ВВЕДЕНИВ

Высокие темпы развития химических и нефтехимических производств, создание совершенной технологии требуют решения одной из важнейших задач промышленности: сокращение потребления воды, расходуемой для отвода избыточного тепла технологических процессов. В большой степени эта задача решается при внедрении в производство теплообменных аппаратов воздушного охлаждения (АВО). Отечественные конструкции АВО разработаны институтом ВНИИнефтемаш, в котором на базе обширных экспериментальных исследований созданы теоретические основы теплового и аэродинамического расчета аппаратов.

Номенклатура выпускаемых промышленностью АВО, их исполнение позволяют использовать воздушное охлаждение в самых разнообразных технологических процессах и сократить потребление охлаждающей воды до 80%.

Применение воздушного охлаждения позволит вновь проектируемые производства размещать независимо от источников • водоснабжения. Место строительства может быть максимально приближено к запасам сырья или районам потребления готовой продукции. Замена водяного охлаждения воздушным в действующих производствах даст возможность не только сократить потребление воды оборотного или прямого водоснабжения, но и снизить эксплуатационные затраты, связанные с ремонтом теплообменного оборудования и его обслуживанием.

Эксплуатационные показатели работы систем воздушного охлаждения с использованием АВО во многом определяются температурой атмосферного воздуха и значительно улучшаются при ее снижении относительно расчетного значения. Следует подчеркнуть, что при отрицательных температурах до 30% теплового потока может рассеиваться в результате естественной конвекции. Основной статьей расходов при эксплуатации АВО является стоимость потребляемой электроэнергии. Однако, используя эффективные методы регулирования АВО изменением угла поворота лопастей, частоты вращения вентилятора и поло-; жения жалюзи, можно существенно снизить энергетическиео затраты. J

Широкое внедрение АВО было бы невозможно без проведе-' ния промышленных испытаний, сопоставления и анализа расчет-( ных и фактических теплотехнических данных, обобщения и учета, различных эксплуатационных показателей. «

Опыт эксплуатации АВО и результаты промышленных испытаний в условиях химических н нефтехимических производств показывают, что эффективность использования воздушных холо-1 дильников во многом определяется выбором схем внешней тру-! 4

бопроводной обвязки теплообменных секций. Применение параллельно-последовательных и комбинированных схем позволяет существенно увеличить теплопередачу и эффективность использования поверхностей теплообмена. Большой интерес представляет применение АВО совместно со вспомогательными холодильными установками, которые могут использоваться не только для доохлаждения продукта, но и для предварительного охлаждения воздуха перед поступлением его в основные теплообменные секции.

Наращивание мощностей химических и нефтехимических производств в дальнейшем потребует не только совершенствования конструкций АВО, но и повышения объема и качества их изготовления, а также повышения требований к исследовательским и проектным работам, уровню организации эксплуатации н обслуживания. Между тем специальная литература по оптимальному использованию АВО в технологических линиях химических и нефтехимических производств практически отсутствует.

Предлагаемая книга призвана частично восполнить этот пробел. Особое внимание в книге отводится вопросам испытания, регулирования и эксплуатации АВО в крупнотоннажных производствах. В книге обобщен опыт производственного объединения «Союзхимпромэнерго» по испытанию и наладке АВО, а также данные, имеющиеся в периодической научной литературе.

Автор признателен К Т. Игнатову за помощь в подготовке рукописи и выражает благодарность инженерам В. А. Хараху, М. А. Соболеву, А. В. Киселеву и С. Г. Елину, принимавшим участие в проведении экспериментальных работ и промышленных испытаний систем воздушного охлаждения.

Для написания разделов «Эксплуатация воздушных конденсаторов совместно с компрессорами в аммиачных холодильных машинах》и «Эксплуатация воздушных конденсаторов совместно с паровыми турбинами в силовых установках》(глава VI) был привлечен инженер Ю. И. Огладков.

Автор выражает глубокую благодарность канд. техн, наук 3. 3. Рахмилевичу за ценные советы и замечания, которые были учтены при подготовке рукописи к печати. Автор будет признателен читателям за отзывы и критические замечания о кннге.

ОСНОВНЫЕ УСЛОВНЫЕ ОБОЗНАЧЕНИЯ

барометрическое давление;

рабочее давление; давление конденсации; парциальное давление;

полное, статическое и динамическое давление, развиваемое вентилятором;

температура атмосферного воздуха на входе в аппараты воздушного охлаждения (АВО);

температура охлаждающего воздуха перед ными секциями;

температура охлаждающего воздуха на выходе из АВО;

или конденсируемого продукта

теплообмеи-

—температура охлаждаемого на входе в АВО;

—температура охлаждаемого на выходе из АВО;

температура конденсации;

температура испарения;

температура стенки трубы;

—объемный, массовый расход руемого продукта;

или конденсируемого продукта

охлаждаемого или конденси-

скорость движения продукта

—объемный, массовый расход

средняя скорость воздуха

ная скорость воздуха по длине секций;

объемная массовая скорость воздуха в узком сечении оребренной поверхности;

—тепловой поток;

в трубах;

охлаждающего воздуха;

на выходе из АВО; поверхност-

—плотность теплового

—установочная рению;

потока;

расчетная поверхность теплообмена по ореб-

—расчетный, фактический коэффициент теплопередачи;

мощность, потребляемая электродвигателем привода вентилятора; мощность на колесе вентилятора;

—расчетный, фактический запас поверхности охлаждения;

частота вращения;

коэффициент сужения сечения;

коэффициент оребрения трубы, аппарата или относительная влажность;

коэффициент увеличения поверхности трубы, аппарата;

плотность охлаждающего воздуха, конденсируемой или охлаждаемой среды;

коэффициент теплоотдачи внутри трубы;

—коэффициент теплоотдачи наружной поверхности трубы;

средняя логарифмическая разность температур.

Глава I

АППАРАТЫ ВОЗДУШНОГО ОХЛАЖДЕНИЯВ ХИМИЧЕСКИХ И НЕФТЕХИМИЧЕСКИХ ПРОИЗВОДСТВАХ

Актуальность замены водяных холодильниковвоздушными

Более 65% потребляемой пресной воды приходится на долю промышленности, из них на охлаждение оборудования 〜30%. В действующих химических производствах вода в исключительно больших количествах потребляется производствами аммиака, метанола, азотной кислоты, хлора, пластмасс и др. Только один компрессор для азотоводородной смеси типа 6М40-320/320 потребляет около 450 м3/ч оборотной воды, а холодильники моноэтаноламинового раствора в производстве аммиака расходуют до 1800 м3/ч охлаждающей воды.

В химических и нефтехимических производствах, как правило, применяют систему оборотного водоснабжения, для эксплуатации которой требуется мощное насосно-градирное оборудование (градирни с естественной и принудительной вентиляцией, отстойники, фильтры, разветвленная сеть трубопроводов). Система оборотного водоснабжения имеет ряд существенных недостатков: на испарение в атмосферу теряется 8—12% общего объема циркулирующей воды, поэтому требуется дополнительная подпитка свежей водой; вода насыщается кислородом, что приводит к повышенной коррозии теплообменного оборудования; при длительной эксплуатации в охлаждающей воде накапливаются жесткие осадки, микрофлора и ил. Образующиеся в трубном и межтрубном пространстве теплообменников различные виды отложений резко ухудшают процесс теплопередачи.

Стоимость охлаждающей воды в оборотных системах зависит от климатического района, уровня эксплуатации, состояния оборудования, наличия водных бассейнов и ряда других факторов. Для современных химических производств с развитой схемой водоснабжения стоимость 1000 м3 воды находится в пределах 5— 10 руб., а в отдельных случаях достигает 15 руб.

Обследование химических и нефтехимических производств показало, что эффективность эксплуатации оборотных систем зависит от атмосферных условий, в частности от температуры атмосферного воздуха. В летний, наиболее напряженный, период эксплуатации при средней температуре атмосферного воздуха 23 ℃ температура воды на входе в теплообменное оборудование достигает 28 ℃, а в отдельных случаях 30——32 ℃ вместо принятых в расчете 25 ℃. На ряде производств повышение температуры охлаждающей воды может быть связано с наращиванием

мощностей, интенсификацией работы оборудования без реконструкции и расширением оборотного водоснабжения.

При существующей тенденции расширения производственных мощностей действующих предприятий возникают серьезные трудности в обеспечении их охлаждающей водой, особенно в засушливых районах с напряженным водным балансом. В связи с этим приобретают важное народнохозяйственное значение вопросы исследования новых способов и схем охлаждения, обеспечивающих эффективный отвод в окружающую среду тепла технологических процессов.

