For å sikre den hydrauliske stabiliteten til ringgassdistribusjons- og gassforbrukssystemet (fig. 3), ble maksimalt tillatt ringavvik på 5 % tatt i bruk i beregningen. Fra beregningstabellen. 11 er det klart at det maksimale avviket er 3,7 % (ring IV). I de resterende tre ringene overstiger ikke avviket 1,5 %, noe som er en god prestasjon i ingeniørberegninger.
10 Beregning av trykkregulatoren til gasskontrollpunktet
10.1 Teoretisk grunnlag for beregning av trykkregulatorer
Den hydrauliske driftsmodusen til gassdistribusjons- og gassforbrukssystemet styres ved hjelp av trykkregulatorer, som automatisk opprettholder konstant trykk ved pulsprøvepunktet, uavhengig av intensiteten på gassforbruket. Ved regulering av trykk, den første, mer høytrykk, til finalen (nedre).
Utformingen av trykkregulatoren inkluderer regulerende og reagerende elementer som sikrer stabil gassytelse, og når gassforbruket stopper blokkeres strømmen gjennom hovedventilen. Hoveddelen av reguleringsanordningen er følerelementet (membran), og hoveddelen av reguleringsanordningen er reguleringslegemet (trykkregulatoren har et gasshus). Følende element og reguleringsorganet er forbundet med hverandre via en utøvende forbindelse.
Den aktive drivkraften er kraften som membranen oppfatter fra gasstrykket P2, overført ved impuls (gjennom røret). Deretter overføres membrankraften til ventilstammen. Denne kraften kalles vanligvis permutasjons N-bane, den bestemmes av følgende formel (25):
N bane = P 2 *F akt, (25)
hvor: F act – aktiv overflate av membranen, m2.
Den aktive kraften balanseres av en fjær N pr. Ventilen påvirkes også av massen av bevegelige deler N p.h. og den ensidige lasten N cl., som, når man ser bort fra stangens tverrsnitt, bestemmes av formelen (26):
N cl = f s *(P 1 – P 2) , (26)
hvor: f с – ventilseteareal, m 2;
P 1 og P 2 – gasstrykk før og etter ventilen, MPa.
Balansen av krefter som virker på trykkregulatorventilen har følgende form:
N kjørefelt – N fjærer – N p.ch + N celler. = 0 , (27)
Justeringskraften avhenger av mengden regulert trykk. Hvis verdien av P 2 blir større eller mindre enn verdien som trykkregulatoren er satt til, vil balansen av krefter bli forstyrret og regulatoren vil tre i aksjon. Prosessen med trykkregulering vil skje, dvs. regulering båndbredde trykkregulator.
Gjennomstrømningen til trykkregulatoren avhenger av arealet til ventilåpningene (setene), trykkforskjellen før og etter ventilene og de fysiske egenskapene til gassen. I praktiske beregninger tas vanligvis trykkforskjellen før og etter ventilen som trykkforskjellen før og etter regulatoren. I generell sak mengden gass som passerer gjennom ventilåpningene bestemmes av formel (28):
V =α*F*ω, (28)
hvor: V – ventilkapasitet, m 3 /sek;
α er en koeffisient som tar hensyn til tap av energi og innsnevring av strålen
ventil hull;
F - arealet av ventilåpninger, m2;
ω – hastighet på gasspassasje gjennom ventilåpningene, m/sek.
Avhengig av forholdet mellom gasstrykket etter regulatoren og trykket før regulatoren, har hastigheten (ω) forskjellige uttrykk. For trykkforhold nær enhet (med et trykkfall innenfor 10 kPa) betraktes gassen som en inkompressibel væske. I dette tilfellet, for å bestemme kapasiteten til regulatoren, bruk følgende formel [ Opplæringen Chebotarev og andre]:
V g = 0,0125*(1/√ξ)*d 2 *√∆P/ρ g (29)
hvor: V g – produktiviteten til trykkregulatoren, m 3 / time;
ξ - koeffisient for hydraulisk motstand til trykkregulatoren;
d – diameter på ventilsetets strømningsareal, mm;
∆P – trykkforskjell før og etter regulatoren, kg/m2;
ρ g – gasstetthet ( egenvekt), kg/m 3, ved trykk P 1 og T 1.
(Ti = 273,16+ tg).
10.2 Beregningsmetode for gasstrykkregulator
Trykkregulatorer, uavhengig av driftsprinsippet, skal sikre høy reguleringsstabilitet, som forstås som en slik drift av regulatoren der slutttrykket viser demping eller harmonisk ikke-demping av svingninger med en konstant amplitude av liten størrelse. Hvis de endelige trykkoscillasjonene skjer med økende amplitude, er trykkreguleringsprosessen ustabil.
