. 4. Зависимость частоты f колебаний штока вибратора от давления масла и внешней нагрузки N

Полученные зависимости свидетельствуют, что с увеличением давления и нагрузки частота вибраций возрастает, что объясняется увеличением потока жидкости к шаровым поршням золотника в результате увеличения производительности насоса и противодавления со стороны рабочих поршней. Уменьшение амплитуды колебания с увеличением внешней нагрузки объясняется перераспределением потока жидкости между исполнительными цилиндрами и цилиндрами шаровых поршней золотника. На базе гидравлического вибратора двустороннего действия спроектированы и изготовлены устройства для суперфиниширования штоков по ударно-циклической схеме резания и устройство для виброупрочнения шариком направляющих крейцкопфа оппозитных компрессоров [4, 5, 6]. Оба устройства показали хорошие результаты при испытании. Выводы 1. Вибратор имеет высокую надежность из-за отсутствия в конструкции факторов, вызывающих интенсивный износ деталей. 2. При малых габаритах гидравлические вибраторы развивают большие усилия и характеризуются высоким быстродействием. Регулировка частоты и амплитуда колебания в широких пределах осуществляется изменением давления рабочей жидкости.

Рис. 5. Зависимость амплитуды 2A колебаний штока вибратора от давления масла и внешней нагрузки N

3. Вибраторы бесшумны в работе, легко встраиваются в различное технологическое оборудование. Список литературы 1. Одинцов Л.Г. Упрочнение и отделка деталей поверхностным пластическим деформированием: Справочник. – М.: Машиностроение, 1987. – 328 с.: ил. 2. Подураев В.Н. Обработка резанием с вибрациями. – М.: Машиностроение, 1970. – 350 с.: ил. 3. Акилов А.И., Долгих В.Н., Падалка Р.В. Исправление геометрической формы детали при размерном суперфинишировании // Компрессорное и энергетическое машиностроение, 2008. – №3(13). – С. 73-77. 4. А.с. №928101 СССР, МКИ3 БИ №18 F15 В21/12. Гидровибратор / А.И. Акилов, А.В. Гришкевич и др., (СССР). – №928101/18; 1982. 5. А.с. №1315261 СССР, МКИ3 БИ №24 В24 В35/00. Устройство для суперфиниширования / А.И. Акилов, И.Г. Чижов и др., (СССР). – №1315261/24; 1987. 6. Pchelintsev V.A., Akilov A.I., Zakharkin A.U. Improving the quality of surface layers of machine parts with surface plastic deformation / Proceedings of III international symposium on tribo-fatigue. – Hunan University Press, China, 2000. – p. 490-492.

Òåõíîëîãèè

ÓÄÊ 622.23.05.; 62-7.78

À.Þ. Õèòüêî, ê.ò.í, äîö., Ë.À. Øàïðàí, ê.ò.í., äîö., Ë.Õ. Èâàíîâà, ä.ò.í., ïðîô., Ì.Í. Õèòüêî, àñèñò. ( Íàöèîíàëüíàÿ ìåòàëëóðãè÷åñêàÿ àêàäåìèÿ Óêðàèíû, ã. Äíåïðîïåòðîâñê)

Ìîäèôèöèðîâàíèå æèäêîé ñåðäöåâèíû çàòâåðäåâàþùåé ÷óãóííîé îòëèâêè Разработана технология принудительного модифицирования чугунных расплавов в литейной форме, позволяющая получить необходимую структуру в разных зонах цилиндрической отливки. Приведены сравнительные характеристики структуры и механических свойств материала опытных и серийных отливок. Ключевые слова: отливка, чугун, графитизирующее модифицирование, структура, свойство. Розроблено технологію примусового модифікування чавунних розплавів у ливарній формі, що дозволяє одержувати необхідну структуру у різних зонах циліндричного виливка. Наведені порівнювальні характеристики структури та механічних властивостей матеріалу дослідних та серійних виливків. Ключові слова: виливок, чавун, графітизуюче модифікування, структура, властивість. Technology of the forced retroﬁtting of cast-iron fusions out in a casting form, allowing to get a necessary structure in а different zones of cylindrical casting, is worked. Comparative descriptions over of structure and mechanical properties of material of the experienced and serial rollers are brought. Keywords: casting, cast-iron, graphitizing modiﬁcation, structure, property.

лучшение качества продукции литейного производства, повышение ее надежности и долговечности является насущным требованием нашего времени. Подавляющая часть отливок изготавливается из чугуна, поэтому совершенствование его физико-механических свойств и эксплуатационных характеристик служит важным резервом в деле экономии энергетических и материальных ресурсов и интенсивного развития промышленности. Модифицирование чугунов является эффективным способом повышения механических и эксплуатационных свойств отливок. Особенно влиятельным это является для вальцелитейного производства как одного из основных производителей чугунных отливок. Известен способ изготовления двухслойных валков методом промывки [1]. Этот способ позволяет изготавливать прокатные валки с рабочим слоем из белого чугуна с высокой износостойкостью и довольно прочной сердцевиной из серого или модифицированного чугуна. Форма для отливки двухслойных валков отличается тем, что на 1/3 высоты верхней шейки выполняется промывочная летка. В начале в форму заливают легированный чугун до уровня промывочной летки и осу-