Одним из таких способов является воздушное охлаждение. Несмотря на то, что воздух в сравнении с водой является плохим теплоносителем (при 厶=20 ℃ его теплоемкость примерно в 4 раза, а теплопроводность в 2,4 раза ниже воды), конструкции АВО и схемы обвязки в технологических линиях позволяют эффективно применять их вместо теплообменников с водяным охлаждением. Однако системы с АВО будут эффективны только в том случае, если 75——90% общей тепловой нагрузки может

Таблица М. Технико-экономические показатели системводяного и воздушного охлаждения

ПоказателиПоказатели£3Kelfx。./OB£3Kelfx。./OBoccvoccvR5KCB4X0£02R5KCB4X0£02оф<оф<£%elrxo Roca£%elrxo RocaOCQVOCQV.нжетхо•NOB.нжетхо•NOBOMVOMVТемпература атмосферного воздуха, ℃ Характеристика процессаКоличество циркулирующего продукта, тыс. т/годРасход воды на охлаждение, тыс. м3/год Удельные капиталовложения на 1 т продукта, РУб.Расход электроэнергии на привод вентиляторов, МВт-ч/годУдельные эксплуата* цнонные затраты на 1 т продукта, рубГодовой эконом ическяй эффект, тыс. руб.Срок окупаемости дополнительных капиталовложений, летТемпература атмосферного воздуха, ℃ Характеристика процессаКоличество циркулирующего продукта, тыс. т/годРасход воды на охлаждение, тыс. м3/год Удельные капиталовложения на 1 т продукта, РУб.Расход электроэнергии на привод вентиляторов, МВт-ч/годУдельные эксплуата* цнонные затраты на 1 т продукта, рубГодовой эконом ическяй эффект, тыс. руб.Срок окупаемости дополнительных капиталовложений, лет23,023,023,023,028,128,127,427,4ОхлаждениеКонденсацияОхлажде-Конденса-МЭАаммиакание соляро-ция пароввого масламетанола4 3804 380175175800800'969614 879179 223194 000—7 520一521301 1311 868102162135445—3 675—2 090—676—7123313453184501854478—126—110—67—403,9—2,7—1,9—0,923,023,023,023,028,128,127,427,4ОхлаждениеКонденсацияОхлажде-Конденса-МЭАаммиакание соляро-ция пароввого масламетанола4 3804 380175175800800'969614 879179 223194 000—7 520一521301 1311 868102162135445—3 675—2 090—676—7123313453184501854478—126—110—67—403,9—2,7—1,9—0,9

Показатели

Показатели

£3Kelfx。

./OB

£3Kelfx。

./OB

occv

occv

R5KCB4X0

£02

R5KCB4X0

£02

оф<

оф<

£%elrxo Roca

£%elrxo Roca

OCQV

OCQV

.нжетхо

•NOB

.нжетхо

•NOB

OMV

OMV

Температура атмосферного воздуха, ℃ Характеристика процесса

Количество циркулирующего продукта, тыс. т/год

Расход воды на охлаждение, тыс. м3/год Удельные капиталовложения на 1 т продукта, РУб.

Расход электроэнергии на привод вентиляторов, МВт-ч/год

Удельные эксплуата* цнонные затраты на 1 т продукта, руб

Годовой эконом ическяй эффект, тыс. руб.

Срок окупаемости дополнительных капиталовложений, лет

Температура атмосферного воздуха, ℃ Характеристика процесса

Количество циркулирующего продукта, тыс. т/год

Расход воды на охлаждение, тыс. м3/год Удельные капиталовложения на 1 т продукта, РУб.

Расход электроэнергии на привод вентиляторов, МВт-ч/год

Удельные эксплуата* цнонные затраты на 1 т продукта, руб

Годовой эконом ическяй эффект, тыс. руб.

Срок окупаемости дополнительных капиталовложений, лет

23,0

23,0

23,0

23,0

28,1

28,1

27,4

27,4

Охлаждение

Конденсация

Охлажде-

Конденса-

МЭА

аммиака

ние соляро-

ция паров

вого масла

метанола

4 380

4 380

175

175

800

800

'96

96

14 879

17

9 223

19

4 000

—

7 520

一

52

130

1 131

1 868

102

162

135

445

—

3 675

—

2 090

—

676

—

712

33

13

453

184

50

18

544

78

—

126

—

110

—

67

—

40

3,9

—

2,7

—

1,9

—

0,9

23,0

23,0

23,0

23,0

28,1

28,1

27,4

27,4

Охлаждение

Конденсация

Охлажде-

Конденса-

МЭА

аммиака

ние соляро-

ция паров

вого масла

метанола

4 380

4 380

175

175

800

800

'96

96

14 879

17

9 223

19

4 000

—

7 520

一

52

130

1 131

1 868

102

162

135

445

—

3 675

—

2 090

—

676

—

712

33

13

453

184

50

18

544

78

—

126

—

110

—

67

—

40

3,9

—

2,7

—

1,9

—

0,9

Новомосковское г

.о.《Азот»

Днепродзержинское

Северодонецкое

п. о. «Азот»

п. о. «Азот»

быть реализовано при разности температур продукта на выходе из АВО (/вых) и воздуха на входе в АВО (厶)не менее 12—15 ℃. Меньшее значение (12 ℃) следует относить к охлаждению жидких продуктов и процессам конденсации без охлаждения перегретого пара (газовой фазы), а большее значение — к процессам охлаждения многокомпонентных смесей с конденсацией одного или нескольких компонентов.

При выборе вариантов системы охлаждения с ^Вых — ^i = =12 — 15 ℃ необходимо проводить экономический расчет; решающим условием для экономичности системы охлаждения являются минимальные капитальные и эксплуатационные затраты в нормативный срок окупаемости. В табл. 1-1 приведены сравнительные технико-экономические показатели систем водяного и воздушного охлаждения для условий Новомосковского, Днепродзержинского н Северодонецкого производственных объединений 《Азот》.

Из табл. 1-1 следует, что создание систем охлаждения с применением АВО требует существенно больших капитальных затрат, однако невысокие эксплуатационные расходы обусловливают экономическую эффективность этих систем в сравнении с водяными.

Приведенные в табл. 1-1 сроки окупаемости дополнительных капитальных вложений заметно различаются. Это связано с тем, что в условиях Новомосковска процессы охлаждения моноэтаноламинового раствора (МЭА) и конденсации аммиака должны осуществляться при /Вых — 4 = 10— 12 ℃, а для районов Днепродзержинска и Северодонецка разность температур /Вых —厶 > >15℃.

Технические характеристики и областиприменения АВО •

Аппараты воздушного охлаждения общего назначениия предназначены для конденсации, охлаждения парообразных, газообразных и жидких сред с температурой от —40 до 300 ℃, давлением до 6,4 МПа. Стандартизованные АВО общего назначения делятся на три основных типа: АВМ(ГОСТ 13935—68 и ОН26- 02-34—67)—аппарат воздушный малопоточный; АВ Г (ГОСТ 12854——72 и ОСТ-26-12-176——70) —аппарат воздушный горизонтальный; АВЗ и АВЗ-Д (ГОСТ 13934—68, ОН-26-02-36—67 и ОСТ 26-02-537——72) — аппарат воздушный зигзагообразный. Общий вид аппаратов приведен на рис. 1-1 •— 1-3.

Основными элементами АВО являются: теплообменные секции, вентилятор, аэродинамические элементы и несущие конструкции.

Теплообменная секция представляет собой пучок оребренных труб, расположенных в шахматном или коридорном порядке по ходу движения охлаждающего воздуха. Концы труб заделаны в трубные решетки и закрыты крышками с отверстиями для

9

ры № 8 типа 06-320, а в АВГ

Рис [-L Малопоточный аппарат типаАВМ.

подсоединения внешней трубопроводной обвязки. В зависимости от количества ходов продукта крышки выполняются с определенным числом перегородок.

Осевой вентилятор с приводом от электродвигателя нормального или взрывозащищенного исполнения предназначен для подачи охлаждающего воздуха в теплообменные секции. Вентилятор может быть установлен на оси двигателя или редуцирующего устройства.

В отечественных аппаратах применяются вентиляторы диаметром 0,8; 2,8; 5,0 и 7,0 м с числом лопастей от 3 до 8. В АВМ используются вентилято-

вентилятору ЦАГИ-УК-2М.

АВЗ тип колеса соответствует

Аэродинамические

АВО включают обечайку вентилятора, диффузор и коллектор. Несущие конструкции, торых монтируются теплообменные секции, выполняются метал-

элементы

на ко-

лическими или железобетонными.

Аппараты АВМ оснащены одной теплообменной секцией с трубами длиной 1,5 или 3 м и

соответственно комплектуются

Рис. 1-2. Горизонтальный аппарат типа АВГ.

