Расширение Пунгинской ПХГ (подземного хранилища газа)

Название

Обозначение

Значение

Единица измерения

Температура перед ТВД

Т_г

1063

К

Температура среднегодовая перед компрессором

Т_в

285

К

Потери по тракту

_тр

0,1

---

Относительный расход охлаждаемого воздуха

q_охл

0,035

---

Степень регенерации

r

0,7

---

Относительный расход топлива

q_топл

0,015

---

Название

Обозначение

Значение

Единица измерения

КПД турбины

_Т

0,88

---

КПД компрессора

_К

0,86

---

КПД камеры сгорания

_КС

0,99

---

КПД механический

_мех

0,98

---

Теплоемкость воздуха на входе в компрессор

C_{p К}

1,008

кДж/ (кт*К)

Теплоемкость газовоздушной смеси в камере сгорания

C_{p КС}

1,08

кДж/ (кт*К)

Теплоемкость воздуха в камере сгорания

C_{p В}

1,03

кДж/ (кт*К)

Теплоемкость продуктов сгорания в турбине

C_{p Т}

1,16

кДж/ (кт*К)

Обозначение

Значение

Обозначение

Значение

4,400

3,982

0,527

0,290

177,9

315,2

285,0

791,5

464,5

693,4

Наименование величины

Формула

Обозн

Разм.

Величина

Температура газа перед турбиной

задано

Т₀^*

К

1063

Давление газа перед турбиной

найдено

Р₀^*

МПа

0,4236

Полная мощность турбины

задано

N

МВт

10

Частота вращения ротора ТВД

задано

n_ТВД

об/мин

5280

Частота вращения ротора ТНД

задано

n_ТНД

об/мин

4800

Атмосферное давление

задано

Р_а^*

Па

101300

Расход газа через турбину

из расчета

кг/с

82,83

Степень расширения

из расчета

?_Т

-

3,982

Адиабатический теплоперепад в турбине

H_ад^*

кДж/кг

358,1

Полная температура газа за турбиной

Т_Z^*

K

791,5

Давление за выходным трактом

Р₀^*/?_Т

Р_Т^*

МПа

0,106

Удельный объем газа за турбиной

RТ_Z^* /Р_Т^*

?_Т

м³/кг

2,143

Скорость перед диффузором

задано

С_Z

м/с

220

Скорость в выходном патрубке

задано

С_ВЫХ

м/с

50

КПД выходного диффузорного патрубка

задано

?_Д

-

0,5

Потеря полного давления в диффузоре

?Р_Д

Па

5355

Полное давление за ступенью

Р_Z^*

Па

111737

Давление за последней ступенью

Р_Z

МПа

0,100

Адиабатический теплоперепад в турбине по параметрам торможения

H_ад^1-z

кДж/кг

370,5

Наименование

Обозначение

Разм.

ТВД

ТНД

Угол выхода потока из сопел

?₁

град.

17,40

22,44

Степень реактивности ступени

-

0,350

0,485

Скорость выхода потока из РК

С_2а

м/с

183,6

171,0

Наименование величины

Формула

Обозн

Разм.

