Проектирование адиабатной выпарной установки термического обессоливания воды

Доступен только на StudyGur

Тема:
Скачиваний: 2682
Страниц: 151
Опубликован:
ЧИТАЙТЕ ПОЛНЫЙ ТЕКСТ ДОКУМЕНТА

ПРЕДПРОСМОТР

Содержание
Ведение
1. Анализ состояния вопроса и обоснование актуальности темы
1.1
Обзор существующих методов деминерализации и выбор типа
установки для получения обессоленной воды
1.2 Выбор типа выпарной установки и их классификация
1.3 Анализ действующей схемы получения деминерализованной воды на АО
“Акрон” и возможностей применения схемы с адиабатной выпарной
установкой
1.4 Выбор схемы установки
2. Расчёт адиабатной выпарной установки
2.1 Выбор эжектора
2.2
Основные
характеристики
проектируемой
адиабатной
выпарной
установки
2.3 Тепловой расчёт
2.4 Расчёт количества используемого пара
2.5 Расчёт сепарационного устройства и нахождение ожидаемого качества
дистиллята
2.6 Очистка воды от растворённых газов
3. Конструкторский расчёт
3.1 Расчёт регенеративных конденсаторов
3.2 Выбор и расчёт переточных устройств и высоты уровней жидкости в
камерах испарения
3.3 Компоновка и основные размеры установки
3.4 Расчёт основных параметров пароструйного эжектора
3.5 Выбор насосов
4. Электротехническая часть
4.1 Общая характеристика
4.2 Выбор электродвигателей
4.3 Расчёт электрических нагрузок
4.4 Выбор коммутирующей аппаратуры и сечения кабелей
4.5 Расчёт токов короткого замыкания
4.6 Проверка выбранного оборудования на действие токов короткого
замыкания
4.7 Окончательный выбор коммутирующей аппаратуры, кабелей и проводов
5. Экономическая часть
6. Безопасность жизнедеятельности
7. Экологическая справка
8. Выводы и заключения
Список использованных источников
Приложение А
Введение
Основным направлением экономического и технического развития в
настоящее
время
стал
перевод
экономики
в
русло
энерго-
и
ресурсосбережения, включая не только эффективное и рациональное
использование топливно-энергетических ресурсов, но и максимальное
использование вторичных энергоресурсов (ВЭР), так как этот путь вдвое–
втрое более выгодный, чем дополнительная добыча и транспортировка
эквивалентного количества топлива. Вторичные энергетические ресурсы –
это
энергетический
потенциал
продукции,
отходов,
побочных
и
промежуточных продуктов, образующихся в технологических агрегатах,
который не используется в самом агрегате, но может быть частично или
полностью использован для энергоснабжения других.
В свете указанных задач наибольший интерес с точки зрения энерго- и
ресурсосбережения вызывают предприятия химического комплекса. Они
превосходит средние показатели промышленности (по данным 1985 г.) по
энергоёмкости в 3 раза. При этом следует учитывать, что в химических
отраслях потребление топливно-энергетических ресурсов на сырьевые
нужды определяется условиями протекания реакций и ожидать его
существенного снижения не следует.
Вместе с тем, располагая крупным энергетическим хозяйством, отрасли
химического комплекса ежегодно расходуют около 23% промышленного
потребления топливно-энергетических ресурсов.
С
точки
зрения
энергопотребления
предприятия
химической
промышленности имеют ряд признаков определяющих их энергоёмкость:
-
органичное
включение
тепловых
процессов
в
основную
технологию;
-
значительное
количество
вторичных
сочетающихся с экологическими загрязнителями;
-
крупные водоподготовительные комплексы;
энергоресурсов,
-
несовершенство тепломассообменного оборудования.
В то же время, потери энергии в отраслях химического комплекса
связаны с технологией её использования.
Вторичные энергоресурсы с высоким температурным потенциалом
(жидкости с температурой более 150 оС и газы с температурой более 300 оС)
в большинстве случаев используются. С их помощью производится пар в
котлах-утилизаторах, который направляется либо в технологический цикл,
либо на привод турбомашин. Низкопотенциальные тепловые потоки
используются хуже. Сюда относятся физическая теплота сточных жидкостей,
циркулирующих
и
продукционных
потоков,
физическая
теплота
загрязнённого конденсата и отработанного пара, физическая теплота
отходящих газов различных технологических печей и агрегатов. Основная
причина относительно низкого уровня потребления ВЭР – это малая
оснащённость технологических
агрегатов освоенным утилизационным
оборудованием, отсутствие в ряде случаев технических решений по
использованию отдельных видов ВЭР (в основном низко потенциальных),
неумение
находить
потребителей
низко
потенциальных
ВЭР,
малоэффективное применение нового и существующего утилизационного
оборудования. Например, на агрегатах аммиака большой единичной
мощности в атмосферу выбрасывается теплота пара выхлопа приводных
турбин и теплота охлаждения газа в процессе его компримирования. Часто
низкопотенциальную теплоту несут агрессивные, загрязнённые жидкости и
запылённые газы, а её отвод в традиционных теплообменниках затруднён. В
целом на предприятиях химического комплекса количество неиспользуемых
вторичных энергоресурсов в 1985 году достигало 20 – 25 млн. т. условного
топлива (или 580 – 730 млн. ГДж).
С другой стороны важное значение имеет проблема рационального
использования водных ресурсов. Острота этой проблемы для предприятий
химического
комплекса
обусловлена
не
только
необходимостью
обезвреживания большого количества минерализованных сточных вод и
создания малоотходных энерготехнологических циклов с замкнутыми
системами
водопользования,
но
и
с
созданием
крупных
водоподготовительных комплексов для получения деминерализованных вод.
Деминерализованная вода используется в энергетике и промышленности для
питания парогенераторов, в различных технологических циклах, умягчённая
вода (лишённая солей жесткости) применяется для подпитки теплосетей и
водооборотных циклов.
Получение деминерализованных вод может осуществляться на основе
любых
известных
методов
деминерализации:
физико-химических
(электродиализ, обратный осмос, ионный обмен и др.), холодильных
(вымораживание
контактное
на
теплопередающей
вторичными
поверхности,
хладоагентами,
под
вакуумом,
кристаллогидратный)
и
дистилляционных.
В настоящее время обессоленную воду на большинстве крупных
предприятий
получают
с
применением
метода
ионного
обмена
в
специальных ионообменных фильтрах из поверхностных вод, затрачивая при
этом большие количества дорогостоящих ионообменных смол и реагентов.
Однако дистилляция, являясь наиболее надёжным и распространённым
методом деминерализации, может сегодня рассматриваться как наиболее
перспективный способ для получения обессоленной воды. Это объясняется
простотой
конструктивных
решений,
высокой
производительностью,
приемлемой себестоимостью получаемой воды.
Современные дистилляционные опреснительные установки можно
разделить на следующие типы: испарительные; мгновенного вскипания
(адиабатные); с плёночными аппаратами; с промежуточным теплоносителем;
с кипением в псевдоожиженном слое
В аппаратах всех указанных типов можно получать дистиллят высокого
качества в необходимом количестве. Однако лишь деминерализация в
адиабатных выпарных установках признана наиболее перспективным
методом
создания
крупных
деминерализационных
установок
(с
производительностью более 10000 м3/сутки), поскольку характеризуются
высокой энергетической эффективностью, повышенной компактностью,
хорошими эксплуатационными показателями, возможностью практической
реализации
больших
мощностей
в
одной
установке,
малым
накипеобразованием, относительно низкой себестоимостью получаемого
дистиллята.
Рассматривая эти две проблемы в едином ракурсе, возникает вопрос о
возможности применения дистилляционных опреснительных установок,
работающих
на
деминерализованной
вторичных
воды
энергоресурсах,
для
нужд
для
получения
предприятий
химической
промышленности.
При подготовке к дипломному проекту была проделана работа по
поиску возможностей для применения дистилляционной опреснительной
установки, работающей по принципу мгновенного вскипания, на АО
“Акрон”.
В
химического
ходе
обследования
предприятия
“Нитроаммофоска”)
и
(в
некоторых
частности
имеющегося
производств
указанного
“Аммиак-2”,
“Аммиак-3”,
комплекса
подготовки
деминерализованной воды (цех “ХВП”) была определёна конкретная цель
проекта – рассмотреть возможность получения обессоленной воды в
количестве, необходимом для всего предприятия, в установке мгновенного
вскипания, работающей на вторичных низкопотенциальных энергоресурсах.
Установка должна иметь производительность по дистилляту 750 м 3/час и
обеспечивать качество воды в соответствии с нормами для получения
глубокообессоленной воды (ВГО), имеющимися на предприятии. В качестве
источника теплоты предлагается использовать низкопотенциальный водяной
пар, отработанный в турбинах привода компрессоров и насосов производств
аммиака.
Основные задачи проекта: определить количество пара необходимое,
для
получения
указанного
количества
деминерализованной
воды
в
адиабатной выпарной установке; определить основные параметры установки
и процессов; выбрать компоновку и конструкцию аппаратов, их количество;
определить экономические показатели предложенной схемы получения
обессоленной воды и целесообразность её применения взамен существующей
на АО “Акрон”; рассмотреть возможность внедрения
установки в
действующее производство.
Основные положения дипломного проекта доложены на четвёртой
научной конференции кафедры промышленной теплоэнергетики.
1. Анализ состояния вопроса и обоснование актуальности темы
Обзор существующих методов деминерализации и выбор
1.1
типа установки для получения обессоленной воды
Получать деминерализованную воду в настоящее время можно в
установках использующих любой из известных методов деминерализации.
Различают следующие методы:
физико-химические; (электродиализ, обратный осмос, ионный обмен и
др.);
холодильные; (вымораживание на теплопередающей поверхности, под
вакуумом, контактное вторичными хладоагентами, кристаллогидратный);
дистилляционные.
Остановимся подробнее на каждом из приведённых методов.
Физико-химические способы обработки воды включают в себя
следующие методы:
-
ионообменный метод;
-
опреснение методом гиперфильтрации (обратный осмос);
-
электродиализный метод
Ионообменный метод обработки минерализованных вод является на
сегодняшний
день
самым
распространенным
способом
получения
технической, питательной и подпиточной воды на предприятиях и
энергетических
комплексах.
осуществлении
процессов
Он
основан
катионирования
на
и
последовательном
анионирования
с
использованием зернистых ионообменных материалов. При катионировании,
содержащиеся в воде катионы заменяются на ионы H+, Na+, или NH4+, а в
процессе анионирования, содержащиеся в воде анионы заменяются на ионы
OH- или Cl-. Все процессы протекают последовательно в фильтрах, которые
разделяются по типу содержащихся в них ионообменных смол на
катионитовые (Na-катионитовые и т.д.), анионитовые (OH-анионитовые и
т.д.), и фильтры смешанного действия (ФСД); а также на фильтры первой и
второй ступени.
При подготовке добавочной воды основных циклов современных
энергетических комплексов и технологических аппаратов наиболее широко
используется метод обессоливания воды, основанный на последовательном
осуществлении процессов H-катионирования и OH-анионирования. В
процессе катионирования содержащиеся в воде катионы заменяются на ионы
Н+; в процессе ОН-анионирования содержащиеся в воде анионы заменяются
на ионы ОН-. Взаимодействуя друг с другом, ионы H+ и OH- образуют
молекулы H2O. Схема H+-OH--ионирования представлена на рисунке 1.
Ï î äâî ä
î ñâåòë¸ í í î é âî äû
Âû õî ä
óãëåêèñëî ãî ãàçà
H-êàòèî í èòí û å
ô èëüòðû
Äåêàðáî
í èçàòî ð
Ï ðî ì åæóòî ÷í û é
áàê
OH-àí èî í èòí û å
ô èëüòðû
Í àñî ñ
Âû õî ä
ô èëüòðàòà
Рисунок 1 – Принципиальная схема Н-ОН - ионирования
Этот
метод
в
настоящее
время
применяется
для
получения
деминерализованной воды на АО “Акрон”. Однако кроме описанной выше
схемы существует множество других, обеспечивающих необходимое
качество обрабатываемой воды, которые образуются соединением в
определённой последовательности фильтров различного типа. Кроме того, в
схему включают декарбонизатор, обеспечивающий удаление образующейся
при обработке углекислоты.
Обессоливание воды методом гиперфильтрации (обратного осмоса)
основано на прохождении воды через полупроницаемую мембрану,
полностью или частично задерживающую молекулы или ионы растворенных
веществ под действием давления, превышающего осмотическое.
Движущая сила обратного осмоса – градиент давления Р:
Р = Р – (П1 – П2),
(1.1)
где Р – рабочее давление обрабатываемой воды;
П1 – осмотическое давление обрабатываемой воды;
П2 – осмотическое давление обработанной воды.
Осмотическое давление зависит от концентрации растворенного
вещества и его природы.
Применяют
мембраны
на
полимерной
(полиамидной)
основе.
Мембранная пленка – это активный поверхностный слой толщиной 0,25 – 0,5
мкм, нанесенный на инертную подложку толщиной 100 – 200 мкм.
Различают несколько видов аппаратов для осуществления процессов
гиперфильтрации. На рисунке 2 представлена схема аппарата с ячейками
тубчато-змеевикового типа.
1
2
Ì èí åðàëèçî âàí í àÿ
âî äà
3
4
5
Î áåññî ëåí í àÿ
âî äà
Ðàññî ë
1 – насос; 2 – пористые трубы; 3 – полупроницаемая мембрана;
4 – гидравлическая турбина; 5 – бак.
Рисунок 2 – Схема аппарата Хавенса для осуществления процессов
гиперфильтрации
В рассмотренном аппарате полупроницаемая мембрана уложена на
внутреннюю поверхность пористых труб из стеклопластика. Осветлённая
минерализованная вода прокачивается через секции пористых труб насосом,
фильтруется через мембрану и стенку пористой трубы, опресняется и
собирается в сборном баке. Рассол, покидающий аппарат, поступает на
гидротурбину, где доиспользуется энергия, затрачиваемая на создание
начального давления.
Метод
электродиализа
основан
на
удалении
из
воды
ионов
растворенных солей с помощью электрического поля. Вода, содержащая
растворённые соли, является электролитом. Растворы электролитов являются
проводниками второго рода – в постоянном электрическом поле катионы
раствора движутся к катоду, а анионы – к аноду. В переносе электричества
также участвуют образующиеся в результате диссоциации воды ионы Н+ и
ОН-. Для предотвращения переноса ионов Н+ и ОН-, образующихся в
процессе, электрохимический аппарат (электродиализатор) разделяют на
отсеки
с
помощью
специальных
селективных
катионо-
и
анионопроницаемых мембран. В крайних камерах помещают катод и анод,
изготовленные из инертных материалов. При направленном движении ионов
растворённых солей к электродам катионы, встречая на своём пути
катионопроницаемую мембрану, свободно проникают через неё. В то же
время
для
анионов
непроницаемыми.
эти
мембраны
Аналогично
представляются
происходит
движение
практически
анионов
через
анионопроницаемую мембрану, препятствующую одновременно переносу
катионов.
Электродиализные аппараты конструируются по типу фильтр-пресса и
включаются в схему опреснительных установок последовательно или
параллельно в зависимости от условий применения. Эти аппараты состоят из
чередующихся
обессоливающих
и
рассольных
камер,
образованных
прокладками-рамками из диэлектрика и отделённых друг от друга
ионитными мембранами. Катод и анод аппарата с изолированными
тоководами
монтируются
в
торцевых
плитах.
Схема
установки
деминерализации с применением электродиализных аппаратов представлена
на рисунке 3.
6
1
È ñõî äí àÿ âî äà
2
3
4
5
Ñáðî ñ
Ñáðî ñ ï ðè ï åðåï ëþ ñî âêå
Î áåññî ëåí í àÿ âî äà
1, 2, 3, 4 – электродиализные аппараты; 5 – угольный фильтр;
6 – механические фильтры.
Рисунок 3 - Принципиальная схема установки обессоливания с
применением электродиализных аппаратов
Дистилляция – один из самых эффективных методов переработки,
позволяющий
получить
высокий
коэффициент
очистки
раствора
и
эффективно сконцентрировать нелетучие примеси в продувочной воде.
Кроме того, это один из наиболее старых и распространённых способов
получения обессоленной воды из минерализованных вод.
При нагревании водных растворов молекул воды вследствие теплового
и колебательного движения приобретают энергию, превышающую силы
межмолекулярного притяжения, и выносятся в паровое пространство. Когда
давление насыщенного пара воды становится равным внешнему давлению,
вода начинает кипеть. Ионы и молекулы примесей воды, находясь в
гидратированном состоянии, не имеют такого запаса энергии и попадают в
пар в результате растворимости в нем в весьма малом количестве.
Существует большое количество типов дистилляционных аппаратов, на
рисунке
4
представлена
схема
наиболее
простой
одноступенчатой
дистилляционной установки.
4
1
È ñõî äí àÿ âî äà
Âòî ðè÷í û é ï àð
2
3
5
Äèñòèëëÿò
Ãðåþ ù èé
ï àð
 ñòî ê
Ðàññî ë â ñòî ê
1
– корпус; 2 – сепаратор; 3 – конденсатор; 4 – насос
охлаждающей воды; 5 – нагревательный элемент.
Рисунок
4.
-
дистилляционного аппарата
Принципиальная
схема
одноступенчатого
Дистилляционная установка, изображённая на рисунке, состоит из
испарителя включающего нагревательный элемент, в который подводится
тепло
от
внешнего
источника
(чаще
всего
пар)
для
испарения
минерализованной воды, и конденсатора, охлаждаемого солёной водой.
Солёная вода, отбирая в конденсаторе тепло фазового перехода, нагревается.
Часть её идёт на подпитку испарителя, а остальное количество сбрасывается.
Образовавшийся при кипении рассола в испарителе пар очищается
сепарацией от капельного уноса во встроенном устройстве.
Холодильные методы обессоливания основаны на вымораживании
молекул вводы из раствора на теплообменной поверхности, с применением
холодильных установок. Однако установки, использующие подобные методы
обработки
воды
не
нашли
широкого
применения
для
получения
типов
установок
деминерализованной воды.
Приведём
краткие
характеристики
основных
получения деминерализованной воды.
Сравнивая
имеющиеся
характеристики
различных
методов
деминерализации приходим к выводу, что на сегодняшний день наиболее
приемлемым методом обессоливания воды является дистилляция, как
простой и высокопроизводительный метод. В нашем случае этот метод
привлекателен ещё и тем, что в выпарных установках можно использовать
вторичные энергоресурсы, идея использования которых и является целью
дипломного проекта.
Недостатки
- высокие затраты на
-
трудность в подборе мембран;
ионообменные смолы и
высокие капитальные затраты;
ионообменных мембран;
энергии;
реагенты;
малая производительность;
сложная конструкция
большие габариты.
большие габариты;
высокие давления и следовательно
аппаратов;
сложность
повышенные требования к
необходимость в качественной
технологического
надёжности оборудования.
предочистке;
процесса.
-
высокая стоимость
-
относительно высокий расход
недостаточно высокое качество
получаемой
воды.
Достоинства
- простота конструкции;
- не требует каких либо
- высокое качество получаемого
получаемой воды;
малый расход энергии;
реагентов;
дистиллята;
возможность реализовать
независимость от солесодержания
относительно малые
простота конструкции;
установки большой
исходной
энергетические затраты;
большая производительность;
производительности.
воды;
малые габариты.
низкая себестоимость;
-
высокое качество
малые габариты.
относительно малые капитальные и
эксплуатационные затраты;
возможность использования в качестве
греющего теплоносителя вторичных
энергоресурсов.
Метод
1 Ионообменный метод
деминерализац
обработки воды
2 Метод гиперфильтрации
3 Электродиализный метод
4 Дистилляция
ии
Таблица 1 - Сравнительная характеристика наиболее распространённых методов деминерализации
1.2 Выбор типа выпарной установки и их классификация
Процесс выпаривания применяется для достижения различных целей –
опреснение воды, разделение смесей, концентрирование растворов и т. д.
Отсюда наличие большого числа различных типов и модификаций выпарных
установок. Остановимся на опреснительных дистилляционных установках,
так
как
именно они
применяются
для
производства обессоленной
(деминерализованной) воды.
Дистилляционные опреснительные установки обладают следующими
достоинствами:
1)
простотой конструкции;
2)
высокой производительностью;
3)
хорошим качеством получаемого дистиллята;
4)
простотой и высокой надёжностью в эксплуатации;
5)
низкой стоимостью получаемой воды;
6)
возможностью полной автоматизации процессов;
7)
возможностью использования низкопотенциальной теплоты (в
том числе и теплоты вторичных энергоресурсов);
8)
возможностью
многоцелевого
использования,
включая
переработку рассола.
Отталкиваясь от поставленной задачи, в последние годы уделяется
большое внимание созданию новых и совершенствованию существующих
схем опреснения дистилляцией. Каждая из них характеризуется своими
параметрами,
схемой
организации
выпаривания
исходной
воды,
регенерацией теплоты, кратностью концентрирования, связью с циклом
технологической установки, конструктивным исполнением, использованием
и рядом других признаков.
Классификация
современных
дистилляционных
опреснительных
установок может быть проведена по следующим основным признакам:
1)
принципу действия – испарительные (поверхностного типа),
мгновенного вскипания, с плёночными аппаратами, с промежуточным
теплоносителем, контактного типа;
2)
гидродинамике режима – с естественной и принудительной
циркуляцией исходной воды;
3)
способу
использования
теплоты
вторичного
пара
–
с
регенерацией и без неё;
4)
роду теплоносителей, обогревающих поверхности – с паровым,
газовым (горячий газ, продукты сгорания от котлов, печей и других
технологических агрегатов), жидкостным (вода, технологические растворы,
масло, парафин и др.) и электрическим обогревом;
5)
конструктивному
исполнению
–
трубчатые,
пластинчатые,
спиральные, с ребристой, волнистой и желобообразной поверхностями;
вертикальные, горизонтальные и наклонные, одно- и многоступенчатые,
однорядные и многорядные, башенного типа;
6)
по способу организации движения раствора – проточные и
рециркуляционные.
По данным [20] из 664 эксплуатируемых в мире в 1976 году
стационарных опреснительных установок 138 были выполнены по схеме с
испарением. Дистилляция исходной воды в таких установках протекает
путём теплообмена между греющей поверхностью, выполненной в виде
трубной змеевиковой батареи, погружённой в большой объём, или прямых
трубок с естественным или принудительным движением воды по всему
сечению.
Процесс
парообразования
происходит
при
глубоком
вакуумировании всех элементов установки, способствующем снижению
накипеобразования.
Позднее
была
разработана
усовершенствованная
конструкция
опреснительной установки, в которой применены испарительные аппараты с
вынесенным кипением и подачей опресняемой воды по прямоточной схеме.
В
испарительном
аппарате
подобной
конструкции
температура
поддерживается несколько ниже температуры её кипения в вынесенной зоне,
представляющей
собой
специальный
расширитель.
Такое
решение
обеспечивает плавный пуск установки, отсутствие пульсаций, быстрый
выход на заданные вакуум и производительность. Установки такого типа
работают с устойчивой циркуляцией.
Изучение возможных путей интенсификации процесса теплообмена в
опреснительных установках привело к созданию испарительных плёночных
аппаратов, с улучшенными массовыми и габаритными характеристиками.
Существующие
установки
такого
типа
используют
вертикально-
и
горизонтально-трубчатые плёночные теплообменники. Принцип действия
испарительных аппаратов таких установок основан на создании различными
способами тонкой плёнки опресняемой воды на поверхности нагрева.
Организация плёночного движения может достигаться путём струйного
орошения поверхности жидкостью, гравитационного её течения или
принудительной подачи. Установки, содержащие в своём составе аппараты
такого
типа,
получили
название
дистилляционных
опреснительных
установок с испарительными аппаратами с нисходящей или восходящей
плёнкой
жидкости
плёночными
или
аппаратами
испарительными
со
струйным
горизонтально-трубчатыми
(напорным)
или
свободным
дистилляционные
установки
(безнапорным) орошением теплообменной поверхности.
Находят
широкое
применение
контактного типа, в которых теплоноситель непосредственно контактирует с
исходной жидкостью без поверхности теплообмена.
К числу дистилляционных опреснительных установок относятся и
установки с промежуточным теплоносителем, процесс дистилляции в
которых происходит за счёт взаимодействия поступающей на опреснение
воды и нагретых до соответствующей температуры углеводородов или их
смесей, не вступающих в реакцию с водой и способных в последующем
легко разлагаться.
И, наконец, наибольшее количество проектируемых, строящихся и
действующих установок используют испарительные устройства, опреснение
исходной воды в которых производится по принципу мгновенного
вскипания. В таких установках горячая жидкость (речная вода или
промышленные стоки) поступают в камеру испарения, где поддерживается
низкое давление (вакуум). Вакуум соответствует температуре насыщения,
которая несколько ниже температуры поступающей жидкости. За счёт
скрытой теплоты парообразования происходит вскипание, как с поверхности
жидкости, так и с поверхности струй и капель, образующихся при подводе её
в камеру испарения. Над камерой испарения располагается конденсаторохладитель пара, образовавшегося в процессе мгновенного вскипания. Само
название «мгновенное» вскипание свидетельствует о том, что процесс
парообразования происходит практически одновременно с поступлением
жидкости в камеру испарения. Процесс в испарительной части аппарата
протекает адиабатно, без подвода тепла извне. Отсюда название – адиабатная
выпарная установка. Установки этого типа характеризуются высокой
производительностью, малым накипеобразованием, низкой стоимостью
вырабатываемого дистиллята.
Приведём
аппаратов.
краткие
характеристики
основных
типов
выпарных
Недостатки
Таблица 2 - Сравнительные характеристики выпарных аппаратов различного типа.
- сравнительно высокие
-
- чувствительность к изменениям
затраты на эксплуатацию и
габариты;
сравнительно сложная конструкция и
режима;
обслуживание;
высокая
высокая материалоёмкость;
повышенное накипеобразование;
чувствительность к
материалоёмкость;
при непосредственном контакте
высокий температурный
образованию накипи;
сложность в
теплоносителя
напор поверхности нагрева;
чувствительность к
эксплуатации и
с выпариваемым раствором вредные
недостаточное использование теплоты;
изменению
автоматизации.
вещества
большие габариты.
эксплуатационных
из первого могут переходить во второй;
условий.
в случае использования дымовых газов
- большие габариты;
- большие габариты по высоте;
раствор нельзя нагреть выше точки росы
на поверхности теплообмена образуется
теплоносителя.
накипь.
- высокий коэффициент
- возможность
- высокий коэффициент теплопередачи;
- простота конструкции;
теплопередачи;
использования в
возможность использования в качестве
высокий коэффициент теплопередачи.
кратковременный контакт
качестве греющего
греющего теплоносителя различных
жидкости с поверхностью
“грязных”
вторичных энергоресурсов (в т.ч. и
нагрева;
теплоносителей.
дымовых газов);
большая удельная
высокая степень концентрирования;
паропроизводительность;
низкий удельный расход теплоты.
малые габариты.
Достоинства
большие
- высокий коэффициент теплопередачи;
обеспечение устойчивой циркуляции;
плавный пуск.
Типы выпарных
установок
1 Испарительные выпарные установки
1.1
С кипением в объёме камеры
2 Плёночные выпарные
2 Выпарные
аппараты
аппараты
с промежуточным
1.2 С вынесенным кипением
Недостатки
- большие габариты;
сравнительно высокая материалоёмкость;
необходимость поддерживать вакуум в
системе.
- возможность использования в качестве греющего
теплоносителя
низкотемпературных вторичных энергоресурсов;
высокая степень концентрирования;
низкий удельный расход теплоты на единицу испаряемой влаги;
возможность размещения на значительном расстоянии
отдельных узлов аппарата;
Типы выпарных
установок
Достоинства
способностью работать на природных водах любого качества с
использованием минимального количества антинакипина;
практически полностью исключают использование реагентов
(поваренной соли, щелочи, кислоты).
5 Адиабатные выпарные установки
теплоносителем
3 Выпарные аппараты контактного типа
Анализируя приведённые характеристики, следует отметить, что при
всех прочих равных условиях необходимо учитывать и затраты на
эксплуатацию установки.
Рассмотрение различных типов технологических схем показывает, что
наибольшей тепловой и экономической эффективностью обладают схемы с
аппаратами мгновенного вскипания. Это связано в первую очередь с тем, что
в качестве греющего теплоносителя здесь может быть использовано
“бросовое” тепло, т. е. низкопотенциальные вторичные энергоресурсы.
Причём, нижним пределом температуры греющего теплоносителя, которого
ещё можно использовать, является 60 – 80
о
С. В нашей установке
предполагается использовать водяной пар, отработанный в турбинах
приводов компрессоров и насосов, с температурой 70 – 80
о
С. По
капитальным затратам многоступенчатая установка мгновенного вскипания
примерно на 20% дешевле установки с плёночными аппаратами [8], а
показатель
использования
греющего
пара
несколько
выше,
что
характеризуется более высокой допустимой кратностью концентрирования.
К тому же, деминерализация в адиабатных выпарных установках признана
наиболее перспективным методом создания крупных деминерализационных
установок (с производительностью более 10000 м3/сутки), поскольку
характеризуются высокой энергетической эффективностью, повышенной
компактностью,
хорошими
эксплуатационными
показателями,
возможностью практической реализации больших мощностей в одной
установке.
Актуальность применения именно установок мгновенного вскипания
доказывается ещё и тем, что в последнее время ряд предприятий освоили
серийный выпуск подобных аппаратов
1.3 Анализ действующей схемы получения деминерализованной
воды на АО “Акрон” и возможностей применения схемы с
адиабатной выпарной установкой
По имеющимся на предприятии данным потребность АО “Акрон” в
деминерализованной воде составляет примерно 750 м3/час. В настоящее
время необходимое количество воды получают в цехе химводоподготовки
(ХВП) методом ионного обмена с применением схемы Н-ОН - ионирования.
Действующие схемы получения и потребления воды на АО “Акрон”
представлены на рисунках 5 и 6.
Имеющаяся
схема
обеспечивает
качественное
бесперебойное
снабжение производств водой необходимого качества. Согласно регламентам
предприятия показатели качества глубоко обессоленной воды (ВГО)
составляют:
-
PH – 6,0-7,5;
-
Жёсткость общая – 0,002 мгэкв/л;
-
Удельная электропроводность – не более 1,0 мкСим/см;
-
Железо – не более 0,02 мг/л;
-
Содержание кремнезема в пересчёте на SiO2 – не более 0,05 мг/л;
-
Хлор Cl – отсутствует;
-
Окисляемость перманганатная – не более 1,0 мгO2/л;
-
Аммиак NH3 – не более 2,0 мг/л.
Надо отметить, что имеющаяся схема подготовки воды предполагает
значительные затраты, связанные с необходимостью в ионообменных смолах
и химических реагентах для регенерации фильтров. В связи с чем
себестоимость обессоленной воды получается достаточно высокой.
В связи с этим возникает потребность в разработке схемы получения
деминерализованной воды, которая по своим основным показателям
способна
служить
заменой
существующего
водоподготовительного
комплекса и при этом иметь более низкую себестоимость дистиллята. К
основным показателям мы относим производительность, надёжность и
качество получаемого дистиллята.
1.4 Выбор схемы установки
В
адиабатных
выпарных
установках
деминерализация
вод
осуществляется путём испарения перегретой жидкости в камере, давление в
которой
ниже
давления
насыщения,
соответствующего
температуре
жидкости, поступающей в камеру. Таким образом, процесс испарения
происходит не на поверхностях нагрева (как в традиционных выпарных
установках), а в объёме камер испарения под вакуумом.
К основным рабочим процессам, происходящим в адиабатных
выпарных установках, относятся: вскипание жидкости в камерах испарения,
конденсация пара и нагрев жидкости в конденсаторах-регенераторах и
головном подогревателе. Осуществляются процессы теплопередачи через
поверхность теплообмена. При вскипании жидкости происходит унос
капельной влаги, которая отделяется от пара в сепарационном объёме камер
испарения и специальных сепараторах. В элементах установки протекают
процессы отложения накипи, коррозии.
Для создания вакуума и обеспечения высоких коэффициентов
теплопередачи
в
конденсаторах
осуществляется
оттяжка
неконденсирующихся газов.
На практике используются различные виды адиабатных выпарных
установок. Согласно классификации [14] различаются:
1.По числу ступеней испарения – одно- и многоступенчатые.
2.По способу организации движения раствора – проточные и
рециркуляционные.
3.По используемому первичному теплоносителю – установки с
паровым, газовым, жидкостным, а также с электрическим обогревом.
4.По способу соединения групп конденсаторов по воде – установки с
последовательным соединением и параллельным.
5.По
количеству
контуров
рециркуляции
–
одноконтурные
и
многоконтурные.
6.По количеству каскадов – однокаскадные и каскадные (то есть
многокаскадные).
7.По промежуточному теплоносителю – установки с одним или
несколькими газовыми, жидкостными (гидрофобными) промежуточными
теплоносителями, а также теплоносителем в виде твёрдых частиц.
8.По способу подвода теплоты – установки с подводом теплоты через
поверхность, контактным способом, через промежуточный теплоноситель.
Кроме этого, установки мгновенного вскипания классифицируются по
способам отвода теплоты в окружающую среду, регенерации энергии и
другим признакам.
Отвод теплоты в окружающую среду в адиабатных выпарных
установках
производится
следующими
способами:
с
охлаждающей
конденсаторы водой, с концентрированным раствором и дистиллятом.
Осуществляется регенерация теплоты паров, образующихся при
испарении раствора и дистиллята, для нагрева раствора, охлаждающего
конденсаторы,
и
предварительного
нагрева
исходного
раствора.
Применяются также установки без регенерации.
Схемы основных типов адиабатных выпарных установок приведены на
рисунке 7.
1
6
2
3
Òåï ëî
í î ñèòåëü
Èñõî äí àÿ
âî äà
Äèñòèë
ëÿò
4
6
5
Ðàñòâî ð
2
1
1)
Èñõî äí àÿ Î õëàæäàþ ù àÿ âî äà
âî äà
Äèñòèëëÿò
Òåï ëî í î ñèòåëü
Ðàñòâî ð
5
3
4
1
2
2)
Ñáðî ñ î õëàæäàþ ù åé âî äû
Èñõî äí àÿ
âî äà
Äèñòèëëÿò
Òåï ëî í î ñèòåëü
6
5
Ðàññî ë
4
3
6
6
3)
Äèñòèëëÿò
Î õëàæäàþ ù àÿ
âî äà
Èñõî äí àÿ
âî äà
3
1 2
Î õëàæäàþ ù ÿ
âî äà
Äèñòèëëÿò
Ðàññî ë
5
4
4)
1 – ступень испарения; 2 – конденсатор; 3 – поддон; 4 – камера
испарения;5 – головной подогреватель; 6 – насос.
1)
–
одноступенчатая;
2)
–
рециркуляционная;
многоконтурная;4) – каскадная
Рисунок 7 - Схемы установок мгновенного вскипания
3)
–
В адиабатных выпарных установках реализуются различные способы
оттяжки
парогазовой
смеси:
с
параллельным,
последовательным
и
параллельно-последовательным отводом. На рисунке 9 представлены
различные варианты схем оттяжек: на конденсатор (или эжектор) с
перепуском парогазовой смеси во всех ступенях испарения установки; с
оттяжками из всех ступеней без перепусков; с перепусками газов между
всеми ступенями и оттяжкой из последней; с перепусками газов между всеми
ступенями и их оттяжкой из последней и первой (где велика деаэрация
жидкости); с перепусками между ступенями и оттяжками из последней и
одной или нескольких промежуточных и т. д.
5
4
Ï àðî ãàçî âàÿ ñì åñü
1
2
Î õëàæä àþ ù àÿ âî äà
Äè ñòè ë ëÿò
3
Ðàññî ë
1- конденсатор-пароохладитель; 2 – поддон; 3 – камера испарения;
4 - конденсатор; 5 – вакуум-насос.
Рисунок 9 - Схема оттяжек и перепусков парогазовой смеси в
адиабатных выпарных установках
В промышленности используются различные конструкции установок
мгновенного вскипания. Применяются конструкции с совмещением ступеней
испарения в одном корпусе и выполнением их в виде отдельных аппаратов.
Наиболее
широко
используются
конденсаторами-пароохладителями
и
установки
головными
со
встроенными
подогревателями
поверхностного типа. Применяются рифлёные трубки для изготовления
поверхностей нагрева, что существенно интенсифицирует теплопередачу.
Широко используются жалюзийные сепараторы.
К числу основных элементов установок мгновенного вскипания
относятся камеры испарения, конденсаторы-пароохладители, сепараторы,
поддоны для сбора дистиллята, головной подогреватель. Кроме того, в число
элементов
установки
входят
вспомогательные
теплообменники
и
конденсаторы (для конденсации паров, поступающих на оттяжку), насосы,
эжекторы, вакуум-насосы.
Современные технологические схемы адиабатных выпарных установок
выполняются многоступенчатыми. Это связано с тем, что при мгновенном
вскипании воды в отдельной ступени температура проходящего через неё
предварительно нагретого рассола понижается незначительно и при
одноступенчатом испарении для обеспечения заданной производительности
потребуется подать на опреснение большое количество исходной воды, а
теплоту рассола потерять при этом безвозвратно.
Многоступенчатая
конструкция
опреснительной
установки
мгновенного вскипания влияет на удельный расход теплоты. Согласно [20] с
повышением
числа
ступеней
значение
удельного
расхода
теплоты
уменьшается, чем и объясняется имеющаяся тенденция к увеличению числа
ступеней установок большой производительности.
К числу основных параметров и характеристик дистилляционной
опреснительной установки относят предельную температуру исходной воды
в первой и последней ступенях и определяющие их значение давления и
температуры греющей среды, температурный напор и подогрев воды по
ступеням, производительность установки и число ступеней в ней, а также
допустимая степень концентрирования исходной воды. Правильный выбор
параметров установки позволит в значительной степени сократить стоимость
её строительства.
Учитывая имеющиеся данные и рекомендации источников, выбираем
для проектирования схему двухконтурной многоступенчатой адиабатной
выпарной установки с регенерацией теплоты вторичного пара.
2. Расчёт адиабатной выпарной установки
2.1 Выбор эжектора
2.1.1 В качестве основного греющего пара в установке используем
низкопотенциальный водяной пар, отработанный в турбинах привода
основного оборудования производств аммиака, с параметрами на выходе
Pвак=69,8 – 53,2 кПа и t=63 – 80 оC.
Для
повышения
потенциала
греющего
пара
устанавливается
пароструйный эжектор. Это позволит повысить температуру используемого
пара с 70 оС до 100-101 оС. Тем самым удастся увеличить температурный
перепад в ступенях установки адиабатного вскипания, что приведёт к
снижению расхода воды, поступающей на испарение, охлаждающей воды и
уменьшению капитальных затрат.
Принимаем в качестве рабочего пар 40 из общезаводской сети с
параметрами P=4,0 МПа и t=375 оС. В месте с тем, рассмотрим возможность
работы эжектора на паре других параметров, а именно: пар 10 (P=1 МПа и
t=230 оС) и пар 27 (P=2,4 МПа и t=280 оС).
2.1.2 Найдём значения коэффициентов эжекции при использовании
рабочего пара различных параметров
2.1.3 Исходные данные для расчёта
2.1.3.1 Температура рабочего пара tр=375оC (230 оС и 280 оС).
2.1.3.2 Давление рабочего пара Рр=4,0 МПа (0,98 МПа и 2,4 МПа).
2.1.3.3 Температура эжектируемого пара tн=70оС.
2.1.3.4 Давление эжектируемого пара Pн=3,1161104 Па.
2.1.3.5 Температура смеси на выходе tс=101оС.
2.1.3.6 Давление смеси на выходе Рс=0,0981МПа=1ата.
2.1.4 Для заданных параметров сред найдём по таблицам 2-1 и 2-3 [18]
значения энтальпий h
hр40= 3158,8 кДж/кг; hр27=2966,9 кДж/кг; hр10= 2897,9 кДж/кг;
hн=2626,8 кДж/кг;
hc=2680,7 кДж/кг.
2.1.5 По формуле (2-29) [23] определим величину коэффициента
инжекции u для случая использования пара 40
u
i р  iс
iс  i н
3158,8  2680,7
 8,87;
2680,7  2626,8

