СОБЫТИЯ

Национальный нефтегазовый форум и выставка «Нефтегаз» в 2020 году

13–16 апреля 2020 года в Москве состоится 20-я юбилейная международная выставка «Нефтегаз-2020» совместно с Национальным нефтегазовым форумом, который пройдет с 14 по 15 апреля 2020 года в ЦВК «ЭКСПОЦЕНТР».
...

В отеле InterContinental состоялась ежегодная встреча операторов шельфовых проектов со своими подрядчиками

5 декабря состоялась четырнадцатая ежегодная конференция «Подряды на нефтегазовом шельфе» (Нефтегазшельф-2019) – традиционная встреча нефтяников и газовиков со своими подрядчиками и поставщиками. В мероприятии приняли участие ...

«ЭкспоТех» и «Сила Сибири»: новый этап поставок бурового оборудования.

Магистральный газопровод «Сила Сибири» запущен в эксплуатацию, российский природный газ начал поступать на территорию КНР. Разрешение на запуск газопровода дал 2 декабря во время телемоста президент РФ Владимир Путин. ПО ...

Совет главных механиков – 2019

В Москве состоялось ежегодное совещание главных механиков нефтеперерабатывающих и нефтехимических предприятий России и СНГ. В этом году оно посвящено памяти Бориса Сергеевича Кабанова, основателя и бессменного председателя Совета главных ...

Инновации для огнезащиты нефтегазовых объектов представили в Тюмени

28 ноября в Тюмени прошла международная конференция «Огнезащита и пожарная безопасность объектов нефтегазового комплекса». Основными темами для обсуждения стали борьба с контрафактом на рынке огнезащиты и ноу-хау отечественного ...

Эффективность работы термостабилизаторов грунтов на объектах нефтегазового комплекса криолитозоны

РИЛО И.П., ктн, НПО «Фундаментстройаркос»

 

  В статье приведены результаты опытных испытаний термостабилизаторов грунтов разных производителей в натурных условиях полигона Чаяндинского НГКМ. По разработанному алгоритму обработаны результаты испытаний и получены количественные характеристики энергоэффективности работы термосифонов (термостабилизаторов грунтов) в условиях криолитозоны.

 

  Целью данного исследования стала разработка и внедрение в практику количественных показателей оценки энергоэффективности работы термостабилизаторов грунтов оснований объектов строительства и эксплуатации в условиях криолитозоны. В основу работы положены обработанные и проанализированные результаты регулярных термометрических и метеорологических наблюдений, проведенных с сентября 2015 г. по октябрь 2016 г. на испытательном полигоне Чаяндинского нефтегазоконденсатного месторождения (НГКМ) ПАО «ГАЗПРОМ», расположенного в юго-западной части Якутии. Эти наблюдения входили в состав работ по отбору наиболее эффективных термостабилизаторов (ТС) для замораживания грунтовых оснований объектов обустройства этого месторождения, являющегося одним из крупнейших на Востоке России. НГКМ в перспективе будет использовано в качестве ресурсной базы магистрального газопровода «Сила Сибири» для поставок газа из Якутии в Приморский край и страны Азиатско-Тихоокеанского региона и, в перспективе, обеспечивать нефтью магистральный нефтепровод «Восточная Сибирь - Тихий океан» (ВСТО). При соединении с существующими магистральными трубопроводами «Транснефти» ВСТО создает единую сеть, обеспечивающую оперативное распределение нефти в западном и восточном направлениях [3].

  Проблема оценки эффективности работы ТС представляет практический интерес для научных исследователей, проектировщиков и эксплуатационников. Однако эта оценка, как правило, производится поверхностно, лишь в качественной форме и без количественных соотношений. В качестве таковой используют радиус промерзания грунта [2], внутреннего и наружного термического сопротивления, и других характеристик самого ТС [1], проведение технологического аудита производства ТС [10] и их тепловизионной диагностики [11] и т.д.