ступень

ТВД

ступень

ТHД

1

2

3

4

5

6

Адиабатический теплоперепад ступени

найден

h_ст^ад

кДж/кг

189,4

125,8

Полная температура за ступенью

Т₂^*

К

919,4

819,7

Полное давление за ступенью

Р₂^*

Па

217929

131826

Осевая составляющая скорости за РЛ

задаемся

С_2а

м/с

183,6

171,0

Статическая температура за РЛ

Т₂

К

904,9

807,1

Статическое давление за РЛ

Р₂

Па

202602

123180

Удельный объем РЛ

V₂

м³/кг

1,286

1,887

Ометаемая площадь на выходе из РЛ

F_2а

м²

0,574

0,914

Высота РЛ

l_р

м

0,153

0,244

Веерность ступени

D_l

-

7,794

4,897

Окружная скорость на среднем диаметре РЛ

U₂

м/с

329,8

300,0

Адиабатический теплоперепад в соплах

h_с^ад

кДж/кг

123,1

64,8

Степень реактивности на среднем диаметре

принимаем

?_cp

-

0,350

0,485

Скорость газа на выходе из сопел

С₁

м/с

486,3

352,7

Угол выхода потока из сопел

Принимаем

?₁

град

17,40

22,44

Осевая составляющая скорости за СА

C_1а

м/с

145,4

134,6

Статическая температура за СА

Т₁

К

961,1

865,8

Статическое давление за СА

Р₁

Па

277574

169384

Удельный объем за СА

V₁

м³/кг

0,997

1,472

Ометаемая площадь на выходе из СА

F_1а

м²

0,554

0,906

Высота сопловой лопатки

l_c

м

0,148

0,242

Окружная скорость на среднем диаметре СА

U₁

м/с

328,5

299,6

Коэффициент расхода для СА

C_1а-

-

0,443

0,449

Окружная проекция абсолютной скорости

С_1u

м/с

464,0

326,0

Окружная проекция относительной скорости

W_1u

м/с

135,5

26,4

Угол входа потока на РЛ

?₁

град

47,02

78,89

Скорость выхода потока на РЛ

W₁

м/с

198,8

137,2

Скорость выхода потока из РЛ

W₂

м/с

394,1

356,5

Угол выхода потока из РЛ

?₂

град

27,77

28,67

Окружная проекция относительной скорости

W_2U

м/с

348,7

312,8

Окружная проекция абсолютной скорости

C_2U

м/с

18,86

12,76

Угол выхода потока за РЛ

?₂

град

84,1

85,7

Скорость выхода потока

C₂

м/с

184,6

171,5

Скорость звука в потоке за РЛ

a₂

м/с

588,7

556,0

Число Маха за РЛ

M_С2

-

0,314

0,308

Скорость звука на выходе из СА

a₁

м/с

606,8

575,9

Число Маха на выходе из СА

M_С1

-

0,801

0,612

Температура заторможенного потока на РЛ

T_1W^*

К

978,2

873,9

Ширина РЛ на среднем диаметре

B_p^cp

м

0,046

0,073

Передний осевой зазор

S₁

м

0,016

0,026

Ширина сопел на среднем диаметре

B_C^cp

м

0,051

0,080

Задний осевой зазор

S₂

м

0,024

0,038

Наименование

величины

Формула

Обозн

Разм.

Сечение

корн.

средн.

периф.

1

2

3

4

5

6

7

Относительный

радиус

r

-

0,872

1,000

1,128

Угол выхода потока из сопел

?₁

град

15,28

17,40

19,47

Осевая составляющая скорости за СА

C_1а

м/с

145,4

145,4

145,4

Окружная проекция абсолютной скорости

C_1U

м/с

532,3

464,0

411,3

Скорость газа на

выходе из сопел

C₁

м/с

551,8

486,3

436,2

Осевая составляющая скорости за РЛ

C_2а

м/с

183,6

183,6

183,6

Окружная скорость

U₁

м/с

286,4

328,5

370,7

Адиабатический теплоперепад на соплах

h_c^ад

кДж/кг

158,5

123,1

99,1

Термодинамическая степень реактивности

?_т

-

0,163

0,350

0,477

Угол входа потока

на РЛ

?₁

град

30,59

47,02

74,41

Скорость входа

потока на РЛ

W₁

м/с

285,7

198,8

151,0

Скорость выхода

потока из РЛ

W₂

м/с

359,7

394,1

428,5

Угол выхода потока из РЛ

?₂

град

30,70

27,77

25,37

Окружная проекция относительной скорости

W_2U

м/с

309,3

348,7

387,2

Окружная проекция абсолютной скорости

C_2U

м/с

-20,54

18,86

57,35

Угол выхода потока за РЛ

?₂

град

96,38

84,13

72,66

Кинематическая

степень реактивности

?_кин

-

0,035

0,323

0,523

Удельная работа

на ободе

h_U

кДж/кг

146,6

158,7

173,7

Скорость выхода

потока (абсолютная)

C₂

м/с

184,8

184,6

192,4

Статическая температура за СА

T₁

К

931,8

961,1

981,0

Статическое

давление за СА

P₁

МПа

243739

277574

302496

Температура заторможенного потока на РЛ

T_1W^*

К

967,0

978,2

990,8

Скорость звука

на выходе из СА

м/с

597,4

606,8

613,0

Число Маха на

выходе из СА

-

0,924

0,801

0,712

Скорость звука

на входе в РЛ

м/с

597,4

606,8

613,0

Число Маха на

входе в РЛ

-

0,478

0,328

0,246

Наименование

величины

Формула

Обозн

Разм.