(2.1)
принимаем коэффициент инжекции равный u=9.
2.1.6 Уточним значение энтальпии смеси на выходе из эжектора hсд по
формуле (2-29) [23]
hсд 
i р  u  iн
1 u

3158,8  9  2626,8
 2683,5кДж / кг  К .
1 9
(2.2)
2.1.7 Аналогично находим значения коэффициентов эжекции для
случаев применения в качестве рабочего пара 10 и пара 27 и при заданных
параметрах
эжектируемого
пара
и
получаемой
смеси.
Полученные
результаты представлены в таблице 3.
Таблица 3 - Коэффициент эжекции пароструйного эжектора при
различных параметрах рабочего пара
Параметры
Пар 10
Пар 27
о
Пар 40
о
Рабочего пара
Р=0,98 МПа, t=230 С
Р=2,4 МПа, t=280 С
Р=4,0 МПа, t=375оС
Коэффициент эжекции
4
5
9
2.2 Основные характеристики проектируемой адиабатной
выпарной установки
2.2.1 Для улучшения характеристик установки принимаем температуру
воды поступающей на испарение на выходе из головного подогревателя
равной t1=100 оС. Согласно рекомендациям [20] на стр. 107 температуру
рассола на выходе из последней ступени принимают равной 35 – 40 оС.
Исходная вода на установку подается после предочистки из корпуса 174 с
температурой tисх=30 оС.
Распределение располагаемого температурного напора по ступеням
предполагаем равный, как технологически наиболее выгодный [27].
Кратность концентрирования в установке принимается равной 3 [20].
Общее количество ступеней установки делим на два контура [20].
Первый контур состоит из ступеней отвода теплоты, в которых теплота
конденсации образующегося пара передаётся охлаждающей воде; второй
представляет собой ряд ступеней регенерации, где теплота воспринимается
нагреваемым рассолом. Согласно [20] число ступеней в первом контуре
принимается равным трём, так как увеличение числа ступеней ведёт к потере
теплоты со сбрасываемой водой. Оптимальное же число ступеней, входящих
в регенеративный контур, чаще всего равно 5 – 6, что связано с
расположением конденсаторов в корпусах. Основываясь на имеющихся
данных число ступеней в установке принимается равным 9.
Для предотвращения накипеобразования на поверхностях теплообмена
в циркулирующий рассол добавляется антинакипин в количестве до 10 мг/л в
зависимости от типа.
Установка имеет горизонтальную компоновку и устанавливается в
помещении. Это позволит защитить выпарные аппараты от воздействия
внешней среды и обеспечить необходимый температурный режим.
2.3 Тепловой расчёт
2.3.1 Исходные данные теплового расчёта
2.3.1.1 Число ступеней испарения N=9 шт.;
2.3.1.2 Производительность по дистилляту Gд=750 т/час=208,3 кг/с;
2.3.1.3 Общее солесодержание исходной воды bисх=300 мг/кг;
2.3.1.4 Температура греющего пара tг.п.=101 оС;
2.3.1.5 Температура рассола, поступающего в первую ступень
установки (после головного подогревателя) t1=100 оС;
2.3.1.6 Температура исходной осветлённой воды (летний режим)
tисх.=30 оС;
2.3.1.7
Температура
кипения
раствора
в
последней
ступени
(принимается по технико-экономическим показателям) tк=40 оС;
2.3.1.8 Температура воды водооборотного цикла составляет: подающей
tохл1=28 оС и обратной tохл2=35 оС.
2.3.1.9 Нагрузка 1 м2 поверхности камеры испарения S=0,85 кг/м2.
2.3.2 Определим расход рассола, поступающего в первую камеру
испарения G
G
G Д  (1  K от )  rср
C ср  (t1  t к )

208,3  (1  0,01)  2331,85
 1950,5кг / с,
4,198  (100  40)
(2.3)
где rср= 2331,85 кДж/кг – средняя теплота парообразования в установке;
Сср=4,198 кДж/кг*К – средняя теплоёмкость воды, поступающей на
испарение по таблице 2-8 [18];
Kот
=
1%
–
коэффициент,
учитывающий
величину
оттяжек
парогазовой смеси из камер испарения по рекомендациям на стр. 184 [14].
2.3.2 Средний температурный напор между ступенями t
t 
t1  t к 100  40

 6,67 о С.
N
9
(2.4)
2.3.3 Полагая равенство перепада температур по ступеням находим
температуру кипения рассола по ступеням tкi
2.3.3.1 В первой ступени tк1=t1-t=100-6,67=93,33 оС;
(2.5)
2.3.3.2 Во второй ступени tк2=tк1-t=93,33-6,67=86,66 оС;
(2.6)
о
2.3.3.1 В третьей ступени tк3=tк2-t=86,66-6,67=79,99 С;
(2.7)
2.3.3.1 В четвёртой ступени tк4=tк3-t=79,99-6,67=73,32 оС;
(2.8)
о
2.3.3.1 В пятой ступени tк5=tк4-t=73,32-6,67=66,65 С;
(2.9)
2.3.3.1 В шестой ступени tк6=tк5-t=66,65-6,67=59,98 оС;
(2.10)
о
2.3.3.1 В седьмой ступени tк7=tк6-t=59,98-6,67=53,31 С;
2.3.3.1 В восьмой ступени tк8=tк7-t=53,31-6,67=46,64 оС;
(2.11)
(2.12)
о
2.3.3.1 В девятой ступени tк9=tк8-t=46,64-6,67=40 С.
(2.13)
2.3.4 Найдём количество выпаренной воды по ступеням Gi
2.3.4.1 В первой ступени G1
G1 
где
G  C1  t 1950,5  4,205  6,67

 24,05кг / с;
r1
2274,7
С1=4,205
кДж/кг*К
–
изобарная
(2.14)
теплоёмкость
воды
при
температуре кипения в первой ступени по таблице 2-4 [18];
r1=2274,7 кДж/кг – удельная теплота парообразования при температуре
в первой камере испарения по таблице 2-1 [18].
2.3.4.2 Во второй ступени G2
G2 
G  C 2  t 1950,5  4,199  6,67

 23,83кг / с.
r2
2292,0
(2.15)
2.3.4.3 В третьей ступени G3
2.3.4.4 В четвёртой ступени G4
G3 
G  C 3  t 1950,5  4,196  6,67

 23,64кг / с.
r3
2308,9
G  C 4  t 1950,5  4,192  6,67

 23,45кг / с.
r4
2325,5
G  C 5  t 1950,5  4,188  6,67
G5 

 23,26кг / с.
r5
2342,1
G4 
(2.16)
(2.17)
(2.18)
2.3.4.5 В пятой ступени G5
2.3.4.6 В шестой ступени G6
G6 
G  C 6  t 1950,5  4,185  6,67

 23,09кг / с.
r6
2358,3
(2.19)
2.3.4.7 В седьмой ступени G7
2.3.4.8 В восьмой ступени G8
G  C 7  t 1950,5  4,182  6,67

 22,91кг / с.
r7
2374,6
G  C 8  t 1950,5  4,180  6,67
G8 

 22,75кг / с.
r8
2390,7
G7 
(2.20)
(2.21)
2.3.4.9 В девятой ступени G9
2.3.4.10 Количество пара на оттяжку, поступающего в конденсатор
теплоиспользующих ступеней Gот’
G9 
G  C 9  t 1950,5  4,179  6,67

 22,59кг / с.
r9
2406,6
(2.22)
6
'
G от
  Gi  Кот  (24,05  23,83  23,64  23,45  23,26  23,09)  0,01  1,413кг / с.
1
(2.23)
2.3.4.11 Количество пара на оттяжку, поступающего в конденсатор
теплоотводящих ступеней Gот”
2.3.5 Определим температуру вторичного пара по ступеням установки
tsi с учётом величины физико-химической 1’ , гидростатической 1” и
гидродинамической депрессий 1’’’
9
G
"
от
  Gi  Кот  (22,91  22,75  22,59)  0,01  0,683кг / с.
(2.24)
7
2.3.5.1 В первой ступени ts1
ts1=tк1-1’-(1”-1’’’)=93,33-0,4-0,4=92,53 оС;
где 1’=0,4
о
С – физико-химическая температурная депрессия,
вычисленная по формуле на стр. 95 [20] (одинаковая для всех ступеней
испарения)
0,05  0,045 bсс
'  0,38  е
 0,38  е 0,05  0,045 0,04  0,4 о С ;
1
где bср=0,04% - средняя концентрация рассола в установке;
1”-1’’’=0,4
о
С – сумма гидростатической и гидродинамической
депрессий в первом аппарате по рекомендациям [20] на стр. 96.
2.3.5.2 Во второй ступени ts2
ts2=tк2-2’-(2”-2’’’)=86,66-0,4-0,6=85,66 оС;
где 2”-2’’’=0,6 оС - сумма гидростатической и гидродинамической
депрессий во втором аппарате по рекомендациям [20] на стр. 96.
2.3.5.3 В третьей ступени ts3
ts3=tк3-3’-(3”-3’’’)=79,99-0,4-0,8=78,79 оС;
где 3”-3’’’=0,8 оС - сумма гидростатической и гидродинамической
депрессий во втором аппарате по рекомендациям [20] на стр. 96.
2.3.5.4 В четвёртой ступени ts4
ts4=tк4-4’-(4”-4’’’)=73,32-0,4-1,0=71,92 оС;
где 4”-4’’’=1,0 оС - сумма гидростатической и гидродинамической
депрессий во втором аппарате по рекомендациям [20] на стр. 96.
2.3.5.5 В пятой ступени ts5
ts5=tк5-5’-(5”-5’’’)=66,65-0,4-1,2=65,05 оС;
где 5”-5’’’=1,2 оС - сумма гидростатической и гидродинамической
депрессий во втором аппарате по рекомендациям [20] на стр. 96.
2.3.5.6 В шестой ступени ts6
ts6=tк6-6’-(6”-6’’’)=59,98-0,4-1,4=58,18 оС;
где 6”-6’’’=1,4 оС - сумма гидростатической и гидродинамической
депрессий во втором аппарате по рекомендациям [20] на стр. 96.
2.3.5.7 В седьмой ступени ts7
ts7=tк7-7’-(7”-7’’’)=53,31-0,4-1,6=51,31 оС;
где 7”-7’’’=1,6 оС - сумма гидростатической и гидродинамической
депрессий во втором аппарате по рекомендациям [20] на стр. 96.
2.3.5.8 В восьмой ступени ts8
ts8=tк8-8’-(8”-8’’’)=46,64-0,4-1,8=44,44 оС;
где 8”-8’’’=1,8 оС - сумма гидростатической и гидродинамической
депрессий во втором аппарате по рекомендациям [20] на стр. 96.
2.3.5.9 В девятой ступени ts9
ts9=tк9-9’-(9”-9’’’)=39,97-0,4-2,0=37,57 оС;
где 9”-9’’’=2,0 оС - сумма гидростатической и гидродинамической
депрессий во втором аппарате по рекомендациям [20] на стр. 96.
2.3.5.10
Определим
среднюю
температуру
пара
на
оттяжку,
поступающего в конденсатор из теплоиспользующих ступеней tSср1
6
t Sсс1 
 t Si
1
6
2.3.5.11

92,53  85,66  78,79  71,92  65,05  58,18
 75,4 о С.
6
Определим
среднюю
температуру
пара
на
поступающего в конденсатор из теплоиспользующих ступеней tSср2
оттяжку,
2.3.6
Находим
количество
оборотной
воды,
необходимое
для
конденсации паров парогазовой смеси оттяжек в каждом из конденсаторов
9
 t Si
t Sсс 2 
7
3