  В данном исследовании для оценки эффективности работы ТС использована температура грунтов, являющаяся решающим фактором и индикатором формирования и термостабилизации замораживающего грунтового основания. Применение данного параметра позволило произвести сравнительную оценку эффективности работы ТС различных конструкций и разных производителей.

  Отсутствие до сих пор подобной оценки во многом связано с малочисленностью регулярных многодневных термометрических наблюдений в естественных условиях. В рассматриваемом случае такие наблюдения включали в себя ежедневные измерения температуры грунтов и метеорологические наблюдения, в том числе снегомерную съемку и замеры скорости ветра в зоне расположения конденсаторов ТС.

 

Методика эксперимента

 

  Термостабилизаторы грунтов – двухфазные термосифоны сезонного действия – являются автономными холодильными устройствами, работающими за счет низких температур атмосферного воздуха в холодное время года с аккумуляцией холода в грунте на летний период.

  Для всех типов конструкций ТС разных производителей организаторы предусмотрели одинаковые условия испытаний. На территории полигона испытывали по три экземпляра каждой представленной конструкции ТС, размещенных в разных точках территории полигона. С целью обеспечения равных условий испытаний изготовили ТС одинаковых размеров: общей длиной – около 12 м, высотой надземной части – около 2 м, длиной подземной части – около 10 м. Проектное расстояние между соседними ТС составляло 20 м, что исключало взаимное влияние температурных полей соседних ТС.

  Термометрические скважины ТТ1, ТТ2, ТТ3 расположены возле каждого ТС преимущественно с его северо-западной стороны на расстоянии 0,6, 1,2 и 2,4 м от него (рис.1). В эти скважины до проектной глубины погружали термокосы с датчиками и логгером (соответственно ТУ МКСН.405226.001, ЛЦД-1/100-СД и МКСН.405544.08, точность измерений – 0,1°С, производитель ОАО «НПО «Эталон», г. Омск). Термокосы крепили на поверхности испарителей ТС. Фоновое состояние температурного поля грунтов на полигоне фиксировалось датчиками (термокосами) в термометрических скважинах Фон 1, Фон 2, Фон 3 и Фон 4 (рис.2).

 

 

 

Рис. 1 Схема расположения ТС (ТСГ-термостабилизатор грунтов) и термометрических скважин ТТ1, ТТ2, и ТТ3 на полигоне

  Всего для испытаний на полигоне подготовили 47 экземпляров ТС, относящихся к 16 типам конструкций 10-ти производителей (рис. 2). Каждый производитель предложил от одного до трех типов конструкций ТС (табл. 1), причем монтаж и начало их работы затянулось с марта 2015 г. до конца февраля 2016 г.

  НПХ «Наука» (Наука) представила для испытаний три типа конструкций. Главное их различие заключалось в диаметре испарителей.

  Все три экземпляра ТС ООО «Ньюфрост» (Ньюфрост), направленных для испытаний на полигоне относятся к одному типу конструкции.

  Основное отличие трех типов конструкций ТС (по три экземпляра каждая) разработки ООО НПО «Север» (Север) относится к трубе испарителя: конструкция Север 2 дополнена внешним устройством в виде полиэтиленовой трубы длиной 3 м для теплоизоляции испарителя, а в конструкции ТС Север 3 установлено внутреннее устройство в виде трубки диаметром 10,0х1,5 мм длиной 5,5 м. На испарителе конструкции Север 1 устройства отсутствуют.

  АО «Фундаментпроект» (ФундП) представил для испытаний три экземпляра ТС однотипной конструкции.

 

 

  Примечание: где, l – длина ТС, м; d – диаметр корпуса ТС, м; lи – длина испарителя, м; , где  - площадь оребренной поверхности конденсатора,м2;  - площадь поверхности испарителя, м2.