Сечение

корн.

средн.

периф.

1

2

3

4

5

6

7

Относительный

радиус

r

-

0,796

1,000

1, 204

Угол выхода потока из сопел

?₁

град

18,2

22,4

26,4

Осевая составляющая скорости за СА

C_1а

м/с

134,6

134,6

134,6

Окружная проекция абсолютной скорости

C_1U

м/с

409,6

326,0

270,7

Скорость газа на

выходе из сопел

C₁

м/с

431,2

352,7

302,3

Осевая составляющая скорости за РЛ

C_2а

м/с

171,0

171,0

171,0

Окружная скорость

U₁

м/с

238,4

299,6

360,7

3. Профилирование лопаток ТВД и ТНД

В основе расчета лежит методика, разработанная специалистами авиапромышленности и основанная на результатах статического анализа геометрических параметров профилей большого числа реально выполненных, тщательно отработанных и испытанных ступеней.

Исходными данными для расчета геометрических параметров профилей являются результаты газодинамического расчета ступени по сечениям.

Расчет производим на ЭВМ. Результаты расчета профилей лопаток ТВД и ТНД сводим в табл.3.1 и 3.2 .

Таблица 3.1. Геометрические параметры профилей рабочих лопаток ступени ТВД

Табчлица 3.2. Геометрические параметры профилей рабочих лопаток ступени ТНД

3.1 Расчет потерь энергии, КПД и мощности турбины

Расчет приведен в табл. 3.3

Таблица 3.3

Суммарный использованный теплоперепад в турбине:

КПД турбины без учета потерь на трение дисков:

Этот КПД определен с учетом полного использования выходной скорости всех ступеней, за исключением последней.

Оценивая потери на трение дисков с помощью ?_тр~0,99, получаем внутренний КПД турбины

h_Т--=--h_uТ--*--h_тр;

h_Т =0,899 *0,99=0,890

а общую мощность турбины:

= 82,83*283,3*0,890=23231 кВт.

При вычете мощности, потребляемой компрессором, расположенном на этом же валу, с учетом механических потерь, получаем полезную (эффективную) мощность:

=83,72*177,9*0,86=12809 кВт;

Ne = (N_T - N_K) *???_мех;

Ne = (23231 - 12809) *0,96 = 10010 кВт.

4. Расчет на прочность диска ТВД

Разрушение дисков является одной из наиболее тяжелых аварий, поскольку оно, как правило, влечет за собой полное разрушение турбины, а также наносит серьезный урон соседнему оборудованию.

Диски роторов являются одними из самых напряженных элементов турбомашин. Основные напряжения в дисках возникают вследствие центробежных сил инерции, обусловленных вращением ротора (динамические напряжения), и неравномерного распределения температуры по объему диска (температурные напряжения). Прочностные расчеты дисков турбомашин обязательны при их проектировании, так как они позволяют достичь необходимого запаса прочности и тем самым обеспечить достаточную надежность и долговечность эксплуатации турбомашин.

Динамические силы и напряжения, связанные с колебаниями и определяющие длительную усталостную прочность деталей в рамках данного дипломного проекта не рассматриваются. Расчет произведен для рабочего колеса ступени турбины высокого давления.

Основными величинами, влияющими на прочность диска, являются температура, воздействующая на него при работе и напряжения от действия центробежных сил.

В расчете используются следующие величины:

N - число разбиений диска на участки;

- плотность материала диска, ;

n - частота вращения диска, ;

- радиусы участков диска, м;

- ширины участков дисков, м;

- значения температур участков диска, ;

- значения коэффициентов линейного расширения, ;

- значения модуля упругости материала диска по участкам, МПа;

- значение динамических радиальных напряжений, МПа;

- значение динамических тангенциальных напряжений, МПа;

- значение температурных радиальных напряжений, МПа;

- значение температурных тангенциальных напряжений, МПа.

Свойства материала: предел текучести , модуль упругости , коэффициент Пуассона и коэффициент линейного расширения - принимаем в соответствии с температурой диска.