51,31  44,44  37,57
 44,44 о С.
3
2.3.6.1 Количество оборотной воды, подаваемое в конденсатор
теплоиспользующих ступеней Gохл1
Gохл1 
'
Gот
 Кот  rср1
C охл.ср  (t охл 2
1,413  2320,4  10 3

 112,1кг / с,
 t охл1 ) 4,179  10 3  (35  28)
где rср1=2320,4 кДж/кг – удельная теплота парообразования при средней
температуре пара поступающего в конденсатор по таблице 2-1 [18];
Сохл.ср=4,179 кДж/кгК – теплоёмкость охлаждающей воды при средней
температуре по таблице 2-8 [18].
2.3.6.2. Количество охлаждающей воды, подаваемое в конденсатор
теплоотводящих ступеней Gохл2
Gохл 2 
"
Gот
 Кот  rср 2
C охл.ср  (t охл 2
0,683  2395,8  10 3

 55,9кг / с,
 t охл1 ) 4,179  10 3  (35  28)
где rср1=2395,8 кДж/кг – удельная теплота парообразования при средней
температуре пара поступающего в конденсатор по таблице 2-1 [18];
2.3.7 По температуре насыщения по таблице 2-1 [18] определим
удельные теплоты парообразования в каждой ступени ri
r1=2276,8 кДж/кг;
r2=2294,5 кДж/кг;
r3=2311,9 кДж/кг;
r4=2329,0 кДж/кг;
r5=2346,1 кДж/кг;
r6=2362,9 кДж/кг;
r7=2379,5 кДж/кг;
r8=2395,8 кДж/кг;
r9=2406,5 кДж/кг.
2.3.7 Рассмотрим несколько вариантов тепловой схемы установки
2.3.7.1 Первый вариант
2.3.7.1.1 В схеме ступени разделены на два контура: шесть –
теплоиспользующие и три – теплоотводящие. Конденсация пара в последних
трёх ступенях осуществляется оборотной водой. Кроме того, для снижения
расхода охлаждающей воды в седьмую и восьмую ступени заводится рассол
из последней ступени испарения, а исходная вода перед подачей на
испарение
нагревается
в
теплоотводящих
ступенях.
Кратность
концентрирования в данной схеме принимаем по рекомендациям на стр. 85
[20] a=3.
2.3.7.1.1. По тепловой схеме составляем материальные балансы
потоков с учётом известной величины кратности концентрирования
G Д  Кот  G прод  Gисх ;

Gисх  Gцирк  G;

Gисх  3  G прод .
(2.39)
(2.40)
(2.41)
2.3.7.1.2 Из совместного решения уравнений (2.39) и (2.41) находим
величину расхода продувочной воды Gпр
2.3.7.1.3 Тогда расход исходной воды Gисх
2.3.7.1.4 Количество циркулирующего раствора Gцирк по формуле (2.40)
Gцирк  G  Gисх  1950,5  315,6  1635кг / с.
G прод 
G Д  Кот
2

208,3  1,01
 105,2кг / с.
2
2.3.7.1.5 Кратность циркуляции Кц
Кц 
G
1950,5

 6,18.
Gисх
315,6
2.3.7.1.5 Удельная производительность установки по дистилляту d
d
GД
G

208,3
 0,1068.
1950,5
2.3.7.1.6 Общее солесодержание продувочной воды bк
bк=bисхa=3003=900 мг/кг.
2.3.7.1.7 Определим количество охлаждающей воды, необходимое для
обеспечения конденсации пара в теплоотводящих ступенях Gохл
2.3.7.1.7.1 Находим количество теплоты, которое необходимо отвести в
конденсаторах-пароохладителях каждой из трёх теплоотводящих ступеней
2.3.7.1.7.1.1 Количество теплоты, которое необходимо отвести в
седьмой ступени Q7
Q7  G 7  (1  Kоо )  r7  22,91  (1  0,01)  2379,5  53969,2кВт.
2.3.7.1.7.1.2 Количество теплоты, отводимое в восьмой ступени Q8
Q8  G8  (1  Kоо )  r8  22,75  (1  0,01)  2395,8  53959,4кВт.
2.3.7.1.7.1.3 Количество теплоты, отводимое в девятой ступени Q9
Q9  G9  (1  Kоо )  r9  22,59  (1  0,01)  2406,5  53819,2кВт.
Gисх  3  G прод  3  105,2  315,6кг / с.
2.3.7.1.7.2 Из условия обеспечения недогрева в седьмой ступени н~5
о
С, задаёмся температурой охлаждающего рассола и исходной воды на
выходе из седьмой ступени tв7=46 оС найдём количество теплоты отбираемое
рассолом в седьмой и восьмой ступенях Qр
Q р  G р  (h7'  hк' )  1740  (192,53  167,45)  43641,7 кВт,
где Gр=1740 кг/с – расход рассола на выходе из последней камеры
испарения;
h’7=192,53 кДж/кг и h’к=167,45 кДж/кг – соответственно энтальпии
рассола на выходе из конденсатора-пароохладителя седьмой ступени и на
выходе из камеры испарения девятой ступени.
2.3.7.1.7.3 Найдём количество теплоты отбираемое в седьмой и
восьмой ступенях исходной водой Qи.в.
Q и .в.  Gи .в.  (h7'  h9и .в. )  315,6  (192,53  147,81)  14113,6кВт,
'
где hи.в.’9=147,81 кДж/кг – энтальпия исходной воды при температуре на
выходе из девятой ступени tи.в.9=35,3 оС, найденной из условия равного
перепада температур между ступенями охлаждения tи.в.=(tв7-tисх)/3=(4630)/3=5,3 оС.
2.3.7.1.7.4 С учётом найденных величин, определим количество
оборотной воды, необходимое для полной конденсации пара в седьмой и
восьмой ступенях Gохл
7,8,
предполагая независимую её подачу в девятую
ступень
Gохл 7 ,8 
Q7  Q8  Q р  Q и .в. 53969,2  53,959,4  43641,7  14113,6

 1715,6кг / с,
C охл.ср  (t охл 2  t охл1 )
4,179  (35  28)
где Сохл.ср.=4,179 кДж/кгК – истинная изобарная теплоёмкость
охлаждающей
воды
при
средней
её
температуре
tв.ср.=(tохл2+t)/2
=(40+25)/2=32,5 оС во втором контуре установки по таблице 2-4 [18].
2.3.7.1.7.5 Определим количество теплоты, отбираемое исходной водой
в девятой ступени Qи.в.9
'
Q9и .в.  Gи .в.  (h9и .в.  hисх
)  315,6  (147,81  125,66)  6990,5кВт,
'
где hисх’=125,66 кДж/кг– энтальпия исходной воды по таблице 2-1 [18].
2.3.7.1.7.6 Тогда количество оборотной воды, необходимое для
конденсации паров в девятой ступени составит Gохл9
Gохл 9 
Q9  Q9и .в.
53819,2  6990,5

 1601,2кг / с.
C охл.ср  (t охл 2  t охл1 ) 4,179  (35  28)
2.3.7.1.7.7
Суммарное
количество
охлаждающей
воды,
которое
необходимо подать в теплоотводящие ступени составит Gохлт
Gохлт=Gохл7,8+Gохл9=1715,6+1601,2=3316,8 кг/с.
2.3.7.1.7.8 Общее количество оборотной воды с учетом охлаждения
конденсаторов составит Gохл
Gохл=Gохлт+Gохл1+Gохл2=3316,8+112,1+55,9=3484,8 кг/с.
2.3.7.1.8 Найдём температуру воды на выходе из каждой ступени
конденсатора tвi, учитывая, что первые шесть ступеней охлаждаются водой,
поступающей на опреснение, а последние три – оборотной водой,
циркулирующим рассолом и исходной водой.
2.3.7.1.8.1 Температура охлаждающего рассола на выходе из шестой
ступени составляет tв6
G6  r6  (1  Кот)  G  t в 7  С ср
tв6 

G  С ср
23,09  (1  0,01)  2362,9  1950,5  46,0  4,190
1950,5  4,190
 52,6 о С ,
где Сср=4,190 кДж/кг – истинная изобарная теплоёмкость воды при
средней температуре поступающего на опреснение рассола по таблице 2-4
[18].
2.3.7.1.8.2 Температура охлаждающего рассола на выходе из пятой
ступени составляет tв5
tв5 
G5  r5  (1  Кот)  G  t в 6  С ср
G  С ср

23,26  (1  0,01)  2346,1  1950,5  52,6  4,190
1950,5  4,190
 59,2 о С.
2.3.7.1.8.3 Температура рассола на выходе из четвёртой ступени tв4
tв4 
G4  r4  (1  Кот)  G  t в 5  С ср
G  С ср

23,45  (1  0,01)  2329,0  1950,5  59,2  4,190
1950,5  4,190
 65,8 С.
о
2.3.7.1.8.4 Температура рассола на выходе из третей ступени tв3
2.3.7.1.8.5 Температура охлаждающего рассола на выходе из второй
ступени tв2
tв2 
G2  r2  (1  Кот)  G  t в 3  С ср
 79,0 о С.
G  С ср

23,83  (1  0,01)  2294,5  1950,5  72,4  4,190
1950,5  4,190
tв3 
G3  r3  (1  Кот)  G  t в 4  С ср
G  С ср

23,64  (1  0,01)  2311,9  1950,5  65,8  4,190
1950,5  4,190
 72,4 С.
о
2.3.7.1.8.6 Температура охлаждающего рассола на выходе из первой
ступени tв1
2.3.7.1.9
Найдём
количество
пара,
подаваемого
в
головной
подогреватель Gп
t в1 
G1  r1  (1  Кот)  G  t в 2  С ср
G  С ср

24,05  (1  0,01)  2276,8  1950,5  79,0  4,190
1950,5  4,190
 85,6 о С.
Gп 
G  C d  (t1  t d 1 ) 1950,5  4,190  (100  85,6)

 52,45кг / с  189т / ч,
(2684,1  440,17)
(hп''  hп' )
где hп’’=2684,1 кДж/кг – энтальпия насыщенного пара, подаваемого в
головной подогреватель, при температуре tп=105 оС по таблице 2-1 [18],
hп’=440,17 кДж/кг – энтальпия конденсата при температуре в
подогревателе.
2.3.7.1.10 Удельный расход теплоты составит dт
dт 
Cd  G
4,190  1950,5
 (t1  t d 1 ) 
 (100  85,6)  565кДж / кг.
GД
208,3
2.3.7.2 Второй вариант
2.3.7.2.1 Схема предполагает последовательное включение по исходной
воде всех девяти ступеней. Исходная вода смешивается с циркуляционной и
подаётся в конденсатор-пароохладитель девятой ступени.
2.3.7.2.2 Задаваясь температурой воды на входе в первый конденсаторпароохладитель tвх1=32,5оС по формуле (3-38) [8] найдём величину
отношения Gцирк/G
Gцирк
G

t вх1  t исх 32,5  30

 0,25.
t к  t исх
40  30
2.3.7.2.3 Тогда расход циркулирующей воды составит Gцирк
Gцирк=0,25*G=0,25*1950,5=487,6 кг/с.
2.3.7.2.4 По материальному балансу схемы определим расход исходной
воды Gисх
Gисх=G-Gцирк=1950,5-487,6=1462,9 кг/с.
2.3.7.2.5 Тогда расход продувочной воды составит Gпрод
Gпрод=G-G*(1-Кот)-Gцирк=1950,5-208,3*(1+0,01)-487,6=1252,5 кг/с.
2.3.7.2.5 Кратность концентрирования a
a
Gисх 1462,9

 1,2.
Gпрод 1252,5
2.3.7.2.6 Общее солесодержание продувочной воды bк
bк=abисх=1,2300=360 мг/кг.
2.3.7.2.7 Кратность циркуляции Кц
Кц 
G
1950,5

 1,33.
Gисх 1462,9
2.3.7.2.8 Удельная производительность установки по дистилляту d
tв6 
G6  r6  (1  Кот)  G  t в 7  С ср
G  С ср

23,09  2362,9  (1  0,01)  1950,5  52,3  4,190
1950,5  4,190
 58,9 С.
о
2.3.7.2.9 Найдём температуру воды, поступающей на испарение, на
выходе из каждой ступени конденсаторов tвi,
d
GД
G

208,3
 0,0561.
3713,7
2.3.7.2.9.1 Температура воды на выходе из девятой ступени tв9
tв9 
G9  r9  (1  Кот)  G  t вх1  С ср
G  С ср

22,59  2406,5  (1  0,01)  1950,5  32,5  4,190
1950,5  4,190
 39,1о С.
2.3.7.2.9.2 Температура воды на выходе из восьмой ступени tв8
t в8 
G8  r8  (1  Кот)  G  t в 9  С ср
G  С ср

22,75  2395,8  (1  0,01)  1950,5  39,1  4,190
1950,5  4,190
 45,7 о С.
2.3.7.2.9.3 Температура воды на выходе из седьмой ступени tв7
tв7 
G7  r7  (1  Кот)  G  t в 8  С ср
 52,3о С.
G  С ср

22,91  2379,5  (1  0,01)  1950,5  45,7  4,190
1950,5  4,190
2.3.7.2.9.4 Температура воды на выходе из шестой ступени tв6
tв5 
G5  r5  (1  Кот)  G  t в 6  С ср

G  С ср
23,26  2346,1  (1  0,01)  1950,5  58,9  4,190
1950,5  4,190
 65,5 о С.
2.3.7.2.9.5 Температура воды на выходе из пятой ступени tв5
tв3 
G3  r3  (1  Кот)  G  t в 4  С ср
G  С ср

23,64  2311,9  (1  0,01)  1950,5  72,2  4,190
1950,5  4,190
 78,8 о С.
2.3.7.2.9.6 Температура воды на выходе из четвёртой ступени tв4
tв2 
G2  r2  (1  Кот)  G  t в 3  С ср
G  С ср

23,83  2294,5  (1  0,01)  1950,5  78,8  4,190
1950,5  4,190
 85,4 о С.
2.3.7.2.9.7 Температура воды на выходе из третей ступени tв3
tв4 
G4  r4  (1  Кот)  G  t в 5  С ср
G  С ср

23,45  2329,0  (1  0,01)  1950,5  65,5  4,190
1950,5  4,190
 72,2 о С.
2.3.7.2.9.8 Температура воды на выходе из второй ступени tв2
t в1 
G1  r1  (1  Кот)  G  t в 2  С ср
G  С ср

24,05  2276,8  (1  0,01)  1950,5  85,4  4,190
1950,5  4,190
 92,0 о С.
2.3.7.2.9.9 Температура воды на выходе из первой ступени tв1
2.3.7.2.10
Найдём
количество
пара,
подаваемого
в
головной
подогреватель Gп
Gп 
G  C d  (t1  t d 1 ) 1950,5  4,190  (100  92,0)

 29,14кг / с  105т / ч,
(2684,1  440,17)
(hп''  hп' )
где hп’’=2684,1 кДж/кг – энтальпия насыщенного пара, подаваемого в
головной подогреватель, при температуре tп=105 оС по таблице 2-1 [18],
hп’=313,94 кДж/кг – энтальпия конденсата при температуре в
подогревателе.
2.3.7.2.11 Удельный расход теплоты составит dт
dт 
Cd  G
4,190  1950,5
 (t1  t d 1 ) 
 (100  92,0)  314кДж / кг.
GД
208,3
2.3.7.3 Третий вариант схемы, предполагающий последовательно
подавать в конденсаторы-пароохладители исходную воду и смешивать её с
циркуляционной перед подачей с головной подогреватель, изначально
представляется нефункциональным. Это связано с тем, что количество
исходной воды оказывается не достаточным для конденсации паров в
ступенях установки при любой степени концентрирования.
2.3.8 Результаты расчётов сводим в таблицу 4
Таблица 4 - Сравнительные характеристики вариантов схем
Параметры
1 Расход воды поступающей
на испарение в первую
ступень, кг/с
Первый вариант
Второй вариант
схемы
схемы
1950,5
1950,5
2 Расход исходной воды, кг/с
315,6
1462,9
3 Расход продувочной
105,2
1252,5
3484,8
168
5 Кратность циркуляции
6,18
1,33
6 Общее солесодержание
900
360
воды, кг/с
4 Расход охлаждающей
воды, кг/с
продувочной воды, мг/кг
2.3.9 Проанализируем полученные результаты:
При использовании первого варианта тепловой схемы потребуется
водооборотный цикл с объёмом циркулирующей воды ~ 3320 кг/с или 11940
т/час.
Во втором случае имеем большой тепловой поток в виде продувочной
воды с температурой tк=40 оС в количестве 1252,5 кг/с или 4510 т/час с
повышенным солесодержанием, которое необходимо каким-то образом
утилизировать или непосредственно сбрасывать в канализацию. Надо
отметить, что во второй схеме величина недогрева охлаждающей воды в
конденсаторах ступеней мала, что негативно сказывается на степени
конденсации паров.
Тепловая эффективность обоих схем, выраженная в виде удельного
расхода теплоты dт, примерно одинаковая и в случае использования в
качестве основного греющего пара - отработанного пара турбин приводов
силового оборудования, не является определяющей величиной.
Основываясь на этих данных, принимаем к расчёту схему с тремя
теплоотводящими
ступенями.
Её
применение
позволит
значительно
сократить расход воды на подпитку установки и продувочной воды,
сбрасываемой в промливневую канализацию. Кроме того, за счёт более
низкой температуры охлаждающей воды в последних ступенях удастся
добиться более глубокого вакуума, более качественной конденсации пара и
сократить площади поверхностей теплообмена конденсаторов.
2.3.10
Найдём
температурный
перепад
в
ступенях,
как
среднелогарифмический по формуле (3-93) [20] tсрi
2.3.10.1 Среднелогарифмический перепад в первой ступени tср1
t ср1 
t в1  t в 2
85,6  79,0

 9,7 о С.
t s1  t в 2
92,53  79,0
ln
ln
92,53  85,6
t s1  t в1
2.3.10.2 Среднелогарифмический перепад во второй ступени tср2
t ср 2 
tв 2  tв3
79,0  72,4

 9,6 о С.
t s 2  tв3
85,6  72,4
ln
ln
85,66  79,0
t s2  tв2
2.3.10.3 Среднелогарифмический перепад в третей ступени tср3
t ср 3 
tв3  tв 4
72,4  65,8

 9,3о С.
t s3  tв 4
78,79  65,8
ln
ln
78,79  72,4
t s3  tв3
2.3.10.4 Среднелогарифмический перепад в четвёртой ступени tср4
t ср 4 
tв 4  tв5
65,8  59,2

 9,0 о С.
t s 4  tв5
71,92  59,2
ln
ln
71,92  65,8
t s4  tв4
2.3.10.5 Среднелогарифмический температурный перепад в пятой
ступени tср5
t ср 5 
tв5  tв6
59,2  52,6

 8,7 о С.
t s5  tв6
65,05  52,6
ln
ln
65,05  59,2
t s5  tв5
2.3.10.6 Среднелогарифмический перепад в шестой ступени tср6
t ср 6 
tв6  tв7
43,7  40,1

 6,8 о С.
t s6  tв7
48,84  40,1
ln
ln
48,84  43,7
t s6  tв6
2.3.10.7 Определим температурный перепад в седьмой ступени
2.3.10.7.1 Среднелогарифмический температурный перепад между
паром и конденсатором охлаждающего рассола tр.7
t р.7 
t р 7  t р8
46  43

 6,7 о С ,
t s 7  t р8
51,31  43
ln
ln
51,31  46
t s 7  t р8
где tр7=tв7=46 оС – температура рассола на выходе из седьмой ступени;
tр8=43
о
С – температура рассола на выходе из конденсатора-
пароохладителя восьмой ступени.
2.3.10.7.2 Температурный перепад между исходной водой и вторичным
паром в седьмой ступени составляет tи.в.7
t и .в.7 
t в 7  t исх8
46  40,67

 7,7 о С ,
t t
51,31  40,67
ln s 7 исх8 ln
51,31  46
t s7  tв7
где tисх8=40,67 оС – температура исходной воды на выходе из восьмой
ступени, вычисленная из условия равенства перепада температур по всем
трём теплоотводящим ступеням и.в.=(tв7-tисх)/3=946-30)/3= 5,33 оС.
2.3.10.7.3 Среднелогарифмический температурный перепад между
оборотной водой и вторичным паром составит tохл.7
t охл.7 
t охл 2  t охл.8
35  31,5

 18 о С ,
t s 7  t охл.8
51,31  31,5
ln
ln
51,31  35
t s 7  t охл 2
где tохл8=31,5 оС – температура охлаждающей воды на выходе из
восьмой ступени, определённая из условия равенства перепада температур в
конденсаторах седьмой и восьмой ступеней.
2.3.10.7.4 Тогда средний температурный перепад в ступени составит
tср7
t ср 7 
t р 7  t и .в.7  t охл 7
3

6,7  7,7  18
 10,8 о С.
3
2.3.10.8 Определим величину температурного перепада в восьмой
ступени
2.3.10.8.1 Среднелогарифмический температурный перепад между
паром и конденсатором охлаждающего рассола по формуле (3-93) [20] tр.8
t р.8 
t р8  t к
43  40

 2,7 о С ,
t t
44,44  40
ln
ln s 8 к
44,44  43
t s8  t р8
где tк=40 оС – температура рассола на выходе из последней ступени.
2.3.10.8.2 Температурный перепад между исходной водой и вторичным
паром в восьмой ступени составляет tи.в.8
t и .в.8 
t в 8  t исх.9
40,67  35,33

 6,1о С ,
t t
44,44  35,33
ln s 8 исх 9 ln
44,44  40,67
t s 8  t исх8
где tисх9=35,33
о
С – температура исходной воды на выходе из
конденсатора девятой ступени.
2.3.10.8.3 Среднелогарифмический температурный перепад между
оборотной водой и вторичным паром составит tохл.8
t охл.8 
t охл8  t охл.1
31,5  28

 14,6 о С ,
t t
44,44  28
ln s 8 охл.1 ln
44,44  31,5
t s 8  t охл8
2.3.10.8.4 Тогда средний температурный перепад в ступени составит
tср8
Х.10.9 Определим величину температурного перепада в девятой
ступени
t ср8 
t р 8  t и .в.8  t охл8
3

2,7  6,1  14,6
 7,8 о С.
3
2.3.10.9.1 Температурный перепад между исходной водой и вторичным
паром в девятой ступени составляет tи.в.9
t и .в.9 
t исх 9  t исх
35,33  30,0

 4,4 о С.
t s 9  t исх
37,57  30,0
ln
ln
37,57  35,33
t s 9  t исх 9
2.3.10.9.2 Среднелогарифмический температурный перепад между
оборотной водой и вторичным паром составит tохл.9
2.3.10.9.3 Средний температурный перепад в ступени составляет tср9
t охл.9 
t охл 2  t охл.1
35  28

 5,3о С.
t t
37,57  28
ln s 9 охл.1 ln
37,57  35
t s 9  t охл 2
t ср 9 
 и .в.9   охл 9 4,4  5,3

 4,9 о С.
2
2
2.3.10.10 Определим средний температурный перепад в конденсаторе
паро-воздушной смеси из теплоиспользующих ступеней tср’
t охл 2  t охл.1
35  28

 43,8 о С
t Sсс1  t охл.1
75,4  28
ln
ln
75,4  35
t Sсс1  t охл 2
'
t ср

2.3.10.10 Определим средний температурный перепад в конденсаторе
паро-воздушной смеси из теплоотводящих ступеней tср”
t ср" 
t охл 2  t охл.1
35  28

 12,6 о С
t Sсс 2  t охл.1
44,44  28
ln
ln
44,44  35
t Sсс 2  t охл 2
2.3.10.11 Среднелогарифмический температурный напор в головном
подогревателе составляет tг.п. по формуле (3-93) [20]
t г .п. 
t1  t в1
100  85,6

 5,4 о С ,
t
t
101  85,6
ln Sг .п. в1 ln
101  100
t Sг .п.  t1
где tSг.п.=101оС – температура насыщения греющего пара.
2.3.11
Вычислим
средний
температурный
теплоиспользующих ступенях установки tср1
6
t ср1 
 t
i 1
6
срi

9,7  9,6  9,3  9,0  8,7  8,5
 9,1о С.
6
перепад
в
2.3.12 Найдём количество теплоты, переданное воде, поступающей на
испарение, в конденсаторах-пароохладителях теплоиспользующих ступеней
Q1т
Qт1  G  (iв' 1  iк' )  1950,5  (385,44  192,53)  323,61МДж / с  323,61МВт,
где iв1’=385,44 кДж/кг – энтальпия воды при её температуре на выходе
из первой ступени (перед подачей в головной подогреватель) по таблице 2-1
[18];
iк’=192,53 кДж/кг – энтальпия воды на входе в шестую ступень (вода
при температуре на выходе из седьмой ступени tк=46 оС) по таблице 2-1 [18].
2.3.13 Среднее количество теплоты, передаваемое воде, поступающей
на испарение, в теплоиспользующих ступенях Q1ср
Qт1 323,61
Q 

 53,94 МВт.
6
6
1
ср
2.3.14 По таблице 4-6 [1] выбираем средний коэффициент теплоотдачи
при
конденсации
пара
на
горизонтальных
трубах
с
учётом
неконденсируемых газов про вакуумметрическом давлении kк1= 3500
Вт/(м2К).
2.3.15
По
найденным
величинам
найдём
среднюю
площадь
теплопередающей поверхности одного конденсатора-пароохладителя Fк ср
Fк .ср 
1
Qср
t ср1  k к1
53,94  10 6