ществляют выдержку в течение 30140 сек. для затвердевания рабочего слоя. Во время выдержки в форму несколько раз доливают расплав для предотвращения затвердевания металла в литниковой системе, затем осуществляют промывку: в форму заливают серый или модифицированный чугун, а из промывочной летки сливают разбавленный среднелегированный чугун, который образуется в результате смешивания легированного и промывочного. Количество чугуна для промывки составляет 30-50% от массы валка. По окончании промывки сливную летку забивают, после чего заполняется верхняя шейка и прибыль валка. Описаны также способы, позволяющие снизить расход металла на промывку, отличающиеся тем, что сливная летка в форме не выполняется и чугун не сливается из формы. После выдержки форму доливают чугуном либо того же химического состава, но добавляя в струю металла модификатор, либо чугуном с повышенным содержанием кремния и углерода. Встречаются различные варианты ведения промывки. Например, металл сердцевины удаляется не через сливную летку, а через шибер расположенный внизу формы. После удаления металла из осевой зоны шибер закрывают и через сифон-

ный литник заливают металл другого химического состава для формирования осевой зоны валка [2]. В последние годы технологические приемы активного воздействия на процессы затвердевания расплава успешно реализуются на основе внутриформенного модифицирования чугуна твердыми присадками [3, 4]. Одним из основных факторов воздействия на количество и форму графитных включений в медленно затвердевающих частях отливки является дифференцированное модифицирование чугуна в сердцевине валка. Для реализации метода дифференцированного модифицирования чугуна в сердцевине валка требуется разработка легкоплавкого графитизирующего модификатора, способного эффективно усваиваться и модифицировать расплав с малыми значениями перегрева выше температуры плавления затвердевающего расплава и надежной технологии ввода последнего в строго заданный момент времени. На основании выбранного направления исследований – разработка перспективной технологии производства чугунных валков с применением внутриформенного модифицирования расплавов, обеспечивающего улучшение структуры и физико–механических свойств

Êîìïðåññîðíîå è ýíåðãåòè÷åñêîå ìàøèíîñòðîåíèå ¹1 (23) ìàðò 2011

материала прокатных валков. Была поставлена задача: опробовать разработанный состав легкоплавкого графитизирующего модификатора и способ модифицирования [5], на материалах прокатных валков. Основные результаты исследований Разработку и испытание опытной технологии литья прокатных валков исполнения СПХН-60 (черновая масса 0,687 т) проводили в условиях вальцелитейного цеха ОАО «ДЗПВ». Части комбинированной валковой формы изготавливались по принятой на данном предприятии технологии. Сборку литейных форм в каждой серии экспериментов осуществляли на двойном поддоне с тем, чтобы заливка обоих валков шла через общий стояк (рис. 1). Чугун выплавляли в индукционной печи модели ИЧТ-6. Масса двух валков с учетом массы литниковой системы составляла ~1,474 т. Исследовали валки исполнения СПХН-60, химический состав которых выдерживали в пределах (% по массе): углерод 3,579±0,16; кремний 0,898±0,028; марганец 0,342±0,009; фосфор 0,236±0,012; сера 0,031±0,001; хром 0,567±0,015; никель 1,043±0,054; железо – остальное. Заливку чугунного расплава в формы производили при температуре 1300…1320 ºС. В одну из форм, установленных на общем поддоне (рис. 1), после заливки и выдержки, необходимой для формирования рабочего слоя заданной толщины, вводили модификатор на штанге. Вторую форму на поддоне оставили без изменений с целью получения контрольного валка. Заливку, охлаждение и выбивку валков осуществляли по принятой на предприятии технологии [6]. Модифицирование опытных валков осуществляли смесевым модификатором разработанного состава, содержащим SiO2 (65%), кремний (~ 2%) и алюминий (33%). Расход модификатора составлял 1,8…2,0 кг (0,18…0,20% по массе) на тонну чугуна. Специальные устройства для модифицирования валковых расплавов предварительно подогревали до температуры не ниже 100…150 ºС. Ввод устройства с модификатором в заполненную чугунным расплавом литейную форму на уровень выше 100…150 мм от низа формы нижней шейки производили через 4 мин после формирования рабочего слоя заданной толщины (40 мм). Время от окончания заливки валковой формы до

Рис.1. Комбинированная литейная форма для литья валков: 1- литниковая воронка; 2 – литниковый стояк; 3 – форма верхней шейки; 4 – кокильная часть формы ; 5 – форма нижней шейки ; 6 - поддон ввода модификатора определяли в зависимости от размера валка по работе [6]. Продолжительность модифицирования составила ~3 мин. Ввод и извлечение разработанного устройства для внутриформенного модифицирования осуществляли со скоростью 5…7 см/с.