Таблица 4.1. Параметры, необходимые для расчёта диска ТВД

Таблица 4.2. Характеристики материала диска

Для расчета разобьем диск на 10 частей. На каждом участке реальный профиль заменяется профилем постоянной ширины. Температурный режим диска задается исходя из условий эксплуатации. Распределение температуры диска по радиусу задано в виде функции

Распределение температуры диска по радиусу отображено в табл.4.1

Таблица 4.3. Распределение температуры по радиусу диска

Расчет напряжений производится с применением ЭВМ (программа DISK22), исходные данные и результаты этого расчета приведены в прил.1.

- суммарные тангенциальные напряжения в точке диска,

- суммарные радиальные напряжения в точке диска.

Изменение температуры по радиусу диска отображено на рис.4.1

Эпюры распределения напряжений отображены на рис.4.2

=

== 254,1 МПа.

Запас прочности определяет коэффициент запаса прочности (). Для выбранного материала диска (сплав 20Х12ВНМФШ) при t = 436 С предел текучести =478 МПа.

Коэффициент запаса прочности: k_зап =/?_max =1,88.

Так как значение коэффициента запаса прочности вошло в необходимый диапазон (1,5 < k_зап < 2,0), можно считать, что диск выдержит оказываемую на него нагрузку.

5. Спецтема: Расширение Пунгинского ПХГ (подземного хранилища газа)

"В условиях, когда потребление газа неравномерно в течение года, надежность поставок газа по разным направлениям призваны обеспечить подземные хранилища газа (ПХГ). Начавшийся процесс формирования газового рынка в России требует повышения гибкости поставок газа и увеличения активной емкости ПХГ. Поэтому сегодня "Газпром" работает над повышением суточной производительности ПХГ. Такие характеристики ПХГ позволят обеспечить еще большую надежность поставок российского газа внутренним и зарубежным потребителям" (член правления "Газпрома" Богдан Будзуляк).

Мировое потребление газа растёт и, по прогнозам XXII Мирового газового конгресса в Токио, к 2018 году может увеличиться вдвое. При этом повышаются требования к снижению удельных затрат на его транспортировку, к увеличению надёжности газопотребления.

Из-за неравномерности потребления (рис.5.1., 5.2., 5.3) режимы работы магистральных газопроводов и компрессорных станций отклоняются от проектных, что приводит к увеличению удельных затрат на транспортировку газа. Для уменьшения неравномерности транспорта и создания резервов газа на случаи аварийных ситуаций на МГ используются подземные хранилища газа (ПХГ).

Пунгинское месторождение было введено в разработку в 1965 году с пластовым давлением 18,46 МПа и начальными запасами 60 млрд. м³ газа.

Пунгинское ПХГ создано на базе истощенного, но герметичного газового месторождения. Первая закачка газа в Пунгинское подземное хранилище газа была начата в августе 1985 года в соответствии с “Технологической схемой создания и эксплуатации комплекса Пунга-Шухтунгорд", разработанной ВНИИГАЗ_ом в 1983 году и утвержденной в Мингазпроме в 1985 году.

Положительным моментом, повлиявшим на выбор Пунгинской структуры в качестве объекта для создания ПХГ явилось её выгодное расположение на трассе магистральных газопроводов от месторождений СРТО в центр Европейской части России.

В 1992 г. по заданию ГГК “Газпром” была разработана технологическая схема расширения Пунгинского ПХГ до активного объема 6,5 млрд. м³. Для ускорения сроков создания газахранилища была предусмотрена этапность его развития.

На первом этапе, используя существующие мощности, предполагалось вывести Пунгинское ПХГ на режим циклической эксплуатации с активным объемом газа 1,2 млрд. м³, что позволило бы на 63-65% отрегулировать сезонную неравномерность газопотребления и одновременно получить дополнительную информацию о пласте, необходимую для корректировки технологической схемы.

На втором этапе создания Пунгинского ПХГ предусматривалось подключить газохранилище к системе МГ с рабочим давлением 75 кгс/см² (для повышения давления нагнетания), пробурить дополнительно 75 эксплуатационных скважин и вывести ПХГ на режим циклической эксплуатации с активным объемом газа 3,5 млрд. м³, максимальной суточной производительностью на отбор - 35 млн. м³/сут. (II очередь).