 1693,6 м 2 .
9,1  3500
2.3.16 Зная количество теплоты передаваемое в конденсаторахпароохладителях теплоотводящих ступеней и средние температурные
напоры найдём площади теплопередающих поверхностей Fсрi
2.3.16.1 По таблице 4-6 [1] принимаем средний коэффициент
теплоотдачи при конденсации пара в теплоотводящих ступенях kкср=2000
Вт/(м2К).
2.3.16.2
Площадь
теплопередающей
поверхности
конденсаторов
поверхности
конденсаторов
поверхности
конденсаторов
седьмой ступени Fк7
Q7
53,969  10 6
Fк 7 

 2500 м 2 .
t ср 7  k кср 10,8  2000
2.3.16.3
Площадь
теплопередающей
восьмой ступени Fк8
Q8
53,959  10 6
Fк 8 

 3459 м 2 .
t ср8  k кср
7,8  2000
2.3.16.4
Площадь
теплопередающей
девятой ступени Fср9
Fср 9
Q9
53,819  10 6


 5492 м 2 .
t ср 9  k кср
4,9  2000
2.3.17 Площадь поверхности теплообмена головного подогревателя
составляет Fг.п.
Fг .п.
G  C  (t1  t в1 ) 1950,5  4,19  10 3  (100  85,6)


 6226,7 м 2 ,
t г .п.  k г .п.
5,4  3500
где kг.п.=3500 Вт/м2К – ориентировочный коэффициент теплопередачи
от конденсирующегося пара к жидкости по таблице (4-6) [1];
принимаем в качестве головного подогревателя восемь стандартных
конденсаторов
1400КНВ-6-6-М3-0/20-6-2
ГОСТ15121-79
суммарной
площадью теплообмена F=6920 м2.
2.3.17 Найдём площади теплопередающих поверхностей конденсаторов
оттяжек
парогазовой
смеси
из
ступеней
испарения
полагая,
что
теплопередачи
при
конденсируется весь пар
2.3.17.1
Задаёмся
величиной
коэффициента
конденсации пара, содержащего неконденсируемые газы, по таблице 4-6 [1]
kк= 1500 Вт/м2К
2.3.17.2
Площадь
теплопередающей
поверхности
конденсатора
теплоиспользующих ступеней Fк1
'
G от
 hот1 1,413  2636,0  10 3
Q к1
Fк1  '


 486,8 м 2 ;
43,8  1500
t ср  k к
t ср'  k к
принимаем стандартный вертикальный кожухотрубчатый конденсатор
1200КНВ-6-6-М1-О/25-6-2
ГОСТ15121-79
площадью
поверхности
поверхности
конденсатора
теплообмена F=494 м2.
2.3.17.2
Площадь
теплопередающей
теплоотводящих ступеней Fк2
"'
G от
 hот 2 0,683  2581,9  10 3
Qк 2
Fк 2  "


 93,3 м 2 ;
"'
12,6  1500
t ср  k к
t ср  k к
принимаем стандартный вертикальный кожухотрубчатый конденсатор
600КНВ-6-6-М1-О/25-6-4
ГОСТ15121-79
площадью
поверхности
теплообмена F=97 м2.
2.3.18 Найдём поверхность зеркала испарения для каждой ступени fi
G1
f1 
24,05
 28,29 м 2 .
0,85

S
2.3.18.1 Для первой ступени поверхность зеркала испарения f1 составит
f2 
G2

S
23,83
 28,04 м 2 .
0,85
2.3.18.2 Для второй ступени поверхность зеркала испарения f2 составит
f3 
G3
S

23,64
 27,81м 2 .
0,85
2.3.18.3 Поверхность зеркала испарения третей ступени f3
f4 
G4
S

23,45
 27,59 м 2 .
0,85
2.3.18.4 Поверхность зеркала испарения четвёртой ступени f4
f5 
G5
S

23,26
 27,36 м 2 .
0,85
2.3.18.5 Поверхность зеркала испарения пятой ступени f5
f6 
G6
S

23,09
 27,16 м 2 .
0,85
2.3.18.6 Поверхность зеркала испарения шестой ступени f6
2.3.18.7 Поверхность зеркала испарения седьмой ступени f7
f7 
G7
S

22,91
 26,95 м 2 .
0,85
2.3.18.8 Поверхность зеркала испарения восьмой ступени f8
f8 
G8
S

22,75
 26,76 м 2 .
0,85
2.3.18.9 Поверхность зеркала испарения девятой ступени f9
f9 
G9
S

22,59
 26,58 м 2 .
0,85
2.3.18.10 Принимаем для всех ступеней площадь зеркала испарения
f=28 м2.
2.4 Расчёт количества используемого пара
2.4.1 По имеющимся данным теплового расчёта можно определить
необходимое количество греющего низкопотенциального пара в случае
использования в качестве рабочего пара различных параметров
2.4.2 Исходя из общего количества греющего пара и по коэффициенту
эжекции определим требуемое количество рабочего пара 40 Gр40
G р27 
Gc
G
52,45
 г . п. 
 5,25кг / с  18,88т / час.
1 u 1 u 1 9
2.4.3
Необходимое
количество
низкопотенциального
пара,
отработанного в турбинах привода основного оборудования, составит Gн
Gн=Gр40u=5,259=47,25 кг/с=170,1 т/час.
2.4.5 Аналогично определим потребность в паре при использовании в
качестве рабочего пара других параметров и сведём полученные результаты
в таблицу 5.
Таблица 5 – Зависимость количества греющего пара в зависимости
от рабочего пара
Параметры
Пар 10
Пар 27
о
Пар 40
о
рабочего пара
Р=0,98 МПа, t=230 С
Р=2,4 МПа, t=280 С
Р=4,0 МПа, t=375оС
Расход рабочего пара, кг/с
10,49
8,74
5,25
(т/час)
(37,76)
(31,46)
(18,9)
Расход
41,96
43,7
47,25
низкопотенциального пара,
(151,06)
(157,32)
(170,1)
кг/с (т/час)
2.4.6 Таким образом, при использовании в эжекторе пара 40
потребуется 47,25 кг/с пара, отработанного в турбинах привода основного
оборудования производств аммиака. Определим площадь поверхности
воздушных холодильников, высвобождаемую в результате отвода части пара
в головной подогреватель установки.
2.4.6.1 В настоящее время для конденсации пара, отработанного в
турбинах привода, применяются следующие воздушные холодильники:
1
101 JC – F=33384 м2;
2
T401 JC – F=8200 м2;
2
102 JC – F=12594 м2;
3
103 JC - F=50076 м2;
4
T403 JC – F=8200 м2;
5
104 JC – F=8396 м2;
6
105 JC - F=33380 м2;
7
T403 JC– F=8200 м2;
общей площадью поверхности теплообмена Fобщ=162430 м2 (для одного
производства) [15]. Общее количество пара подаваемое на холодильники
составляет 248 т/час или 68,89 кг/с. В холодильниках осуществляется его
конденсация и охлаждение до температуры t=57 оС.
2.4.6.2 Найдем средний коэффициент теплопередачи воздушных
холодильников kср
k ср 
Gп  r  Gп  C ср  (tп  tк )
Qп


Fобщ  t
Fобщ  t
68,89  2333,8  10 3  68,89  4,187  10 3  (70  57)
 47,5 Вт /( м 2  К ),
162430  21,3
где t=21,3 оС – температурный напор в воздушных холодильниках,
вычисленный, как среднелогарифмический из расчёта средней летней
температуры воздуха tв=18 оС и воздуха на выходе из холодильников tвых=60
о
С;
r=2333,8 кДж/кг – удельная теплота парообразования при температуре
пара;
Сср=4,187 кДж/кгК – теплоёмкость воды при средней температуре в
холодильниках tср=(tп+ tк)/2=(70+57)/2=63,5 оС.
2.4.6.3 Площадь поверхности теплообмена, которая высвобождается
при включении установки в производственный цикл F’
Gн  r 47,5  2333,8  10 3
Qк
F 


 109568 м 2 .
k  t k  t
47,5  21,3
'
2.4.6.4 По полученным результатам и известным площадям отдельных
холодильников [15] определим, какие воздушные холодильники возможно
переключить для использования в установке для охлаждения оборотной воды
- это холодильники 101 JC и T401 JC, 102 JC, 104 JC, 105 JC и T105 JC общей
площадью поверхности теплообмена F=104154 м2. Оставшийся холодильник
будет покрывать имеющуюся нагрузку.
2.4.6.5 Ориентировочно оценим количество оборотной воды, которое
можно охладить в высвобождаемых воздушных холодильниках Gх
Gх 
k  F  t
47,5  104154  10,7

 1809,6кг / с,
C охл.ср.  (t охл 2  t охл1 ) 4,179  10 3  (35  28)
где t=10,7
о
С – среднелогарифмический температурный напор в
воздушном холодильнике при охлаждении оборотной воды.
2.4.6.6 Отсюда следует, что задействовав, в случае включения
установки
в
производственный
цикл,
неиспользуемые
воздушные
холодильники производства “Аммиак - 2” можно сократить затраты на
производство водооборотного цикла. Остальное количество оборотной воды
направляется на ВОЦ 17, где имеется запас по мощности.
2.4.6.7 Количество оборотной воды, направляемое на ВОЦ 17
составляет Gоб
Gоб=Gохл-Gх=3484,8-1809,6=1675,2 кг/с.
2.5 Расчёт сепарационного устройства и нахождение ожидаемого
качества дистиллята
2.5.1 Для нахождения количества примесей, которые с паром переходят
в дистиллят необходимо определить влажность пара, которую обеспечивает
сепарационное устройство. Принимаем для установки в камерах испарения
жалюзийные сепараторы с горизонтальными пакетами. Для аппаратов
безбарботажного типа, реализуемых в установке, принимаем величину
критерия, определяющего параметры сепаратора N=0,4 (стр. 194 [20]). При
этом ожидаемый унос составит =510-5-110-4 кг/кг.
2.5.2 Произведём расчёт первой ступени испарения как наиболее
напряжённой
2.5.2.1 По формуле (5-15) [20] найдём значение предельно допустимой
скорости
пара
в
нормальном
сечении
между
пластинами
жалюзи
сепарационного устройства ”д1
 
"
д1
N  4 g 2   1  ( 1'  1" )
 1"

0,4  4 9,812  60,19  (962,8  0,462)
0,462
 28,6 м / с,
где 1=60,19 Па – поверхностное натяжение воды при температуре в
первой ступени по таблице 2-8 [18],
’1= 962,8 кг/м3 – плотность воды при её температуре в первой ступени
по таблице 2-1 [18],
”1=0,462 кг/м3 – плотность пара при температуре насыщения в первой
ступени по таблице 2-1 [7].
2.5.2.2 Принимаем рабочую скорость пара равную
”р1=”д10,6=28,60,6=17,2м/с.
2.5.3. Найдём количество примесей, которое уносится со вторичным
паром и переходит в дистиллят. Согласно методике [2] на стр.247 значение
величины примесей зависит от влажности пара и от силы электролита
растворов примесей. Наиболее интенсивно уносятся с паром вещества,
водные растворы которых образуют очень слабые электролиты.
2.5.3.1 Определим количество окислов железа, которое переходит в пар
в первой ступени
1" 0,462

 4,8  10 4.
'
1 962,8
2.5.3.1.1 Найдем соотношение плотностей воды и водяного пара в
ступени
2.5.3.1.2 По формуле (5.3) [2] найдем коэффициент видимого
распределения вещества kрвидFe из условия что, гидратированные окислы
железа представляют собой очень слабый электролит
где n=0,8 – показатель степени зависящий от силы электролита
раствора (стр.247 [2]).
n
k вид
рFe
 " 
  1'   4,8  10 4
 1 


0 ,8
 0,0022  2,2  10 3 ,
2.5.3.1.3 Определим концентрацию соединений железа в дистилляте по
формуле (5.1) [2]
раств
раств
3
С дFe  С Fe
   С Fe
 k вид
 0,014 мг / л,
рFe  2,0  0,005  2,0  2,2  10
где =0,005% - ожидаемая влажность пара в ступени, обеспечиваемая
сепарационным устройством;
CFeраств=2,0 мг/л – концентрация ионов железа в исходной воде
(приложение А).
2.5.3.2 Аналогично найдём количество кремниевой кислоты, которое
переходит в пар из условия, что кремниевая кислота образует раствор
слабого электролита
2.5.3.2.1 По формуле (5.3) [2] найдем коэффициент видимого
распределения вещества kрвидSiO2
n
k вид
рSiO 2
 " 
  1'   4,8  10 4
 1 


1, 0
 0,00048  4,8  10 4 ,
где n=1,0 – показатель степени зависящий от силы электролита
раствора (стр.247 [2]).
2.5.3.2.2 Определим концентрацию соединений железа в дистилляте по
формуле (5.1) [2]
раств
раств
вид
4
С дSiO 2  С SiO



С

k

5
,
5

0
,
005

5
,
5

4
,
8

10
 0,03 мг / л,
рSiO
2
SiO
2
2
где =0,005% - ожидаемая влажность пара в ступени, обеспечиваемая
сепарационным устройством;
CSiO2раств=5,5 мг/л – концентрация кремнезема в пересчёте на SiO2 в
исходной воде (приложение А).
2.5.3.3 Найдём количество солей жёсткости, которые переходят в
дистиллят
2.5.3.3.1 Рассмотрим соли карбонатной жёсткости, основание которых
образует в воде сольный электролит
2.5.3.3.2 По формуле (5.3) [2] найдем коэффициент видимого
распределения вещества kрвидHCO3
n
k вид
рHCO 3
 1" 
  '   4,8  10 4
 1 


4, 0
 5,3  10 14 ,
где n=4,0 – показатель степени, зависящий от силы электролита
раствора (стр.247 [2]).
2.5.3.3.3 Определим концентрацию соединений железа в дистилляте по
формуле (5.1) [2]
раств
раств
вид
14
СдHCO3  СHCO
  СHCO
 k рHCO
 0,011мг / л,
3  2,2  0,005  2,2  5,3 10
3
3
где =0,005% - ожидаемая влажность пара в ступени, обеспечиваемая
сепарационным устройством;
CHCO3раств=2,2 мг/л – карбонатная жёсткость исходной воды.
2.5.4 Из приведённых расчётов следует, что принятое сепарационное
устройство обеспечит необходимое качество получаемого дистиллята при
соблюдении величины сепарационного пространства камер испарения и
технологического режима установки.
2.6 Очистка воды от растворённых газов
По
имеющейся
документации
[15]
на
предприятии
деминерализованная
вода
нормотивно-технической
регламентируется
по
содержанию свободного кислорода O2 и двуокиси азота CO2. Содержание
кислорода в исходной воде СO2 до30 мг/л, СCO2 – до 30 мг/л.
Удаление содержащегося в дистилляте кислорода происходит в
процессе испарения согласно закону Генри-Дальтона [2], характеризующего
зависимость между концентрацией в воде растворённого газа и его
парциальным давлением,
Cг=kгрг=kг(робщ-рН2О);
где Сг – концентрация растворённого в воде газа;
kг – коэффициент абсорбции газа водой;
робщ – общее давление;
рН2О – парциальное давление водяного пара.
Как видно из уравнения, понижение концентрации газа в воде
происходит с уменьшением разности робщ-рН2О. Таким образом, для удаления
газа из воды необходимо создать условия, при которых парциальное
давление его над водой было бы равно нулю.
При кипении жидкости парциальное давление растворённых в воде
газов стремится к нулю. В таком случае концентрация растворённого газа
будет зависеть только от времени дегазации. С увеличением времени
дегазации концентрация растворённых газов в воде уменьшается.
В проектируемой установке дегазация циркулирующего рассола
происходит равномерно по всем ступеням. Удаление выделившихся газов
осуществляется из каждой ступени совместно с неконденсирующимся паром
вакуум-насосом.
Естественно, полного освобождения воды от растворённого газа
достичь невозможно, поэтому концентрацию газов в дистилляте необходимо
определять
опытным
путём.
Однако,
учитывая
имеющийся
опыт
проектирования подобных установок, можно предположить, что содержание
растворённых газов в дистилляте не превысит допустимых норм качества
глубоко обессоленной воды [20].
3 Конструкторский расчёт
3.1 Расчёт регенеративных конденсаторов
3.1.1 По имеющимся данным теплового расчёта принимаем площадь
поверхности теплообмена каждого конденсаторов теплоиспользующих
ступеней равную Fк=1693,6 м2.
3.1.2 Произведём расчёт конденсатора-пароохладителя для первой
ступени
3.1.3 Принимаем среднюю скорость охлаждающего рассола в трубах
=3 м/с (стр. 57 [1]).
3.1.4 Диаметр трубок принимаем dтр=202,5 мм, длину lтр=6000 мм,
материал – латунь марки Л63, тип пучка – коридорный.
3.1.5
Определим
количество
трубок
в
пучке
по
уравнению
неразрывности исходя из заданной скорости воды в трубах n
n
4  G 
4  1950,5  0,0010222

 2117шт,
2
  d вн   3,14  (20  10 3 ) 2  3
где =0,0010222 м3/кг – удельный объём воды при средней температуре
в первой ступени tср=(tв1+tв2)/2=(85,6+79,0)/2=82,3 оС по таблице 2-1 [18].
3.1.6 Определим число ходов рассола в конденсаторе z по необходимой
площади теплообмена Fк из уравнения неразрывности
z
Fk
1693,6

 1,89,
  d ср  l  n 3,14  22,5  10 3  6  2117
где dср=22,510-3 м – средний диаметр труб;
принимаем число ходов охлаждающего рассола z=2.
3.1.7 Определим геометрические размеры трубного пучка
3.1.7.1 Для труб выбранного диаметра по таблице (8) [24] находим шаг
пучка s=32 мм.
3.1.7.2 Из геометрических размеров камеры испарения принимаем
ширину всего трубного пучка Bп=3 м, а ширину одного хода Bп1=1,5 м.
3.1.7.3 Отсюда найдём количество трубок в горизонтальном ряду
одного хода пучка n1 принимаем n1=46 шт.
Bп1  d н 1,5  25  10 3
n1 

 46,01,
s
32  10 3
3.1.7.4 Тогда количество рядов составит n2
n2=n/n1=2117/46=46,02;
принимаем количество трубок в вертикальном ряду n2=48 шт.
3.1.7.4 Высота трубного пучка составит Hтр
Hтр=n2s+dн=483210-3+2510-3=1,561 м.
3.1.7.5 Уточнённое количество труб в пучке составит n=n1n2=4648
=2208 шт.
3.1.8 Уточним площадь поверхности теплообмена Fк’
Fк’=ndсрlz=3,14220822,510-362=1872 м2.
3.1.9 Принимая высоту межтрубного пространства конденсатора
Hм.тр.=1,6 м, находим скорость вторичного пара в межтрубном пространстве
’
' 
G1  1
24,05  2,16111

 21,7 м / с,
l  H м.тр  n2  l  d н 6  1,6  48  6  25  10 3
где G1=24,05кг/с – количество выпаренного пара в первой ступени;
1=2,1611 м3/кг – удельный объём пара при температуре насыщения в
первой ступени по таблице 2-1 [18].
3.1.10 По действительному количеству трубок уточним значение
скорости рассола в трубном пространстве 

4  G 
  d вн  n
2

4  1950,5  0,0010222
 2,88 м / с.
3,14  (20  10 3 ) 2  2208
3.1.11 Определим коэффициент теплоотдачи в трубках от рассола пару
k1
3.1.11.1 Вычислим число Рейнольдса Rе
Rе 
  d вн   2,88  20  10 3  970,21

 159123,

351,2  10 6
где =970,21 кг/м3 – плотность воды при средней температуре рассола в
конденсаторе tср=tв1+tв2/2=85,6+79,0/2=82,3 оС по таблице 2-1 [18];
=351,210-6 Па/с – динамическая вязкость воды при средней
температуре в ступени по таблице 2-8 [18];
т.к. Re больше критического значения Reкр=105, то движение в трубках
развитое турбулентное.
3.1.11.2 Для турбулентного вынужденного движения в трубах найдём
значение критерия Нуссельта Nu по формуле (4-17) [13]
Nu  0,021  Re  Prж
0 ,8
 0,021  159123
0 ,8
0 , 43
 2,16
 Pr 
  ж 
 Prст 
0 , 43
0 , 25
 2,16 


 1,91 
 l 
0 , 25
 1  437,3,
где Prж=2,16 – число Пранкля при средней температуре жидкости по
таблице (2-8) [18];
Prст=1,91 – число Пранкля при температуре стенки (принимаем равной
температуре насыщения в камере);
l=1 – коэффициент, учитывающий влияние начального участка по
таблице (4-3) [13], при d/l больше 50.
Nu   437,3  671,02  10 3
1 

 14672 Вт / м 2  К ,
3
d вн
20  10
3.1.11.3 Тогда коэффициент теплоотдачи от жидкости пару составит 1
где =671,02103 Вт/мК – теплопроводность воды при средней
температуре рассола в конденсаторе по таблице (2-8) [18].
3.1.12 Найдём значение коэффициента теплоотдачи при конденсации
вторичного пара 2
2 nl
 2  2,02      3

  G1
966,86 2  2208  6
 2,02  0,4  673,7  10 
 9516 Вт / м 2  К ,
6
325,3  10  24,05
3
3
где =673,710-3 Вт/мК, =966,86 кг/м3, =325,310-6 Пас –
соответственно теплопроводность, плотность и динамическая вязкость
плёнки
конденсата
при
средней
температуре
в
аппарате
tпл=ts+
tст/2=92,53+82,3/2=87,4 оС;
=0,4 – коэффициент, зависящий от количества труб в вертикальном
ряду по номограмме на рисунке (4-8) [13]
3.1.13 Пренебрегаем отложениями на поверхностях труб со стороны
конденсирующегося пара, а со стороны нагреваемого рассола учтём слой
отложений
солей
жесткости
толщиной
=0,5
мм=0,510-3м
с
теплопроводностью н=7,2 Вт/мК (стр. 55 [1]).
3.1.14 Тогда по формуле (3.7) [27] найдём коэффициент теплопередачи
от пара к охлаждающему рассолу в конденсаторе первой ступени k1
k1 
1
1

d ср
d вн

d ср
2  ст

3
1
22,5  10

14672 20  10 3
 3653Вт / м  К ,
где
ст=265
1

d нар  н 1 d ср
 ln



d вн  н  2 d нар
1

22,5  10
25  10 3 0,5  10 3
1
22,5  10 3

 ln



2  265
7,2
9516 20  10 3
20  10 3
3
Вт/мК
–
теплопроводность
материала
трубок
теплообменника латуни (стр. 55 [1]).
3.1.15 По найденному значению коэффициента уточним площадь
поверхности теплообмена конденсатора-пароохладителя первой ступени, как
наиболее напряжённой Fк”
53,94  10 6
F 

 1622,6 м 2 .
t ср1  k1
9,1  3653
"
к
3.1.16
теплообмена
поверхности
1
Qср
Сравнивая
Fк”=1622,6
значение
м2
теплообмена
с
необходимой
принятой
площади
действительной
конденсаторов
поверхности
площадью
пароохладителей
теплоиспользующих ступеней Fк’=1872 м2, видим. что устанавливаемые
конденсаторы имеют запас по поверхности теплообмена F=15% и
обеспечивают заданный режим.
3.1.17 Учитывая, что другие ступени установки работают в менее
напряженных режимах принимаем площади поверхностей теплообмена
равными тем, которые были определены из конструкторских расчётов.
3.1.18 Определим геометрические размеры и действительную площадь
теплообмена конденсаторов теплоотводящего контура
3.1.18.1 Конденсаторы седьмой ступени
3.1.18.1.1 По имеющимся данным теплового расчёта имеем суммарную
площадь поверхности теплообмена конденсаторов седьмой ступеней равную
Fк7=2500 м2.
3.1.18.1.2 Принимаем среднюю скорость жидкости в трубах =3 м/с
(стр. 57 [1]).
3.1.18.1.3 Диаметр трубок, длину, материал и тип пучка – аналогично
ранее рассмотренным конденсаторам.
3.1.18.1.4 Определим количество трубок в конденсаторе охлаждающего
рассола по уравнению неразрывности исходя из заданной скорости воды в
трубах nр
nр 
4  (Gпрод  Gцирк )   р
  d 
2
вн

4  1740  0,001009
 1864шт,
3,14  (20  10 3 ) 2  3
где р=0,001009 м3/кг – удельный объём воды при средней температуре
охлаждающего рассола в седьмой ступени tср=(tр7+tр8)/2=(43+46)/2=44,5 оС по
таблице 2-1 [18].
3.1.18.1.5 Определим количество трубок в конденсаторе исходной воды
по уравнению неразрывности nисх
nисх 
4  Gисх   исх 4  315,6  0,00100805

 338шт,
  d вн2  
3,14  (20  10 3 ) 2  3
где исх=0,00100805 м3/кг – удельный объём воды при средней
температуре
охлаждающего
рассола
в
седьмой
ступени
tср=(tисх7+tисх8)/2=(46+40,7)/2=43,3 оС по таблице 2-1 [18].
3.1.18.1.6 Определим количество трубок в конденсаторе охлаждающей
воды по уравнению неразрывности nохл
nохл 
4  Gохл 7 ,8   охл
  d вн2  

4  1715,6  0,0010051
 1831шт,
3,14  (20  10 3 ) 2  3
где охл=0,0010051 м3/кг – удельный объём охлаждающей воды при
средней температуре в седьмой ступени tср=(tохл1+tохл2)/2=(35+28)/2=32,5 оС по
таблице 2-1 [18].
3.1.18.1.7 Таким образом, общее число трубок в конденсаторе седьмой
ступени составляет n=nр+nисх+nохл=1864+338+1831=4034 шт.
3.1.18.1.8 Определим число ходов в конденсаторе z по необходимой
площади теплообмена Fк7 из уравнения неразрывности принимаем число
ходов в конденсаторе седьмой ступени z=2.
z
Fk 7
2500