одним илн двумя вентиляторами диаметром 0,8 м, которые соединены с валом электродвигателя мощностью 3 кВт.

Аппараты АВГ имеют три независимые одна от другой секции с трубами длиной 4 или 8 м и соответственно оснащены одним или двумя вентиляторами диаметром 2,8 м с приводом от электродвигателей мощностью до 40 кВт. Привод вентиляторов осуществляется через конический редуктор, валы которого расположены под углом 90°.

Наиболее крупные из стандартизованных аппараты типа АВЗ имеют шесть теплообменных секций с трубами длиной 6 м. Привод вентилятора диаметром 5 м осуществляется от специального тихоходного электродвигателя мощностью 100 кВт при 4,2 с-】・ Вентилятор соединен с валом электродвигателя.

Аппарат типа АВЗ-Д имеет шесть теплообменных секций с трубами длиной 8 м, установленных по зигзагообразной схеме. Охлаждающий воздух подается от двух вентиляторов диаметром 2,8 м с приводом, аналогичным приводу аппаратов типа АВГ. Теплообменные секции аппарата типа АВЗ-Д по своим характеристикам полностью соответствуют секциям АВО типа АВЗ. Максимальная поверхность теплообмена аппарата типа АВЗ-Д при коэффициенте оребрения ф = 9 составляет 7000 м2, при ср = 14,6 составляет 10 200 м2.

В табл. 1-2 дана техническая характеристика аппаратов воздушного охлаждения типов АВМ, АВГ и АВЗ. Указанные аппараты имеют материальное исполнение Б1——Б5, М1У, MIA и используются при давлениях ру = 0,6; 1,6; 2,5 4,0 и 6,4 МПа.

Отношение расхода воздуха к поверхности теплообмена аппаратов типа АВГ определено при угле поворота лопастей 20° и скорости вращения вала вентилятора 7 c「L

Таблица 1-2. Техническая характе

Тип АВО

Число рядов труб

Число ходов по трубам

Поверх

1,5

3

Малопоточный АВМ

L 2, 4

105/150

220/310

1, 2, 3, 6

160/225

325/465

1, 2, 4, 8

210/300

440/600

Горизонтальные АВГ

1, 2, 4

—

—

1, 2, 3, 6

—

—

1, 2, 4, 8

—

Зигзагообразные АВЗ

1, 2, 4, 8

—

—

1, 2, 4, 8

—

—

1, 2, 4, 8

—

—

Примечание. Числитель ф — 9; знаменатель ф=14.

Кроме аппаратов общего назначения промышленностью серийно выпускаются нормализованные аппараты специального назначения:

Тнп аппарата

Поверхность теплообмена, м2

Рабочее давление, МПа

АВГ-Т — трехконтурные .. АВГ-В—для охлаждения вяз-

7 060—20 400

0,6—6,4

ких продуктов

АВГ-ВВ — для охлаждения

890-3 590

0,6—6,4

высоковязких продуктов ...

695—1 390

0,6—2,5

АВОВ — для охлаждения воды АВГ-160 — для охлаждения

12 600

0,6

природного газа

АВГ-125 то же .......

7 920

16

2 900

16

АВ ГП-160 »

960

16

Конструкции отечественных АВО отличаются широким диапазоном поверхности теплообмена и различным материальным исполнением основных узлов и деталей. В табл. 1-3 приведены марки материалов, из которых изготавливаются основные детали аппаратов. Широкая номенклатура дает возможность эффективно использовать АВО в самых разнообразных технологических процессах на Новомосковском, Щекинском, Северодонецком, Невинномысском и ряде других производственных объединений 《Азот》.

В зависимости от рабочего давления в аппаратах применяются разъемные, коробчатые или коллекторные камеры секций. Коробчатые камеры используют при давлении до 10—15 МПа; они имеют прямоугольное сечение. В этих камерах доступ к трубам с внутренней стороны обеспечивается через отверстия, заглушаемые резьбовыми пробками, которые расположены против каждой теплообменной трубы. Эти отверстия используются для визуального осмотра состояния развальцовки, оценки степени загрязне- НН% а также для очистки и подвальцовки труб. Толстостенные коллекторные камеры, применяемые при давлениях 20—32 МПа,

ристика нормализованных АВО

ность теплообмена, м2 при длине труб, м

Отношение расхода воздуха к поверхности теплообмена, (м3/ч)/м2

1 4

6

8

228/146

136/84

95/55

875/1250

1320/1870

1740/2500

2650/3750

1770/2500

2640/3800

3500/5100

286/188 170/110 118/112 272/176 理严

4000/5650

—■

—

5300/7500

110/65

сечение и снабжены теплообменными трубами,сечение и снабжены теплообменными трубами,имеют круглое которые соединены сваркой.

сечение и снабжены теплообменными трубами,

сечение и снабжены теплообменными трубами,

В табл. 1-4 приведены параметры АВО, используемых в некоторых технологических процессах химических производств; эти параметры убедительно свидетельствуют об эффективности применения АВО. Анализ материалов обследования действующих производств химической промышленности позволяет сделать вывод о том, что АВО только общего назначения можно заменить 60—80% всего существующего теплообменного оборудования.

Применение АВО в системах охлаждения действующих производств сдерживается тем, что многие технологические процессы рассчитаны на использование воды и низкие конечные

Таблица 1-3. Материалы основных деталей АВ。для работы в районах с умеренным климатом

Исполнение АВО

Трубы внутренние •|

Трубные решетки

Крышки

Б1

Б2

БЗ

Б4

Б5

MIV

MIA

Сталь 10 и 20

Сталь Х5М

Сталь Х8

Сталь 0X13

Сталь 0Х22Н5Т

Сталь Х18Н10Т

Сталь 0Х21Н6М2Т

Сталь 0Х17Н16МЗТ

Сталь Х17Н13М2Т

Латунь ЛОМш Латунь ЛАМш

Сплав АМг2 н АД1

Сталь 16ГС

Сталь Х5М

Двухслойные

16ГС + Х18Н10Т

Двухслойные

16ГС + 0Х17Н16МЗТ

16ГС + Х17Н13М2Т

Сталь 16ГС с наплавкой из натунн

Л062-1

Сталь 16ГС

Сплавы АМг5 и АМгб

Стали 20Л-П и 20Л-Ш

Стали 20Х5МЛ и 20Х5ТЛ

Сталь 10Х18Н9ТЛ

То же

Стали 20Л-П

20Л-Ш

• Наружные трубы изготовляют на сплава АД-1»

температуры выхода продукта (30—35 ℃) используя АВО в комбинациитемпературы выхода продукта (30—35 ℃) используя АВО в комбинации,хотя и,хотя иввс существующимис существующимиэтом случае,этом случае,J—j——<* теплообменни-лажде^ существенно уменьшить потребление воды на ох-J—j——<* теплообменни-лажде^ существенно уменьшить потребление воды на ох-Таблица 1-4. Характеристика некоторых технологических процессов, в которых возможно использование АВО

температуры выхода продукта (30—35 ℃) используя АВО в комбинации

температуры выхода продукта (30—35 ℃) используя АВО в комбинации

,хотя и

,хотя и

в

в

с существующими

с существующими

этом случае,

этом случае,

J—j——<* теплообменни-

лажде^ существенно уменьшить потребление воды на ох-

J—j——<* теплообменни-

лажде^ существенно уменьшить потребление воды на ох-

Характеристика процесса

Температура, ®С

Плотность теплового потока, Вт/м2

Рабочее давление, ASa

Тип АВО

вход

ВЫХОД

Ректификация метанола

конденсация метанола

45

40

340

1,1

АВГ

65

40

580

0,06

АВГ

охлаждение метанола

65

50

630

0,06

АВЗ

50

40

310

0,8

АВЗ

60

40

550

0,6

АВГ

охлаждение эфирных газов

70

45

40

40

490

70

0,3

1,1

АВМ АВМ

Моноэтаноламиновая очистка

охлаждение моноэтаноламинового раствора

80

35—40

680

L2

АВЗ

конденсация водяных па-

RDB

100—110

35—40

700—900

1,0—1,2

АВЗ

"конденсация аммиака

Разделение воздуха

120—145

35—40

250—300

1,4一1,6

АВЗ

охла?кденне газообразных

140

40

470

АВГ

сред в межступенчатых и

140

65-70

700

АВГ

концевых холодильниках

140

50

520

0 7

АВГ

компрессоров

Производство капролактама

140

40

460

0,5

АВГ

конденсация циклогекса- на, метилциклопентана, бензола

90

60

900

0,1

АВЗ

охлаждение циклогексана охлаждение и конденсация паров дихлорэтилена

110

100

60

60

900

820

0,08

0,03

АВМ

АВГ

АВО в крупнотоннажных производствах

Широкое применение АВО в химической промышленности связано с освоением производства аммиака мощностью 1360 т/сут. Практически во всех звеньях технологической схемы крупнотоннажного производства аммиака, где требуется отвод тепла, используются системы воздушного охлаждения: при конденсации отработавшего водяного пара паровых турбин привода компримирующего оборудования; в качестве холодильников технологического воздуха, природного н синтез-газа; при компримировании и конденсации аммиака; при очистке азотоводородной смеси и регенерации очистных растворов.