  На испытания поставлена конструкция разработки и производства ООО НПО «Фундаментстройаркос» (ФСА), причем по три ее экземпляра заправили разными хладагентами – двуокисью углерода (ФСА1) и аммиаком (ФСА2). На испарителях этих устройств установили внешнее устройство в виде полиэтиленовой трубы для теплоизоляции длиной 3 м. Распоряжением Правительства Российской Федерации от 3 августа 2012 г. №1413-р предусматривается включение в Федеральную целевую программу «Национальная система химической и биологической безопасности Российской Федерации (2015–2020 гг.)» мероприятий по разработке и освоению производства номенклатурного ряда холодильного оборудования в озонобезопасном исполнении, в том числе с малой заправкой аммиаком. Известно, что широкому распространению в мире аммиака как хладагента способствуют национальные и международные законодательные акты. Наилучшая экологическая альтернатива ГХФУ – природные хладагенты, и в первую очередь аммиак, обладающий уникальными теплофизическими свойствами, доступный, производимый в России (более 13 млн т ежегодно, т.е. 9 % мирового производства). Холодильные системы на аммиаке обладают высокой эффективностью и устойчивостью.

  Основной особенностью ТС с типом конструкции DalianSunLeader (SL, Китай) является установка во всех трех экземплярах внутреннего устройства в виде центральной термометрической трубки длиной 0,5 м. Еще одним объектом данного исследования стала конструкция SunpowerTechnologyCo (SР, Китай) общей длиной 11 м.

  Конструкции ТС (6 экземпляров), разработанные и изготовленные ООО «ИГС-Норд» (Норд), были запущены в работу на испытательном полигоне в конце февраля 2016 г., и не были включены в испытания.

  Также не испытывали ТС конструкции SilianZhongke (SZ, Китай) и ArcticFoundations (Arctic, США) из-за их меньшей длины, чем у остальных ТС (соответственно, 8 и 9,2 м).

  Для разработки количественных показателей оценки эффективности работы ТС были отобраны только те из них, которые соответствовали следующим требованиям:

- общая длина каждого ТС и длина его испарителя должны быть соответственно равными около 12 и 10 м;

- в расчетный период работы ТС должны находиться в рабочем состоянии.

  С учетом наиболее оптимального подхода к отбору ТС выбран расчетный период испытаний ТС – с 08.11.2015 г. по 15.12.2015 г. В перечень отобранных ТС вошли 19 экземпляров.

  Расчетным путем, используя в качестве переменных величин: продолжительность расчетного периода работы ТС, текущее значение температуры грунта, температуру стенки испарителя и его площадь поверхности, по разработанному алгоритму определяли мощность теплового потока и количество накопленного холода в грунте в радиусе до 2,4 м и на глубину до 10 м. Решение такой задачи невозможно только эмпирическим путем без создания математической модели ограниченной потенциальной возможностью ТС небольшого диаметра.

 

   Алгоритм расчета количества накопленного холода в грунте и средней мощности теплового потока через стенку испарителя

 

Необходимым этапом расчета является дискретизация системы (разбиение на конечные участки), которую, однако, можно выполнить уже на начальном этапе постановки задачи определения мощности теплового потока ТС.

 

 

 

 

 

 

  Результаты испытаний и анализа

 

  Многолетнемерзлые грунты (ММП) в качестве оснований сооружений рекомендуется применять, если грунты можно сохранить в мерзлом состоянии при экономически целесообразных затратах в течение всего периода эксплуатации сооружений. В этом случае необходимо в том или ином объёме производить термостабилизацию грунта для сохранения несущей способности на весь период эксплуатации строительства. Критерий целесообразности затрат можно реализовать при условии достижения максимально возможной текущей величины плотности теплового потока в ТС на протяжении всего сезона низких температур атмосферного воздуха, т.е. при наличии температурного напора между грунтом и воздухом. Во многом соблюдение этого критерия зависит от того фактора, насколько совершенна технология изготовления термостабилизатора с учетом заправки его хладагентом. Существует большое многообразие вариантов осуществления этой технологии, взаимозависимое от достигаемой при этом мощности теплового потока, на которую существенно влияют даже незначительные примеси неконденсирующихся газов (инертов).