Avhengig av verdien av forholdet etter regulatoren til trykket til regulatoren, har gasshastigheten ved utgangen fra gasspjeldhuset forskjellige betydninger, Ved små trykkfall i regulatorene anses gassen som inkompressibel, dvs. komprimerbarheten til gassen kan neglisjeres.
For eksempel: Hvis ∆Р/Р 1 ≤ 0,08, overstiger ikke feilen 2,50 %
Når ∆Р/Р 1 > 0,08, bør komprimerbarheten til gassen tas i betraktning.
hvor ∆Р – trykkfall i regulatoren på spjeldhuset (ventil);
P 1 – trykk foran regulatorventilen, ata.
Forutsatt ∆Р/Р 1 ≤ 0,08, bestemmes gjennomstrømningen (ytelsen) til trykkregulatoren av følgende formel:
V g = 0,00125*(1/√ξ)*d 2 *(√ ∆P/ρ g) (30)
hvor √ er kvadratrotsymbolet; ξ er koeffisienten for hydraulisk motstand til trykkregulatorklanen, tatt innenfor området 1,6 – 2. ρ g er gasstettheten, kg/m 3 .
Hvis trykkforholdet ∆Р/Р 1 > 0,08, introduseres en ekspansjonskoeffisient i formel (30), under hensyntagen til utvidelsen av gassen når trykket avtar.
ε = 1 – (0,46*(∆Р/Р 1)) (31)
V g = 0,00125*ε*(1/√ξ)*d 2 *(√∆P/ρ g) (32)
Ved kritiske eller høyere trykk, dvs. når likestilling ikke respekteres.
P 2 /P 1 ≤ (P 2 /P 1) cr (33)
I dette tilfellet bestemmes kapasiteten til trykkregulatoren
I henhold til følgende formel:
V g =20,3*(1/√ξ)*ε*d 2 *P 1 *(√ ((∆P/P 1) cr)/T*ρ g (34)
Trykkforholdet P 2 /P 1 hvor gasstrømmen blir maksimal og med ytterligere reduksjon i trykket P 2 forblir nesten uendret kalles det kritiske trykkforholdet. Følgelig, når gasstrykkforholdet Р 2 /Р 1 er lik den kritiske, som erfaring viser, når hastigheten sitt maksimum - lydhastigheten i et gitt medium og forblir konstant med en ytterligere reduksjon i forholdet Р 2 / Р 1 .
Det kritiske trykkforholdet bestemmes av ligningen.
(P2/P1) cr = 0,91*(2/K+1) K/K-1, (35)
hvor K = C p / C v - adiabatisk indeks (forhold mellom varmekapasitet ved konstant trykk varmekapasitet ved konstant volum)
For eksempel, for diatomiske gasser med κ = 1,4, vil det kritiske trykkforholdet være lik:
(P 2 / P 1) cr = 0,91*(2/1,4+1) 1,4/1,4-1 = 0,482
Dette betyr at for diatomiske gasser med k = 1,4 vil den kritiske hastigheten ligge ved gasstrykkforholdet P 2 / P 1 = 0,482 og at en ytterligere reduksjon i forholdet P 2 / P 1 ikke vil føre til en hastighetsøkning.
Løsning La oss bestemme det kritiske trykkforholdet for kildegassen.
(R 2 /R 1 ) cr =0.91*(2/1.4+1) 1,4/(1,4-1) = 0.482
Faktisk trykkforhold for det første tilfellet. Beregningen ble utført i måleenheter - ata. R 1 = 1 + 1 = 6 ata; R 2 = 0,03 + 1 = 1,03 ata.
R 2 /R 1 = 1.03/2 = 0.515 > 0.482
Derfor, i i dette tilfellet Formel (34) gjelder.
For det første tilfellet vil vi altså ha verdien φ = 0,486 (vedlegg 5), og gasstettheten (spesifikk vekt) ved trykk P 1 og temperatur T 1 , vil være lik:
ρ 1 = ρ * (R 1 T 1 /R 2 T 1 ) = 0.73 * = 1,42 kg/m 3
ε = 1 – (0,46*(0,97/2)) =0,777
Kapasitet for vedtatt trykkregulator
V G = 20,3*(1/√2,6)*0,777*(50)*2*(√(0,97/2)/(273,16+20)= 1990 m 3 /time
Trykkregulatoren med en ventildiameter på 50 mm tatt i bruk i beregningen gir en produktivitet på 1990 m3/time ved P1 = 1 kg/cm2 (0,10 MPa) og P2 = 0,03 kg/cm2 (0,003 MPa). Ytelsesmarginen er:
δ =100*(1990 – 1968)/1968= 1,12 %
Trykkregulatorens ytelsesmargin knyttet til oppgjørets estimerte gassforbruk er:
δ =100*(1990 – 1640)/1640 =22 %, som er innenfor akseptable verdier.