По третьему этапу (полное развитие газохранилища) проводилось только экспертная оценка возможных технологических показателей циклической эксплуатации, технологическая схема не разрабатывалась.

Основной задачей настоящей работы является разработка названной технологической схемы и определение основных показателей циклической эксплуатации III очереди создания Пунгинского ПХГ.

Показатели первого этапа создания и циклической эксплуатации на Пунгинском ПХГ достигнуты. Проведено, также подключение газохранилища к системе МГ с рабочим давлением 75 кг/см². Следовательно, в настоящее время, Пунгинское ПХГ находится на втором этапе создания, хотя бурение эксплуатационных скважин начато, но приостановлено из-за отсутствия финансирования.

В перспективе рассматривается увеличение максимальной суточной производительности до 40 млн. м³.

Геометрический объём хранилища оценивается примерно в 311,5 млн. м³.

За восемнадцать лет эксплуатации Пунгинского ПХГ в пласт закачано 32,8 млрд. м³ и отобрано 24,8 млрд. м³ газа (Рис.6.1). Максимальный отбор газа из хранилища составил 2,4 млрд. м³ в сезоне 1999-2000 г. г. Максимальное давление в пласте возросло с 4,18 до 6,86 МПа. Разница в 8 млрд. м³ вызвала повышение давления на 2,68 МПа. В соответствии с ростом пластового давления увеличилась производительность хранилища на отбор, превысившая 16 млн. м³/сут.

Отсутствие собственной компрессорной станции влияет на режим эксплуатации хранилища, который характеризуется нестабильностью, связанной с колебаниями давления в магистральном газопроводе. В период отбора нередко происходит переключение на закачку и обратно. Значительным колебаниям подтверждены как величины отборов по месяцам, так и общий объем отбора. Объемы закачки также характеризуются большой переменчивостью.

На балансе Пунгинского ПХГ 37 скважин, в том числе 31 эксплуатационная, 1 в капитальном ремонте и 5 наблюдательных и пьезометрических. Эксплуатационные скважины пробурены в период разработки месторождения и к настоящему времени отработали почти 40 лет. Практически по всем скважинам проводится комплекс исследований, включающих геофизические исследования, замеры давлений, дебитов, отборы проб воды. Существующая технология подготовки газа (двухступенчатая сепарация), морально и физически устаревшее технологическое оборудование не обеспечивают выполнение требований нормативных документов по качеству подготовки газа, подаваемого в магистральные газопроводы.

Актуальность расширения связана с отсутствием благоприятных геологических условий для создания подземных хранилищ вблизи крупных потребителей Урала и вдоль трассы магистральных газопроводов. Кроме этого, ст ратегические запасы газа в Пунгинском ПХГ позволяют обеспечить подачу газа в транспортную систему при вынужденных отключениях магистральных газопроводов, расположенных по ходу газа до Пунгинского ПХГ и, в общем, повышают надёжность подачи газа и позволяют оптимизировать режим эксплуатации системы газопроводов ООО "Тюментрансгаз".

5.1. Схема работы ПХГ

При режиме закачки газ из магистральных газопроводов поступает в замерный пункт. После замера газ подаётся в компрессорный цех, компримируется до давления 80-87 кг/см² и, после охлаждения в АВО, подаётся на блок входных ниток для распределения по газопроводам-шлейфам и скважинам и закачивается в подземное хранилище.

При режиме отбора газ от скважин ПХГ по шлейфам поступает на блок входных ниток, где на установках сепарации улавливается капельная влага и мехпримеси. Отсепарированный газ подаётся на установку осушки газа. Осушка осуществляется высококонцентрированным раствором ТЭГа (98,5-99,3%). После осушки газ замеряется на замерном пункте и, скомпримированный в компрессорном цехе, после охлаждения в АВО, подаётся в систему магистральных газопроводов. В начале сезона отбора, при высоких пластовых давлениях, газ в магистральные газопроводы может подаваться, минуя компрессорный цех.

Отсепарированная жидкость поступает на установку дегазации пластовой воды, где отделяется от углеводородного конденсата, растворённого газа и метанола. Затем жидкость направляется на установку очистки стоков.

Регенерированные метанол и конденсат от установки регенерации возвращается на склад реагентов и масел.