  При качественном анализе явления, развитии инженерных систем, важно располагать максимально отвечающей действительности (maximal likelihood – максимально правдоподобной) феноменологической моделью процесса. С ее помощью легче объяснить наблюдаемые влияния значимых параметров на гидродинамику и теплообмен при кипении и конденсации, прогнозировать наиболее вероятные тенденции в развитии событий, возникающие при изменении этих параметров.

  В работе [13] Мур и Меслер процесс кипения представили в виде феноменологической модели – наличие под паровым пузырем испаряющегося микрослоя жидкости в отличии от Кутателадзе [5], Исаченко [4], Мак-Адамса [6] и Зубера [17], которые связывали механизм кипения, соответствующий высокой интенсивности теплоотдачи с турбулизирующим воздействием возникающих, растущих и всплывающих или пульсирующих паровых пузырей на основную массу (поток жидкости). Снайдер и Робин [14], а затем Берглес [12], представили модель такого же типа для кипения недогретой жидкости (рис.4).

 

 

 

Рис.4. Модель кипения Снайдера-Берглеса

  Согласно модели, в основании парового пузыря происходит испарение микрослоя жидкости, а у его купола - конденсация образовавшегося пара с передачей тепла обтекающему пузырь потоку жидкости. Паровые пузыри в процессе их жизненного цикла не отрываются от стенки в поток жидкости. При кипении хладагента за время жизни пузыря (~500 мкс) через него проходит объем пара, примерно в 15-20 раз превосходящий объем пузыря. Значение толщины микропленки лежит в пределах от 10 до 500 мкм, причем с ростом теплового потока q толщина уменьшается пропорционально.

  В работах [15, 16] было показано, что наблюдаемая в экспериментах по кипению эмиссия микропузырьков (microbubble emission boiling) есть испускание (эжекция) газовых пузырьков. Растворенный в хладагенте газ поступает в пузырь вместе с испаряющейся жидкостью и после схлопывания такого парогазового пузыря (конденсации пара) эжектируется в ядро потока в виде микропузыря размером до 50 мкм. Паровые пузыри - живут в течение 300-800 мкс, не могут существовать без соприкосновения с поверхностью нагрева; газовые пузыри - способны неограниченное время существовать в жидкости без соприкосновения с поверхностью нагрева, не изменяя размеров. Увеличение концентрации инертных газов в жидком хладагенте напрямую связано с увеличением суммарного объема образующихся газовых пузырей. В случае кипения насыщенной газом жидкости создаются условия для образования длительно существующих крупных газовых агломератов (диаметром до нескольких мм), экранирования ими греющей поверхности и затруднения доступа к ней «свежих» порций жидкости. Каждая единица объема подтекающей к пузырю и испаряющейся в него жидкости приносит с собой определенное количество растворенного в ней газа. Будучи неспособным конденсироваться, этот газ сохраняется в жидкости после схлопывания парового пузыря, образуя периодически переходящие в парогазовый поток или сидящие на греющей поверхности газовые пузыри. В отличие от кипения недогретой жидкости, ее кипение при температуре насыщения происходит с отрывом паровых пузырей от греющей стенки и унос их в ядро потока. Пузыри уносят с собой и выделившийся газ, который составляет в этой ситуации малую долю общего объемного газосодержания двухфазного потока, поступающего в конденсатор и блокируют процесс конденсации.

  Конденсация пара аммиака из парогазовой смеси происходит в присутствии небольших количеств неконденсирующихся газов – аргона, водорода, метана, азота, кислорода и др. Источниками их служат аммиак и воздух. Между условиями конденсации чистого пара и пара, содержащего примесь неконденсирующегося (инертного) газа, имеется существенное различие. Если интенсивность конденсации чистого пара определяется только скоростью отвода выделяющейся при этом теплоты фазового перехода, а скорость притока пара к поверхности конденсации не является ограничивающим фактором, то в случае конденсации пара из парогазовой смеси скорость притока пара к поверхности раздела фаз имеет определяющее значение. Объясняется это тем, что при наличии в паре неконденсирующегося газа у поверхности пленки конденсата образуется диффузионный пограничный слой, оказывающий существенное сопротивление переносу активного компонента смеси (пара) к поверхности конденсации и тем самым уменьшающей скорость конденсации.