Рис. 2. Характерные микроструктуры чугунов по сечению бочки опытного валка на расстоянии от литой поверхности 20 (а, д), 40 (б, е), 70 (в, ж) и 140 (г, з) мм; х 100; не травлено (а-г), травлено ниталем (д-з) После выбивки литейных форм от валков (опытных и контрольных) были отобраны образцы для исследования микроструктуры и свойств. Микроструктура чугуна рабочего слоя опытного и контрольного валков характеризовалась наличи-

ем цементитной эвтектики, которая была представлена грубо дифференцированным ледебуритом (рис. 2 и 3). Характеристика цементита была одинаковой в обоих валках – Ц40-Цп13000. Металлическая матрица вида Пт1 состояла из перлита разной дисперсности. На расстоянии 40 мм от литой поверхности бочек валков количество цементита в чугуне опытного валка и площадь включений цементита уменьшались – Ц25-Цп6000, а в структуре чугуна контрольного валка цементит оставался таким же, как и на расстоянии от литой поверхности 20 мм - Ц40Цп13000. Пластинчатый графит в структуре чугуна опытного валка характеризовался баллом – ПГф1ПГд45-ПГр3-ПГ4, а контрольного – ПГф2-ПГд25-ПГр3-ПГ4. Количество перлита вида Пт1 увеличивалось (рис. 2 и 3). С удалением от литой поверхности исследуемых валков до 70 мм микроструктура чугуна опытного валка резко изменялась (рис. 2, в, ж): цементит характеризовался баллом – Ц4-Цп2000, графит – ПГф2-ПГд90 (ПГд180)-ПГр3-ПГ10, содержание перлита и феррита было – П85(Ф15). В микроструктуре чугуна контрольного валка также происходили изменения, однако не столь резкие (рис. 3, в, ж): цементит характеризовался баллом – Ц25-Цп13000, графит – ПГф2-ПГд45-ПГр6-ПГ4.

Рис. 3. Характерные микроструктуры чугунов по сечению бочки контрольного валка на расстоянии от литой поверхности 20 (а,д), 40 (б,е), 70 (в,ж) и 140 (г,з) мм; х100; не травлено (а-г), травлено ниталем (д-з) В осевой зоне бочки опытного валка (на расстоянии 140 мм от литой поверхности в глубь бочки) цементит в микроструктуре чугуна практически отсутствовал, а в чугуне контрольного валка характеризовался следующим баллом – Ц10Цп2000. Графит в чугуне опытного

валка характеризовался баллом – ПГф2-ПГд180-ПГр3-ПГ12, а в чугуне контрольного валка – ПГф2ПГд90-ПГр7-ПГ6. Содержание перлита и феррита в чугуне опытного валка не изменялось – П85(Ф15), а контрольного валка характеризовалось баллом П70(Ф30). Значительные микроструктурные изменения чугуна осевой зоны бочки опытного валка, по-видимому, связаны с увеличением в составе чугуна количества графитизирующего химического элемента – алюминия (рис. 4). Сопоставление серных отпечатков, снятых с дисков, вырезанных из бочек опытного и контрольного валков, показывает их разный характер: бочка опытного валка имеет ярко выраженную «двухслойность» по сравнению с бочкой контрольного валка (рис. 5). Исследование изменения твердости чугуна по сечению бочек опытного и контрольного валков показало, что характер кривых примерно одинаковый: 1) в рабочем слое твердость чугуна равна 69…70НSD; 2) с удалением от литой поверхности в глубь бочки твердость чугуна постепенно снижается в опыт-

Рис. 4. Кривая изменения содержания алюминия в чугуне бочек опытного и контрольного валков после внутриформенного модифицирования ном валке до 228 НВ в осевой зоне, а в контрольном – до 262 НВ, что на 15% меньше (рис. 6); при сопоставлении этих кривых с изменением количества графитной составляющей микроструктур (рис. 7) очевиден их обратно пропорциональный характер; 3) в сердцевинной зоне бочки опытного валка твердость

а б Рис. 5. Серный отпечаток с диска, вырезанного из бочки: а – опытного валка; б – контрольного валка Рис. 6. Серный отпечаток с диска, вырезанного из бочки

Íàãîðíûé Рис. 6. Изменение твердости по сечению бочек исследуемых валков

на 7…15% меньше, чем в этой же зоне контрольного валка, что связано с полным отсутствует в микроструктуре чугуна осевой зоны опытного валка цементита (рис. 2, з). Исследование твердости чугуна по сечению нижних шеек опытного и контрольного валков показало, что распределение твердости в чугуне опытного валка было более равномерным, чем в чугуне контрольного валка (рис. 8), и не связанным с количеством графитной составляющей в исследуемых чугунах (рис. 9). В результате исследования механических свойств (σвизг, σвр) материала исследуемых валков установлено, что в сердцевинной зоне опытного валка предел прочности при изгибе был более высоким, чем у контрольного валка. Так, на глубине 135…185 мм σвизг материала опытного валка был на 8…15 % выше, чем контрольного валка. С удалением от поверхности в глубь бочки предел прочности σвр опытного валка также оставался на 3…18% выше, чем контрольного. Предел прочности σвизг по всему сечению шеек как нижних, так и верхних был на 10…20% выше в опытных валках. Предел прочности при растяжении по всему сечению нижних шеек был практически одинаков в материале исследуемых валков, а в верхней шейке опытного валка – на 13…30% выше по сравнению с контрольным валком. Как видно из представленных данных, модифицирование металла осевой зоны валка легкоплавким модификатором разработанного состава с помощью специального устройства на штанге привело к значительному повышению прочностных