11 Hydraulisk beregning av gasstilførsel boligbygg
To enetasjes boligbygg som ligger i kort avstand fra hverandre er underlagt gassforsyning. Planen og det aksonometriske diagrammet for gassnettverket er presentert i fig. . Samtidig, i boligbygg gassapparater er installert (PG-4; VPG-29 og AOGV-23). Alle beregninger utføres i tabellform (tabell) i en bestemt rekkefølge:
a) antall seksjoner er merket (fast) på det aksonometriske diagrammet;
b) bestemme de estimerte gasskostnadene etter område;
c) ta diametrene til gassrørledningene etter seksjon;
d) Bestem summen av koeffisientene for lokal motstand (for hver seksjon er verdiene til koeffisientene ζ valgt fra tabellen, vedlegg);
Ris. a) Gassforsyningsplan for boligbygg; b) Aksonometrisk diagram
gassnett. 12; 2-3 osv. deler av gassrørledninger.
e) fra grafene (fig.) finn de spesifikke friksjonstapene og ekvivalente lengder ζ = 1;
f) bestemme designlengdene til seksjoner og trykktap på dem;
g) beregne tillegg overtrykk gass i røret i henhold til formelen:
∆Р = g*H*(γ in – γ g)
hvor: ∆Р – ekstra overskuddsgasstrykk i røret, Pa; N – forskjell i geometriske merker på slutten og begynnelsen av seksjonen, tellende langs gasstrømmen, m.
h) bestemme trykktap i områder under hensyntagen til ytterligere hydrostatisk gasstrykk;
i) bestemme de totale tapene i gassrørledninger, under hensyntagen til tap i røret og armaturene til enheten (for eksempel VPG-29) opp til gassbrennere. Omtrentlig verdi for trykktap i rør og rørdeler gassapparater er: i gassovner 40 – 50 Pa; V gass varmtvannsberedere 80 – 100 Pa.
j) de resulterende totale tapene sammenlignes med det beregnede gasstrykkfallet. Ved behov foretas omberegning ved å endre diameteren på gassrørledninger i seksjoner. Avviket bør ikke overstige 5 %.
Løsning tomt 1 -2 – 3 – 4 i et privat en-etasjes boligbygg hvor det er installert gassapparater: PG-4; HSV-29; AOGV-23.
Tabell 12
Antall plott | Navn på enheter (gass) | Mengde leiligheter | Koeffisient samtidighet | Gassforbruk m 3 /time |
AOGV – 23 HSV-29; AOGV-23 PG-4; HSV-29; AOGV-23 PG-4; HSV-29; AOGV-23 AOGV-23 HSV-29; AOGV-23 PG-4; HSV-29; AOGV-23 |
Vi bestemmer de estimerte gasskostnadene for deler av gassforsyningssystemet til to en-etasjes boligbygg (fig.):
V G = K O * V P * n, m 3 /time
hvor: K O – koeffisienten for samtidig drift av gassapparater (apparater) installert i leiligheten tas i henhold til applikasjonen.V P –gassforbruk av en eller flere enheter, m 3 /time;n– antall installerte enheter.
Forbruk naturgass 4 brennere gasskomfyr. Termisk effekt av fire brennere (applikasjon) er:
N P = 0,70 + 1,90 + 1,90 + 2,80 = 7,30 kW/t
Virkningsgraden til en gassovn er: η = 56 %.
V P = (N n *860*4.19)/ η * Q n , m 3 /time
V P = (7 . 30 * 860 * 4 . 19)/0 . 56 * 35730= 1,30 m 3 /time
Naturgassforbruk ved varmtvannsbereder VPG-29:
V V =(N V *860*4.19)/ Q n = (29*860*4,19)/35730 = 2,93 m 3 /time
Naturgassforbruk av varmeapparatet AOGV - 23:
V EN = (N EN *860*4.19)/ Q n = (23*860*4,19)/35730 = 2,30 m 3 /time
Naturgassforbruk etter deler av gassforsyningssystemet til to boligbygg:
Del 1 – 2:V 1-2 = V 6-7 = K O ∙ V EN ∙ n= 1∙2,30∙1 = 2,30 m 3 /time
Del 2 – 3:V 2-3 = V 7-8 = K O ∙(V EN + V V )∙ n= 1∙(2,30 + 2,93)∙1 =5,23 m 3 /time
Del 3 – 4:V 3-4 = V 8-4 = K O ∙(V V + V EN )∙ n=0,80∙(2,93 + 2,30)∙1 = 4,18 m 3 /time
V 3-4 = K O ∙ V∙ n= 1∙1,30∙1 = 1,30 m 3 /time
∑V 3-4 = 4,18 + 1,30 = 5,48 m 3 /time
Del 4 – 5:V 4-5 = K O ∙(V V + V∙)∙ n= 0,46∙(2,93 + 2,30)∙2 = 4,80 m 3 /time
V 4-5 = K O ∙ V∙ n= 1∙1,30∙1 = 1,30 m 3 /time
∑V 4-5 = 4,80 + 1,30 = 6,10 m 3 /time
Hydraulisk beregning av gassdistribusjonssystemet for gassforsyning av to enetasjes boligbygg (fig.). Beregningen utføres i tabellform (tabell). For en gitt gasstrykkforskjell ∆P fra node 5 til node 1, lik 350 Pa. Gjennomsnittlig spesifikt trykktap i alle områder bestemmes.