  При конденсации пара в присутствии неконденсирующегося газа происходят одновременно три процесса:

  1) массообмен, т. е. перенос к поверхности охлаждения конденсирующегося пара путем диффузии и конвекции;

  2) конвективный теплообмен между парогазовой смесью и пленкой конденсата;

  3) перенос через пленку конденсата к холодной стенке тепла, выделившегося при конденсации и переданного пленке путем теплообмена.

  Механизм переноса вещества и тепла при конденсации пара в присутствии неконденсирующегося газа (инертного компонента) происходит при давлении Р0 = Рn+ Рг (рис.5). По нормали (n) к поверхности охлаждения имеет место перенос пара из ядра парогазового потока через пограничный слой у этой поверхности. В пограничном слое существует градиент парциального давления пара.

  При постоянном общем давлении смеси в стационарных условиях наличие градиента  создает равный, но противоположно направленный градиент парциального давления инертного газа  = – . Наличие этих градиентов вызывает взаимную диффузию активного и инертного компонентов смеси (молекулярный перенос вещества) в пограничном слое.

 

 

 

 

  Поверхность пленки конденсата проницаема только для активного компонента смеси (пара) и непроницаема для инертного газа. Вследствие этого у поверхности пленки образуется слой инертного газа, поступающего к ней вместе с потоком конденсирующегося пара. Накапливающийся у поверхности конденсации инертный газ непрерывно диффундирует от этой поверхности в ядро парогазового потока. При постоянном общем давлении смеси в стационарном режиме вследствие этого возникает конвективный поток парогазовой смеси в направлении из ядра течения к поверхности конденсации. На существование этого конвективного потока указал Стефан, поэтому он известен под названием стефанова потока. Температурный напор ts − tс уменьшается, т.к. из-за уменьшения парциального давления пара у поверхности пленки температура насыщения ts всегда ниже температуры насыщения при давлении Р0.

  Таким образом, содержащиеся в жидком хладагенте инертные газы тормозят протекающие процессы испарения и конденсации. Их концентрация в жидком аммиаке измеряется в промилле и ГОСТом не регламентируется. В производстве термостабилизаторов с применением аммиака необходима достаточно сложная и тонкая технология его очистки от инертных газов. У разных производителей термостабилизаторов степень очистки аммиака от инертных газов разная. В зависимости от этого фактора можно достигнуть определенную мощность термостабилизатора. Почти аналогичная ситуация имеет место по отношению к другим хладагентам, но в меньшей степени, поскольку источником инертных газов помимо воздуха является аммиак.

  Интенсивность процесса накопления холода в грунте определяется конструкцией ТС, теплофизической природой хладагента, концентрацией инертов в хладагенте и ходом температуры атмосферного воздуха (рис.6). Течение пленочного потока по нагретой поверхности стенки испарителя ТС характеризуется некоторыми особенностями. Так, при увеличении теплового потока в результате увеличения температурного напора, уменьшается средняя толщина пленки и, естественно, увеличивается теплопередача.