Êîìïðåññîðíîå è ýíåðãåòè÷åñêîå ìàøèíîñòðîåíèå ¹1 (23) ìàðò 2011

Рис 7. Распределение графита по сечению бочек исследуемых валков

Рис. 8. Изменение твердости чугуна по сечению нижних шеек исследуемых валков

Рис 9. Распределение графита по сечению нижних шеек исследуемых валков свойств в сердцевинной зоне прокатного валка [7]. На рис. 10 приведена макроструктура бочек опытного и контрольного валков. Излом бочки опытного валка имеет выраженную «двухслойность», а излом контрольного валка имеет одинаковый характер по всему сечению бочки. Основной результат модифицирования проявляется в изменении процесса кристаллизации металла в сердцевинной части бочки и шейках валка, переходная же зона и рабочий слой находятся в строго определенной и прогнозированной зоне валка. Выводы Принудительное модифицирование чугунных расплавов позволило получить в цилиндрической отливке рабочий слой гарантированной толщины, а осевую зону практически без цементитной составляющей. Эффект модифицирования особенно выражен в сердцевинной зоне отливки в связи с

А Б Рис. 10. Макроструктура контрольного (А) и опытного (Б) валков изменением столбчатой структуры на равноосную. В ходе реализации предложенной технологии, когда модифицированию подвергается только осевая зона отливки, очевидна экономия модификатора, электроэнергии, снижение брака и соответственно снижение себестоимости отливки, повышение его технико-эксплуатационных свойств, и как следствие –

повышение конкурентоспособности продукции. Список литературы 1. Кривошеев А.Е. Литые валки. М.: Металлургиздат, 1957.– 360 с. 2. Пат. 2225238 Франция, МКИ В 22 d 19/00; В 21 b 27/00; В 22 d 23/00. Dispositif et procede pout la coulee de cylindres de fonte composites; Rheinstahl Giesserei AG. – № 74.10259; заявл. 26.03.74; опубл. 08.11.74. Listes № 45. 3. Рыжиков А.А., Гаврилин И.В. Расчет и применение суспензионной заливки // Литейное производство, 1970.-№8.- С. 11-13. 4. Косячков В.А., Ващенко К.Ч. Особенности технологии получения высокопрочного чугуна модифицированием в литейной форме // Литейное производство,1975.– №12 – С. 11-12. 5. Пат. 80101 Україна, МПК (2006) В 22 D 7/06 (2007.01); В 22 D 15/00; В 22 D 27/20 (2007.01); C 21 С 7/04; С 21 С 7/076 (2007.01); С 22 С 35/00. Спосiб виготовлення виливкiв для одержання двошарових листопрокатних валкiв, ливарна форма i модифiкатор для здiйснення способу / Хричиков В Є., Хитько О.Ю., Клiменко Ф.К., Бойко Л.Г.; заявник та патентоотримувач Нацiональна металургiйна академiя України. – № 20040604860; заявл. 21.06.04; опубл. 27.08.07, Бюл. № 13. 6. Хрычиков В.Е. Теплофизические процессы направленного затвердевания чугунных прокатных валков: дис. д.т.н.: 05.16.04 / Хрычиков Валерий Евгеньевич. – Д., 1993. – 448 с. 7. Хрычиков В. Е. Модифицирование чугунных прокатных валков: регион. межвузов. сборн. науч. трудов / В. Е. Хрычиков, А. Ю. Хитько, А. В. Ковалев // Системные технологии. – 2005. - № 5 (40). – С. 52 – 55.

Òåõíîëîãèè

ÓÄÊ 621.9.048

Â.Á. Òàðåëüíèê, ä. ò. í., ïðîô., Â.Ñ. Ìàðöèíêîâñêèé, ê.ò.í., äîöåíò, Ì.Ï. Áðàòóùàê, ñòàðøèé ïðåïîäàâàòåëü (Ñóìñêèé íàöèîíàëüíûé àãðàðíûé óíèâåðñèòåò)

Ñïîñîá ïîâûøåíèÿ êà÷åñòâà ñòàëüíûõ äåòàëåé, öåìåíòèðîâàííûõ ýëåêòðîýðîçèîííûì ëåãèðîâàíèåì Разработан новый способ повышения качества поверхностных слоев стальных деталей после цементации электроэрозионным легированием с помощью программированного регулирования режимов технологического процесса. Ключевые слова: цементация, электроэрозионное легирование, графит, электрод, поверхность, слой, режим. Розроблено новий спосіб підвищення якості поверхневих шарів сталевих деталей після цементації електроерозійним легуванням за допомогою програмованого регулювання режимів технологічного процесу. Ключові слова: цементація, електроерозійне легування, графіт, електрод, поверхня, шар, режим. The new method of the quality improvement of steel parts surface layer after cementation by electric discharge doping was worked out. The point is to reduce the surface roughness after cementation to the required layer depth. To achieve this it is necessary to continue cementation process decreasing the charge energy gradually. Keywords: cementation, electro-erosive alloying, rules, electrode, surface, layer, mode.