Первоначально установки оснащались импортными АВО фирм GEA и Hudson Italian% а впоследствии на производствах со смешанным оборудова-

Рис. 1-4. Общий вид (конденсаторов водяного пара фирмы GEA.Рис. 1-4. Общий вид (конденсаторов водяного пара фирмы GEA.

Рис. 1-4. Общий вид (конденсаторов водяного пара фирмы GEA.

Рис. 1-4. Общий вид (конденсаторов водяного пара фирмы GEA.

нием наряду с АВО импортной поставки стали применять аппараты воздушного охлаждения отечественного производства.

АВО фирмы GEA представляют собой трехвентиляторные агрегаты с шатровым расположением теплообменных секций (рис. 1-4). В основании шатра размещена обечайка вентилятора, а редуктор и асинхронный электродвигатель привода вентилятора размещены внутри шатра с напорной стороны вентилятора. Трубные пучки теплообменных секций имеют по три ряда труб и отличаются один от другого только размерами.

В аппаратах применяют прямоугольные ребра толщиной 0,28 мм с пере- менным шагом по ходу воздуха соответственно 4; 3 и 2,5 мм.

Технические характеристики АВО фирмы GEA, используемых в качестве конденсаторов водяного пара приводных турбин компрессорных установок, приведены в табл. 1-5.

Таблица 1-5. Технические характеристики АВО фирмы

ХарактеристикаХарактеристикаприродного газасинтез-воздухааммиакаприродного газасинтез-воздухааммиакаКомпрессорная установкаКомпрессорная установкаЧисло ABO》секций в аппарате》рядов труб》ходов по трубамПоверхность теплообменника аппарата по оребрению, м2Коэффициент увеличения поверхностиДлина труб, мм *Число труб в аппаратеДиаметр вентилятора, ммСкорость вращения вентилятора, с-1: номинальная при регулированииМощность электродвигателя, кВт Передаточное отношение редуктораЧисло ABO》секций в аппарате》рядов труб》ходов по трубамПоверхность теплообменника аппарата по оребрению, м2Коэффициент увеличения поверхностиДлина труб, мм *Число труб в аппаратеДиаметр вентилятора, ммСкорость вращения вентилятора, с-1: номинальная при регулированииМощность электродвигателя, кВт Передаточное отношение редуктора13 3 113 3 100806273 ^199 44854* 11 no rto00806273 ^199 44854* 11 no rto2 3 3 12 3 3 12 3 32 3 32 3 32 3 3> о 8 6S 07183 004 ，LO71 6 3 5 9> о 8 6S 07183 004 ，LO71 6 3 5 913,95 1002 3764 8773,91,9636,3513,95 1002 3764 8773,91,9636,3518 74013,951002 3764 8773,91,9636,3518 74013,951002 3764 8773,91,9636,35

Характеристика

Характеристика

природного газа

синтез-

воздуха

аммиака

природного газа

синтез-

воздуха

аммиака

Компрессорная установка

Компрессорная установка

Число ABO

》секций в аппарате

》рядов труб

》ходов по трубам

Поверхность теплообменника аппарата по оребрению, м2

Коэффициент увеличения поверхности

Длина труб, мм *

Число труб в аппарате

Диаметр вентилятора, мм

Скорость вращения вентилятора, с-1: номинальная при регулировании

Мощность электродвигателя, кВт Передаточное отношение редуктора

Число ABO

》секций в аппарате

》рядов труб

》ходов по трубам

Поверхность теплообменника аппарата по оребрению, м2

Коэффициент увеличения поверхности

Длина труб, мм *

Число труб в аппарате

Диаметр вентилятора, мм

Скорость вращения вентилятора, с-1: номинальная при регулировании

Мощность электродвигателя, кВт Передаточное отношение редуктора

13 3 1

13 3 1

00806273 ^199 4485

4* 11 no rto

00806273 ^199 4485

4* 11 no rto

2 3 3 1

2 3 3 1

2 3 3

2 3 3

2 3 3

2 3 3

> о 8 6

S 0718

3 004 ，LO7

1 6 3 5 9

> о 8 6

S 0718

3 004 ，LO7

1 6 3 5 9

13,9

5 100

2 376

4 877

3,9

1,9

63

6,35

13,9

5 100

2 376

4 877

3,9

1,9

63

6,35

18 740

13,9

5100

2 376

4 877

3,9

1,9

63

6,35

18 740

13,9

5100

2 376

4 877

3,9

1,9

63

6,35

Рис. 1-5. Принципиальная схема компримирования азотоводородной смеси (АВС):/—линия А ВС; 2. 5, 6. 8. 9—холодильники воздушного охлаждения; 3—сепараторы; ^—газовый холодильник; 7—аммиачный холодильник; /0 —линия циркуляционного газа; КНД, КС〃 н /(ВД—соответственно корпуса сжатия низкого, среднего и высокого давления.Рис. 1-5. Принципиальная схема компримирования азотоводородной смеси (АВС):/—линия А ВС; 2. 5, 6. 8. 9—холодильники воздушного охлаждения; 3—сепараторы; ^—газовый холодильник; 7—аммиачный холодильник; /0 —линия циркуляционного газа; КНД, КС〃 н /(ВД—соответственно корпуса сжатия низкого, среднего и высокого давления.Ал тАл тЖооЖоо

Рис. 1-5. Принципиальная схема компримирования азотоводородной смеси (АВС):

/—линия А ВС; 2. 5, 6. 8. 9—холодильники воздушного охлаждения; 3—сепараторы; ^—газовый холодильник; 7—аммиачный холодильник; /0 —линия циркуляционного газа; КНД, КС〃 н /(ВД—соответственно корпуса сжатия низкого, среднего и высокого давления.

Рис. 1-5. Принципиальная схема компримирования азотоводородной смеси (АВС):

/—линия А ВС; 2. 5, 6. 8. 9—холодильники воздушного охлаждения; 3—сепараторы; ^—газовый холодильник; 7—аммиачный холодильник; /0 —линия циркуляционного газа; КНД, КС〃 н /(ВД—соответственно корпуса сжатия низкого, среднего и высокого давления.

Ал т

Ал т

Жоо

Жоо

Таблица 1-6. Параметры конденсаторов в условиях Невинномысского производственного объединения «Азот»

Параметры

Компрессорная установка

природного газа

синтез- газа

воздуха

аммиака

Количество продукта, кг/ч

18 000

72 600

54 550

52700

Температура, ℃

пара на входе

70,2

70,2

70,2

70,2

конденсации пара

70,1

70,1

70,1

70,1

конденсата на выходе

67

67

67

67

разность температур /внх — 6

39

39

39

39

Рабочее давление, кПа

32

32

32

32

Производительность вентилятора.

417

904

630

592

тыс. м3/ч

Общая тепловая нагрузка, МВт

11,6

52,0

35,6

14,1

Плотность теплового потока, Вт/м2

935

900

950

900

Аппараты воздушного охлаждения в системе вакуумной конденсации водяного пара полностью определяют параметры пара на выходе из турбины, т. е. непосредственно влияют на эксплуатационные характеристики турбины. АВО рассчитаны на температуру атмосферного воздуха 28 ℃ н имеют высокие значения плотности теплового потока 900——950 Вт/м2 (табл. 1-6).

Результаты обследований конденсаторов водяного пара показали» что коэффициент теплопередачи находится в пределах 37——41 Вт/(м2-К) и до температуры атмосферного воздуха 29 ℃ поддерживаются оптимальные давление н температура конденсации. При дальнейшем повышении температуры атмосферного воздуха в охлаждающий воздух должна подаваться вода с целью адиабатического снижения его температуры. Для этого предусмотрены форсунки тонкого распыления воды на всасываннн вентилятора по всему периметру его обечайки.

Эффективный процесс изменения агрегатного состояния вещества в АВО возможен, еелн образующийся конденсат стекает по внутренней поверхности трубы без образования экранирующего слоя. В эллиптических трубах конденсат движется в нижней части сечения, оставляя свободной для теплообмена остальную поверхность, значительно большую, чем при круглом* сеченин. Поэтому, несмотря на значительную длину (до 6100 мм), снижение плотности теплового потока по длине секции незначительно, хотя по мере накопления конденсата тепловое сопротивление пленки возрастает.