  Для оценки работы ТС применили нижеследующие показатели, выраженные формулами для расчета их величин:

Q0, Q1, Q2, Q3 – количество накопленного холода в указанных точках на рис.6, МДж; –накопленный холод за расчетный период (с 11.11.2015г. по 25.11.2015г.);  – накопленный холод за расчетный период (с 25.11.2015г. по 03.12.2015г.);  – накопленный холод за расчетный период (с 08.11.2015г. по 15.12.2015г.);   , МДж/с·м2 – скорость накопления холода в расчете на 1м2 сечения трубы на выходе из испарителя, где,  – количество суток в расчетном периоде, d – внутренний диаметр трубы;  , МДж/с·м3 – скорость накопления холода термостабилизатором в расчете на 1м3 пространства испарителя, l – расчетная длина трубы;  – критерий оценки эффективности работы оребрения термостабилизатора, МДж/с·м3; где ,  – площадь поверхности теплообмена конденсатора, м2,  – площадь поверхности теплообмена испарителя, м2.

 

 

 

  Методика проведения испытаний термостабилизаторов и обработки полученных результатов позволили в индивидуальном порядке оценить работоспособность каждого взятого в отдельности для испытаний термостабилизатора с помощью нескольких вышеприведенных показателей.

  В табл.2 приведены результаты расчетов накопленного холода индивидуальными ТС в грунте. Количество накопленного холода зависит от: диаметра испарителя, с его увеличением возрастает; конструктивных особенностей ТС и физико-химических свойств хладагента. Наблюдается эффективное влияние на процесс применение внутренней трубки небольшой длины для разделения потоков пара и пленки в верхней части ТС, что предотвращает теплообмен между этими потоками.

 

 

 

 

 

На рис.7 показаны интегральные показатели мощности теплового потока ТС в периоды: снижения температуры воздуха – I, возрастания температуры воздуха– II, и в целом за весь выбранный период испытаний – III.

 

 

 

 

В табл.3, 4 приведены показатели работы ТС в период испытаний.

 

 

 

  Показатели q, Wa, Ws и R характеризуют эффективность работы термостабилизаторов в условиях криолитозоны в зависимости от конструктивных их особенностей, внутренних и внешних устройств, применяемых хладагентов. Эти же характеристики применимы и к другим типам термостабилизаторов, например, – охлаждающему термосифону для площадочной термостабилизации грунтов [9].

  Наблюдается широкий спектр разброса значений мощности теплового потока – минимальная мощность по отношению к максимальной (рис.7, Наука ТС2) составляет 35%. При этом максимальная мощность теплового потока ТС меньше потенциально возможной, при исключении отрицательного влияния неконденсирующихся газов.

  Практически мощность теплового потока q функционально зависит от других показателей Wa, Ws и R работы ТС:

q = f (Wa,Ws,R).

  Скорость накопления холода Wa зависит от диаметра трубы испарителя, с его увеличением мощность теплового потока падает (табл.1,3). Применяя трубы малого диаметра (20÷40мм) можно нарастить мощность теплового потока в единице объема грунта, в отличие от применения трубы большого диаметра.

  Скорость накопления холода Ws в сечении трубы на выходе из испарителя меняется в широком диапазоне для одной и той же конструкции ТС. Наибольшее Ws значение наблюдаются для термостабилизаторов 2, 17 (Наука), 15, 11 (ФСА), 5 (Ньюфрост).

  Оценить эффективность работы оребрения можно с помощью критерия R при условии Wa=const для сравниваемых термостабилизаторов. При значениях, например, Wa=0,52÷0,56. оптимальное значение составит величину R=2,3÷2,5 (табл.3, период-I). Увеличение R свидетельствует о снижении эффективности работы оребрения из-за несовершенной его конструкции либо материала или другого фактора (засорение межреберного пространства, механическое повреждение ребер и др.). Наиболее эффективное в этом отношении оребрение у ТС: Наука 8 (R=2,4); ФСА 13 (R=2,3), 24 (R=2,4), 15 (R=2,5). Критерий R=3,1 соответствует ТС ФПТ 1, 6, а R=4,0 – Север4. Отсюда видна картина технического совершенства оребрения отмеченных ТС разных производителей.