олговечность и эксплуатационная стойкость большинства деталей машин зависит от состояния и физико-механических свойств рабочей поверхности, где зарождаются и развиваются процессы изнашивания. Сравнительно небольшой (5-20%) износ рабочей поверхности, например, в парах трения сопряженных деталей, исключает их дальнейшую эксплуатацию, тогда как остаточные массогабаритные характеристики деталей в целом еще близки к номинальным. Более того, износостойкость рабочей поверхности часто лимитирует не только эксплуатационный ресурс отдельных деталей, но и межремонтный ресурс машины как агрегата, а потери от ее остановки, вместе с затратами на реновацию, многократно превышают стоимость новых деталей. Таким образом, задача упрочнения рабочих поверхностей чрезвычайно актуальна для машиностроения, как и анализ технологических вариантов упрочняющей обработки. Способ электроэрозионного легирования (ЭЭЛ) металлической поверхности заключается в перенесении материала на обрабатываемую поверхность искровым электрическим разрядом [1]. Метод имеет ряд специфических особенностей, одной из которых является то, что процесс легирования может про-

исходить без переноса материала анода на поверхность катода и не образовывать прирост материала, например, при ЭЭЛ графитовым электродом. Способ ЭЭЛ графитовым электродом основан на процессе диффузии (насыщении поверхностного слоя детали углеродом) и имеет определенное сходство с разновидностью химико-термической обработки - цементацией. По сравнению с обычной цементацией, способ цементации стальных деталей электроэрозионным легированием не только обладает всеми достоинствами сравниваемого метода, то есть упрочнение поверхности детали осуществляется при сохранении свойств ее исходного материала, но, кроме того, не происходит ее коробление, а малогабаритные установки позволяют выполнять упрочнение на многих видах металлообрабатывающего оборудования. Производительность процесса при этом составляет 1- 5 мин/см2. При ЭЭЛ графитовым электродом упрочнение поверхности детали происходит за счет диффузионнозакалочных процессов, заключающихся в локальном насыщении ее углеродом, при достаточно высокой температуре (до 10000ºС), с последующим быстрым охлаждением до практически комнатной температуры самой детали.

Цементацию стальных деталей электроэрозионным легированием (ЭЦ) можно выделить в отдельное направление, позволяющее формировать на деталях машин поверхностные слои повышенной износостойкости без изменения исходного размера детали [2]. При цементации стальных деталей электроэрозионным легированием толщина упрочненного слоя зависит от энергии разряда и продолжительности легирования (производительности процесса). С увеличением продолжительности и энергии разряда легирования толщина упрочненного слоя увеличивается. При этом возрастает и шероховатость поверхности. Так при ЭЭЛ углеродом среднеуглеродистой легированной стали 40Х (Rа=0,5мкм) с производительностью 5 мин/см2 при энергии разряда 6,8 Дж толщина слоя повышенной твердости составляет более 1,15 мм. Шероховатость поверхности при этом соответствует Rа=11,7-14,0 мкм. Для снижения шероховатости поверхности после электроэрозионного легирования графитовым электродом применяют, как правило, методы поверхностно-пластического деформирования (ППД). Среди методов ППД особого внимания заслуживают: обкатывание шариком и ультразвуковое упрочнение – метод безабразивной

Êîìïðåññîðíîå è ýíåðãåòè÷åñêîå ìàøèíîñòðîåíèå ¹1 (23) ìàðò 2011

ультразвуковой финишной обработки (БУФО). Следует отметить, что применение методов ППД не всегда приводит к желаемым результатам. Так, при обкатке шариком, незначительное превышение (на 10%) необходимого удельного усилия обкатки, обусловливает возникновение в поверхностном слое, предварительно ЭЭЛ углеродом, микротрещин (рис. 1) [3]. Микротрещины, являясь концентраторами напряжений, могут привести к разрушению деталей, особенно тех, которые в процессе работы подвергаются знакопеременным нагрузкам. В последнее время, с целью снижения шероховатости поверхности, применяют метод БУФО (рис. 2).

при сохранении качества поверхностного слоя (отсутствие микротрещин, наличие слоя повышенной твердости, 100%-я сплошность и др.) и расширения области их применения, нами предлагается после ЭЭЛ углеродом (графитовым электродом) производить поэтапное легирование этим же электродом. На каждом последующем этапе необходимо использовать режим ЭЭЛ с такой энергией разряда, при которой шероховатость поверхности этого же, но нелегированного (исходного) материала была бы в 2-3 раза ниже, чем на предыдущем этапе. При этом если величина шероховатости снижается в два раза, то легирование проводить за 1 проход, а если в три раза, то за 2 прохода. Один проход соответствует

Рис. 1. Структура и микротвердость стали 40Х на поверхности (а) и по глубине слоя (б) после ЭЭЛ (графитом ЭГ-4) + ППД (обкатка шариком Ø 10 мм с максимальным удельным усилием Р = 1650 Н) Несмотря на то, что последующая обработка БУФО значительно снижает шероховатость поверхности, для многих деталей машин это является недостаточным. Применение после ЭЦ шлифовки не представляется возможным, так как в данном случае удаляется, как минимум 50-100 мкм поверхностного слоя, причем слоя с наибольшей твердостью. В работе [1] для снижения шероховатости поверхности покрытия, нанесенного методом ЭЭЛ, в качестве заключительной операции после легирования соответствующим материалом проводили «мягкое» легирование графитом. В этом случае образуется не слой графита, а некоторый диффузионный слой с выбросом металла катода (детали) в местах приложения импульсов, т.е. распыление наиболее выступающих частей поверхности. В результате происходит сглаживание гребешков и, следовательно, снижается шероховатость поверхности. С целью снижения шероховатости поверхности деталей машин