Поскольку изменение температуры атмосферного воздуха существенно влияет на параметры АВО, предусмотрено трн способа регулирования: жалю- зирование поверхностей, изменение скорости вращения двигателя н угла поворота лопастей вентилятора. ♦

Опыт эксплуатации конденсаторов показал, что ни один из этих способов регулирования не обеспечивает оптимальные параметры пара в широком диапазоне изменения температуры охлаждающего воздуха. Например, при температуре окружающего воздуха ниже —15 ℃ не исключается возможность замерзания конденсата внутри труб, а полное отключение вентиляторов и переход на конденсацию в режиме естественной конвекции, как правило, не обеспечивает оптимальные параметры работы Наиболее сильные замерзания наблюдаются в нижних рядах труб по ходу охлаждающего воздуха.

Изменение угла поворота лопастей в большинстве конструкций АВО может быть осуществлено только на остановленном вентиляторе, что исключает возможность такого регулирования при суточном колебании температуры, достигающем 15—16 ℃.

Успешно применяются ABO в качестве холодильников в системе компримирования газа азотоводородной смеси (АВС) для обеспечения регламентируемых температур газа на входе в ступени и корпуса сжатия компрессоров (рис. 1-5).

На всасывании первой ступени компрессора синтез-газа эксплуатируется четырехвентиляторный АВО с горизонтальным расположением на напорной ступени вентилятора одноходовых трехрядных теплообменных секций. Привод четырехлопастных вентиляторов осуществляется через клиноременную передачу от электродвигателя мощностью 22 кВт. Для регулирования температуры газа на выходе АВО в боковых стенках всасывающей камеры вентилятора расположены жалюзийные решетки, обеспечивающие сокращение расхода воздуха при понижении температуры газа ниже расчетного значения (28 ℃). Для этой же цели предназначены жалюзи, расположенные между группами вентиляторов, что позволяет осуществлять рециркуляцию горячего воздуха с выхода теплообменных секций на всасывание вентиляторов. Рециркуляция горячего воздуха будет тем интенсивнее, чем плотнее закрыты жалюзи в верхней части аппарата. Теплообменные секции наклонены по ходу движения синтез-газа, поэтому при конденсации водяных паров исключена возможность образования пленки флегмы и обеспечивается равномерность теплопередачи по поверхности. АВО имеет коэффициент теплопередачи 30,5 Вт/(м2 • К) при расчетном тепловом потоке 7,6 МВт.

Технические характеристики АВО фирмы Hudson Italiana представлены в табл. 1-7, а их проектные параметры работы в табл. 1-8.

Характеристика

2

5

6

8

9 •

Позиция АВО по рис. 1-5

Таблица 1-7. Техническая характеристика АВО в установке компримирования азотоводородной смеси

ООООО。о。。о。。add

Число рядов труб

» ходов по трубам Поверхность теплообмена по оребрению, м2 Коэффициент увеличения поверхности Размер труб

диаметр, мм длина, м

Диаметр вентилятора, мм Частота вращения, с-1 .

Мощность электродвигателя, кВт*

3

3

3

3

」4

1

1

1

3

4

7335X2

4531

4820

3808

7378

26

25

25

22

27

25,4

25,4

25,4

38,1

38,1

12,2

12,2

12,2

11,0

12,2

3657

4267

4267

3657

4267

5,2

4,4

4,4

5,2

4,4

22

22

22

22

22

Промежуточный н концевой холодильники синтез-газа размещены на всасывающей стороне вентилятора, что обеспечивает равномерное распределение потока воздуха по поверхности теплообмена.

Существенное преимущество расположения вентиляторов над теплообменными секциями заключается в том, что при компактном размещении АВО на технологической площадке скорость воздуха на выходе из АВО достигает 10—12 м/с вместо 2,5—4,5 м/с при расположении секций на напорной стороне вентилятора, тем самым рез!<о снижается вероятность рециркуляции горячего воздуха как между последовательно работающими вентиляторами, так и между отдельными аппаратами. Для повышения к. п. д. вентиляторов применено сотовое уплотнение радиального зазора. Уплотнение высотой 18——25 мм н шириной до 150——200 мм выполнено из алюминия н по внешнему виду напоми-

Параметры

Позиция АВО по р*. 1-5

2

5

6

8

9

Количество продукта, т/ч Температура, ℃

67,4

65,3

62,8

62,5

61,9,

АВС на входе

143

142

150

119

121

АВС на вььходе

43

49

49

49

39

разность температур

15

21

21

21

11

^ВЫХ ‘1

Рабочее давление, МПа

2,6

5,3

10,2

22,0

33,6

Производительность вентилятора, тыс. м3/ч

300

379

397

526

306

Общая тепловая нагрузка, МВт

7,6

5,3

4,5

Плотность теплового потока, Вт/м2

515

390

—

610

Коэффициент теплопередачи, Вт/(м2-К)

30,5

22,0

28,7

30,0

26,5

Таблица 1-8. Параметры работы АВО в установке компримирования азотоводородной смеси (АВС)

唸

Рис. 1-6. Принципиальная схема компримирования и конденсации аммиака:/—линия газообразного аммиака; 2, 3, 5—ступени сжатия компрессора; 4—межступен-чатый воздушный холодильник (АВО); 6—воздушные конденсаторы аммнака; 7—ресивер；8 — лниия жидкого аммиака.

пает пчелиные соты. Края ячеек податливые, что исключает повреждение лопастей вентилятора при сохранении минимального зазора. Эффективное уплотнение в сочетании с регулированием АВО изменением угла поворота лопастей обеспечивает экономичное использование аэродинамической схемы.

Охлаждение циркуляционного газа осуществляется в восьми вентиляторном агрегате при рабочем давлении 31,8 МПа. По конструкции, схеме регулирования и условиям эксплуатации АВО полностью аналогичны рассмотренным выше. Эффективное применение АВО для охлаждения и конденсации аммиака в технологических линиях стало возможным при переходе на более высокие давления и температуры конденсации. Если при водяном кожухотрубном оборудовании температура конденсации составляла 35—36 ℃, а предельное давление находилось в пределах 1,5—1,6 МПа, то в крупнотоннажных производствах давление конденсации холодильных агентов достигает 2,5 МПа при температуре конденсации 40—55 ℃.

Самая крупная установка конденсации аммиака включает в себя шесть АВО фирмы Hudson Italiana общей тепловой производительностью 30,7 МВт и поверхностью теплообмена по оребрению 6X7655 м2 (рис. 1-6).

Газообразный аммиак с температурой /вх = 171 ℃ охлаждается до температуры конденсации /к = 54,4 ℃. Тепловой поток на охлаждение газовой фазы (перегретого пара) составляет 20——30% от общей тепловой нагрузки. На установке принята четырехходовая схема движения аммиака, хотя ее не следует считать оптимальной, исходя из интенсивности теплопередачи и распределения тепловых потоков. Практика свидетельствует, что в многоходовых схемах движения газообразного продукта конденсат отбирается прерывисто, что приводит к неустойчивой скорости жндкостн внутри труб и образованию заливных зон.

По расположению аэродинамических элементов и теплообменных секций рассматриваемые АВО аналогичны аппаратам в схеме компримирования азотоводородной смеси. Регулирование работы АВО осуществляется как изменением угла поворота лопастей вентиляторов, так и отключением отдельных вентиляторов.

Конденсаторы абсорбционной холодильной установки (рис. 1-7), включающие шесть АВО, выполнены по двухходовой схеме движения аммиака: первый ход аппарата предназначен

Рис. 1-7. Воздушные конденсаторы абсорбционных холодильных установок: /—линии газообразного аммиака； 2—АВО; 3—ресивер; 4—маноме+р; 5—линии жидкой аммиака.

для охлаждения газообразного аммиака с /Вх = 52 ℃ до /к = =40,3 ℃, а второй ход ——для конденсации аммиака. Регулирование работы аппаратов осуществляется жалюзированием теп^ лообменных секций или изменением угла поворота лопастей вен-

Параметры

Рис. 1-6

Рис. 1-7

поз. 6

ПОЗ. 4

поз. 2

Расчетная температура атмосферного воздуха, ℃

28

28

23

Количество гфодукта, т/ч

Температура, °C

газообразного аммиака на

82,6

67,9

36,9

выходе

54,4

43,3

40,3

на входе

171

79,4

52,0

разность температур /вых —匕

26,4

15,3

17,3

Рабочее давление, МПа

2,5

0,8

L6

Производительность вентилятора, тыс. м3/ч

314

266

490

Общая тепловая нагрузка, МВт

30,8

11,5

Плотность теплового потока, Вт/м2

670

418

256

коэффициент теплопередачи, Зт/(м2-К)

28,0

17,0

35,8

Таблица 1-10. Параметры работы АВО в схеме компримирования и конденсации аммиака

тилятора.