h ons = ∆ P/ ∑ L s = 350/101,75 = 3,44 Pa/ lineær meter
hvor: ∑L s – estimert lengde på gassrørseksjonene, tatt i betraktning påslag for lokal motstand, m.
Hydrostatisk trykk på vertikale seksjoner er:
N 4-5 = Z∙(γ V - γ G )∙ g= 1,50∙(1,293 – 0,73)∙9,81 = 8,28 Pa
Hydrostatisk gasstrykk kl horisontale seksjoner H = 0.
Analyse av tabellen viser at de totale trykktapene i alle seriekoblede seksjoner er:
∑(h∙ L s + H) = 192,76 Pa
Tabell 13
plott | Beregnet volum gass, m 3 /t. | Lengde del ka, m | Nadba VKA på lokale motstand | Rasche tynn lengde L s , m | Gj.sn.ud. svette ri,h ons | Uslo fremtredende dia. del. | Ud.by teri, h, | Motstand del h∙ L s | Hydr. press N G | Sum tap trykket hL s +H |
0 Av Av gassforsyning. 5. Fungerer Av Chebotarev Mikhail Alexandrovich; ... Aster av selvregulerende organisasjoner basert på medlemskap av personer som utarbeider designdokumentasjon for kapitalkonstruksjonsprosjekterDokumentIntegrering av byplanlegging og design"Av kontroll i felt... Fungerer Av prosjektforberedelse interne systemer gassforsyning. 5. Fungerer Av forberedelse... Federal State Institution Management "Rostovmeliovodkhoz" Chebotarev Mikhail Alexandrovich; ... Institutul de cercetări ştiinţifice în constricţii incercom fond de literatură tehnică chişinău – 2010DokumentI.F.Matsyuk Kurs og diplom designAv spesialiteter: anleggsmaskiner og... sivilingeniører 1977 G.P. Chebotarev |
1.6 Beregning av trykkregulatorer for ShRP
For tiden er hydrauliske fraktureringsenheter konstruert, som regel, i henhold til standarddesign, eller skap (blokk) hydrauliske fraktureringsenheter brukes i full fabrikkberedskap.
Derfor kommer utformingen av nettverkshydrauliske fraktureringssystemer ned på å velge den nødvendige trykkregulatoren og koble den tilsvarende. standard prosjekt eller velge riktig skapmontert gassdistribusjonsenhet.
Kapasiteten til trykkregulatoren bestemmes av en av følgende formler:
For det subkritiske området for gassutstrømning
Q o =5260×K v ×ε× (17)
Til kritisk modus gassutstrømning, dvs. underlagt ulikhet
hvor Q o er gjennomstrømningen til trykkregulatoren, m³/h;
К v – regulatorkapasitetskoeffisient;
ε - koeffisient som tar hensyn til endringen i gasstetthet når du beveger deg gjennom regulatorens gasslegeme;
Р 1 ÷Р 2 – absolutt gasstrykk før og etter regulatoren, MPa;
ρ o – gasstetthet ved normale forhold, kg/m3;
T 1 – gasstemperatur foran regulatoren, °K;
Z 1 - koeffisient som tar hensyn til komprimerbarheten til gass, ved P 1 til 1,2 MPa tas lik 1.
Beregningen utføres i følgende rekkefølge.
Modusen for gassbevegelse bestemmes basert på det innledende og endelige gasstrykket på regulatoren.
Regulatorstrømskoeffisienten bestemmes ved å bruke formlene (17) og (18).
Vi velger en trykkregulator som har en lignende strømningskoeffisient K v .
Gjennomstrømningen til den valgte regulatoren bestemmes ved startverdiene for det innledende og endelige gasstrykket foran den. Belastningen på regulatoren eller kapasitetsreserven bestemmes i forhold til ytelsen til ShRP. I følge SNiP 42-01-2002 bør denne reserven være minst 15% - 20%.