 1,5,
  d ср  l  n 3,14  22,5  10 3  6  4034
3.1.18.1.9 Определим геометрические размеры трубного пучка
3.1.18.1.9.1 Из геометрических размеров камеры испарения принимаем
ширину всего трубного пучка Bп=4 м, а ширину одного хода Bп1=2 м.
3.1.18.1.9.2 Отсюда найдём количество трубок в горизонтальном ряду
одного хода пучка n1 принимаем n1=62 шт.
Bп1  d н 2,0  25  10 3
n1 

 61,7,
s
32  10 3
3.1.18.1.9.3 Тогда количество рядов составит n2
n2=n/n1=4034/62=65,01;
принимаем количество трубок в вертикальном ряду n2=66 шт.
3.1.18.1.9.4 Высота трубного пучка составит Hтр
Hтр=n2s+dн=663210-3+2510-3=2,105 м.
3.1.18.1.9.5 Уточнённое количество труб в пучке составит
n=n1n2=6266=4092 шт.
3.1.18.1.10 Уточним суммарную площадь поверхности теплообмена
конденсаторов седьмой ступени Fк7’
Fк7’=ndсрlz=3,14409222,510-362=3469 м2.
3.1.18.1.11
Сравниваем
полученную
величину
со
значением
поверхности теплообмена, полученным из теплового расчёта Fк’=3469 м2
больше Fк7=2500 м2, делаем вывод, что принятая из условия обеспечения
необходимой скорости движения площадь поверхности конденсатора
является достаточной. Запас по площади составляет F7=39%.
3.1.18.2 Конденсатор восьмой ступени принимаем аналогичным.
Выполним проверку по необходимой площади теплообмена, вычисленной из
теплового баланса: Fк’=3469 м2 больше Fк8=3459 м2;
запас поверхности теплообмена составляет F8=0,3%.
3.1.18.3 Конденсатор девятой ступени
3.1.18.3.1 По имеющимся данным теплового расчёта суммарная
площадь поверхности теплообмена конденсаторов девятой ступеней Fк9=5492
м2.
3.1.18.3.2 Принимаем среднюю скорость жидкости в трубах =3 м/с
(стр. 57 [1]).
3.1.18.3.3 Диаметр трубок, длину, материал и тип пучка – аналогично
ранее рассмотренным конденсаторам.
3.1.18.3.4 Определим количество трубок в конденсаторе исходной воды
по уравнению неразрывности аналогично предыдущим расчётам nисх
nисх 
4  Gисх   исх 4  315,6  0,00100805

 338шт,
  d вн2  
3,14  (20  10 3 ) 2  3
3.1.18.3.5 Определим количество трубок в конденсаторе охлаждающей
воды по уравнению неразрывности nохл
3.1.18.3.6 Суммарное число трубок в конденсаторе девятой ступени
составляет n=nисх+nохл=338+1709=2047 шт.
nохл 
4  Gохл9   охл 4  1601,2  0,0010051

 1709шт,
  d вн2  
3,14  (20  10 3 ) 2  3
3.1.18.3.7 Определим число ходов в конденсаторе z по необходимой
площади теплообмена Fк9 из уравнения неразрывности принимаем число
ходов в конденсаторе седьмой ступени z=6.
z
Fk 9
5492

 6,3,
  d ср  l  n 3,14  22,5  10 3  6  2047
3.1.18.3.8 Определим геометрические размеры трубного пучка
3.1.18.3.8.1 Из геометрических размеров камеры испарения, с учётом
необходимого числа ходов, принимаем ширину всего трубного пучка Bп=4
м, а ширину одного хода Bп1=0,65 м.
3.1.18.3.8.2 Отсюда найдём количество трубок в горизонтальном ряду
одного хода пучка n1 принимаем n1=20 шт.
n1 
Bп1  d н 0,65  25  10 3

 19,5,
s
32  10 3
3.1.18.3.8.3 Тогда количество рядов составит n2
n2=n/n1=2047/20=102,4;
принимаем количество трубок в вертикальном ряду n2=110 шт.
3.1.18.3.8.4 Высота трубного пучка составит Hтр
Hтр=n2s+dн=1103210-3+2510-3=3,545 м.
3.1.18.3.8.5 Уточнённое количество труб в пучке составит
n=n1n2=20110=2200 шт.
3.1.18.3.9 Уточним суммарную площадь поверхности теплообмена
конденсаторов девятой ступени Fк9’
Fк9’=ndсрlz=3,14220022,510-366=5595 м2.
3.1.18.3.10
Сравниваем
полученную
величину
со
значением
поверхности теплообмена, полученным из теплового расчёта: Fк9’=5595 м2
больше Fк9=5492 м2, делаем вывод, что принятая из условия обеспечения
необходимой скорости движения площадь поверхности конденсатора
является достаточной. Запас по площади составляет F7=1,9 %.
3.2 Выбор и расчёт переточных устройств и высоты уровней
жидкости в камерах испарения
3.2.1 Камеры испарения разделены между собой поперечными
перегородками,
в
нижней
части
которых
выполнены
специальные
перепускные барьеры, создающие необходимую разницу давлений между
смежными ступенями.
Весьма важно выбрать рациональный тип перепускного устройства, так
как от этого зависят равномерность испарения воды, вынос солей с паром в
сепаратор, а также протекание вторичного пара в соседние ступени.
Переточные устройства могут представлять собой как непосредственно
устройства ввода – прямоугольное или круглое придонное отверстие,
цилиндрические, конические и другие насадки, так и канал, образованный
стенками камеры с вертикальными или наклонными перегородками и
отбойными
козырьками.
осуществляться
также
Подача
через
воды
в
камеру
подводящие
испарения
трубы,
может
снабжённые
дросселирующими или распределительными устройствами.
Применяемые в камерах перегородки (одна или несколько) формируют
ток и удлиняют путь жидкости в камере, турбулизируют её и уменьшают
обратные токи, что улучшает характеристики процесса вскипания. Однако
применение
перегородок
увеличивает
гидравлическое
сопротивление,
повышает уровень жидкости, способствует возникновению застойных зон в
камерах.
Наиболее приемлемым является безбарботажный режим реализации
перепуска жидкости из одной камеры в другую, который позволяет
реализовать наличие перегородок в камерах. При таком режиме улучшается
прокипание жидкости и допустимо большее напряжение объёма камеры по
пару, чем в барботажном режиме без существенного снижения качества
дистиллята.
3.2.2 Анализируя существующие типы переточных [8], [диссертация]
устройств выбираем фазовый порог для осуществления безбарботажного
режима с перегородкой в камере испарения.
3.2.3 Принимая равный перепад давления по ступеням найдём падение
давления в одной ступени р
p 
p1  p9 1,01325  10 5  7,3749  10 3

 10400 Па,
9
9
где р1=1,01325105Па и р9=7,3749103Па – температура насыщения
соответственно в первой и последней камерах испарения.
3.2.4 Определим геометрические размеры данного типа перепускного
устройства применительно к проектируемой установке по характеристикам
на стр. 186 [20]
3.2.4.1 Принимаем уровень жидкости в первой камере испарения
равный Hс1=0,5 м.
3.2.4.2 Высота щели перепускного устройства из первой ступени во
вторую составляет HB
HB=0,476Hc1=0,4760,5=0,238 м.
3.2.4.3 Высота перегородки в камере испарения составит HA1
HA1=0,75Hc1=0,750,5=0,375 м.
3.2.4.4 Расстояние от точки входа рассола в камеру до перегородки l0
l0=0,15L=0,154,6=0,69 м,
где L=4,6 м – длина камеры испарения определённая ранее.
3.2.4.5 Площадь сечения перепускного устройства составляет Fпер.
Fпер=HBB=0,2386=1,428 м2,
где B=6 м – длина камеры испарения.
3.2.4.6 Для данного типа переточного устройства находим величину
коэффициента гидравлического сопротивления по диаграмме 4-14 на стр. 124
для отношения F/F0 =0,35 [7] =10.
3.2.4.7 Находим скорость истечения рассола из первой ступени во
вторую из уравнения неразрывности 1
1 
G  G1
1950,5  24,05

 1,40 м / с,
1  Fпер 962,82  1,428
где 1=962,82 кг/м3 – плотность воды при температуре в первой камере
испарения по таблице 2-1 [18].
3.2.4.8 По формуле (7-44) [27] находим высоту столба жидкости во
второй камере испарения Hс2
1
p
10400
1,4 2
 H с1 

 0,5 
 10
 0,597 м,
2  g
2 g
967,34  9,81
2  9,81
2
H c2
где 2=967,34 кг/м3 – плотность рассола при температуре во второй
ступени по таблице 2-1 [18].
3.2.4.9 Высота перегородки во второй камере испарения составит HA2
HA2=0,75Hc2=0,750,597=0,448 м.
3.2.4.10 Аналогично находим высоту перегородки и уровней жидкости
в остальных камерах испарения, принимая площадь сечения перепускного
устройства равной во всех ступенях
3.2.4.10.1 Находим скорость истечения рассола из второй ступени в
третью из уравнения неразрывности 2
2 
G  G1  G2 1950,5  24,05  23,83

 1,38 м / с,
 2  Fпер
967,34  1,428
3.2.4.10.2 Высота столба жидкости в третьей камере испарения Hс3 по
формуле (7-44) [27]
где 3=971,63 кг/м3 – плотность рассола при температуре в третей
ступени по таблице 2-1 [7].
2
p
10400
1,38 2


 0,597 
 10
 0,717 м,
3  g
2 g
971,63  9,81
2  9,81
2
H c3  H с 2
3.2.4.10.3 Высота перегородки в третьей камере испарения составит HA3
HA3=0,75Hc3=0,750,717=0,538 м.
3.2.4.10.4 Скорость истечения рассола из третьей ступени в четвёртую
из уравнения неразрывности 3
3 
G  G1  G2  G3 1950,5  24,05  23,83  23,64

 1,35 м / с.
 3  Fпер
971,63  1,428
3.2.4.10.5 Высота столба жидкости в четвёртой камере испарения Hс4 по
формуле (7-44) [27]
3
p
10400
1,35 2
 H с3 

 0,717 
 10
 0,875 м,
4  g
2 g
975,71  9,81
2  9,81
2
H c4
где 4=975,71 кг/м3 – плотность рассола при температуре в четвёртой
ступени по таблице 2-1 [7].
3.2.4.10.6 Высота перегородки в четвёртой камере испарения составит
HA4
HA4=0,75Hc4=0,750,875=0,656 м.
3.2.4.10.7 Скорость истечения рассола из четвёртой ступени в пятую из
уравнения неразрывности 4
4 
G  G1  G2  G3  G4 1950,5  24,05  23,83  23,64  23,45

 1,33 м / с.
 4  Fпер
975,71  1,428
3.2.4.10.8 Высота столба жидкости в пятой камере испарения Hс5 по
формуле (7-44) [27]

p
10400
1,33 2

  4  0,875 
 10
 1,056 м,
5  g
2 g
979,54  9,81
2  9,81
2
H c5  H с 4
где 5=979,54 кг/м3 – плотность рассола при температуре в пятой
ступени по таблице 2-1 [18].
3.2.4.10.9 Высота перегородки в пятой камере испарения составит HA5
HA5=0,75Hc5=0,751,056=0,792 м.
3.2.4.10.10 Скорость истечения рассола из пятой ступени в шестую из
уравнения неразрывности 5
5 

G  G1  G2  G3  G4  G5

 5  Fпер
1950,5  24,05  23,83  23,64  23,45  23,26
 1,31м / с.
979,54  1,428
3.2.4.10.11 Высота столба жидкости в шестой камере испарения Hс6 по
формуле (7-44) [27]
5
p
10400
1,312
 H с5 

 1,056 
 10
 1,260 м,
6  g
2 g
983,19  9,81
2  9,81
2
H c6
где 6=983,19 кг/м3 – плотность рассола при температуре в шестой
ступени по таблице 2-1 [18].
3.2.4.10.12 Высота перегородки в шестой камере испарения составит
HA6
HA6=0,75Hc6=0,751,260=0,945 м.
3.2.4.10.13 Скорость истечения рассола из шестой ступени в седьмую
из уравнения неразрывности 6
6 

G  G1  G2  G3  G4  G5  G6

 6  Fпер
1950,5  24,05  23,83  23,64  23,45  23,26  23,09
 1,29 м / с.
983,19  1,428
3.2.4.10.14 Высота столба жидкости в седьмой камере испарения Hс7 по
формуле (7-44) [27]

p
10400
1,29 2

  6  1,260 
 10
 1,487 м,
7  g
2 g
986,46  9,81
2  9,81
2
H c7  H с6
где 7=986,46 кг/м3 – плотность рассола при температуре в седьмой
ступени по таблице 2-1 [7].
3.2.4.10.15 Высота перегородки в седьмой камере испарения составит
HA7
HA7=0,75Hc6=0,751,487=1,115 м.
3.2.4.10.16 Скорость истечения рассола из седьмой ступени в восьмую
из уравнения неразрывности 7
7 

G  G1  G2  G3  G4  G5  G6  G7

 7  Fпер
1950,5  24,05  23,83  23,64  23,45  23,26  23,09  22,91
 1,27 м / с.
986,46  1,428
3.2.4.10.17 Высота столба жидкости в восьмой камере испарения Hс8 по
формуле (7-44) [27]
7
p
10400
1,27 2


 1,487 
 10
 1,736 м,
8  g
2 g
989,55  9,81
2  9,81
2
H c8  H с 7
где 8=989,55 кг/м3 – плотность рассола при температуре в восьмой
ступени по таблице 2-1 [18].
3.2.4.10.18 Высота перегородки в восьмой камере испарения составит
HA8
HA8=0,75Hc8=0,751,736=1,302 м.
3.2.4.10.19 Скорость истечения рассола из восьмой ступени в девятую
из уравнения неразрывности 8
7 

G  G1  G2  G3  G4  G5  G6  G7  G8

 8  Fпер
1950,5  24,05  23,83  23,64  23,45  23,26  23,09  22,91  22,71
 1,25 м / с.
989,55  1,428
3.2.4.10.17 Высота столба жидкости в девятой камере испарения Hс9 по
формуле (7-44) [Таубман]
8
p
10400
1,25 2
 H с8 

 1,736 
 10
 2,008 м,
9  g
2 g
992,26  9,81
2  9,81
2
H c9
где 9=992,26 кг/м3 – плотность рассола при температуре в девятой
ступени по таблице 2-1 [7].
3.2.4.10.18 Высота перегородки в девятой камере испарения составит
HA9
HA9=0,75Hc9=0,752,008=1,506 м.
3.2.5
Из
приведённых
расчётов
видно,
что
выбранный
тип
перепускного устройства обеспечивает частичное гашение существующего
перепада давлений между ступенями. Уровень испаряемого рассола в
камерах равномерно повышается с Hс1=0,50 м до Hс9=2,008 м.
Гасить напор между ступенями полностью нельзя, так как в
низкотемпературных ступенях трудно обеспечить свободное истечение
рассола. В этом случае движущая сила процесса парообразования будет
значительно ниже.
3.3 Компоновка и основные размеры установки
3.3.1 По известной площади зеркала испарения ступеней fS=28 м2 и
стандартной длины труб принимаем геометрические размеры одной камеры
испарения равными:
- длина L= 4,6м;
- ширина B= 6 м.
3.3.2
Высоту
одной
ступени
находим
из
расчёта
высоты
сепарационного пространства не менее одного метра [20]
3.3.2.1 Наибольшая высота трубного пучка составляет Hтр9=3,545 м.
3.3.2.2 Наибольшая высота уровня рассола в камере испарения
Hс9=2,008 м.
3.3.2.3 Конструктивно принимаем высоту пространства от поверхности
испарения до поддона сбора дистиллята h=0,8 м, высоту сепарационного
пространства H0=1,5 м.
3.3.2.4 Расстояние от нижней точки трубного пучка до поддона сбора
дистиллята принимаем равным hр= 0,2 м, толщину листа материала поддона
hст=0,003м=3 мм.
3.3.2.5 Величину пространства над трубным пучком конденсатора
принимаем равным hп=0,5 м.
3.3.2.6. Тогда необходимая высота ступени составит H
H=Hтр9+Hс9+H0+h+hп+hр+hст=3,545+2,008+0,8+0,2+0,003+0,5=7,056 м,
принимаем высоту одной камеры испарения H=7 м.
3.3.3
Из полученных
результатов можно
сделать вывод, что
обеспечивая необходимую высоту сепарационного пространства в девятой
ступени, она будет обеспечиваться и в остальных ступенях, где уровень
жидкости меньше.
3.3.4 Камеры соединяются друг с другом перепускными устройствами
и
располагаются
последовательно
в
одном
корпусе,
конденсаторы
располагаются поперёк хода рассола.
3.3.5 Корпус камер испарения выполняется из листовой стали Ст.3,
толщиной 10 мм. Жесткость обеспечивается каркасом из металлопроката.
3.3.6 Согласно конструкции, общая площадь камеры испарения в
верхней части делится на две части: одну часть занимает сепарационное
устройство, другую – трубный пучок конденсатора и поддон отвода
дистиллята. В связи с этим принимаем ширину трубного пучка равную Bтр=4
м, длину Lтр=6 м.
3.3.7 Площадь сечения сепарационного устройства ступени составит
(3.63)
Fсеп.
Fcеп=BcL=0,66=3,6 м2,
где Bc=0,6 м – ширина сепарационного устройства, принятая по
величине свободного парового пространства камер испарения.
3.3.8
Выполним проверку выбранной площади
сепарационного
устройства первой ступени испарения по допустимой скорости пара
найденной ранее
3.3.8.1 По величине принятого критерия устанавливаемого сепаратора
N=0,4 найдём отношение свободного сечения сепаратора на входе к его
общей площади Fс по формуле (5-16) [20]
Fc 

N

1
8
     
  1  
a ж  sin   
  20   90 
0,4
'
 304,1  10
1,14  sin 45 0  
6
 1003  10
6
1
8
 0,48,
 
0
  1  
  90 
где аж=1,14 – постоянная (стр. 194 [7]);
=450 – угол наклона жалюзи в поперечном разрезе;
=304,110-6 Пас – динамическая вязкость воды при температуре в
первой ступени;
20=100310-6 Пас – динамическая вязкость воды при температуре 20
0
С;
’=0 – угол наклона жалюзийного пакета.
3.3.8.2 Площадь свободного сечения сепаратора составляет Fс.своб.
Fс.своб.=FcFcеп=0,483,6=1,78м2.
3.3.8.3 Скорость вторичного пара в сепарационном устройстве первой,
наиболее напряжённой, ступени по уравнению неразрывности составит с1
 с1 
G1  1 24,05  2,1611

 28,2 м / с.
Fc.своб .
1,78
3.3.8.4 Сравнивая найденную скорость пара с предельной величиной:
д1’=28,6 м/с больше c1=28,2 м/с;
следовательно,
выбранное
сепарационное
устройство
обеспечит
необходимую степень очистки пара принятую ранее.
3.4 Расчёт основных параметров пароструйного эжектора
3.4.1Как
уже
отмечалось
выше,
для
повышения
потенциала
используемого в установке пара с низкими параметрами устанавливается
пароструйный эжектор. Принимаем в качестве рабочего пар 40 с
параметрами P=4,0 МПа и t=375
представлена на рисунке 10.
о
С. Схема пароструйного эжектора
Ðí 1, í 1, fí 1
B
A
Ðð1, ð1, fð1
C
D
1
3
Ðàáî ÷èé ï àð
Ñì åñü ï àðî â
Gð, Pð, ðið
1
Ðð*, fð*
Gí , Ðí , í , ií
Gñ, Ðñ, ñ, iñ
3
Ð3,f 3
Ýæåêòèðóåì û é ï àð
A – рабочее сопло; B – приемная камера; C – камера смешения; D диффузор
Рисунок 10 - Схема пароструйного эжектора.
3.4.2 Исходные данные для расчёта
3.4.2.1 Температура рабочего пара tр=375оC.
3.4.2.2 Давление рабочего пара Рр=4,0 МПа.
3.4.2.3 Температура эжектируемого пара tн=70оС.
3.4.2.4 Давление эжектируемого пара Pн=3,1161104 Па.
3.4.2.5 Температура смеси на выходе tс=101оС.
3.4.2.6 Давление смеси на выходе Рс=0,0981МПа=1ата.
3.4.2.7 Коэффициент эжекции u=9.
3.4.3 По таблице 4-1 [23] для перегретого пара найдем показатель
адиабаты рабочего пара kр=1,3.
3.4.4 Газовая постоянная для водяного пара R=463 Дж/кг (таблица 1-2
[23]).
П рн 
Рн
31161

 0,00779.
Р р 4  10 6
3.4.5 Определим величину относительного давления Прн
3.4.6 Определим по таблице приложения 4 [23] газодинамические
функции рабочего пара с учётом найденной величины Прн
3.4.6.1 Приведённая изоинтропная скорость рн=2,41.
3.4.6.2 Относительная плотность рн=0,02288.
3.4.6.3 Приведённая массовая скорость qрн=0,0831.
3.4.7 Определяем отношение c/р и н/р
c
1,735

 24,79;
 р 0,06997
 н 5,0479

 72,14,
 р 0,06997
где р=0,06997 м3/кг, н=5,0479 м3/кг, с=1,735 м3/кг – удельный объём
соответственно рабочего пара, инжектируемого пара и смеси.
3.4.8 Определим оптимальное отношение сечения f3 к критическому
сечению сопла fр* по формуле (4-20) [23]
а  1   2  q рн  0,95  0,975  0,0831  0,077,
3.4.8.1 Вычислим параметр а
где 1=0,95 и 2=0,975 – коэффициенты скорости газоструйного
эжектора (стр. 151 [23]).



 

1


2
с
н
2



b      2  

 0,5 
 1  u       0,5 
 u  
 
1
2
рн  
2
4



р
р

 3


 1
 


 0,95  0,975  2  0,02288  
 0,5   24,79  1  9 2  0,975  0,925  0,5  72,14  9 2  


 0,9
 

 37,2,

3.4.8.2 Вычислим параметр b
где 3=0,9 и 4=0,925 - коэффициенты скорости газоструйного
эжектора (стр. 151 [17]).
3.4.8.3 Параметр с
с  2
 рн
q рн
 1
 
0,02288  1

 
 0,5   c  (1  u ) 2  2 

 0,5   24,79  (1  9) 2  734,2.
0,0831  0,9

3
 р
3.4.8.4 Тогда отношение (f3/fр*)опт
2
 f3 
37,2  (37,2 2 )  4  0,077  734,2

  b  b  4ac 
 462,5.
f 
2

a
2

0
,
077
р
*

 опт
3.4.9 Вычислим давление смешанного потока в выходном сечении
камеры смешения Р3
3.4.9.1
По
формуле
(4-39)
определим
перепад
давлений
инжектируемого потока на входном участке камеры смешения Рк/Рн
Рк

Рн
0,5  k рн   р*  П р* 
 f3
1

f
 p* q pн
 42  П рн  
н
р




2
u2 
0,5  1,3  0,02288  0,55  72,14
1 

0,925 2  0,00779   462,5 

0,0831 

2
 9 2  15,919,
где р*=0,628 и Пр*=0,55 – критическое значение относительной
плотности и критическое относительное давление при заданном показателе
адиабаты рабочего потока.
3.4.9.2 По формуле (4-43) определим отношение перепада давлений
смешанного потока в диффузоре и перепада давлений инжектируемого
потока на входном участке камеры смешения Рд/Рк
Рд  1  u   с  1  9 
1,735


 0,424.
 