Для обеспечения безаварийной работы основных технологических установок на промплощадке ПХГ предусматриваются вспомогательные установки и сооружения:

система сброса газа высокого и низкого давлений;

установка подготовки топливного, пускового и импульсного газов;

установка подогрева теплоносителя для технологических нужд;

компрессорная воздуха КИП;

установка получения инертного газа;

склад реагентов и масел;

установка приготовления моющего раствора для ГПА и регенерации фильтров;

маслохозяйство компрессорного цеха.

5.2. Расчёт количества эксплуатационных скважин для вывода ПХГ на режим циклической эксплуатации с активным объемом газа 3,5 млрд. м³ и производительностью 35 млн. м³/сут.

На старой промплощадке в настоящее время работает 31 скважина.

Средняя длина одного шлейфа от скважины до существующего ПХГ 3, 464 км;

Диаметр проходного сечения шлейфаD = 150 мм;

Среднее давление на устье скважины р_н = 40,4 кг/см²;

Среднее давление на входе в блок сепарации р_к = 36,2 кг/см²;

Средняя температура грунтаt_гр = - 3,5 ^оС;

Средняя температура газа на устье скважиныt_н = 7,7 ^оС;

Средняя температура газа на входе в блок сепарацииt_к = 4,9 ^оС;

Средний суточный расход одного шлейфаQ = 0,542935 млн. м³/сут.

Для расчётов температуры и давления газа необходимо перевести в абсолютные величины:

Т = (t + 273,15) К; Р = (р+ 1) кг/см².

Расчёт коэффициента гидравлической эффективности (Е)

шлейфа Ду150 мм

;

кг/см²;

;

;

К;

;

Коэффициент сжимаемости газа

,

где: ;

= 0,2344;

тогда: =0,9144;

Коэффициент гидравлического сопротивления теоретический () шлейфа Ду150 мм

=0,0147;

Коэффициент гидравлического сопротивления фактический () шлейфа Ду150 мм

где:

=0,3142;

тогда: =0,0179;

Коэффициент гидравлической эффективности шлейфа Ду150 мм

= 0,9056.

Расчёт коэффициентов гидравлического сопротивления и гидравлической эффективности "среднего" шлейфа выполнен для одного фактического режима работы шлейфов. В динамике все величины непрерывно меняются. Кроме того, расход газа по шлейфам напрямую зависит от перепада между давлением пласта и создавшимся давлением на замерном узле (в зависимости от режима работы газотранспортной системы). Причём эти зависимости при отборе и закачке разные (рис.5.4. и 5.5)

На новой промплощадке ПХГ проектируем шлейфы Ду300 мм. Исходя из того, что газ из ПХГ идёт с влагой, и возможны гидратообразования, принимаем для новых шлейфов такую же эффективность. Давление газа на устье скважин для расхода 35 млн. м³/сут р_н = 37,9 кг/см² (при неизменном давлении газа на входе в блок сепарации). Для упрощения расчётов, температуры газа (начальную и конечную) и грунта для шлейфа Ду300 мм принимаем такие же, как и в расчёте шлейфа Ду150 мм.

Расчёт необходимого количества шлейфов и скважин Ду300 мм

Коэффициент гидравлического сопротивления теоретический () шлейфа Ду300 мм

=0,0128;

Коэффициент гидравлического сопротивления фактический () шлейфа Ду300 мм

=0,0156;

=11,52;

Суточный расход одного шлейфа Ду300 мм

=2,058 млн. м³/сут;

Необходимое количество шлейфов для суточного расхода 35 млн. м³

=17.

Так как для статических замеров один раз в декаду шлейфы поочерёдно выключаются из работы, для стабильного расхода газа из ПХГ необходимо 17+1=18 шлейфов и 18 скважин.

Семнадцать новых шлейфов Ду300 мм смогут заменить 32 старых шлейфа Ду150 мм по производительности на тех же режимах работы.

Применение дожимного компрессорного цеха позволит увеличить давление пласта в конце сезона закачки до 80 кг/см², что, в свою очередь, даст возможность увеличить подачу газа в газотранспортную систему в сезон отбора. В результате: 7 млрд. м³ газа (3,5 млрд. м³ при отборе и 3,5 млрд. м³ при закачке), на которые летом уже затрачена работа, на половине пути по ГТС ООО "Тюментрансгаз" будут заложены на хранение, а зимой, с середины пути, с минимальными затратами, поданы в ГТС.