Opprinnelige data for beregning:
Den estimerte produktiviteten til ShRP nr. 1, nr. 3 er 101,8 m³/t, ShRP nr. 2 er 22 m³/t, ShRP nr. 4, nr. 6 er 18,2 m³/t, ShRP nr. 5 er 161 m³/ h;
Gasstrykk foran ShRP, 0,3 MPa;
Gasstrykk etter SHRP, 3 kPa.
For ShRP nr. 1, nr. 3.
Pi=0,3+0,101=0,401 MPa; P2=0,003+0,101=0,104
Р 2 ÷Р 1 =0,104÷0,401=0,26, dvs. Р 2 ÷Р 1<0,5;
Derfor utføres ytterligere beregninger ved hjelp av formel (18). Tatt i betraktning at et stort trykkfall aktiveres ved regulatoren, kan trykktapene i kule-og-bryterventilen oppstrøms regulatoren neglisjeres. Deretter bestemmer vi regulatorens strømningskoeffisient ved å bruke (18)
Basert på den oppnådde verdien av K v = 1,4, velger vi regulatoren med den nærmeste større verdien av denne koeffisienten, RD-50, for hvilken K v = 22.
Q o =5260×22×0,7×0,401× 
=1300 m³/t
Bestemme kontrollbelastningen
%<80-85%
Dermed har gasstrykkregulatoren RD-50 som er akseptert for installasjon en tilstrekkelig ytelsesreserve.
Som nevnt ovenfor, produseres hydrauliske fraktureringsenheter av kabinetttype for tiden i full fabrikkberedskap. Passkarakteristikkene deres er oppgitt. Derfor vil vi gjøre ytterligere valg av trykkregulatorer i henhold til gjennomstrømningen vist i Tabell 3.22 i, iht.
For ShRP nr. 2 aksepterer vi for installasjon en trykkregulator av typen RD-32M med en gjennomstrømningskapasitet på 110 m³/t, hvis ytelsesreserve er ganske akseptabel for våre forhold.
Tilsvarende velger vi RD-32M for ShRP nr. 4, nr. 6.
For ShRP nr. 5 aksepterer vi RD-50M regulator for installasjon.
2 Gassforsyning til fyrrom
2.1 Krav til bygninger og lokaler til forgassede fyrhus
Bygninger og lokaler til kjelehus med kjeler som opererer på gassbrensel er ikke eksplosive. Uavhengig av etasjen hvor fyrrommet er plassert, skal rommene til røykavtrekk og avluftere tilsvare kategori G for brannfare og ikke lavere enn andre grad for brannmotstand. Under visse klimatiske forhold er det tillatt å installere kjeler i halvåpne og åpne kjelehus.
Tilsetning av kjelehus, uavhengig av drivstoffet som brukes i dem, til boligbygg og bygninger i barnehager og barnehager, ungdomsskoler, sykehus og klinikker, sanatorier, rekreasjonsfasiliteter, samt installasjon av kjelehus innebygd i bygninger for de spesifiserte formål er ikke tillatt.
Det er ikke tillatt å plassere innebygde fyrrom under offentlige lokaler (foajeer og auditorier, butikklokaler, undervisningslokaler og auditorier ved utdanningsinstitusjoner, kantiner og restauranter, dusjer etc.) og under lager av brennbare materialer.
I hver etasje i fyrrommet skal det være minst to utganger plassert på hver sin side av rommet. Én utgang er tillatt dersom gulvarealet er mindre enn 200 m² og det er tilgang til utvendig branntrapp, og i enetasjes kjelerom - dersom lengden på rommet langs forsiden av kjelene ikke er mer enn 12 m. Utgangsdører fra fyrrommet skal åpne utover. En utgang regnes som enten direkte utgang til utsiden eller utgang gjennom trapp eller vestibyle.
Montering av loftsetasjer over kjeler er ikke tillatt. Fyrromsgulvnivået bør ikke være lavere enn nivået på arealet i tilknytning til fyrromsbygningen, og bør ha et lett vaskbart belegg. Veggene inne i fyrrommet skal være glatte, malt i lyse farger eller kledd med lyse fliser eller glassfliser.
Avstanden fra de utstikkende delene av gassbrennere eller armaturer i fyrrom til vegg eller andre deler av bygning og utstyr skal være minst 1 meter, og for kjeler plassert overfor hverandre skal passasjen mellom brennerne være minst 1 meter. 2 meter. Dersom det er montert vifte, pumpe eller varmeskjold foran kjelefronten, skal fri passasjebredde være minst 1,5 m.