100% обработки всей поверхности изделия с производительностью, соответствующей используемой энергии разряда. Производительность процесса ЭЦ, в зависимости от режима легирования представлена в табл. 1. Таким образом, целью работы является разработка технологии повышение качества поверхностного слоя стальных деталей после цементации электроэрозионным легированием. Ниже приведена методика и результаты проведенных исследований. ЭЦ выполнялась на переносных установках ЭЭЛ с ручным вибратором, обеспечивающих энергию разряда в диапазоне 0,1…0,53 Дж («ЭИЛ-8А», «Элитрон-22А») и установки электроэрозионного легирования большей мощности – «Элитрон-52А» с энергией разряда до 6,8 Дж. Процесс ЭЦ проводился в автоматическом режиме с помощью специального приспособления на различных режимах в диапазоне энергий разряда (Wр) от 0,1 до 6,8 Дж. Для исследований использовали специальные образцы, изготовленные из сталей З8ХМЮА и 40ХН2МА в виде катушки, состоящей из двух дисков, диаметром 50 мм и шириной 10 мм, соединенных между собой проставкой диаметром 15 мм и имеющей два технологических участка такого же диаметра (рис 3, а). Поверхнос-

Таблица 1. Производительность процесса ЭЦ в зависимости от режима легирования Энергия разряда (Wр), Дж

0,1

0,31

0,53

0,9

2,83

3,4

6,8

Производительность ЭЦ, мин/см2

2,0

1,0

0,5

Рис. 2. Схема ультразвуковой установки с деформирующим инструментом в виде полусферы: 1 – деформирующий инструмент; 2 – концентратор УЗК; 3 – волновод; 4 – преобразователь УЗК; 5 – генератор; 6 – обрабатываемая деталь

ти дисков перед ЭЦ шлифовались до Rа=0,5 мкм. Образцы закреплялись в патроне токарного станка, после чего производилась ЭЦ, обработка БУФО и поэтапное снижение шероховатости легированием графитовым электродом (рис. 4). На всех этапах обработки измерялась шероховатость поверхности на приборе профилограф – профилометр мод. 201 завода «Калибр». Затем образцы разрезались на отдельные диски (диаметром 50 мм и шириной 10 мм) (рис. 3, б). Из дисков вырезались отдельные сегменты, из которых изготавливались шлифы для металлографических и дюрометрических исследований. После изготовления шлифы исследовали на оптическом микро-

Рис. 4. ЭЦ с использованием токарного станка

б Рис. 3. Стальные образцы для исследования результатов ЭЦ: а – исходное состояние; б – после порезки скопе «Неофот-2», где проводилась оценка качества слоя, его сплошности, толщины и строения зон подслоя – диффузионной зоны и зоны термического влияния. Одновременно проводился дюрометрический анализ распределения микротвердости в поверхностном слое и по глубине шлифа от поверхности. Замер микротвердости проводили на микротвердомере ПМТ-3 вдавливанием алмазной пирамиды под нагрузкой 0,05 Н. При ЭЦ деталей использовались графитовые электроды марок ЭГ-2, ЭГ-3, ЭГ-4 ОСТ 229-83 и др.

Процесс ЭЦ проводили с производительностью 5 мин/см2. При ЭЦ с производительностью 5 мин/см2 круглых образцов из сталей 38ХМЮА и 40ХН2МЮА на установке «Элитрон-22А» с использованием 6-го режима (Wр=0,53 Дж) шероховатость поверхности (Rа) повышается с 0,5 до 1,4-1,7 мкм. Окончательная обработка БУФО снижает шероховатость поверхности до Rа=0,6 мкм. Толщина упрочненного слоя в этом случае не превышает 35 мкм, а микротвердость, соответственно 950 и 800 HV. С увеличением режима ЭЦ до Wр=0,9 Дж с использованием установки «Элитрон-52А» глубина упрочненного слоя увеличивается до 150-170 мкм (рис. 5 и 6). Микротвердость на поверхности составляет, соответственно, для сталей 38ХМЮА и 40ХН2МЮА 1350 и 760 HV. По мере углубления микротвердость снижается и плавно сравнивается с твердостью основы, соответственно, для сталей 38ХМЮА и 40ХН2МЮА-225 и 260 HV. С увеличением режима ЭЦ шероховатость поверхности в свою очередь увеличивается до Rа=1,6-2,0 мкм. Последующая обработка БУФО снижает шероховатость поверхности до Rа=0,8-0,9 мкм, что является недостаточным для многих деталей машин. Дальнейшее увеличение толщины слоя повышенной твердости сопровождается формированием еще большей шероховатости поверхности.