Технические характеристики применяемых АВО и их проектные параметры работы приведены соответственно в табл. №

л регенерации очистного раствора, в которой используются две группы АВО： аппараты охлаждения бедного и полубедного раствора поташа после регенераторов (поз. 4 к 5 на рис. 1-8);

ап-

。。Iараты охлаждения СО2 и конденсации водяного пара (поз. 3).

В схемах производств большой единичной мощности, в част- Гехнические характеристики АВО приведены в табл. 1-11, а пати производства аммиака, АВО эффективно используются 用 > а метры их работы — в табл. 1-12.

ности производства аммиака, АВО эффективно используются во вспомогательных технологических процессах. На рис. 1-8 при«

веден а принципиальная схема очистки азотоводородной смесг

Характеристика

Рис. 1-6

Рис. 1-7

поз. 6

поз. 4

поз. 2

Тип аппарата воздушного охлажде-

Горизонтальный

АВЗ

НИЯ

Hudson

Italiana

Число рядов труб

4

4

8

» ходов по трубам

4

3

2

Поверхность теплообмена по ореб-

7655X6

4015X1

7500X6

рению, м2

Коэффициент увеличения поверхио

25,6

20.0

19,6

сти

Размер труб:

диаметр, мм

25,4

38,1

28,0

длина, м

12,2

12,2

6,0

Диаметр вентилятора, мм

3657

3657

5000

Частота вращения, с"*1

5,2

5,2

4,2

Мощность электродвигателя, кВт

22

22

100

Таблица I-9 Техническая характеристика АВО в схемах компримирования и конденсации аммиака

Рнс 1-8. Принципиальная схема очистки азотоводородной смеси и регенерации очистных растворов:

g工И°'ни1енннА с.штез-газ; 2—абсорберы; 3, 6, Р—холодильники воздушного охлажде- рвгечераторы; 5—полубедный раствор; 7—насос; 8—бедиый раствор; 10—уравни- тельная линия.

Характеристика

Рис. 1-8

Рис. 1-9

Рис. 1-1

поз. 6

поз. 9

поз. 3

Тип аппарата воздушного охлаждения

Горизонтальный Hudson Italiana

АВЗ-Д

АВЗ

Число рядов труб

3

4

3

8

8

» ходов по трубам

1

2

1

1

1

Поверхность теплообмена по оребрению, тыс. м2

5,3X2

10,5

23,8

10,2X2

5,3X3

Коэффициент увеличения поверхности

Размер труб:

20

26

20

19,6

12,0

диаметр, мм

38,1

25,4

38,1

28

28

длина, м

12,2

12,2

12,2

8,0

6,0

Диаметр вентилятора, мм

4267

4267

4267

2800

5000

Частота вращения, с*1

4,4

4,4

4,4

7,1

4,2

Мощность электродвигателя, кВт

22

22

22

40

100

Таблица 1-11, Техническая характеристика АВО в системе очистки азотоводородной смеси и регенерации очистных растворов

二

о о

По конструкции АВО раствора

поташа

их теплообменные секции размещены на

горизонтального всасывающей ст(

вентилятора, уплотнение радиального зазора вентилятора

вое, регулирование работы осуществляется изменением угла

ворота лопастей. Охлаждение углекислого газа и

водяных паров происходят в двух аппаратах

Таблица М2. Параметры работы АВО в системе очистки азотоводородной смеси и регенерации очистных растворов

Рис. 1-8

Параметры

Рис. 1-9 Рис. 1-10

поз. 6

поз. 9

Расчетная температура атмос-

28

34

ферного воздуха, °C

880

Количество продукта, т/ч Температура, ℃:

446

продукта на входе

114

95,6

продукта на выходе

103

70

разность температур

74

42

Рабочее давление, МПа

0,36

3,7

Производительность вентилятора, тыс. мэ/ч

342

328

Общая тепловая нагрузка, МВт

17,5

н,з

Плотность теплового потока, Вт/м2

1650

1070

Коэффициент теплопередачи, Вт/(м2-К)

31,2

33,4

2323

228

120

40

17

3」

285

16,2

790

31,0

Рис. Т.9. Принципиальная схема охлаждения кон-вертированного газа:

—подогреватель; 2—АВО; 3. 5—сепараторы; 4—линияконвертированного газа.

Рис. 1-10. Принципиальная схема охлаждения парогазовой смеси:

/ ——испаритель; 2——регенератор; 3——линия парогазовой смеси; 4—АВО; 5—сборник флегмы； 6—линия выброса СО2； 7—линии конденсата.

55

78

40

17

0,17

540

9,3

580 1

Рнс 1-11. Горизонтальный аппарат*

25,2

типа АВГ-Т:

\ и 3 — соответствен но верхний, сред- нижний ряды теплообменных сек

'нп； 4 — потоки охлаждающего воздуха.

|о о| 0、о|

|о о1 |о~о| |о о] 16P 6 61

Рис. 1-12. Принципиальная схема компримирования природного газа? ■ 1 — линия природного газа; 2—подогреватель; 3.6—ступени сжатия компрессора; 4—ме^Л ступенчатый АВО; 5—сепаратор; 7—запорная арматура； в—байпасная линия； Р—АВ^И байпасной линии.■Рис. 1-12. Принципиальная схема компримирования природного газа? ■ 1 — линия природного газа; 2—подогреватель; 3.6—ступени сжатия компрессора; 4—ме^Л ступенчатый АВО; 5—сепаратор; 7—запорная арматура； в—байпасная линия； Р—АВ^И байпасной линии.■ХарактеристикаХарактеристикаРис. I-I3Рис• Ы2поз. 3поз. 6поз. 8поз. 4поз. 96484515,617,115,11L911,3232526252438,138,125,425,425,410,910,910,912,212；2426742674267304830484,44,44,42222221111Рис. I-I3Рис• Ы2поз. 3поз. 6поз. 8поз. 4поз. 96484515,617,115,11L911,3232526252438,138,125,425,425,410,910,910,912,212；2426742674267304830484,44,44,42222221111ПО-ПО-проектные параметры работыпроектные параметры работы24242525

Рис. 1-12. Принципиальная схема компримирования природного газа? ■ 1 — линия природного газа; 2—подогреватель; 3.6—ступени сжатия компрессора; 4—ме^Л ступенчатый АВО; 5—сепаратор; 7—запорная арматура； в—байпасная линия； Р—АВ^И байпасной линии.■

Рис. 1-12. Принципиальная схема компримирования природного газа? ■ 1 — линия природного газа; 2—подогреватель; 3.6—ступени сжатия компрессора; 4—ме^Л ступенчатый АВО; 5—сепаратор; 7—запорная арматура； в—байпасная линия； Р—АВ^И байпасной линии.■

Характеристика

Характеристика

Рис. I-I3

Рис

• Ы2

поз. 3

поз. 6

поз. 8

поз. 4

поз. 9

6

4

8

4

5

1

5,6

1

7,1

1

5,1

1

L9

1

1,3

23

25

26

25

24

38,1

38,1

25,4

25,4

25,4

10,9

10,9

10,9

12,2

12；2

4267

4267

4267

3048

3048

4,4

4,4

4,4

22

22

22

11

11

Рис. I-I3

Рис

• Ы2

поз. 3

поз. 6

поз. 8

поз. 4

поз. 9

6

4

8

4

5

1

5,6

1

7,1

1

5,1

1

L9

1

1,3

23

25

26

25

24

38,1

38,1

25,4

25,4

25,4

10,9

10,9

10,9

12,2

12；2

4267

4267

4267

3048

3048

4,4

4,4

4,4

22

22

22

11

11

ПО-

ПО-

проектные параметры работы

проектные параметры работы

24

24

25

25

типа, теплообменные секции которых размещены на нагнета тельной стороне вентилятора. Температура регулируется жалю- зями, расположенными в боковых стенках корпуса на всасываю щей стороне вентилятора; жалюзи обеспечивают сокращение расхода воздуха при снижении температуры. Между группам〕 вентиляторов расположены жалюзи, позволяющие осуществляв рециркуляцию горячего воздуха на всасывании вентилятора. На выходе воздуха из АВО установлены жалюзийные решетки, npi помощи которых можно уменьшить расход воздуха, а при от крытых жалюзях рециркуляции увеличить подачу нагретого воз духа на всасывание.