Ved service på kjeler på siden skal bredden på sidegangen være minst 1,5 m for kjeler med kapasitet inntil 4 t/t og minst 2 m for kjeler med kapasitet 4 t/t eller mer. Ved mangel på sidevedlikehold skal bredden på sidepassasjen, samt avstanden mellom kjelene og bakveggen til fyrrommet, være minst 1 m. Bredden på passasjen mellom deler av kjeler som stikker ut fra foring (rørrammer etc.), samt mellom deler av kjelen og deler av bygget (søyler, trapper), arbeidsplattformer mv. må være minst 7 m.
Gasskontrollenheter (GRU) plasseres i fyrrommet nær gassrørinngangen i fyrrommet eller i et tilstøtende rom forbundet med det med en åpen åpning. GRU-utstyr og -enheter må beskyttes mot mekanisk skade og mot støt og vibrasjoner, og GRU-stedet må være opplyst. GRU-utstyr, som kan nås av personer som ikke er involvert i driften av gassindustrien, må ha et gjerde laget av brannsikre materialer. Avstanden mellom utstyr eller gjerder og andre konstruksjoner skal være minst 0,8 m. GRU-gjerder skal ikke forstyrre reparasjonsarbeid.
2.2 Teknologisk del
2.2.1 Termomekanisk del
Prosjektet sørger for varmeforsyning til oppvarmings- og ventilasjonsbehovet til en industribedrift fra et lokalt fyrhus.
Fyrhus varmekapasitet 3 MW
Kjølevæske varmt vann 95-70°C.
Detaljprosjekteringen er gjennomført i henhold til gjeldende standarder og forskrifter, og legger opp til tiltak for å sikre eksplosjons- og brannsikkerhet under drift av anlegget.
Fyrrommet er utstyrt med 3 stk varmtvannsberedere av merket KSVa.
Kjelens leveringssett inkluderer:
1. Gassbrenner GB-1.2.
2. Et sett med KSUM-kontroller inkludert i brennerautomatiseringssystemet. Nominell kapasitet til fyrrom er 3×1,0=3,0 MW.
Kjølevæsken for varmeforsyningssystemer er vann med parametere på 95-70°C.
Nettverket mates med vann som har gått gjennom PMU (anti-scale magnetic device).
Den magnetiske vannkondisjoneringsenheten sikrer en kalkfri tilstand av varmeflater under forhold som hindrer koking av vann i kjeler og rørledninger.
Røykgasser fjernes ved naturlig trekk gjennom røykrør av metall Ø 400 mm og en skorstein Ø 600 mm H=31 m.
Gjennomstrømningskoeffisientkalkulatoren er et toveis nettbasert verktøy som hjelper deg med å beregne gjennomstrømningskoeffisienten Cv basert på spesifiserte parametere, eller beregne gjennomstrømningsverdien ved å kjenne til Cv-koeffisienten. Kapasitetskoeffisienten Cv ble introdusert i beregningene for å lette arbeidet til designere av hydrauliske og pneumatiske systemer. Med dens hjelp kan du enkelt bestemme strømningshastigheten til arbeidsmediet som passerer gjennom et element av rørledningsbeslag.
Nedenfor er formlene som vi stolte på når vi kompilerte denne kalkulatoren.
Beregningsformler
1. I forhold til gassmiljø
1.1. Forbruksberegning
Gitt:
Hvis P2+1>0,5*(P1+1) så [norm. liter/min]
Hvis P2+1<0.5*(P1+1) тогда 
[norm. liter/min]
Gitt:
- innløpstrykk P1 [bar]
- utløpstrykk P2 [bar]
- strømningshastighet Q [norm. liter/min]
- relativ gasstetthet Sg (i forhold til luft)
Hvis P2+1>0,5*(P1+1) da 
Hvis P2+1<0.5*(P1+1) тогда 
2. I forhold til flytende medium
2.1. Forbruksberegning
Gitt:
- innløpstrykk P1 [bar]
- utløpstrykk P2 [bar]
- kapasitetskoeffisient Cv 
[liter/min]
1.2. Beregning av nødvendig minimum Cv koeffisient
Gitt:
- innløpstrykk P1 [bar]
- utløpstrykk P2 [bar]
- strømningshastighet Q [liter/min]
- relativ tetthet av væske Sl (i forhold til vann) 
Vær forsiktig når du konverterer måleenheter. Dette kan gjøres i
1.4 VALG AV GASSREGULATORPUNKTUTSTYR.
Gasskontrollpunktet (GRP) er designet for å redusere gasstrykket og opprettholde det på et gitt nivå, uavhengig av endringer i strømningshastighet og gasstrykk. Samtidig renses gass fra mekaniske urenheter og det tas hensyn til gassforbruk.
Vi velger utstyr for hydraulisk fraktureringsenhet nr. 3.