Результаты исследований параметров качества поверхностного слоя (общей толщины слоя повышенной твердости; максимальной микротвердости на поверхности, HV; шероховатости после ЭЦ и БУФО) сталей 38ХМЮА и 40ХН2МЮА сведены в табл. 2. В табл. 3 представлены результаты максимального снижения величины шероховатости образцов после ЭЦ при использовании режимов легирования с различной энергией разряда. Так, например, после ЭЦ стали 38ХМЮА при энергии разряда 2,83 Дж шероховатость поверхности составляет Rа=5,7-6,9 мкм. После ЭЭЛ графитовым электродом с производительностью 2 мин/см2 (2 прохода с производительностью 1 мин/см2) и использованием режима с энергией разряда 0,9 Дж шероховатость поверхности составляет Rа=1,7-2,2 мкм. Дальнейшее увеличение производительности легирования (числа проходов) не способствует снижению величины шероховатости поверхности. После ЭЭЛ стали 38ХМЮА графитовым электродом с использованием режимов с энергиями разряда 0,53; 0,31 и 0,1 Дж и производительностью, соответственно 3; 6 и 14 мин/см2 шероховатость поверхности составляет, соответственно Rа=1,6-1,9; 1,2-1,3 и 1,1-1,2 мкм. Дальнейшее увеличение производительности легирования на исследованных режимах не способствует снижению величины шероховатости поверхности.

Êîìïðåññîðíîå è ýíåðãåòè÷åñêîå ìàøèíîñòðîåíèå ¹1 (23) ìàðò 2011

Таблица 2. Результаты исследования стальных образцов после ЭЦ и БУФО Марка стали

Шероховатость, Rа, мкм

Энергия разряда, Wр, Дж

Общая глубина слоя, мкм

Максимальная микротвердость на поверхности, HV

после ЭЦ

после БУФО

0,1

900

0,8-0,9

0,2

0,31

900

0,9-1,0

0,3

38ХМЮА

40ХН2МЮА

0,53

950

1,4-1,7

0,6

0,9

170

1350

1,6-2,0

0,8

2,83

215

980

5,7-6,9

1,5

3,4

230

960

8,3-8,5

2,3

6,8

370

1010

11,9-14,0

3,2

0,1

900

0,8-0,9

0,2

0,31

900

0,9-1,0

0,3

0,53

800

1,4-1,7

0,6

0,9

163

760

1,7-2,0

0,9

2,83

245

1002

5,7-6,7

1,5

3,4

262

1006

8,6-8,9

2,3

6,8

380

1070

11,9-14.1

3,2

а б Рис. 5. Распределение микротвердости по глубине слоя при ЭЭЛ стали 38ХМЮА углеродом (Wр=0,9 Дж): а – микроструктура, б – микротвердость

б Рис. 6. Распределение микротвердости по глубине слоя при ЭЭЛ стали 40ХН2МЮА углеродом (Wр=0,9 Дж): а – микроструктура; б – микротвердость

Таблица 3. Результаты максимального снижения шероховатости поверхности стальных образцов после ЭЦ при использовании режимов легирования с различной энергией разряда

Марка стали

Шероховатость, Rа, мкм Производительность, мин/см2 Энергия разряда, Wр, Дж

Энергия разряда, Wр, Дж после ЭЦ 0,1

0,53

0,9

2,83

0,1

0,8-0,9

0,31

0,9-1,0

0,8-0,9 2

0,53

1,4-1,7

0,8-0,9 2

0,9-1,0 1

0,9

1,7-2,1

0,9-1,0 2

1,0-1,1 1

1,4-1,7 1

2,83

5,7-6,9

1,1-1,2 14

1,2-1.3 6

1,6-1,9 3

1,7-2,2 2

3,4

8,3-8,9

1,3-1,6 18

1,4-1,7 7

2,0-2,3 4

2,3-2,7 3

5,7-6,7 0,5

6,8

11,9-14,0

1,6-1,9 25

1,8-2,1 13

2,4-2,6 8

2,6-3,1 5

6,3-6,9 0,5

40ХН2МЮА

2,83

5,7-6,7

1,0-1,1 14

1,2-1.3 6

1,5-1,8 3

1,7-2,1 2

12Х18Н10Т

2,83

2,9-3,7

0,8-0,9 14

1,0-1.2 6

1,5-1,8 3

1,7-2,0 2

38ХМЮА

Таким образом, чтобы максимально снизить шероховатость поверхности, например, стали 38ХМЮА после ЭЦ с энергией разряда 6,8 Дж, которая составляет Rа=11,9-14,0 Дж необходимо: – на первом этапе произвести ЭЭЛ графитом при Wр=2,83 Дж (т.е. с энергией разряда, обеспечивающей снижение величины шероховатости при ЭЦ ~ в 2 раза с 11,9-14,0 до 5,7-6,9 мкм) с производительностью 0,5 мин/см2. Шероховатость поверхности после ЭЭЛ на первом этапе составляет Rа=6,3-6,9 мкм; – на втором этапе произвести ЭЭЛ графитом при Wр=0,9 Дж (т.е. с энергией разряда, обеспечивающей снижение величины шероховатости при ЭЦ ~ в 3 раза с 6,3-6,9 до 1,7-2,1 мкм) с производительностью 2 мин/см2. Шероховатость поверхности после ЭЭЛ на втором этапе составляет Rа=1,7-2,2 мкм; – на третьем этапе произвести ЭЭЛ графитом при Wр=0,1 Дж (т.е. с энергией разряда, обеспечивающей снижение величины