  Разброс количественных соотношений по мощности теплового потока характеризует низкий уровень технологий изготовления ТС. Сложившаяся практика объясняется игнорированием возможности предотвращения энергопотерь [7,8] на пути отвода тепла от грунта в атмосферу, сопровождающееся повышением температуры испарителя и, как следствие, снижением мощности термостабилизатора. Энергопотери не учитываются с точки зрения их экономической нецелесообразности, а использование предлагаемых технологий не позволяет оценить их эффективность по истечению расчетного периода жизненного цикла геотехнического объекта. Требования по информации о энергетической эффективности различных видов термостабилизаторов грунтов отсутствуют. Практически отсутствует нормативный уровень энергоэффективности ТС и сертифицированный испытательный центр определяющий фактический уровень его энергоэффективности, выраженной в форме показателя Wа (МДж/с·м3). В связи с этим использование энергоэффективных решений зависит от субъективных управленческих решений и обуславливает последующее увеличение капитальных и эксплуатационных затрат. При этом снижение мощности термостабилизаторов наряду с потеплением климата привело к уменьшению несущей способности оснований объектов и к массовым их разрушениям. На многих объектах средствами мониторинга фиксируются факты растепления замороженных грунтов оснований объектов в сравнении с проектными нормами температурного поля. В этой связи возрастает потребность нефтегазового комплекса в современных мощных устройствах – контурных термосифонах (КТС), однотрубных индивидуальных термостабилизаторах (ТС) и других типах устройств, с максимальным использованием их потенциальных возможностей. На тендере следовало бы покупать реальную удельную мощность термостабилизатора Wа (мощность, приходящуюся на 1м3 внутреннего пространства термостабилизатора, Вт/м3), непосредственно влияющую на материалоемкость изделия и побуждающую производителя совершенствовать технологию изготовления термостабилизаторов и, тем самым, снижать капитальные, текущие и эксплуатационные затраты на период всего жизненного цикла объекта.

  Изменение теплового состояния ММП оснований сооружений в процессе эксплуатации является причиной активизации опасных инженерно-геокриологических процессов. Их развитие периодически приводит к возникновению аварийных ситуаций на объектах нефтегазового комплекса с тяжелыми последствиями. Особенности динамики теплового взаимодействия инженерных сооружений с ММП свидетельствуют о значительном влиянии процесса формирования теплового поля вокруг инженерных сооружений на их надежность.

  Управление тепловым состоянием грунтов основания сооружения осуществляют с помощью численного теплофизического прогноза. Его применение в проектировании ограничено рамками использования решений задачи теплообмена, что весьма проблематично и практически невозможно по следующим причинам:

  1. Годовой ход температуры воздуха Tв(τ) считается заданным;
  2. Коэффициент теплоотдачи от воздуха к грунту включает всю совокупность факторов, действующих с поверхности (влагонакопление, испарение, снег, ветер, наклон поверхности, движение вод, растительный покров и т.д.). Определение суммарного коэффициента теплообмена для конкретного участка строительства невозможно;
  3. Ограничение расчетной области по глубине. Если положение нижней границы выбрано недостаточно далеко от сооружения и не в зависимости от интенсивности теплостока, то это приведет к искажению результатов расчета;
  4. Сложная нелинейная задача промерзания влажного грунта во времени является сложным термодинамическим процессом, протекающим нестационарно в неоднородной среде. Невозможно учесть распределение температуры в грунте, вызванное сезонными процессами на поверхности;
  5. По результатам данной работы ТС обладают разной реальной мощностью теплового потока обусловленной технологией их изготовления, что делает практически невозможным теплотехнический прогноз на данном этапе.

 

  Заключение

 

  Применение количественных характеристик работы термосифонов (термостабилизаторов грунтов) в условиях криолитозоны позволяет принимать сложные геотехнические решения при строительстве объектов нефтегазового комплекса и успешно использовать новейшие технологии, существенно повышающие их надежность в целом. Создание преобразованных геосистем с привлечением современных технологий в т. ч. активной термостабилизации грунтов также позволяет повысить устойчивость и надежность работы объектов и тем самым увеличить их эффективность. Активизация экзогенных, в т. ч. криогенных процессов в условиях потепления климата, таких как морозная сортировка, пучение, термокарст, термоэрозия и др., представляют серьезную опасность для надежной эксплуатации объектов нефтегазового комплекса в криолитозоне. Использование полученных результатов обуславливает усовершенствование технологии активной термостабилизации грунтов, наращивание мощности термостабилизирующих устройств, устранение существующих проблем в технологии производства термостабилизаторов грунтов и предотвращение протекания нежелательных процессов в преобразуемых геосистемах.