Gasskontrollpunktet (GRP) er en-etasjes, I grad av brannmotstand med et kombinert tak. Gassinnløpet og -utløpet gjennom den ytre delen av bygget i foringsrøret og gassrørledningen er installert med en isolerende flensforbindelse i henhold til 5.905-6-serien. Naturlig og kunstig belysning er gitt. GRP-bygget har naturlig til- og avtrekkskonstant ventilasjon, som gir minst tre ganger luftskifte på 1 time.
Hovedutstyret til gasskontrollpunktet er:
· Filter.
· Trykkregulator.
Sikkerhetsstengeventil (SSV).
Sikkerhetsavlastningsventil (SVR)
· Stengeventiler.
· Kontroll- og måleinstrumenter (instrumenter).
· Måleapparater for gassforbruk.
I oppgaveprosjektet, i stedet for en bypass-gassrørledning (bypass), er det gitt en andre reduksjonsledning, som øker påliteligheten til den hydrauliske fraktureringsoperasjonen betydelig. Installasjon av en sikkerhetsavstengningsventil er gitt foran trykkregulatoren, og en sikkerhetsventil bak trykkregulatoren, på utløpsgassrørledningen fra den hydrauliske fraktureringsenheten. Gasskontrollpunktet er utstyrt med spyle- og utslippsrørledninger, de føres utenfor i en avstand på 1 til 1,5 m fra takutstikket på bygningen.
Gasskontrollpunkt GRP nr. 3 ble vedtatt på grunnlag av en standarddesign med en trykkregulator av type RDBK1-100, tatt i betraktning gassstrømningshastigheten til en kammermembran av type DKS-50.
Valg av utstyr for et gasskontrollpunkt gjøres basert på beregnet belastning og beregnet gasstrykk ved ut- og innløpet til gasskontrollpunktet. Ved gasskontrollpunktet reduseres gasstrykket til 300 mm. vann st (izb).
De første dataene for beregningen er:
- hydraulisk frakturering produktivitet; Q = 2172 m 3 /time
- gasstrykk ved det hydrauliske fraktureringsinnløpet; P VX = 0,501 MPa (abs)
- gasstrykk ved utløpet av den hydrauliske fraktureringsenheten; P OUT = 0,303 MPa (abs)
- diameter på røret ved innløpet til den hydrauliske fraktureringen; D U = 57 mm
- diameter på røret ved utløpet av den hydrauliske fraktureringsenheten; D U =273 mm
- barometertrykk Р B = 0,10132 MPa
For å velge en trykkregulator, beregner vi først den nødvendige diameteren:
Q – gassstrøm gjennom regulatoren, m 3 /time
t – gasstemperatur, t = 5°С
V – gasshastighet, V = 25 m/s
Р М – trykk ved innløpet til regulatoren lik 0,578 MPa (abs.)
= 7,5 cm = 75 mm
Vi aksepterer trykkregulator type RDBK1-100/50.
Det er nødvendig å sjekke regulatoren for gjennomstrømning, dvs. dens beregnede maksimale timestrøm Q MAX bør ikke være mer enn 80 %, og den beregnede minimumsgjennomstrømningen Q MIN bør ikke være mindre enn 10 % av den faktiske gjennomstrømningen Q D ved et gitt innløpstrykk. Med andre ord må følgende vilkår være oppfylt:
(Q MAX /Q D) ´ 100 %£ 80 %
(Q MIN /Q D) ´100 % ³10 %
hvor: Q MIN - minimum gassuttak av forbrukere, m 3 / h, tatt lik 30 % Q MAX,
de. Q MIN = 630 m 3 /time
Siden P OUT / P IN< 0,9, то искомую пропускную способность регулятора при Р 1 = 0,501 МПа (абс.) определяем по формуле:
Qd = 
, Hvor
f 1 = 78,5 cm 2 - tverrsnittsareal av den nominelle boringen til regulatorinnløpsflensen.
P VX = 0,501 MPa (abs.)
j = 0,47 - koeffisient avhengig av forholdet P OUT / P IN = 0,103/0,578 = 0,16 i henhold til grafen i fig. 9 definerer vi j.
k 3 = 0,103 - strømningskoeffisienten for RDBK 100/50 bestemmes fra tabellen. 4.
Qd = 
= 3676 m 3 /time
Kontrollere regulatorens belastningsprosent:
=
59,08 % < 80%
=
14,8 % > 10%
Siden betingelsene er oppfylt, er regulatoren valgt riktig.