 
Рк  u   н  9 
5,0479
2
2
3.4.9.3 Отношение Рд/Рн
Рд Рк Рд


 15,919  0,424  6,75.
Рн
Рн
Рк
3.4.9.4
Отношение
давления
смешанного
потока
к
давлению
эжектируемого пара по формуле на странице 161 [17]
3.4.9.4 Тогда давление смешанного потока в выходном сечении камеры
смешения Р3
Р3 Рс Рд 98100



 6,75  3,6.
Рн Рн
Рн
31161
Р3=Рн3,6=3,631161=112180 Па=112,18кПа.
3.4.10 Рассчитываем характеристику выбранного эжектора
3.4.10.1 Предварительно находим отношение fр1/f3
f р1
f3

f р*
1
1
1



 0,026.
q рн
f 3 0,0831 462,5
3.4.10.2 Отношение fр*2/f3fн2
f р*
f
2
р*
f 3  f н2

f р*
f
3

1
f3
f р1
1
1
462,5


 0,000005.
462,5 1  0,026
f3
3.4.11 Произведём расчёт основных размеров эжектора
3.4.11.1 По формуле (1-20) найдём критическую скорость рабочего
потока ар*
а р*  2 
k
1,3
 R  Tр  2 
 463  648  582,4 м / с,
k 1
1,3  1
где Тр=648 К – абсолютная температура рабочего пара.
3.4.11.2 Критическое сечение рабочего сопла по формуле (2-42) fр*
f p* 
G p  a p*
k p  П р*  Р р

5,25  582,4
 0,000109 м 2 .
6
1,3  0,55  39,24  10
3.4.11.3 Критический диаметр dр*
d р*  1,13 
f р*  1,13  0,000109  12  10 3 м  12 мм.
3.4.11.4 Выходное сечение сопла fр1
f р1 
f р*
q рн

0,000109
 0,13117  10  2 м 2  1312 мм 2 .
0,0831
3.4.11.5 Выходной диаметр сопла d1
d 1  1,13 
f р1  1,13  0,13117  10  2  41  10 3 м  41мм.
3.4.11.6 Площадь сечения камеры смешения f3
 f 
f 3   3   f р*  462,5  0,000109  0,05041м 2 .
f 
 р*  опт
3.4.11.7 Диаметр камеры смешения d3
d 3  1,13 
f 3  1,13  0,05041  0,254 м  254 мм.
3.4.11.8 Длина свободной струи по формуле (2-55) lс1
l c1 
0,37  9
0,37  9
 d1 
 41  10 3  1,091м  1,091мм,
4,4  a
4,4  0,08
где а=0,08 – опытная константа для упругих сред (стр.50 [23]).
3.4.11.9 Диаметр свободной струи d4 на расстоянии lс1 от выходного
сечения сопла по формуле (2-56)
d4=1,55d1(1+u)=1,554110-3(1+9)=0,636 м=636мм.
3.4.11.10 Так как d4=363 мм>d3=254 мм, то входной участок камеры
смешения выполняется в виде конического перехода, на котором диаметр
изменяется от 363 мм до 254 мм.
3.4.11.11 При угле раствора 900 длина входного участка камеры
смешения lс2
lс2=d4-d3=(363-254)10-3=0,109 м=109 мм.
3.4.11.12 Расстояние от выходного сечения рабочего сопла до входного
сечения цилиндрической камеры смешения lc
lc=lс1+lс2=1,091+0,109=1,2 м=1200 мм.
3.4.11.13 Длина цилиндрической камеры смешения по формуле (2-60) lk
lk=6d3=60,254=1,524 м.
3.4.11.14 Выходное сечение диффузора fс определяется по формуле (262)
fc 
G p  (1  u )
с с

G p  (1  u )   с
с

5,25  (1  9)  1,735
 1,822 м.
50
3.4.11.15 Диаметр выходного сечения dс принимаем Dс=1,400 мм.
dс 
4  fс


4  1,822
 1,52 м;
3,14
3.4.11.16 Определим длину диффузора lд исходя из угла раствора 8-100
по формуле (2-61)
Lд=5(dс–d3)=5(1,400-0,254)=7,00 м.
3.4.12 Диаметр трубопровода рабочего пара Dр определим исходя из
рекомендуемой скорости движения р=50 м/с принимаем Dр=100 мм.
Dр 
4 Vр
  р

4  Gр  р
  р

4  5,25  0,06997
 0,097 м;
3,14  50
3.5 Выбор насосов
3.5.1 Насос циркуляционной воды выбираем по производительности,
учитывая, что сопротивление водяного тракта установки не превышает 1,5
кг/м3
Qц=G3600к=1950,536000,0010078=7077 м3/час,
где к=0,0010078 м3/кг – удельный объём рассола при температуре на
выходе из последней ступени tк=40 оС.
3.5.2
Насос
конденсата
греющего
пара
выбираем
также
по
производительности, предполагая, что весь пар, подаваемый в головной
подогреватель, конденсируется
Qк=Gг.п.3600к.г.п.=52,4536000,0010437=197,07 м3/час,
где к.г.п.=0,0010437 м3/кг – удельный объём конденсата.
3.5.3
Вакуум-насос
конденсатора
теплоиспользующих
ступеней
выбираем по величине необходимого вакуума в ступенях меньше Р абс. =20
кПа.
3.5.4 Вакуум-насос конденсата теплоотводящих ступеней выбираем
аналогично, предполагая вакуум в теплоотводящих ступенях более глубоким
Рабс.=6 кПа.
3.5.5 Насос обессоленной воды выбирается по производительности и
необходимому напору для передачи воды в заводскую сеть Q=750 м3/час.
3.3.6 Полный перечень насосов, используемых в установке представлен
в таблице 6.
Таблица 6 – Тип и количество устанавливаемых насосов
Назначение
Тип насоса Производительность Напор Н, м
Q, м/час
Частота
Мощность К.П.Д. Количество
вращения N, кВт
n, 1/мин
1
Д2500-45
2500
45
730
350
0,87
3
КсВ-1000-95 1000
95
1000
342
0,76
1
Циркуляционный
насос
2 Насос
обессоленной
воды
3 Насос
КсВ-200-130 200
130
1500
100
0,75
1
1250
65
1450
260
0,86
1
ВВН1-12
360
Рабс.=3,07кПа 1500
12,5
0,75
2
ВВН1-25
1500
Рабс.=2кПа
20
0,75
1
конденсата
греющего пара
4 Насос исходной Д1250-65
воды
5 Вакуум-насос
теплоисполь
зующих ступеней
6 Вакуум-насос
теплоотводящих
ступеней
1500
4. Электротехническая часть
4.1 Общая характеристика
Проектируемая выпарная установка включает следующее основное
электрооборудование:
-
электродвигатели приводов насосного оборудования;
-
систему освещения.
Необходимо также учитывать возможность подключения различного
низковольтного
оборудования
(электроинструментов,
сварочных
трансформаторов). Кроме того, всё электрооборудование, кабельные линии и
провода оборудуются необходимой защитой и автоматикой.
Линейная схема электрооборудования проектируемой адиабатной
выпарной установки представлена на рисунке 11.
Питание
проектируемой
установки
осуществляется
от
шин
напряжением 6 кВ, расположенных на эстакаде производства “Аммиак - 2”,
по силовому кабелю, проложенному в земле. Непосредственно на территории
установки располагается распределительный шкаф РШ 6 кВ типа К-2-АЭ с
вакуумными
выключателями
типа
ВВ/ТЕL,
от
которого
питается
высоковольтное оборудование. Двигатели на 380 В, система освещения и
внутреннее
низковольтное
оборудование
питается
от
силового
трансформатора через распределительный шкаф РШ 0,4 кВ. Резервного
источника питания не предусматривается.
В данном разделе дипломного проекта производится выбор основного
электротехнического оборудования, кабелей, проводов, выключателей,
автоматов и пр. Здесь же проводится проверка выбранного оборудования и
токопроводов.
4.2 Выбор электродвигателей
4.2.1 Электродвигатели привода насосного оборудования выбираем по
номинальной мощности насоса, его К.П.Д. и коэффициента запаса по
формуле 2.5 [11] с учётом необходимой частоты вращения
4.2.1.1 Мощность электродвигателя привода циркуляционного насоса
Рц
Рц 
N

к 
350
 1,1  442кВт,
0,87
где N=350 кВт – мощность насоса согласно таблице 6;
=0,87 – К.П.Д. насоса по таблице 6;
к=1,1 – коэффициент запаса согласно [11];
выбираем электродвигатель АВ-450-750 номинальной мощностью
Рном=450 кВт, напряжением U=6 кВ, частота вращения n=750 об/мин, =0,97,
соs=0,91.
4.2.2 Мощность электродвигателя привода насоса обессоленной воды
Ро
Ро 
N

к 
342
 1,1  492кВт,
0,76
где N=342 кВт – мощность насоса согласно таблице 6;
=0,76 – К.П.Д. насоса по таблице 6;
к=1,1 – коэффициент запаса согласно [11];
выбираем электродвигатель АВ-500-1000 номинальной мощностью
Рном=500 кВт, напряжением U=6 кВ, частота вращения n=1000 об/мин,
=0,94, соs=0,87.
4.2.3 Мощность электродвигателя насоса конденсата греющего пара
Рк.г.п.
Рк . г . п . 
N

к 
100
 1,2  160кВт,
0,75
где N=100 кВт – мощность насоса согласно таблице 6;
=0,75 – К.П.Д. насоса по таблице 6;
к=1,2 – коэффициент запаса согласно [11];
выбираем электродвигатель АО3-400s-4 номинальной мощностью
Рном=200 кВт, напряжением U=6 кВ, частота вращения n=1500 об/мин,
=0,93, соs=0,9.
4.2.4 Мощность электродвигателя насоса исходной воды Ри.в.
Ри .в. 
N

к 
260
 1,1  332кВт,
0,86
где N=260 кВт – мощность насоса согласно таблице 6;
=0,86 – К.П.Д. насоса по таблице 6;
к=1,1 – коэффициент запаса согласно [11];
выбираем
электродвигатель
4АН355М
номинальной
мощностью
Рном=400 кВт, напряжением U=6 кВ, частота вращения n=1500 об/мин,
=0,86, соs=0,92.
4.2.5 Мощность электродвигателя привода вакуум-насоса ВВН1-12 Рв1
Рв1 
N

к 
12,5
 1,3  21,6кВт,
0,75
где N=12,5 кВт – мощность вакуум-насоса согласно таблице 6;
=0,75 – К.П.Д. насоса по таблице 6;
к=1,3 – коэффициент запаса согласно [11];
выбираем
электродвигатель
4А180S-2
номинальной
мощностью
Рном=22 кВт, напряжением U=380 В, частота вращения n=1500 об/мин,
=0,89, соs=0,91.
4.2.5 Мощность электродвигателя привода вакуум-насоса ВВН1-25 Рв2
находим аналогично
Рв 2 
N

к 
20
 1,3  35кВт,
0,75
где N=20 кВт – мощность вакуум-насоса согласно таблице 6;
=0,75 – К.П.Д. насоса по таблице 6;
к=1,3 – коэффициент запаса согласно [11];
выбираем
электродвигатель
4А200L-4
номинальной
мощностью
Рном=45 кВт, напряжением U=380 В, частота вращения n=1500 об/мин,
=0,92, соs=0,9.
4.2.6 Полученные результаты сводим в таблицу 7.
Таблица 7 – Номинальные характеристики электродвигателей
приводов насосного оборудования
Номинальная
Номинальное
Частота
напряжение U,
вращения n,
Тип электродвигателя
мощность Р, кВт В
1/мин
К.П.Д. Cos
Количество
АВ-450-750
450
6000
750
0,97
0,91
3
АВ-500-1000
500
6000
1000
0,94
0,87
1
АО3-400S-4
200
6000
1500
0,93
0,9
1
4АН355М
400
6000
1500
0,86
0,92
1
4А180S-2
22
380
1500
0,89
0,91
2
4А200L-4
45
380
1500
0,92
0,9
1
4.3 Расчёт электрических нагрузок
4.3.1 Рассчитываем нагрузки электрооборудования на стороне низшего
напряжения
4.3.1.1 Расчётная активная мощность электродвигателей 0,38 кВ Рд.расч
составляет по формуле (4.19) [10]
Рд.расч.=КиРном=0,8(222+45)=71,2 кВт,
где Ки=0,8 – коэффициент использования мощности насосов по
таблице 4.6 [10];
Рном – суммарная номинальная мощность двигателей по таблице 7.
4.3.1.2 Расчётная реактивная мощность электродвигателей 0,38 кВ
Qд.расч. составляет по формуле (4.19) [10]
Q д.расч.=Рд.расч.tg =71,20,75=53,4 квар,
где tg=tg(arccos)=0,75 – значение коэффициента мощности насосов
по таблице 4.6 [10].
4.3.1.3 Расчётная активная мощность трёх сварочных трансформаторов
составляет Рсв.тр.
Рсв.тр.=КиРномn=0,35303=31,5 кВт,
где Ки=0,35 – коэффициент использования мощности сварочных
трансформаторов по таблице 4.6 [10].
4.3.1.4 Расчётная реактивная мощность сварочных трансформаторов
составляет Qсв.тр.
Qсв.тр.=Рсв.тр.tg=31,51,73=54,6 квар,
где tg=1,73 – определяется для коэффициента мощности сварочных
трансформаторов по таблице 4.6 [10].
4.3.1.5 Расчётную мощность освещения Ро находим из условия 10 Вт/м2
площади помещений
Ро=10SКи=107200,8=5,76 кВт,
где S=720 м2 – площадь помещений проектируемой установки;
Ки=0,8 коэффициент использования мощности освещения согласно
[10].
4.3.1.6 Суммарная активная мощность на стороне НН составляет РНН
РНН=Рд.расч.+Рсв.тр.+Ро=71,2+31,5+5,76=108,5 кВт.
4.3.1.6 Суммарная реактивная мощность QНН
QНН=Qд.расч.+Qсв.тр.=53,4+54,6=108 квар.
4.3.1.7 Так как величина реактивной мощности значительна на стороне
низшего напряжения подключаем компенсирующее устройство УКМ 58-04100-33,3 УЗ мощностью Qкк= 100 квар (номинальное напряжение 0,4 кВ).
4.3.1.8 Тогда величина реактивной мощности с компенсирующим
устройством QННк
QННк=QНН-Qкк=108-100=8 квар.
4.3.1.9 Полная мощность на стороне низшего напряжения SНН
2
к
S НН  РНН  QНН
 108,5 2  8 2  108,8кВА.
2
4.3.1.10 По мощности выбираем по таблице на стр. 207 [25] масляный
силовой трансформатор ТМ 160 со следующими характеристиками:
напряжение на шинах высшего напряжения – 6 кВ;
напряжение на шинах низшего напряжения – 0,4 кВ;
номинальные потери холостого хода Рх.х.=510 Вт;
номинальные потери короткого замыкания Рк.з.=3,1 кВт;
uк =4,5 %;
i0=2,4 %.
4.3.1.11 Потери в трансформаторе принимаем согласно (4.29) и (4.30)
Рт=0,02Sном=0,02160=3,2 кВт;
Qт=0,1Sном=0,1160=16квар.
4.3.1.12 Всего на стороне высшего напряжения имеем
РВН=РНН+Рт=108,5+3,2=111,7 кВт;
QВН=QНН+Qт=8+16=24 квар.
4.3.1.13
Полная
мощность
на
стороне
высшего
трансформатора SВНт
2
S ВНт  РВН  QВН  111,7 2  24 2  114,3кВА.
2
4.3.1.14 Средневзвешенный коэффициент мощности cos
сos=РВН/SВНт=111,7/114,3=0,98.
4.3.2 Расчётные нагрузки высоковольтного оборудования
напряжения
4.3.2.1 Принимая коэффициент использования мощности одинаковым
для всех электродвигателей находим активную расчётную мощность Рд.расчв
по формуле (4.19) [10]
Рд.расчв=КиРном=0,8(4503+500+200+400)=1960 кВт,
где Рном – сумма номинальных мощностей двигателей по таблице 7;
Ки=0,8 – коэффициент использования по таблице 4.6 [10].
4.3.2.2 Реактивная мощность составляет Qд.расч.в
Qд.расч.в=tgРд.расч.в=0,751960=1470 квар,
где tg=0,75 – определяется по таблице 4.6 [10].
4.3.3 Суммарная активная мощность на шинах 6 кВ составляет Р
Р=РВН+Рд.расч.в=111,7+1960=2071,7 кВт.
4.3.4 Суммарная реактивная мощность на шинах 6 кВ составляет Q
Q= QВН+Qд.расч.=24+1470=1494 квар.
4.3.5 Устанавливаем на шинах высшего напряжения компенсирующее
устройство
УКА
56-6,3-1350
УЗ
(У1)
мощностью
Qкк=1350
квар
(номинальное напряжение 6,3 кВ).
4.3.6 С учётом компенсирующего устройства величина реактивной
мощности на шинах 6 кВ составляет Qк
Qк=Q-Qкк=1464-1350=144 квар.
4.3.7 Полная мощность на шинах 6 кВ составляет S
2
S  Р  Qк  2071,7 2  144 2  2077кВА.
2
4.4 Выбор коммутирующей аппаратуры и сечения кабелей
4.4.1 Распределительный шкаф 6 кВ подключается к цеховым шинам
алюминиевым кабелем, проложенным в земле
4.4.1.1 Расчётный ток в линии от шин 6 кВ до РШ определяется по
величине полной мощности на шинах 6 кВ Iр1
I р1
S
2077  10 3


 200 А.
3  U ном
3  6  10 3
4.4.1.2 По таблице 5-16 [10] выбираем для алюминиевого кабеля в
бумажной пропитанной изоляции экономическую плотность тока jэк=1,2
А/мм2
4.4.1.3
Тогда экономическое сечение жилы кабеля sэк
sэк=Iр1/jэк=200/1,2=167 мм2.
4.4.1.4 Выбираем по таблице 2-22 [26] кабель с алюминиевыми жилами
марки ААШВ-6 с сечением жилы s=185 мм2 и длительно допустимым током
Iд.д.1=340 А.
4.4.2 Трансформатор мощности подключён к распределительному
щиту 6 кВ кабелем с алюминиевыми жилами, проложенным по воздуху
4.4.2.1 Расчётный ток в линии от РШ 6 кВ до трансформатора
определяется по величине мощности на шинах высшего напряжения
трансформатора Iр2
I р2 
S ВНт
3  U ном

114,3  10 3
 11А.
3  6  10 3
4.4.2.2 По таблице 5-9 [10] выбираем для алюминиевого кабеля с
бумажной изоляцией экономическую плотность тока jэк=1,2 А/мм2
4.4.2.3
Тогда экономическое сечение жилы кабеля sэк
sэк=Iр2/jэк=11/1,2=9,1 мм2.
4.4.2.4 Выбираем по таблице 2-22 [26] кабель с алюминиевыми жилами
марки ААШВ-6 с сечением жилы s=10 мм2 и длительно допустимым током
Iд.д.2=60 А.
4.4.3 Распределительный шит 0,4 кВ подсоединён к трансформатору
алюминиевыми проводами с резиновой изоляцией, проложенными в трубе
4.4.3.1 Расчётный ток в проводах Iр3 находим по величине полной
мощности на стороне низшего напряжения трансформатора
I р3
S НН
108,8  10 3


 157 А.
3  U ном
3  0,4  10 3
4.4.3.2
Для
алюминиевых
проводов
с
резиновой
изоляцией
экономическая плотность тока составляет по таблице 5-16 [10] jэк=1,2 А/мм2.
4.4.3.3 Экономическое сечение провода составляет sэк
sэк=Iр3/jэк=157/1,2=131 мм2
4.4.3.4 Выбираем по таблице 2-17 [26] алюминиевый провод марки
АПР с сечением жилы s=120 мм2 и длительно допустимым током Iд.д.2=220 А.
4.4.4
Принимая,
что
двигатели
подключены
к
РШ
0,4
кВ
алюминиевыми проводами в резиновой изоляции проложенными в одной
трубе, выберем сечение проводов для двигателя Рном=45 кВт
4.4.4.1 Расчётный ток в проводах Iр.д. найдём по номинальным
характеристикам двигателя
I р .д .
45  10 3


 82,6 А.
3  U ном    cos 
3  380  0,92  0,9
4.4.4.2
Рном
Экономическая
плотность
тока
по
таблице
5-16
[10]
jэк=1,2А/мм2.
4.4.4.3 Экономическое сечение провода sэк
sэк=Iр.д./jэк=82,6/1,2=68,8 мм2.
4.4.4.4 По таблице 2-17 [26] выбираем алюминиевый провод с
резиновой изоляцией марки АПР сечением жилы s=70 мм2 и длительно
допустимым током Iд.д.=165 А.
4.4.5 По расчётному току в проводниках выбираем отключающую
аппаратуру
4.4.5.1 По расчётному току в кабельной линии 6 кВ, соединяющей
внутрицеховые шины с РШ проектируемой установки, Iр1=200 А выбираем
высоковольтный выключатель марки ВМП 10 (таблица на стр. 222 [25])
номинальным током Iном=1000 А.
4.4.5.2 Двигатели 6 кВ подключаются непосредственно к РШ марки К2-АЭ, в котором устанавливаются вакуумные выключатели типа BB/TEL со
следующими характеристиками:
номинальный ток – 630 А;
номинальный ток отключения выключателя – 12,5 кА;
номинальный ток термической стойкости (0,3 с.) - 12,5 кА.
В дальнейших расчётах оборудование и токопроводы высоковольтного
оборудования не рассматриваются.
4.4.5.3 Трансформатор подключён к РШ 6 кВ через выключатель
нагрузки
типа
ВНП-17
с
предохранителями,
которые
выбираются
номинальному току Iр2=11 А. Выбираем предохранители типа ПК-6
номинальным током 80 А.
4.4.5.4 По расчётному току на стороне низшего напряжения
трансформатора Iр3=157 А подбираем автоматический выключатель типа
АВМ-4С номинальным током Iном=400 А.
4.4.5.5 По длительному току в линии электродвигателя Iр.д.=82,6 А,
выбираем автоматический выключатель типа А-3710Б на 160 А, ток
мгновенного срабатывания 400 А, ток расцепителя 100 А.
4.4.5.6 Выбор аппаратуры для остального оборудования в работе не
рассматривается.
4.5 Расчёт токов короткого замыкания
4.5.1 Принимаем сопротивление системы хс=0,173 Ом.
4.5.2
Найдём
сопротивление
кабельной
линии,
соединяющей
внутрицеховые шины 6 кВ с РШ проектируемой установки, предполагая её
длину l1=50 м
4.5.2.1 Активное сопротивление линии составляет r1
r1=rol1=0,1690,05=0,0085 Ом,
где rо=0,169 Ом/км – удельное активное сопротивление кабеля
сечением жилы 185 мм2 по таблице 2-65 [26].
4.5.2.2 Реактивное сопротивление линии х1
х1=хоl1=0,080,05=0,004 Ом,
где хо=0,08 Ом/км – удельное реактивное сопротивление кабеля с
алюминиевыми жилами согласно [10] на стр. 70.
4.5.3 Суммарное реактивное сопротивление в конце линии х1
находится с учётом сопротивления системы
х1=х1+хс=0,004+0,173=0,177 Ом.
4.5.4 Результирующее сопротивление линии z1
z1  r1  x1  0,0085 2  0,177 2  0,1772Ом.
2
2
4.5.5 Ток короткого замыкания в конце участка составляет Iк.з.1
4.5.6 По отношению х1/r1=0,177/0,0085=20 находим по номограмме на
рис. 3.2 [10] ударный коэффициент kу=1,9.
I к . з.1 
U ном
3  z1

6000
 19550 А.
3  0,1772
4.5.7 Ударный ток в конце линии составляет Iуд.1 по формуле (3.8) [10]
Iуд.1=2kуIк.з.1=21,919550=52530 А.
4.5.8
Сопротивление
кабельной
линии,
соединяющей
РШ
и
трансформатор находим аналогично, принимая длину линии l2=30 м
4.5.8.1 Активное сопротивление линии составляет r2
r2=rol2=3,120,03=0,0936 Ом,
где rо=3,12 Ом/км – удельное активное сопротивление кабеля сечением
жилы 10 мм2 по таблице 2-65 [26].
4.5.8.2 Реактивное сопротивление линии х2
х2=хоl2=0,080,03=0,0024 Ом,
где хо=0,08 Ом/км – удельное реактивное сопротивление кабеля с
алюминиевыми жилами согласно [10] на стр. 70.
4.5.9 Суммарное активное сопротивление r2
r2=r1+r2=0,0085+0,0936=0,1021 Ом.
4.5.10 Суммарное реактивное сопротивление в конце линии х2
х2=х1+х2=0,177+0,0024=0,1794 Ом.
4.5.11 Результирующее сопротивление линии z2
z 2  r 2  x 2  0,10212  0,1794 2  0,2064Ом.
2
2
4.5.12 Ток короткого замыкания в конце участка составляет Iк.з.2
4.5.13
По
отношению
х2/r2 =0,1794/0,1021=1,76
находим
по
номограмме на рис. 3.2 [10] ударный коэффициент kу=1,16.
I к . з.2 
U ном
3  z2

6000
 16780 А.
3  0,2064
4.5.14 Ударный ток в конце линии составляет Iуд.2 по формуле (3.8) [10]
Iуд.2=2kуIк.з.2=21,1616780=27527 А.
4.5.15 Найдём сопротивление трансформатора по его номинальным
характеристикам
4.5.15.1 Активное сопротивление трансформатора в относительных
единицах r*т по формуле (3.20) [10]
r*т=Рк.з./Sном=3,1/160=0,0194,
где Рк.з.=3,1 кВт – номинальные потери трансформатора при коротком
замыкании по паспорту;
Sном=160 кВА – номинальная мощность трансформатора.
4.5.15.2 Реактивное сопротивление трансформатора в относительных
единицах х*т
х*т  u к  r*т  0,065 2  0,0194 2  0,062,
2
2
где uк=6,5% - характеристика трансформатора.
4.5.15.3 Активное сопротивление трансформатора, приведенное к
напряжению 0,4 кВ rт
r  U ном
0,0194  400 2
rт  *т

 0,0194Ом.
S ном
160  10 3
2
4.5.15.4 Реактивное сопротивление трансформатора, приведённое к
напряжению 0,4 кВ хт
4.5.16 Приведём активное сопротивление линии 6 кВ к напряжению 0,4
кВ
х*т  U ном
0,062  400 2
хт 

 0,062Ом.
S ном
160  10 3
2
4.5.16.1 Коэффициент трансформации трансформатора n
n=UВН/UНН=6000/400=15.
4.5.16.2 Активное приведённое сопротивлении линии r2*
r2*=r2/n2=0,1021/152=0,00045 Ом.
4.5.17 Приведённое реактивное сопротивление составляет х2*
х2*=х2/n2=0,1794/152=0,0008 Ом.
4.5.18 Найдём сопротивление проводов, соединяющих трансформатор
и РШ 0,4, принимая длину проводов l3=20 м
4.5.18.1 Активное сопротивление проводов составляет r3
r3=rol3=0,2610,02=0,00522 Ом,
где rо=0,261 Ом/км – удельное активное сопротивление кабеля
сечением жилы 120 мм2 по таблице 2-65 [26].
4.5.18.2 Реактивное сопротивление линии х3
х3=хоl3=0,080,02=0,0016 Ом,
где хо=0,08 Ом/км – удельное реактивное сопротивление кабеля с
алюминиевыми жилами согласно [10] на стр. 70.
4.5.19 Суммарное активное сопротивление с учетом сопротивления
трансформатора r3
r3=r2*+rт+r3=0,00045+0,0194+0,00522=0,02507 Ом.
4.5.20 Суммарное реактивное сопротивление в конце линии х3
х3=х2*+хт+х3 =0,0008+0,062+0,0016=0,0644 Ом.
4.5.21 Результирующее сопротивление в конце линии z3
z 3  r 3  x 3  0,02507 2  0,0644 2  0,0691Ом.
2
2
4.5.22 Ток короткого замыкания в конце участка составляет Iк.з.3
4.5.23
По
отношению
х3/r3
=0,0644/0,2507=2,6
находим
по
номограмме на рис. 3.2 [10] ударный коэффициент kу=1,3.
I к . з.3 
U ном
3  z3