В системах очистки азотоводородной смеси и регенерации очистных растворов используются отечественные стандартизо ванные и нормализованные аппараты типа АВЗ-Д и АВЗ, прин ципиальные схемы включения которых в технологический цию приведены на рис. 1-9 и 1-10.

По конструкции и характеру движения теплоносителей аппа раты типа АВГ-Т существенно отличаются от горизонтальны] АВО. Аппарат имеет три ряда горизонтально pacпoлoжeнныJ секций: пять в верхнем ряду, четыре в среднем и три — в ниж нем (рис. 1-11). Охлаждающий воздух подается одновременно в< все 12 секций четырьмя осевыми вентиляторами диаметром 2,8 м Нагретый воздух от нижнего ряда отводится в атмосферу по i о ризонтальным каналам, а от секций среднего ряда — по верти кальным воздуховодам, расположенным между теплообменным! элементами верхнего ряда. В аппарате предусмотрено регулира вание жалюзированием н изменением угла поворота лопаете вентилятора.

На рис. 1-12 и 1-13 приведены принципиальные схемы коМ примирования природного газа и технологического воздух с АВО, используемыми в качестве промежуточных холодильни

Таблица М3. Техническая характеристика АВО природного газйи технологического воздуха

Число рядов труб

》 ходов по трубам Поверхность теплообмена, тыс.

м2

Коэффициент увеличения верхности

Размер труб:

диаметр, мм

длина, м

Диаметр вентилятора, мм

Частота вращения, с_,

閑 щность электрод вига теля.

ков. Техническая характеристика приведены в табл. 1-13 и 1-14.

Для охлаждения технологического воздуха используются два 1вухвентнляторннх агрегата; теплообменные секции расположены на всасывающей стороне вентилятора; уплотнение ради- i ального зазора — сотовое, регулирование ——изменением угла полорота лопастей. Аппараты отличаются от используемых в си- стеме компримирования азотоводородной смеси числом рядов груб; если в ранее рассмотренных промежуточных холодильниках число рядов труб не превышало трех, то в промежуточных

Рнс. 1-13. Принципиальная схема охлаждения технологического воздуха:Рнс. 1-13. Принципиальная схема охлаждения технологического воздуха:•Линия всасывания технологического воздуха из атмосферы； 2. 5, 7, 9 — ступени сжл: п« компрессора» 3. 6. 8—межступенчатые АВО; 4—сепараторы.•Линия всасывания технологического воздуха из атмосферы； 2. 5, 7, 9 — ступени сжл: п« компрессора» 3. 6. 8—межступенчатые АВО; 4—сепараторы.

Рнс. 1-13. Принципиальная схема охлаждения технологического воздуха:

Рнс. 1-13. Принципиальная схема охлаждения технологического воздуха:

•Линия всасывания технологического воздуха из атмосферы； 2. 5, 7, 9 — ступени сжл: п« компрессора» 3. 6. 8—межступенчатые АВО; 4—сепараторы.

•Линия всасывания технологического воздуха из атмосферы； 2. 5, 7, 9 — ступени сжл: п« компрессора» 3. 6. 8—межступенчатые АВО; 4—сепараторы.

T a 6 n M u a 1-14. Параметры работы ЛВО технологического воздуха и природного газа

Параметры

Рис. ЫЗ

Рис. Ы2

поз. 3 -

поз. 6

поз.夾

поз. 4

ПОЗ. 9

Расчетная температура атмо-

28

28

28

28

28

сферного воздуха, С

Общее количество продукта, т/ч

67,3

67,3

66,3

28,6

19,1

Температура, ℃: газа на входе газа на выходе разность температур

177

49

21

193

49

21

166

49

21

132

49

21

149

49

21

?внх — А

Рабочее давление, МПа

0,3

0,7

1,6

1,9

145

1,8

]50

Производительность вентиля-

376

293

376

тора, тыс. м3/ч

Общая тепловая нагрузка.

2,5

•3,5

2,5

1,4

—

МВт Плотность теплового потока,

450

490

500

780

—

Вт/м2 Коэффициент теплопередачи, Вт/(м2-К)

8,6

9,0

14,6

21,0

—

холодильниках технологического воздуха применены сект] с числом рядов труб до восьми. В процессе охлаждения возду* внутри труб выделяется влага, поэтому теплообменные секи« имеют наклон в сторону движения продукта, что исключает 可 разование застойных зон жидкости.

Если для воздушных холодильников в схеме компримиров ния синтез-газа расчетные коэффициенты теплопередачи на* дятся в пределах 22——30 Вт/(м2-К), то для холодильников тс| нологического воздуха они составляют 8,5——15 Вт/(м2 • К), т. более чем в два раза ниже, хотя аппараты по еврей конструкт и характеру движения теплоносителей одинаковы. Уменьшен: значений коэффициента теплопередачи обусловлено теплофиз ческими свойствами теплоносителей, скоростями движения, тс мическим сопротивлением пленки конденсирующейся влаги.

Конденсация влаги и образование пленки конденсата 叫 охлаждении газовых потоков не только увеличивают термин ское сопротивление, но и влияют на выбор числа ходов в тепл обменной секции, следовательно н скорости движения охла*д£ мого газа, что не позволяет достичь высоких коэффициент теплоотдачи. Как правило, в воздушных газоохладителях, г предполагается выделение влаги, используются одноходов! АВО.

Как уже отмечалось, в крупнотоннажных производствах п( меняют практически все типоразмеры отечественных АВО, а п же аппараты импортной поставки. Следует отметить, что за ( б ежом используют вентиляторы с лопастями из полимерных х 26

герналов, которые имеют значительно меньшую массу, большую устойчивость к воздействию атмосферных условий и, что особенно важно, их можно взаимозаменять без статической перебалансировки колеса вентилятора.

Опыт эксплуатации АВО в рассмотренных технологических процессах показал, что эти аппараты удовлетворительно поддер- мнвают регламентируемые температурные параметры потоков © расчетных значений температур атмосферного воздуха. Для обеспечения необходимых температур потоков при повышении 「емпературы охлаждающего воздуха выше расчетного значения \ВО оснащают системой подачи деминерализованной воды в охлаждающий воздух или непосредственно на оребренную поверх- ：ость теплообмена.

Применение АВО возможно и в более широких масштабах обеспечением высокой эффективности и надежности их ра- ■пты, если дифференцированно подходить к определению и вы- iopy основных параметров работы аппарата, его типоразмера и хемн включения в технологический цикл.

Схемы включения АВО в технологические линии

Выбор схемы внешней трубопроводной обвязки АВО и тепло- • менных секций влияет на эффективность использования по- > рхности теплообмена и число единиц оборудования особенно ：)н охлаждении и конденсации многокомпонентных смесей, хо- эдильных агентов с высокой зоной перегрева.

Схемы внешней трубопроводной обвязки бывают параллель- зе, параллельно-последовательные и комбинированные, в ко- ►рых наряду с АВО используются рекуперативные теплообмен- кки обычного типа.

Наиболее распростра- 止нной является парал- - г льная схема внешней :убопроводной обвязки, сказанная на рис. 1-14. а этом рисунке изобра- эны АВО типа АВЗ с 弟тью секциями. Схема едполагает распределе- е теплоносителя равно- у рно во все агрегаты и

I • 1-14. Параллельные схемы обвязки:

параллельная схема обвязки АВО; параллельная схема обвязки ~ообмениых секций АВО типа 1—линия подачн продукта;

запорная арматура; 3—8—теплообменные секции.

Рис. 1-15. Параллельно-последовательные схемы обвязки: а—схема для охлаждения парогазовых смесей с высокой степенью перегрева; 6—с * с раздельным доохлаждением конденсата или газовых составляющих; в—схема па| лельно-последовательной работы теплообменных секций АВО; I—линия подачи проду] 2—АВО; 3—линия промежуточного отбора; 4—ресивер; 5—линия доохлаждения жидко- 6—линия доохлаждения газовых составляют их; 7—12—теплообменные секции А 13—запорная арматура.Рис. 1-15. Параллельно-последовательные схемы обвязки: а—схема для охлаждения парогазовых смесей с высокой степенью перегрева; 6—с * с раздельным доохлаждением конденсата или газовых составляющих; в—схема па| лельно-последовательной работы теплообменных секций АВО; I—линия подачи проду] 2—АВО; 3—линия промежуточного отбора; 4—ресивер; 5—линия доохлаждения жидко- 6—линия доохлаждения газовых составляют их; 7—12—теплообменные секции А 13—запорная арматура.