 

  Литература

 

  1.          Баясан Р.М., Лобанов А.Д., Баясан Т.В., Голубин С.И. Сравнительная оценка эффективности работы двухфазных термосифонов для термостабилизации грунтов в криолитозоне // Инженерные изыскания. - № 7. – 2012. – С. 60-63.
  2. Галкин М.Л., Рукавишников А.М., Генель Л.С. Термостабилизация вечномерзлых грунтов // Холодильная техника. - № 7. – 2013. – С.2-5.
  3. Железняк М.Н., Сериков С.И., Шац М.М. Нефтепровод «Восточная Сибирь - Тихий океан»: современное состояние и перспективы//Трубопроводный транспорт: теория и практика, 2017. №3.С. 29 – 33
  4. Исаченко В.П., Осипова В.А., Сукомел А.С. Теплопередача. М - Л.: Энергия. 1965. 424 с.
  5. Кутателадзе С. С. Основы теории теплообмена. М.: Атомиздат. 1979.

415 с.

  1. Мак-Адамс В.Х. Теплопередача. М.: Металлургиздат. 1961. 689 с.
  2. Рило И.П. Экспериментальное исследование двухфазного процесса кипения аммиака в термостабилизаторе грунта // Нефть и газ Сибири – 2019. - №1(34). С. 50-56.
  3. Рило И.П. Экспериментальное исследование двухфазного процесса кипения двуокиси углерода в термостабилизаторе грунта // Нефть и газ Сибири – 2019. - №2(35). С. 50-57.
  4. Пат. 2655857 РФ, МПК E02D 3/115. Охлаждающий термосифон для площадочной термостабилизации грунтов (варианты) / Рило И. - опубл. 29.05.2018, Бюл. №16.
  5. Стрижков С.Н. К вопросу о качестве работы сезоннодействующих охлаждающих устройств // ГеоИнфо. – 2017.
  6. Стрижков С.Н., Загребнев А.С. Тепловизионные исследования систем ТСГ в натурных условиях // Сборник материалов Международной научно-практической конференции по инженерному мерзлотоведению. Тюмень: ООО «НПО «Фундаментстройаркос». – 2011. – С. 57-69.
  7. Bergles A.E. Burnout in boiling heat transfer. Part II. Subcooled and low-quality forced-convection systems // Nuclear Safety. 1977. V. 18. № 2. P. 154–167
  8. Moore F.D., Mesler R.B. The measurement of rapid surface temperature fluctuations during nucleate boiling of water // AIChE Journal. 1961. V. 7 P. 620–624.
  9. Snyder N.W., Robin T.T. Mass-transfer model in subcooled nucleate boiling Transactions of the ASME, Journal of Heat Transfer. 1969. V. 91. № 3. P. 404–411.
  10. Subcooled flow boiling with microbubble emission in a microchannel /K.Suzuki [et. al.]  // Proc.  of the  ASME  2009  2nd  International Conference  on Micro/Nanoscale Heat and Mass Transfer. 2009. P. 83-89.
  11. A visualized study  of  micro-bubble  emission  boiling  /G.  Zhu [et. al.] // International Communications in Heat and Mass Transfer. 2014. V. 59. P. 148–157.
  12. Zuber N. On the stability of boiling heat transfer // Trans. ASME. 1958. V. 80 P. 711–720.

 

НГС 3(36)2019

 


Категория статьи: Наука

К содержанию журнала
Яндекс.Метрика