0,31

шероховатости при ЭЦ ~ в 2 раза с 1,7-2,2 до 0,8-0,9 мкм) с производительностью 2 мин/см2. Шероховатость поверхности после ЭЭЛ на третьем этапе составляет Rа=0,8-0,9 мкм. Следует отметить, что одноэтапное ЭЭЛ графитовым электродом, с целью снижения шероховатости поверхности этой же стали после ЭЦ с энергией разряда 6,8 Дж, на любом режиме не позволяет достичь аналогичных результатов. Так, например, последующее легирование при Wр=0,1 Дж с производительностью 25 мин/см2 позволяет снизить шероховатость поверхности до Rа=1,6-1,9 мкм. Для сравнения в табл. 3 приведены результаты поэтапного снижения шероховатости сталей 40ХН2МЮА и 12Х18Н10Т после ЭЦ с мощностью разряда Wр=2,83 Дж. Выводы На основании проведенных исследований разработан новый способ повышения качества поверх-

3,4

8,5-9,0 0,5

ностных слоев стальных деталей после цементации электроэрозионным легированием, заключающийся в том, что с целью снижения шероховатости поверхности после цементации на требуемую глубину слоя необходимо продолжать процесс цементации, поэтапно снижая энергию разряда. Список литературы: 1. Лазаренко Н.И. Электроискровое легирование металлических поверхностей.– М.: Машиностроение, 1976.– 46 с. 2. Способ цементации стальных деталей электроэрозионным легированием. Пат. 2337796. Российская Федерация. МПК В 23Н 9/00 / Марцинковский В.С., Тарельник В.Б., Белоус А.В.; Заявл. 05.10.2006; Опубл. 10.04. 2008, Бюл. № 31.– 3с. 3. Тарельник В.Б., Марцинковский В.С., Антошевский Б. Повышение качества подшипников скольжения: Монография.– Сумы: Издательство «МакДен», 2006.– 160 с.

Êîìïðåññîðíîå è ýíåðãåòè÷åñêîå ìàøèíîñòðîåíèå ¹1 (23) ìàðò 2011

Приглашение к сотрудничеству Искренне признательны нашим уже постоянным и новым авторам журнала и надеемся, что это сотрудничество будет расширяться. Приглашение к нему мы адресуем всем, кому не безразличны проблемы отрасли, кто готов поделиться с коллегами своим опытом, идеями или просто интересной информацией. Будем рады видеть среди авторов журнала научных и инженерно-технических работников институтов, организаций, предприятий и компаний, связанных с проектированием, разработкой, производством и эксплуатацией компрессорного и энергетического оборудования, а также студентов и аспирантов высших учебных заведений. Надеемся, наше сотрудничество будет интересным и взаимополезным.

Ê ñâåäåíèþ àâòîðîâ æóðíàëà Научные статьи, предлагаемые к публикации в журнале «Компрессорное и энергетическое машиностроение», принимаются к печати на украинском, русском или английском языках при соблюдении следующих условий. Статья должна начинаться со ссылки на УДК (индекс по Универсальной десятичной классификации), краткой аннотацией с ключевыми словами на украинском, русском и английском языках и содержать такие логично связанные разделы: ● Вступление (постановка проблемы в общем виде и ее связь с важными научными или практическими задачами; анализ последних исследований и публикаций, которыми заложено начало решения данной проблемы и на которые опирается автор; выделение нерешенных ранее частей общей проблемы, которым посвящается данная статья). ● Постановка задачи (формулируется цель статьи). ● Результаты (излагаются основные материалы исследования с полным обоснованием полученных научных результатов). ● Выводы (раздел должен содержать новые сведения, полученные автором статьи, их теоретическое и практическое значение, перспективы дальнейших разработок в данном направлении). ● Список литературы (составляется в очередности ссылок в тексте на языке оригинала в соответствии со стандартами оформления – ссылки на неопубликованные труды не допускаются). Отдельно необходимо приложить экспертное заключение, две рецензии (внутренняя и внешняя) за подписью кандидата или доктора наук по соответствующему профилю (подпись заверяется печатью), а также сведения об авторе или группе авторов (фамилия, имя, отчество, ученая степень, ученое звание, название организации, где работает автор, должность, адрес организации, номер телефона). Окончательное решение о публикации принимает редакционная коллегия журнала. Статьи, отклоненные рецензентами или редколлегией, возвращаются авторам для доработки.

Просим также учесть следующие правила подготовки рукописей и иллюстрационных материалов.

Текст статьи должен быть набран в программе Microsoft Word, формулы – с использованием редактора формул Equation, встроенного в Microsoft Word. Все графики, диаграммы, схемы, фотографии и т. п., расположенные по ходу статьи, должны иметь подписи к ним (номер рисунка, схемы и т. д., пояснение). Дополнительно отдельными файлами следует приложить все графики, диаграммы, схемы (желательно с прозрачным фоном), фотографии и т. п. в программах, в которых они первоначально были созданы, или в формате TIFF, разрешением 300 dpi, модели CMYK: ● фотографии – размером не менее формата А5 разрешением 300 dpi модели CMYK; ● эскизы, фрагментарные чертежи, диаграммы, графики, схемы и т. п. – в программах AutoCAD, 3Dmax, Photoshop версии 6 – 7, CorelDRAW версии 9 – 11 (с отдельным приложением используемых шрифтов – системные шрифты не использовать).