400
 3342 А.
3  0,0691
4.5.24 Ударный ток в конце линии составляет Iуд.3 по формуле (3.8) [10]
Iуд.3=2kуIк.з.3=21,33342=6144 А.
4.5.25 Найдём сопротивление линии электродвигателя Рном=45 кВт,
принимая длину проводов l4=15 м
4.5.25.1 Активное сопротивление проводов составляет r4
r4=rol4=0,4470,015=0,0067 Ом,
где rо=0,447 Ом/км – удельное активное сопротивление кабеля
сечением жилы 70 мм2 по таблице 2-65 [26].
4.5.25.2 Реактивное сопротивление линии х4
х4=хоl4=0,080,015=0,0012 Ом,
где хо=0,08 Ом/км – удельное реактивное сопротивление кабеля с
алюминиевыми жилами согласно [10] на стр. 70.
4.5.26 Суммарное активное сопротивление на конце линии у двигателя
r4
r4=r3+r4=0,02507+0,0067=0,03177 Ом.
4.5.27 Суммарное реактивное сопротивление в конце линии х4
х4=х3+х4 =0,0644+0,0012=0,0656 Ом.
4.5.28 Результирующее сопротивление в конце линии z4
z 4  r 4  x 4  0,03177 2  0,0656 2  0,0729Ом.
2
2
4.5.29 Ток короткого замыкания в конце участка перед двигателем
составляет Iк.з.4
4.5.30 По отношению х4/r4 =0,0656/0,03177=2,06 находим по
номограмме на рис. 3.2 [10] ударный коэффициент kу=1,25.
I к . з.4 
U ном
3  z4

400
 3168 А.
3  0,0729
4.5.31 Ударный ток в конце линии составляет Iуд.4 по формуле (3.8) [10]
Iуд.4=2kуIк.з.4=21,253168=5600 А.
4.6 Проверка выбранного оборудования на действие токов
короткого замыкания
4.6.1 Сечения кабелей и проводов проверяются на термическую
устойчивость к токам короткого замыкания по формуле (3.83) [10]
4.6.1.1
Минимальное
сечение
жилы
кабеля,
соединяющего
проектируемую установку с РШ 6 кВ согласно (3.83)
sмин=Iк.з.1tпр/с=195500,7/85=192,4 мм2,
где tпр=0,7 с – время действия защиты на рассматриваемом участке;
с=85 – коэффициент для кабелей с алюминиевыми жилами согласно
стр. 87 [10];
отсюда видно, что выбранное сечение кабеля s=185 мм2 не
удовлетворяет условиям термической устойчивости, поэтому принимаем
кабель с сечением жилы s=240 мм2.
4.6.1.2 Проверка на термическую устойчивость сечения жилы кабеля,
соединяющего РШ 6 кВ с силовым трансформатором, не производится, так
как установленный на стороне высшего напряжения предохранитель
предполагает мгновенное отключение в случае короткого замыкания.
4.6.1.3
Минимальное
сечение
жилы
провода
подключения
трансформатора к РШ 0,4 кВ согласно (3.83)
sмин=Iк.з.3tпр/с=33420,4/85=25 мм2,
где tпр=0,4 с – время действия защиты на рассматриваемом участке с
учетом ступени селективности;
с=85 – коэффициент для кабелей с алюминиевыми жилами согласно
стр. 87 [10];
отсюда следует, что выбранные провода сечением s=120 мм2 являются
термически стойкими.
4.6.1.4
Минимальное
сечение
жилы
провода
подключения
электродвигателя согласно (3.83)
sмин=Iк.з.4tпр/с=31680,1/85=12 мм2,
где tпр=0,1 с – собственное время действия выключателя;
с=85 – коэффициент для кабелей с алюминиевыми жилами согласно
стр. 87 [10];
отсюда следует, что выбранные провода сечением s=70 мм2 являются
термически стойкими.
4.6.2
Высоковольтный
выключатель
ВМП10
проверяется
на
термическую устойчивость и динамическую стойкость
4.6.2.1 Проверка на динамическую устойчивость
Iуд.н.=64 кА > Iу1=52,53 А,
где Iуд.н.=64 кА – номинальный ударный ток выключателя.
4.6.2.2 Проверка на термическую устойчивость
I102t10=20210=4000 кА > Iк.з.2tпр=19,5500,7=13,7 кА,
где I10=20 кА – ток термической устойчивости в течение 10 секунд.
4.6.2.3 Таким образом, выбранный выключатель удовлетворяет
условиям динамической устойчивости и является термически стойким.
4.6.3 Выключатель напряжения проверяем по номинальному току
отключения Iн=400 А > Iр2=11 А.
4.6.4
Предохранители
выключателя
напряжения
проверяем
по
наибольшему току, отключаемому предохранителем ПК-6 Iпред.=30 кА >
Iу=27,530 А.
4.6.5 Автоматический выключатель АВМ-4С проверяем по току
короткого замыкания таким образом, чтобы обеспечить отключение автомата
в случае действия токов короткого замыкания
Iном.р.1,4=4001,4=560 А < Iк.з.3=3342 А,
где Iном.р.=400 А – каталожный ток расцепителя автомата;
таким образом, в случае короткого замыкания автомат сработает.
4.6.6 Аналогично проверяем автоматический выключатель А-3710Б с
номинальным током расцепителя Iном.р=160 А
Iном.р.1,4=1601,4=224 А < Iк.з.=3170 А.
4.7 Окончательный выбор коммутирующей аппаратуры, кабелей и
проводов
4.7.1 На кабельной линии, соединяющей проектируемую установку с
шинами 6 кВ, устанавливается высоковольтный выключатель типа ВМП 10
4.7.2 Выключатель мощности ВНП-17 с предохранителями ПК-6
устанавливается на стороне высшего напряжения трансформатора.
4.7.3 Автоматический выключатель на стороне низшего напряжения
трансформатора АВМ-4С.
4.7.4 Автоматический выключатель электродвигателя Р=45 кВт типа А3710Б.
4.7.5 Окончательно принимаем, что проектируемая установка питается
от шин 6 кВ силовым кабелем марки ААШВ-6 сечением жилы s=240 мм2
проложенным в земле. Кабельная линия трансформатора выполняется
кабелем марки ААШВ-6 сечением жилы s=10 мм2. Со стороны низшего
напряжения трансформатора РШ 0,4 кВ подсоединяется проводами марки
АПР сечением жилы s=120 мм2, проложенными в трубе. Подсоединение
двигателя осуществляется проводами марки АПР сечением жилы s=70 мм2,
проложенными в одной трубе.
5 Экономическая часть
5.1 Адиабатная выпарная установка предназначена для получения
деминерализованной
воды
с
использованием
в
качестве
греющего
теплоносителя вторичных энергоресурсов производства “Аммиак-2”. Такой
подход должен обеспечить снижение текущих расходов, и тем самым дать
положительный экономический эффект.
Предполагается,
что
проектируемая
установка
включается
в
производственный цикл вместо существующего цеха ХВП, закрытие
которого и должно обеспечить экономию денежных средств.
Чтобы определить срок окупаемости проекта необходимо установить
стоимость всех затрат на сооружение установки, эксплуатационные расходы,
которые будут иметь место, и найти экономию, которую обеспечит
внедрение проекта.
5.2 Капитальные затраты на сооружение установки Скап складываются
из стоимости материалов и оборудования и стоимости монтажных работ
5.2.1 Стоимость монтажа определяется по ценникам СНиП с учётом
необходимых коэффициентов перевода в действительные цены:
1.
Накладные – К1 =1,21;
2.
Перевод в цены 1991 года – К2 =1,63;
3.
Перевод в цены на май 2002 года – К3 =16,45;
4.
Налог на добавленную стоимость – К4 =1,2.
5.2.2 Отсюда стоимость монтажа оборудования определяется как
стоимость в ценах 1984 года умноженная на коэффициенты перевода
См=С1984К1 К2 К3 К4=С19841,211,6316,451,2=С198438,93.
5.2.3 Полный перечень оборудования, материалов и затрат на
монтажные работы представлен в таблице 8.
Таблица 8 – Стоимость материалов и монтажных работ
Наименование материалов,
Единица
№ п/п Ценник
оборудования и работ
измерения Количество Цена, руб. Сумма, руб.
1
3
4
5
6
1
Насосный агрегат Д2500-45
1 шт.
3
367500,00 1102500
2
Насосный агрегат Д1250-65
1 шт.
1
162630,00 162630
3
Насосный агрегат КсВ-1000-95
1 шт.
1
160500,00 160500
4
Насосный агрегат КсВ-200-130
1 шт.
1
119000,00 119000
5
Вакуум-насос ВВН1-12
1 шт.
2
40390,00
80780
6
Вакуум-насос ВВН1-25
1 шт.
1
50000,00
50000
Монтаж насосов
1 шт.
9
1160,21
10442
Сталь Ст.3 толщина 3 мм
1 т.
40
7100,00
284000
Монтаж камер испарения
1 т.
40
1822,07
72883
Трубки латунные Л68 25*2,5
1 т.
440,24
72000,00
31697280
7
2
ц18-169
8
9
ц 9-47
10
7
11
ц 6-366-1 Монтаж теплообменников
1 т.
440,24
35351,35
15563077
12
Металлоконструкции опор
1 т.
1
10000,00
10000
1 т.
1
15261,82
15262
1 т.
1,1
7600,00
8360
1 шт.
1
1105,70
1106
1 т.
19,41
7800,00
151398
1 т.
19,41
1016,16
19724
1 т.
23,85
7500,00
178875
13
ц 124-43 Монтаж металлоконструкций опор
14
Эжектор сталь 20
15
ц 18-179 Монтаж эжектора
Труба стальная Д 1420*14 сварн.
16
17
ц 12-2-13 Монтаж труб Д 1420 мм
Труба стальная Д 1020*12 сварн.
18
19
ц 12-2-13 Монтаж труб Д 1020 мм
1 т.
23,85
1016,16
24235
20
Труба стальная Д 377*9
1 т.
14,7
9800,00
144060
1 т.
14,7
1436,64
21119
Труба стальная Д 159*4,5
1 т.
1,12
9500,00
10640
Монтаж труб Д 150
1 т.
1,12
3079,62
3449
Труба стальная Д 108*4
1 т.
1,25
10000,00
12500
Монтаж труб Д 100
1 т.
1,25
3079,62
3850
Трубки латунные Л68 20*2
1 т.
132,16
72000,00
9515520
1 т.
132,16
35351,35
4672034
1 шт.
2
37310,00
74620
1 шт.
2
4555,18
9110
1 шт.
5
115980,00 579900
1 шт.
5
3075,72
15379
1 шт.
30
3935,00
118050
1 шт.
30
475,37
14261
1 шт.
15
2016,00
30240
1 шт.
15
117,58
1764
21
ц 12-2-10 Монтаж труб Д 350
22
23
ц 12-2-8
24
25
26
27
28
29
30
31
32
33
34
35
ц 12-2-8
ц 6-366-1 Монтаж теплообменников
Задвижка Д 1420 ст.
ц 22-382 Монтаж задвижки Д 1400
Задвижка 30ч925бр1 Д 1000
ц 22-381 Монтаж задвижки Д 1000
Задвижка 30ч6бр Д 350
ц 22-372 Монтаж задвижки Д 350
Задвижка 30ч6бр Д 150
ц 22-372 Монтаж задвижки Д 150
36
Задвижка 30ч6бр Д 100
1 шт.
30
570,00
17100
37
ц 22-370 Монтаж задвижки Д100
1 шт.
30
76,70
2301
Итого:
64957948
5.2.4
Таким
образом,
капитальные
затраты
на
сооружение
проектируемой адиабатной выпарной установки на сегодняшний день
составляют Скап=64958000 руб.
5.3 Текущие расходы на содержание установки составляют в ценах
на сегодняшний день
5.3.1 Годовые затраты на электроэнергию Сэ.э. из расчёта, что установка
работает круглосуточно 330 суток в году
Сэ.э.=СэРТо=0,70207224330=11487160 руб/год,
где Р=2072 кВт – расчётная активная мощность электрооборудования
определённая в электротехнической части;
Сэ=0,70 руб/кВтчас – стоимость электроэнергии.
5.3.2 Годовые затраты на водооборотный цикл составляют Св.о.
Св.о.=СоV24330=0,40603024330=19103040 руб/год,
где V=6030 м3/час – расход охлаждающей воды из теплового расчёта;
Со=0,40 руб/м3 – стоимость оборотной воды на АО “Акрон”.
5.3.3 Затраты на заработную плату Сз.п. находим из условия, что
проектируемую
установку
обслуживают
посменно
Сз.п.=Сз123=4000123=144000 руб,
три
оператора,
работающих
где Сз=4000 руб/месяц – средняя заработная плата.
Х.3.4 Суммарные годовые текущие затраты составляют Ст
Ст=Сэ.э.+Св.о.+Сз.п.=11487160+19103040+144000=30734200 руб/год.
5.4 Найдем затраты на выработку деминерализованной воды в
цехе ХВП
5.4.1 На сегодняшний день себестоимость глубоко обессоленной воды
на АО “Акрон” составляет СВ.Г.О.=8 руб/м3
5.4.2 Годовые затраты на производство деминерализованной воды
CВ.Г.О.г
CВ.Г.О.г=СВ.Г.О.Vо24330=875024330=47520000 руб/год,
где Vо=750 м3/час – производительность цеха ХВП.
5.5 Срок окупаемости проекта Т составит
Т
С кап
64958000

 3,8года.
С В. Г .О.г  С т 47520000  30734200
5.6 Себестоимость получаемой в установке деминерализованной
воды Сд составит
СД 
С т  С ам 29880432  3247900