Beregning av hydraulisk fraktureringsutstyr.
tabell1.4.1
|
Bestemt verdi |
Beregningsformel |
Resultat |
|
|
1. Absolutt temperatur på mediumstrømmen, T |
T = Tn + t = 273,15 + 5 |
||
|
2. Tetthet av gassblandingen ved t = +5 0 C, r n |
|||
|
3. Filterdiameter, d y |
vi antar lik den nominelle diameteren til gassrørledningen |
||
|
4. Filterkapasitet, Q |
|
||
|
5. Trykktap fra filterinstallasjon, DP Ф |
|||
|
6. For høyt gasstrykk etter filteret, RF |
Р Ф = Р ВХ - ДР Ф / 10 6 = 0,49 - 7000 / 10 6 |
||
|
Diafragma |
|||
|
7. Absolutt gasstrykk foran diafragma, P A |
RA = RF + RB = |
Type DKS-50 |
|
|
8. Trykktap ved montering av membranen, DP D |
|||
|
9. Absolutt gasstrykk etter diafragma, P pd |
R PD = RA - DP D = 0,5034 - 0,018 |
||
|
Sikkerhetsstengeventil |
|||
|
10. Diameter på nominell boring til stengeventilen, d y |
Vi antar at den er lik filterets nominelle diameter |
||
|
11. Gassstrøm som passerer gjennom ventilen, Q |
|||
|
12. For høyt gasstrykk foran ventilen, R I " |
R I " = R PD – R B = 0,4854 - 0,1034 |
||
|
13. Trykktap fra ventilinstallasjon, DP CL |
|||
|
14. Overtrykk etter ventil, P PC |
R PK = R I¢ - R PK /106 = 0,4854- 65000 / 10 6 |
||
|
Trykkregulator |
|||
|
15. Trykkregulator |
godta type regulator |
RDBK1-100/50 |
|
|
16. For høyt trykk foran regulatoren, P PC " |
R PK " = R PK |
||
|
17. Beregnet gjennomstrømning, Q PR |
Q PR = 1595* 78,5 * 0,103 * 0,47 * |
||
|
18. Gjennomstrømningskoeffisient, K P |
|
||
|
19. Innledende kontrollerkapasitet, Q 1 |
Q 1 = Q PR ´ K P = |
||
|
20. Ved Q MAX, regulatorens belastningsprosent |
|
||
|
|
||
|
Sikkerhetsavlastningsventil |
|||
|
22. Sikkerhetsavlastningsventil |
godta type: |
PSK-50N/0,05 løfting |
|
|
23. Kompressibilitetskoeffisient, K 1 |
Vi aksepterer |
||
|
24. Lengde på gassrørledningen: til ventilen etter ventil |
|||
|
25. Summen av lokale motstandskoeffisienter: til ventilen etter ventil |
|||
|
26. Diameter på rør |
D U = D U Fig. 22 |
||
|
27. Ventilsetediameter |
|||
|
28. Nødvendig kapasitet til PSK ved 0 0 C og 0,1034 MPa, Q K " |
Q K " = 0,005*Q maks = |
||
|
29. Nødvendig gjennomstrømning under driftsforhold, Q K |
|
||
|
30. Strømningskoeffisient, en |
vi aksepterer |
||
|
31. Diameter på gassrørledninger: til ventilen etter ventil |
i henhold til tegning |
||
|
32. Diameter på vanlige gassrørledninger: til ventilen etter ventil |
|||
|
33. Tilsvarende lengder: til ventilen etter ventil |
[6] nom. nr. 6 |
||
|
34. Oppgitte lengder: til ventilen |
L P = L VP + åx P *L DP = 3,5 + 3,38*1,5 |
||
|
etter ventil |
L С = L dс +åx С *L ДС = |
||
|
35. Gasstrykktap i gassrørledningen til ventilen per 1 m lengde |
D Р¢п = 0,1*10 |
||
|
36. Absolutt gasstrykk i gassrørledningen til ventilen + 15%, Р¢ ВХ |
P¢ INN=1,15*(P UT – L P *DP¢/10 0)+P B =1,15*(0,003-8,57*1/10 0)+0,103 |
||
|
37. Gasstrykktap i gassrørledningen etter ventilen, |
DP C = 10 -6 *L C *DP C " DP C "= DP P " DP C = 10-6 *35,2*1 |
||
|
38. Absolutt gasstrykk etter ventilen, P 1 " |
Р 1 " = Р ВХ " - ДР С = 0,1068 -0,0000352 |
||
|
39. For høyt gasstrykk etter ventilen, P 0 " |
R 0 " = R 1 " - RB = 0,10236 - 0,099 |
||
|
40. Vilkår for samsvar med aksepterte diametre før og etter ventilen |
DP C< Р 0 " 0,0000352 < 0,00336 |
Betingelsen oppfylt |
|
|
41. Kritisk trykkforhold, V KR43. Koeffisient b for b > b KR 1790 |
|||
|
47. Antall ventiler, |
F C< F СК 399,86<1790 мм 2 |
1 klasse PSK-50N/0,05 |