Заключение

При дипломном проектировании рассчитана ГТУ для привода нагнетателя природного газа мощностью 10 МВт со следующими техническими данными:

Эффективная мощность кВт 10010;

Эффективный КПД%28,1;

Расход воздуха в компрессоре кг/с83,72;

Степень сжатия в компрессоре 4,4;

Температура газов перед турбиной К1063;

Давление газа перед турбиной МПа0,4236;

Температура газа за ТНД К791,5;

Давление газа за ТНД МПа0,106;

Частота вращения ротора ТВД об/мин5280;

Частота вращения ротора ТНД об/мин4800.

По спецтеме: в результате расширения Пунгинского ПХГ будут решены следующие задачи:

увеличена суточная производительность с 17 до 35 млн. м³/сут;

выведен из эксплуатации существующий технологический комплекс с морально и физически устаревшим оборудованием, не обеспечивающим качественной подготовки газа;

вынесены из пределов водоохраной зоны реки Пунга основные объекты технологического и вспомогательного назначения.

Технико-экономические показатели по этапам расширения ПХГ, приведенные в табл.6.1, свидетельствуют о том, что эффективность капвложений возрастает по мере наращивания активного объема газа в хранилище с 3,5 до 10 млрд. м³. В этой связи рекомендуется строительство объектов расширения ПХГ вести непрерывно с поэтапным вводом в эксплуатацию производственных мощностей по закачке и отбору газа из/в хранилища - 3,5; 6,5; 10 млрд. м³, соответственно.

Для повышения эффективности капвложений представляется целесообразным рассмотрение варианта по закачке газа в хранилище с давлением на стороне нагнетания ГПА до 10 МПа уже на 3-ем этапе (очереди) расширения ПХГ, что позволит увеличить активный объем газа в хранилище без дополнительных капвложений с 6,5 млрд. м³ до 8 млрд. м³.

Кроме того, необходимо уже в настоящее время, т.е. до окончания строительства 2-й очереди сделать заявку на разработку и изготовление отдельных видов арматуры, соединительных деталей трубопроводов и аппаратов воздушного охлаждения (АВО) на давление 12 МПа. Это позволит в последующем (на 4-ом этапе расширения ПХГ) избежать необходимости выполнения трудоемких строительно-монтажных работ по замене отдельных видов арматуры, соединительных деталей трубопроводов и АВО на расчетное давление 12 МПа, а также без увеличения капвложений увеличить активный объем газа в хранилище с 10 млрд. м³ до 13-14 млрд. м³ за счет увеличения, при закачке газа в хранилище, давления на стороне нагнетания ГПА до 12 МПа.

Библиографический список

Газотурбинные установки. Конструкции и расчет. / Справочное пособие под общ. ред. Л.В. Арсеньева и В.Г. Тырышкина. Л.: Машиностроение, Ленинградское отделение, 1978, 232с.

Газодинамический расчет многоступенчатой газовой турбины: Методические указания к курсовому проектированию по курсу “Турбомашины” / Б.С. Ревзин, В.Г. Шамрук. Екатеринбург: УГТУ-УПИ, 1994, 31с.

Расчет на прочность диска сложного профиля с применением ЭВМ: Методические указания к курсовому и дипломному проектированию/ П.Н. Плотников. Свердловск: УПИ, 1989, 27с.

Тепловой расчёт схем приводных газотурбинных установок на номинальный и переменный режимы работы. Б.С. Ревзин, А.В. Тарасов, В.М. Марковский, 2001.

Фондовые материалы: ВНИИГАЗа, РАО “ Газпром”, ТГНГУ.

Справочник работника газовой промышленности. М.М. Волков, А.Л. Михеев, К.А. Конев М "Недра" - 2-е изд., перераб. и доп. - М Недра, 1989. - 286 с.

Методика определения запаса газа газотранспортных предприятий.

Технико-экономический анализ производства: Б.В. Прыкин М.: ЮНИТИ-ДАНА, 2000. - 399 с.

Экономический анализ предприятия Л.В. Прыкина М.: ЮНИТИ-ДАНА, 2002. - 360 с.

Экономика предприятия: В.П. Грузинов, В.Д. Грибов М.: Финансы и статистика, 2001 г. 208 стр.