 5,57 руб / м 3 ,
Vгод
750  24  330
где
Сам=Скап./20=64958000/20=3247900
руб
–
линейная
норма
амортизационных отчислений из расчёта срока службы установки 20 лет;
Vгод=594000
обессоленной воде.
м3
–
годовая
производительность
установки
по
6 Безопасность жизнедеятельности
6.1 Целью данного раздела дипломного проекта является проведение
анализа организации условий труда на производстве и обеспечения
необходимых требований техники безопасности. Для этого необходимо
выделить всё оборудование и технологии, задействованные в проекте и
определить все связанные с ними опасные и вредные производственные
факторы.
Адиабатная установка термического обессоливания включает в себя
следующее оборудование:
-
камеры
испарения
со
встроенными
поверхностными
конденсаторами;
-
конденсаторы;
-
циркуляционные, конденсатные и вакуумные насосы;
-
эжектор;
-
трубопроводы питательной воды и рассола;
-
паропроводы низкого и высокого давления.
К вредным и опасным производственным факторам в помещении
установки можно отнести:
-
опасность поражения электрическим током;
-
нагретые поверхности;
-
повышенный шум, вибрация;
-
высокое давление рабочего пара;
-
движущиеся части машин и механизмов;
-
возможность падения предметов с большой высоты.
Кроме
того, необходимо
учитывать
тот
факт,
что
установка
располагается на АО “Акрон” на площадке производства “Аммиак - 2”, и
вследствие этого возможно загрязнение воздуха рабочей зоны аммиаком.
Во избежание травматизма рабочего персонала необходимо вести
постоянный контроль правильного соблюдения техники безопасности, не
допускать использования неисправного оборудования, принимать меры по
пресечению нарушений трудовой дисциплины.
6.2 Характеристика санитарно-гигиенических условий труда опасных и
вредных производственных факторов на рабочих местах, фактических
условиях и по проекту представлена в таблице 9.
Таблица 9 - Характеристика санитарно-гигиенических условий
труда, опасных и вредных производственных факторов на рабочих
местах в фактических условиях и по проекту
Оценка условий труда
Визульная
Инструментальная
По проекту
Наименование рабочего места
Оператор установки термического обессоливания
1 Санитарно - гигиенические факторы условий труда
1.1 Микроклимат:
хол/теплый
Температура, С
О
О
18-20 / 21-23
Относительная влажность,%
О
О
40-60
Скорость движения,
Н
Н
0,2 / 0,3
Боковое, КЕО, %
Н
Н
1,5
Комбинированное КЕО,
Н
Н
4
1.3 Освещение искусственное:
Общее, лк
Н
Н
200
Местное, лк
Н
Н
200
Комбинированное, лк
Н
Н
400
Аварийное, лк
Н
Н
10
Аэрация, м3 /час
Н
Н
20
Инфильтрация, м3/час
Н
Н
-
1.5 Вентиляция искусственная:
Приточная, К кр
Н
Н
-
Вытяжная, К кр
Н
Н
-
-
-
0
воздуха, м/с
1.2 Освещение естественное:
1.4 Вентиляция естественная:
Аварийная, К кр
2 Характеристика помещений зон
Класс по взрывоопасности
-
В-I-a
В-I-a
Класс по электроопасности
-
Повышенной опасности
Категория пожароопасности
-
Д
Д
Класс санитарно-защитной зоны
-
1 (по предприятию)
1
(по предприятию)
Группа санитарного обеспечения
-
2
2
Степень уязвимости
-
-
-
-
II
II
от избыточного давления
Степень огнестойкости здания
Таблица 9 - Продолжение
3 Разновидность опасных и вредных факторов
3.1 Электроопасности
Род тока
переменный
переменный
переменный
Напряжение, В
О
О
380 /6000
Частота, Гц
Н
Н
50
Ёмкость остаточного заряда, Ф
-
-
-
3.2 Излучения
Радиочастотное, НМ
-
-
-
Инфракрасное, НМ
Н
Н
Н
Ультрафиолетовое, НМ
-
-
-
Радиактивные, рад
-
-
-
Рентгеновское, НМ
-
-
-
Вибрация, Гц/мм
О
О
63/0,7
Шум, дБ
О
О
85
Падение предметов с высоты, м
О
О
12
Движущиеся части машин и
О
О
О
3.3 Механические опасности
Механизмов
Ультразвук, Гц
Н
Отлетающие части инструментов
Н
Н
Н
Н
Н
Открытое пламя, оС
-
-
-
Расплавленный металл, оС
-
-
-
Нагретые детали, оС
О
О
20-100 оС
-
-
-
О
О
20
Органическая, мг/м3
-
-
-
Металлическая, мг/м3
-
-
-
Минеральная, мг/м3
О
О
10
Токсичная, мг/м3
-
-
-
и материалов
3.4 Тепловые опасности:
3.5 Химические опасности:
Жидкости
Пары, газы, мг/м
3
3.6 Пыль, мг/м3:
4 Возможная причина возникновения пожара:
Горючее вещество
О
О
о
Горючие газы
-
-
-
Источники воспламенения
-
-
-
5 Возможная причина возникновения взрыва:
Импульс взрыва
-
-
-
Парогазовая смесь или пылевзвесь
-
-
-
Избыточное давление, МПа
О
О
4,0
Примечания: “О” - опасно, “Н”- нормально
6.3 Санитарно-гигиенические факторы условий труда
6.3.1 Микроклимат любого рабочего помещения определяется сочетанием температуры воздуха, скорости его движения и относительной
влажности, барометрическим давлением и тепловым излучением от нагретых
поверхностей.
По определению, приведенному в ГОСТ 12.1.005-88, микроклимат
производственных помещений - это климат внутренней среды помещений,
который определяется действующими на организм человека сочетаниями
температуры, влажности и скорости движения воздуха, а также температурой
окружающих поверхностей.
Сочетания допустимых параметров микроклимата при длительном и
систематическом воздействии на человека могут вызвать переходящие и
быстро нормализующиеся изменения теплового состояния организма,
сопровождающиеся
напряжением
механизмов
терморегуляции,
не
выходящим за пределы физиологических приспособительных возможностей.
При этом не возникает повреждений или нарушений состояния здоровья
человека, но могут наблюдаться дискомфортные тепловые ощущения,
ухудшение самочувствия и понижение работоспособности.
Санитарно-гигиенические факторы труда определяются по ГОСТ
12.1.005-88, исходя из категории тяжести труда, которая, в свою очередь,
зависит от количества затрачиваемых человеком килокалорий в процессе
выполнения работ.
Нормы
производственного
микроклимата
установлены
системой
стандартов безопасности труда ГОСТ 12.1.005-88 "Общие санитарногигиенические требования к воздуху рабочей зоны". В этих нормах отдельно
нормируется
каждый
компонент
микроклимата
в
рабочей
зоне
производственного помещения: температура, относительная влажность,
скорость воздуха в зависимости от способности организма человека к
акклиматизации в разное время года, характера одежды, интенсивности
производимой работы и характера тепловыделения в рабочем помещении.
Для оценки характера одежды и акклиматизации организма в разное время
года введено понятие периода года. Теплый период с температурой
наружного воздуха +100С и выше, холодный - ниже +100С. А так же
микроклимат нормируется в зависимости от категории работ.
При учете интенсивности труда все виды работ, исходя из общих
энергозатрат организма, делятся на три группы: легкие, средней тяжести и
тяжелые.
Работы для оператора установки термического обессоливания согласно
ГОСТ 12.1.005-88 относятся к категории тяжести IIа - работы средней
тяжести, связанные с постоянной ходьбой, перемещением легких (до одного
килограмма) изделий или предметов из положения стоя или сидя и
требующие определённых физических напряжений.
Для
помещения
оператора
установки
установлены
следующие
параметры микроклимата при категории тяжести работ IIа:
температура внутреннего воздуха в холодный период года составляет
18-20 оС; температура внутреннего воздуха в теплый период года составляет
21-23 оС;
относительная влажность воздуха как в холодный период года, так и в
тёплый составляет 40-60 %;
скорость движения воздуха в холодный период года составляет не
более 0,2 м/с;
скорость движения воздуха в теплый период года составляет не более
0,3 м/с.
Оптимальные параметры микроклимата в помещении операторской
обеспечиваются системами кондиционирования воздуха, а допустимые
параметры - обычными системами вентиляции и отопления.
Методы снижения неблагоприятного влияния производственного
микроклимата регламентируются "Санитарными правилами по организации
технологических
процессов
производственному
технологических,
и
оборудованию"
гигиеническими
и
санитарно-технических,
требованиями
к
осуществляются
комплексом
организационных
и
медико-
профилактических мероприятий.
6.3.2 Освещение бывает трёх типов: естественное, искусственное и
совмещённое. Основным параметром освещения выступает освещённость Е,
лк. Освещенность в зданиях и помещениях нормируется согласно СНиП 2305-95 и зависит от назначения помещения, разряда зрительных работ,
условий выполняемой работы.
Нормами установлено восемь разрядов зрительных работ: с 1 по 8. В
основу первых семи разрядов положен размер объектов различения,
рассматриваемый объект или его часть, требующий различения дефекта,
точки, пятна.
Недостаточное освещение понижает зрительное восприятие, развивает
близорукость, головную боль, влияет на центральную нервную систему,
снижает производительность труда, приводит к несчастным случаям.
Наиболее благоприятная освещенность по субъективным ощущениям
людей считается 200 лк. Однако при выполнении различных работ требуется
различный
уровень
освещенности.
Контрастность
света
оказывает
психологическое воздействие на человека. Повышение контрастности
возбуждает, раздражает, а снижение - успокаивает, но при длительном
применении утомляет.
Применяется естественное освещение следующего вида:
-
боковое освещение, через окна в наружных стенах;
-
верхнее освещение, через световые фонари;
-
комбинированное освещение, когда к верхнему освещению
добавляется боковое.
Естественное
характеризуется
освещение
коэффициентом
в
какой-либо
естественной
точке
помещения
освещенности
(К.Е.О).
Наименьшая расчетная освещенность, создаваемая естественным светом в
помещении, определяется при наружной освещенности 5000 лк.
Значения коэффициентов естественной освещенности в помещениях
производственных зданий надлежит принимать по разряду зрительной
работы, исходя из СНиП 23-05-95.
Для
оператора
установки
термического
обессоливания,
разряд
зрительных работ- 4 в, работы средней точности.
Предел различаемости – 0,5-1 мм.
Величина освещенности при искусственном освещении должна быть:
на рабочем месте оператора не ниже 200 лк - для систем общего
освещения;
400 лк - при комбинированном освещении.
Аварийное освещение составляет 5% от нормируемого значения, то
есть 10 лк.
Необходимый уровень освещённости в помещении операторской
обеспечивается установкой светильников общего и местного освещения, в
которых применяются люминисцентные лампы дневного света и галогенные
лампы.
6.3.3 Вентиляция – организованный воздухообмен, заключающийся в
удалении из рабочего помещения загрязнённого воздуха и подаче вместо
него свежего наружного (или очищенного) воздуха.
Нормирующим документом для проектирования систем вентиляции
является СНиП 2.04.05-91.
Рационально
вентиляционные
спроектированные
системы
и
правильно
способствуют
эксплуатируемые
улучшению
самочувствия
персонала, а так же способствует повышению производительности труда.
Системы вентиляции классифицируют по способу перемещения
воздуха, направлению воздушного потока, зоне действия, времени года. В
зависимости от способа перемещения воздуха различают вентиляцию
естественную и механическую.
Существуют и смешанные системы вентиляции.
В зависимости от направления потока воздуха вентиляция бывает
приточной и вытяжной. Вентиляцию в производственных помещениях
обычно выполняют приточно-вытяжной.
Интенсивность
вентиляции
характеризуется
кратностью
воздухообмена, которая определяется по формуле:
К=L/V,
где L - объем воздуха, подаваемого или удаляемого из помещения, м3;
V - объем вентилируемого помещения, м3.
Количество воздуха, необходимого для вентиляции производственного
помещения, следует определить расчетом, и только в редких случаях
допускается устанавливать по кратности воздухообмена. В соответствии с
характером технологического процесса воздухообмен нужно рассчитывать
по избыткам явной теплоты (тепловыделения), по избыткам влаги и скрытой
теплоты (тепло и влаговыделения), по количеству выделяющихся вредных
веществ (выделение вредных паров, газов, пыли). При одновременном
выделении теплоты, влаги и вредных веществ, следует рассчитывать
воздухообмен для каждого из этих факторов и принимать наибольшее из
полученных значений.
Санитарными
минимальное
нормами
количество
СН
245-71
воздуха,
регламентируется
подаваемого
в
также
производственное
помещение в расчете на одного работающего. Это количество зависит от
объема помещения, приходящегося на одного человека. Если этот объем
меньше 20 м3, то следует предусматривать подачу наружного воздуха в
количестве не менее 30 м3/ч на каждого работающего. Если объем
помещения на одного человека превышает 20м3, то нужно подавать воздух не
менее 20м3/ч на каждого работающего.
В помещениях, где имеются окна, и на одного работающего
приходится более 40 м3 объема помещения при отсутствии вредных и
неприятно пахнущих веществ, допускается предусматривать периодически
действующую вентиляцию (проветривание).
Правильный выбор систем вентиляции имеет большое санитарногигиеническое и экономическое значение.
В помещении установки термического обессоливания применяется
общеобменная
естественная
вентиляция.
Помещения
персонала
дополнительно оборудованы системами кондиционирования воздуха.
6.4 Характеристика помещения, зон
6.4.1 Классификация помещений по взрывобезопасности представлена
в
ПУЭ
(Правила
устройства
электроустановок).
Согласно
этой
классификации по взрывобезопасности помещения делятся на два класса,
каждый из которых, в свою очередь, делится на подклассы. Эта
классификация производится с учётом наличия взрывоопасных смесей паров
и газов, возможности их образования, их распространения в помещении
(локальное или повсеместное), возможности образования взрывоопасных
смесей в случае пожара, аварии или неисправностей.
Согласно
ПУЭ
помещение
оператора
установки
термического
обессоливания не взрывоопасно, так как в нем не эксплуатируются и не
находятся горючие пыли, волокна и газы. Класс по взрывоопасности В-Iа
(помещения, в которых опасные ситуации могут возникнуть только в
результате аварии или неисправности).
6.4.2 Согласно ПУЭ по электоопасности помещения делятся на три
класса:
-
помещения
с
повышенной
опасностью,
характеризуемые
наличием одного из пяти условий: относительная влажность более 75%;
температура в помещении выше 35 оС; наличие токопроводящей пыли;
наличие
токопроводящего
пола;
возможность
одновременного
прикосновения к имеющим соединение с землёй металлическим элементам
технического
оборудования
или
металлоконструкциям
здания
и
металлическим корпусам электрооборудования;
-
особоопасные помещения, характеризуются наличием одного из
трёх условий: относительная влажность приближается к 100%; наличие
химически активной среды; наличие двух или более условий повышенной
опасности;
-
без повышенной опасности.
Помещение операторской проектируемой установки по ПУЭ относится
к помещениям повышенной электрической опасности, так как в нем
присутствуют условия, создающие повышенную опасность, такие как:
- полы железо-бетонные;
- сырость;
- высокая температура;
- возможность одновременного прикосновения человека к имеющим
соединение
с
землей
металлоконструкции
зданий,
технологическим
аппаратам, механизмам, с одной стороны, и к металлическим корпусам
электрооборудования с другой стороны.
6.4.3 Категории пожароопасности производства устанавливаются в
соответствии с НБП 105-95 в зависимости от характеристики применяемых в
производстве веществ и материалов.
Согласно НБП помещение оператора выпарной установки относится к
категории ''Д'' – несгораемые вещества и материалы в холодном состоянии.
6.4.4 Согласно СанПиН 2.2.1/2.1.1.131-01 (санитарные нормы и
правила) предприятия, их отдельные здания и сооружения необходимо
отделять от жплой застройки санитарно-защитными зонами - СЗЗ. По
ширине
СЗЗ
делятся
на
пять
классов.
Ширина
СЗЗ
зависит
от
технологического процесса производства, вредных и пахучих выделений в
окружающую среду, их количества, выделяемого предприятием шума,
вибрации, ультразвука и других опасных и вредных производственных
факторов.
Проектируемая установка располагается на территории АО “Акрон” и
потому
класс
санитарно-защитной
зоны
устанавливается
по
классу
предприятия в целом. И так как АО“Акрон” является химическим
предприятием с выбросом вольшого количества вредных дамовыхгазов и
веществ, то для него согласно CанПиН устанавливается класс СЗЗ – 1. Такой
же класс присваивается и установке термического обесоливания. Расстояние
санитарно-защитной зоны при этом составляет не менее 1000 м.
6.4.5 Классификация производственных процессов по санитарному
обеспечению санитарно-бытовыми помещениями осуществляется согласно
СНиП
–
2.09.04-87
и
зависит
от
санитарной
характеристики
производственных процессов. В связи с этим различают четыре группы
производственных процессов, каждой из которых соответствуют свои
специальные санитарно-бытовые помещения и устройства.
Согласно СНиП 2.09.04-87 помещения персонала проектируемой
установки относится к 2 группе санитарного обеспечения санитарнобытовыми помещениями. В них необходимо проектировать душ, туалет,
раздевалку.
6.4.6 Степень огнестойкости зданий и сооружений регламентируется
СНиП II-2.80.
Здания и сооружения по огнестойкости подразделяются на пять
степеней. Каждая степень характеризуется группой возгораемости и
пределом огнестойкости их основных конструкций.
Все строительные конструкции и материалы делятся на три группы:
несгораемые, трудносгораемяе и сгораемые.
По СНиП 2.01.02-85 степень огнестойкости помещений установки
термического обессоливания II – трудносгораемые здания (под действием
огня и высокой температуры тлеют, обугливаются, горят, но при устранении
источника зажигания горение прекращается).
6.5 Разновидности опасных и вредных факторов
6.5.1 Электрическая опасность. Согласно ГОСТ 12.1.009-75 под
электроопасностями понимают воздействие на человека электрического тока,
электрической дуги, электромагнитного поля и статического электричества.
В
помещении
проектируемой
установки
располагаются
электроустановки напряжением 380 и 6000 В и частотой рабочего тока 50 Гц.
Рабочие
параметры
тока
и
напряжения
оборудования
превышают
установленные нормы для помещений с повышенной электроопасностью.
Поэтому
необходимо
проводить
ряд
мероприятий
по
обеспечению
необходимой степени электробезопасности помещений проектируемой
установки.
По ГОСТ 12.1.019-75 для обеспечения электробезопасности должны
применяться отдельно, или в сочетании друг с другом следующие
технические способы и средства:
- защитное заземление (ГОСТ 12.1.030-81);
- зануление (ГОСТ 12.1.030-81);
- выравнивание потенциалов;
- малое напряжение;
- электрическое разделение сетей;
- защитное отключение;
- изоляция токоведущих частей (рабочая, дополнительная, усиленная,
двойная);
- компенсация токов замыкания на землю;
- оградительные устройства;
- предупредительная сигнализация, блокировка, знаки безопасности;
- средства защиты и предохранительные устройства.
Кроме того, при ремонтных работах электроустановок необходимо
применять средства индивидуальной защиты, какие как: резиновые перчатки,
сапоги, каски; и только инструмент с токоизолирующими рукоятками.
Крупный
ремонт
электроустановок
должен
проводиться
в
специализированных цехах.
Технические способы и средства защиты должны быть указаны в
нормативно-технической документации на электроустановки.
Исправность на физический и электрический износ средств защиты
должна проверяться осмотром перед каждым применением, а также через
каждые 6-12 месяцев в зависимости от условий эксплуатации.
6.5.2 Излучения. Из всех перечисленных типов излучений в установке
термического обессоливания присутствует только теловое излучение от
нагретых открытых кчастков оборудования, трубопроводов и паропроводов.
Однако так как все части теплового оборудования выполняются с тепловой
изоляцией и температура рабочих потоков не превышает 100-110 оС то
рассматривать этот опасный фактор мы не будем.
6.5.3 Механические опасности. К механическим опасностям вообще
следует относить опасности, которые могут возникнуть у любого объекта,
способного причинить травму в результате неспровацированного контакта
объекта или его части с человеком. Такой контакт может наблюдаться при
взаимодействии человека с объектом в трудовом процессе и при случайном
нахождении человека в пределах действия объекта.
К ним относятся:
- шум;
- вибрация;
- движущиеся части машин и механизмов.
6.5.3.1 Шум. Шум – всякий неблагоприятно действующий на человека
звук различной частоты и интенсивности. Параметром звука является
уровень шума, Дб.
Уровень шума нормируется по ГОСТ 12.1.003-83. Для рабочего места
оператора установки термического обессоливания уровень шума не должен
превышать 65 дБ.
Источниками шума в проектируемой установке являются:
-
насосное оборудование;
-
камеры испарения;
-
эжектор.
Для защиты от шума необходимо предусматривать следующие
мероприятия:
-
при
изготовлении
разработке
и
технологических
эксплуатации
машин,
процессов,
проектировании,
производственных
зданий
и
сооружений, а также при организации рабочего места, следует принимать все
необходимые меры по снижению шума до значений, не превышающих
допустимые по ГОСТ 12.1.003-83
-
разработка шумобезопастной техники;
-
применение средств индивидуальной защиты по ГОСТ 12.4.051-
-
применение средств и методов коллективной защиты по ГОСТ
78;
12.1.029-80;
- контроль уровня шума на рабочем месте не реже одного раза в год.
В проектируемой установке всё насосное оборудование располагается в
помещении насосной на нулевом уровне и огорожено дополнительными
конструкциями. Эжектор и камеры испарения изолируются тепловой
изоляцией, что одновременно снижает производимый им уровень шума. Всё
оборудование находится в помещении, где нет постоянного присутствия
персонала.
6.5.3.2 Вибрация. Вибрация – механические колебания твёрдого тела.
Основным её параметром является частота вибрации, Гц.
По характеру действия на человека вибрация делится на общую –
передаётся на всё тело, местную – передаётся на органы, соприкасающиеся с
источником вибрации, комбинированную.
Предельно-допустимые уровни вибрации нормируются по ГОСТ
12.012-90.
Для
обессоливания
рабочего
уровень
места
вибрации
оператора
не
установки
должен
термического
превышать
85
Гц/мм
(кратковременно).
Источниками вибрации являются:
-
насосное оборудование;
-
трубопроводы и паропроводы;
-
эжектор.
Для
защиты
от
вибрации
в
проектируемой
установке
предусматриваются следующие мероприятия:
-
жесткая установка насосного оборудования на фундамент;
-
трубопроводы и паропроводы также имеют жесткое крепление;
-
эжектор устанавливается на опорной конструкции имеющей
фундамент;
-
всё основное и вспомогательное оборудование автоматизируется,
управление осуществляется со щита.
Действительные замеры уровня вибрации показывают, что он не
превышает 65 Гц/мм.
6.5.3.3 Падение предметов с высоты
Основной причиной возникновения данного опасного фактора в
проектируемой
установке
является
наличие
крупногабаритного
оборудования.
Для устранения опасности поражения данным опасным фактором
применяют такие методы, как: установка ограждений мест вероятного
падения
предметов,
рациональное
размещение
крупногабаритного
оборудования в помещении, дистанционность управления процессами.
Применяются и другие коллективные средства, обеспечивающие защиту всех
работников на участке согласно ГОСТ 12.0.002-80.
К средствам индивидуальной защиты относятся защитные каски,
использование которых в помещении установки обязательно.
6.5.3.4 Движущиеся части машин и механизмов
Во
вспомогательном
обессоливания
установлены
оборудовании
установки
электродвигатели,
которые
термического
при
помощи
вращательных моментов приводят в движение насосы и вакуум-насосы.
Для предотвращения травмирования рабочего персонала согласно
ГОСТ 12.0.002-80 необходимо устанавливать ограждения, защитные кожухи,
предупреждающие знаки и соблюдать правила техники безопасности. Кроме
того, необходимо регулярно проводить инструктаж рабочего персонала по
технике безопасности при работе с вращающимися частями машин и
механизмов.
6.5.4 Тепловые опасности
К тепловым опасностям в проектируемой установке относят нагретые
части оборудования, соприкосновение с которыми может вызвать ожоги.
Поэтому необходимо соблюдать правила ТБ и своевременно устранять
дефекты оборудования и восстанавливать тепловую изоляцию.
Источниками тепловых опасностей являются:
-
трубопроводы и паропроводы;
-
конденсаторы;
-
камеры испарения;
- запорная, регулирующая арматура.
Мерами по защите персонала является выполнение тепловой изоляции
трубопроводов, конденсаторов, камер испарения. Кроме того, применяются
индивидуальные средства защиты работников – куртки и рукавицы.
6.5.5 Химические опасности. Вредное вещество – это вещество,
которое при контакте с организмом человека в случае нарушения требования
безопасности может вызвать травмы, профессиональные заболевания или
отклонения в состоянии здоровья, обнаруживаемые современными методами,
как в процессе работы, так и в отдалённые сроки жизни настоящего и
последующих поколений.
По степени воздействия на организм человека вредные вещества
подразделяются на четыре класса опасности:
1-й – вещества чрезвычайно опасные;
2-й – вещества высоко опасные;
3-й – вещества умеренно опасные;
4-й – вещества мало опасные.
Пути попадания в организм – через кожу, через слизистые, через
желудок, через лёгкие.
Химическая
опасность
в
помещении
установки
термического
обессоливания может возникнуть от утечек газов на соседних производствах.
И так как установка находится на площадке производства “Аммиак-2” то
основным вредным веществом, которое может попадать в рабочую зону
является аммиак.
Аммиак – бесцветный горючий газ с резким специфическим запахом,
токсичен, вызывает острое раздражение и ожоги слизистых оболочек,
дыхательных путей, слезотечение, удушье; при попадании в глаза возможна
потеря зрения; жидкий аммиак или струя газа вызывает сильные ожоги при
вдыхании больших количеств аммиака наступает отёк лёгких; при высоких
концентрациях
возбуждает
ЦНС,
вызывает
судороги;
при
острых
отравлениях может наступить смерть от отёка лёгких и сердечной
недостаточности. Класс опасности 4.
Содержание аммиака в воздухе рабочей зоны не должно превышать
ПДКр.з.=20 мг/м3 и нормируется по ГОСТ 12.1.005-88.
Для
обеспечения
необходимых
мер
по
защите
персонала
от
возможного воздействия аммиака применяются средства индивидуальной
защиты – фильтрующие противогазы. Они располагаются в помещении
персонала или носятся с собой.
Кроме того, в помещении проектируемой установки присутствует
органическая пыль, которыя получается при использовании изоляционных
материалов и различной производственной деятельности. ПДК органической
пыли в воздухе рабочей зоны составляет 10 мг/м3, класс опасности 4.
Основные
меры
по
снижению
запылённости
заключаются
в
герметизации источников пыли и регулярное проветривание помещений
персонала..
К индивидуальным средствам защиты относят применение рабочей
одежды и респираторов в случае необходимости.
6.6 Пожарная безопасность
По ГОСТ 12.1.004-85 мероприятия по пожарной безопасности
разделяются
на:
организационные,
технические,
режимные
и
эксплутационные.
Организационные
мероприятия
предусматривают
правильную
эксплуатацию оборудования, соблюдение противопожарной безопасности.
К
техническим
мероприятиям
относится
соблюдение
норм
противопожарных правил.
Эксплутационными
мерами
являются
своевременные
профилактические осмотры, ремонты технологического оборудования.
Для предотвращения возникновения пожара необходимо выполнять
следующие основные правила:
- соблюдение техники безопасности;
- наличие средств пожаротушения: огнетушители ОУ-8 из расчета один
огнетушитель на 50 м2 площади помещения, ящики с песком, лопаты, багры
ведра топоры;
- правильное хранение горюче-смазочных материалов;
- противопожарная профилактика.
Приведённых выше мер противопожарной безопасности достаточно
для
обеспечения
установки
безопасного
термического
режима
обессоливания
эксплуатации
с
точки
проектируемой
зрения
пожарной
безопасности.
6.7 Возможная причина возникновения взрыва
Взрыв характеризуется резким повышением давления и выделением
большого количества энергии. Взорваться может любой сосуд, находящийся
под давлением.
В установке термического обессоливания основным источником
возникновения взрыва может служить паропровод высокого давления.
Для предотвращения аварийных ситуаций подобного рода применяется
различная предохранительная арматура (клапана). Кроме того, персонал
должен регулярно проходить аттестацию на знание правил эксплуатации
сосудов работающих под давлением и инструктаж по технике безопасности.
Паропровод высокого давления должен быть соответствующим образом
маркирован.
Причины
возникновения
веществами, отсутствуют.
взрыва,
связанные
с
взрывоопасными
7. Экологическая справка
В настоящее время обессоленную воду на АО “Акрон” получают в цехе
химводоподготовки ионообменным способом в насыпных фильтрах. В
результате
деятельности
этого
цеха
регулярно
образуется
большое
количество отходов в виде отработанных ионообменных смол и стоков в
виде кислот и щелочей, используемых в технологии для регенерации
фильтров.
Проектируемая адиабатная выпарная установка устанавливается на
территории АО “Акрон” на площадке производства “Аммиак-2” и
предназначена для выработки обессоленной воды термическим способом в
количестве 750 т/час для нужд предприятия. При этом предполагается
полностью отказаться от производства деминерализованной воды в
существующем
цехе
химводоподготовки.
Это
позволит
уменьшить
количество вредных стоков на предприятия в целом, так как в установке
термического обессоливания не предполагается использование химических
реагентов, а сточные воды производства не содержат особо опасных или
токсичных веществ.
В качестве сырья в установке используется вода из реки Волхов
прошедшая предварительную очистку в корпусе 174 в количестве 1136 т/час.
В
качестве
греющего
пара
используется
низкопотенциальный
пар
отработанный в турбинах привода основного оборудования производства
“Аммиак-2”,
в
настоящий
момент
конденсируемый
в
воздушных
холодильниках, и пар 40. Кроме того, в схему установки включён
водооборотный цикл, необходимый для охлаждения теплоотводящих
ступеней.
Установка выполняется из листовой стали и металлопроката.
Отдельные узлы выполняются из латуни и нержавеющей стали. При
проектировании использована схема с рециркуляцией рассола, что позволяет
сократить выбросы концентрированной продувочной воды и уменьшить
затраты теплоты на производство обессоленной воды. В ходе теплового
расчёта было установлено, что такая схема обеспечит наилучшие показатели
экологичности и материалозатрат. Затраты теплоты на производство одной
тонны деминерализованной воды при такой схеме составляют 565 МДж.
Потери теплоты в окружающую среду происходят через наружные
поверхности камер испарения и перепускные трубопроводы. Для сокращения
этих потерь и для обеспечения необходимого температурного режима
установка располагается в помещении, а отдельные узлы установки и
трубопроводы
покрываются
тепловой
изоляцией,
выполненной
из
минераловатных мат по ГОСТ 21880-86 и плит из минеральной ваты на
синтетическом связующем по ГОСТ 9573-82.
Часть воды оборотного цикла предполагается охлаждать в воздушных
холодильниках производства “Аммиак-2”, высвобождающихся вследствие
использования отработанного пара в выпарной установки. Продувочную
воду с температурой tк=40 оС в количестве 378 т/час можно использовать для
отопления производственных помещений в зимний период.
Насосное оборудование располагается в специальном помещении –
насосной на нижней отметке. Это облегчает эксплуатацию и обеспечивает
необходимую защиту от шума, уровень которого за пределами помещения
насосной не превышает допустимого.
В результате работы установки образуются сточные воды и жидкие и
твёрдые отходы, перечень которых представлен в таблицах 10 и 11. Сточные
воды сбрасываются в промливневую общезаводскую канализацию, где затем
очищаются
на
биологических
очистных
сооружениях
предприятия.
Содержание вредных веществ в сточных водах значительно ниже ПДК.
Из вышеприведённых экологических характеристик следует, что
проектируемая установка не будет оказывать существенного влияния на
окружающую природную среду при соблюдении требуемых условий
эксплуатации
и
необходимых
мер
по
защите
окружающей
среды.
Сбрасывается
В промливневую
канализацию
Стока
1 Продувочная
вода
воды
канализацию
836
постоянно
постоянно
сброса
5 мг/л
Аммиак, не более
5 мг/л
Аммиак, не более
мг/л
5
5
Мг/л
4,2
45,5
Кг/сутки
вредных веществ
(по
компонентам),
ПДК сбрасываемых
Состав сброса
Характеристика сброса
виде
9089,3
3
Периодичность
в
м /сут
стоков,
Количество
продукция
2 Потери оборотной В промливневую
Куда
Наименование
Таблица 10 - Сточные воды
Получаемая
деминерализованной
воды
является
экологически чистой, в производство – безопасным с точки зрения экологии.
МЭП “Меркурий”
Сдаётся на базу “Втормет”
Сдаётся на переработку в АО
дневного света
3 Лом чёрных металлов
4 Лом цветных металлов
периодически
на 17 км Лужского шоссе
на на полигон, расположенный
автотранспортом предприятия
5 Производственный мусор Вывозится специализированным Периодически
“Деймос”
Направляются на переработку в периодически
2 Люминесцентные лампы
периодически
масел
насосного оборудования
1 раз в год
образования
тара
Направляются на регенерацию
Периодичность
Куда складируется, транспорт,
1 Отработанные масла
Наименование отхода
термического обессоливания
---
Латунь Л63
Ст.3
Ртуть
ТП-22-с
Масло турбинное
Химический состав
---
8500 кг/м
3
Плотность
7850 кг/м
3
Плотность
---
900 кг/м3
Плотность
показатели
Физические
---
4
4
1
2
Класс опасности
Характеристика твёрдых и жидких отходов
Таблица 11 - Жидкие и твёрдые отходы, образующиеся в результате работы установки
Список использованных источников
1.
Бакластов
А.М.
теплоиспользующих
специальности
Проектирование,
установок.
“Промышленная
Учебное
монтаж
и
пособие
теплоэнергетика”
эксплуатация
для
студентов
высших
учебных
заведений. – М.: Энергия, 1970. – 568 с.
2. Водоподготовка. Процессы и аппараты. Под ред. О. И. Мартыновой.
Учебное пособие для вузов. – М.: Атомиздат, 1977. – 352 с.
3. ГОСТ 12.1.003-83 Шум
4. ГОСТ 12.1.004-85 Пожарная безопасность
5. ГОСТ 12.1.005-88 Общие санитарно-гигиенические требования к воздуху в
рабочей зоны.
6. ГОСТ 12.1.012-90 Вибрация
7. Идельчик И. Е. Справочник по гидравлическим сопротивлениям. – М.:
Государственное энергетическое издательство, 1960.
8. Исаченко В. П. Теплообмен при конденсации. М.: Энергия, 1977. – 240 с.
9. Контактные теплообменники./Е. И. Таубман, В. А. Горнев, В. Л. Мельцер и
др. – М.: Химия, 1987. – 256 с.
10. Липкин Б. Ю. Электроснабжение промышленных предприятий и
установок: Учебник для учащихся техникумов. – М.: Высш. школа, 1981. –
376 с.
11. Малюшенко В.В., Михайлов А.К. Энергетические насосы: Справочное
пособие. – М.: Энергоиздат, 1981. – 200 с.
12. Отчёт по НИР – Разработка технических приложений по созданию
выпарной установки адиабатного вскипания для обезвреживания сточных
вод цеха нитроаммофоски и оптимизация режимов её работы. – Новгород,
1989.
13. Павлов К.Ф., Романков П.Г., Носков А.А. Примеры и задачи по курсу
процессов и аппаратов химической технологии. – Л.: Химия, 1976. – 552 с.
14.
Пастушенко
Б.
Л.
Повышение
эффективности
процессов
концентрированных минерализованных вод и растворов в установках
мгновенного
вскипания. Диссертация
на
соискание учёной
степени
кандидата технических наук – Одесса, 1988.
15. Постоянный технологический регламент №24 агрегата №3 производства
аммиака. Новгород, 1999 г.
16. Постоянный технологический регламент цеха ХВП.
17. Промышленная теплоэнергетика и теплотехника: Справочник. Под общ.
Ред. В. А. Григорьева и В. М. Зорина. – М.: Энергоатомиздат, 1983. – 552 с.
18. Ривкин С. Л., Александров А. А. Теплофизические свойства воды и
водяного пара. – М.: Энергия, 1980. – 424 с.
19. Сийрде Э. К., Теаро Э. Н., Миккал В. Я. Дистилляция. Издательство
«Химия», 1971. – 216 с.
20. Слесаренко В. Н. Дистилляционные опреснительные установки. – М.:
Энергия, 1980. – 248 с.
21. СНиП 2.04.05.-91 Вентиляция
22. СНиП 23-05-95 Освещение
23. Соколов Е.Я., Зингер Н.М. Струйные аппараты. – М.: Энергия, 1970. –
288 с.
24. Справочник по теплообменникам: В 2-х томах/ Пер. с англ. Под ред. О.Г.
Мартыненко и др. – М.: Энергоатомиздат, 1987. – 352 с.
25. Справочная книжка энергетика. Сост. А.Д. Смирнов. – М.: Энергия, 1978.
– 336 с.
26.
Справочник
по
проектированию
электрических
сетей
и
электрооборудования./ Под ред. В. И. Круповича, Ю.Г. Барыбина, М. Л.
Самовера. – М.: Энергоиздат, 1981. – 408 с.
27. Таубман Е. И. Выпаривание. – М.: Химия, 1982.
28. Теплотехнические свойства технически важных газов при высоких
температурах и давлениях: Справочник/ В. Н. Зубарев, А. Д. Козлов, В. М.
Кузнецов и др. – М.: Энергоатомиздат, 1989. – 232 с.
29. Теплотехнический справочник. – Изд. 2-е, перераб. Под ред. В. Н.
Юренева и П. Д. Лебедева. 2 тома. – М.: Энергия, 1975.
30. Фраас А., Оцисик М. Расчёт и конструирование теплообменников. Перев.
с англ. М.: Атомиздат, 1971.
31. Энергосбережение в химических производствах. Сборник научных
трудов. Под ред. С. С. Кутателадзе и Б. И. Псахиса. – Новосибирск, 1986.
ЗАРЕГИСТРИРУЙТЕСЬ - ЭТО БЕСПЛАТНО

Похожие документы