Рис. 1-15. Параллельно-последовательные схемы обвязки: а—схема для охлаждения парогазовых смесей с высокой степенью перегрева; 6—с * с раздельным доохлаждением конденсата или газовых составляющих; в—схема па| лельно-последовательной работы теплообменных секций АВО; I—линия подачи проду] 2—АВО; 3—линия промежуточного отбора; 4—ресивер; 5—линия доохлаждения жидко- 6—линия доохлаждения газовых составляют их; 7—12—теплообменные секции А 13—запорная арматура.

Рис. 1-15. Параллельно-последовательные схемы обвязки: а—схема для охлаждения парогазовых смесей с высокой степенью перегрева; 6—с * с раздельным доохлаждением конденсата или газовых составляющих; в—схема па| лельно-последовательной работы теплообменных секций АВО; I—линия подачи проду] 2—АВО; 3—линия промежуточного отбора; 4—ресивер; 5—линия доохлаждения жидко- 6—линия доохлаждения газовых составляют их; 7—12—теплообменные секции А 13—запорная арматура.

ЖИДЬ'

параллельную обвязку теплообменных секций. Основное 1 стоинство рассматриваемой схемы — простота трубопровод» коммуникаций, возможность регулирования отключением f верхности и вентиляторов. Однако эта схема может примени ся только для охлаждения жидких и газовых теплоносите! или при конденсации продукта без зоны перегрева. Налм, параллельной связи АВО и секций не позволяет достигнуть I соких скоростей движения теплоносителей, а увеличение xoj в трубном пространстве приводит к резкому возрастанию d равлического сопротивления н выпадению конденсата в про жуточных ходах при охлаждении многокомпонентных сме( Параллельно-последовательные схемы обвязки (рис. 1< отличаются большим разнообразием в зависимости от осущ< вляемого процесса.

Схема на рис. 1-15, а дает удовлетворительные результат парогазовых смесях с высокой степенью перегрева. Первый Р 28

“о ходу движения продукта рассчитан на охлаждение газовой фазы до температуры насыщения, а два вторых ——на конденса- ЦЙЮ компонентов и доохлаждение неконденсирующнхся составляющих. Конечные температуры /Вых конденсата и газовых составляющих будут примерно одинаковыми. Если по условиям технологического процесса требуется получить разные температуры конденсата и газовых компонентов, применяют схему по рИс. 1-15,6. По этой схеме к ранее рассмотренному варианту добавлен еще один АВО для охлаждения газовых компонентов или конденсата в зависимости от требований технологии. Разделение флегмы и газа происходит в ресивере, после которого одна составляющая идет на доохлаждение, а другая возвращается в технологический цикл или удаляется как шлак. При охлаждении и конденсации парогазовых смесей в больших объемах такая схема дает хорошие показатели, поскольку процесс осуществляется в оптимальных условиях. Особенно эффективно в этой схеме используются АВО для доохлаждения компонентов, в ко- горых газ или конденсат полностью заполняют сечение тепло- эбменных труб.

При изменении агрегатного состояния холодильных агентов применение рассматриваемой схемы обвязки АВО дает возможность раздельно проводить процессы охлаждения перегретого пара, конденсацию и переохлаждение. В других вариантах практически не удается переохладить конденсат, так как всегда над :;ленкой и слоем жидкости находится насыщенный пар, а увеличение поверхности АВО при прочих равных условиях хотя и понижает значения /к и Рк, но сохраняет примерно равными температуры конденсата и газовых составляющих, т. е. /к 〜/вых.

В схеме по рис. 1-15, б могут использоваться различные типы н число АВО независимо от технологического процесса (охлаж^ ：1зние паров и газов или конденсация).

На рис. 1-15, в приведена параллельно-последовательная 4'сема внешней трубопроводной обвязки теплообменных секций гдельного АВО. В этой схеме в зависимости от распределения Iепловых потоков охлаждение газовой фазы происходит в одной- 】вух секциях, а процесс изменения агрегатного состояния — в оо ильных. Такая последовательность работы теплообменных сек-

* ий оптимальна при использовании АВО в качестве конденсато- )в холодильных компрессоров, используемых в технологической

>книи (охлаждение рассола, получение захоложенной воды и

Параллельно-последовательные схемы имеют существенные реимущества по сравнению с параллельными, но их трубопро- дная обвязка более сложна. Аппараты и теплообменные сек- &н, работающие в режиме охлаждения газа и пара, должны 1ть оборудованы промежуточными отборами для отвода кон- нсата из трубного пространства. При понижении температуры *мосферного воздуха конденсация усиливается, что приводит увеличению гидр а вл ического сопротивления, а в отдельных

ii4OF4OF5Рис. 1-16. Комбинированные схемы обвязки:5Рис. 1-16. Комбинированные схемы обвязки:а—схема с дополнительным холодильником водяного охлаждения; б—двухконтури схема охлаждения； в—схема с параллельным включением АВО п параллельно-после вательной обвязкой теплообменных секций; а—схема с вспомогательным холоди ль л циклом; / — линия подачи продукта; 2—7—теплообменные секции; 8—линия вторично р_кожухотрубный теплообменник; /0 —АВО; 11 — компрессор; 12—исп ритель; /5—дроссель.а—схема с дополнительным холодильником водяного охлаждения; б—двухконтури схема охлаждения； в—схема с параллельным включением АВО п параллельно-после вательной обвязкой теплообменных секций; а—схема с вспомогательным холоди ль л циклом; / — линия подачи продукта; 2—7—теплообменные секции; 8—линия вторично р_кожухотрубный теплообменник; /0 —АВО; 11 — компрессор; 12—исп ритель; /5—дроссель.Ll Li111TLl Li111Tтеплоносителя;

i

i

4OF

4OF

5

Рис. 1-16. Комбинированные схемы обвязки:

5

Рис. 1-16. Комбинированные схемы обвязки:

а—схема с дополнительным холодильником водяного охлаждения; б—двухконтури схема охлаждения； в—схема с параллельным включением АВО п параллельно-после вательной обвязкой теплообменных секций; а—схема с вспомогательным холоди ль л циклом; / — линия подачи продукта; 2—7—теплообменные секции; 8—линия вторично р_кожухотрубный теплообменник; /0 —АВО; 11 — компрессор; 12—исп ритель; /5—дроссель.

а—схема с дополнительным холодильником водяного охлаждения; б—двухконтури схема охлаждения； в—схема с параллельным включением АВО п параллельно-после вательной обвязкой теплообменных секций; а—схема с вспомогательным холоди ль л циклом; / — линия подачи продукта; 2—7—теплообменные секции; 8—линия вторично р_кожухотрубный теплообменник; /0 —АВО; 11 — компрессор; 12—исп ритель; /5—дроссель.

Ll Li111T

Ll Li111T

1口 I ГТ ДЕШ1口 I ГТ ДЕШсозданию гидравлических пробок. Конденсат оте правило, в выходной коллектор или через гидравл “：конденсата. Опасность накопления нсозданию гидравлических пробок. Конденсат оте правило, в выходной коллектор или через гидравл “：конденсата. Опасность накопления нслучаях Кслучаях Кдится, как ， ческий затвор в сборник быточного количества конденсата практически исключается п[ регулировании системы изменением расхода охлаждающего bq духа. Это позволяет поддерживать на АВО номинальный ур вень теплового потока, а следовательно эксплуатировать аппар в расчетном режиме независимо от изменения температуры а мосферного воздуха.

1口 I ГТ ДЕШ

1口 I ГТ ДЕШ

созданию гидравлических пробок. Конденсат оте правило, в выходной коллектор или через гидравл “：конденсата. Опасность накопления н

созданию гидравлических пробок. Конденсат оте правило, в выходной коллектор или через гидравл “：конденсата. Опасность накопления н

случаях К

случаях К

Варианты схем на рис. 1-14 и 1-15 могут успешно применяты при /внх — Л》12—15 ℃. Если /вх > 50 °C, а ^вых —1\ W 8—10 то целесообразно применять комбинированные схемы возду ного охлаждения. Комбинированные схемы по рис. 1-16 отл чаются большим многообразием и применяются не только л」 экономии охлаждающей воды, но и в технологических лини где применение только АВО невозможно по технологически конструктивным характеристикам или условиям прочност Схема на рис. 1-16, а предусматривает последовательную рабо АВО с кожухотрубным холодильником водяного охлажден и Водяной холодильник рассчитывается на режим непрерывн эксплуатации для номинальной температуры или для темпераг

охлаждающего воздуха, превышающих расчетную температуру. Есни холодильник рассчитан как пиковый, то при его отключении охлаждаемая среда должна отбираться до теплообменника, что уменьшит его загрязнение, эрозийный и коррозийный износ.

Особенность схемы на рис. 1-16, б в том, что основная среда охлаждается теплоносителем, циркулирующим в замкнутом цикле, а охлаждение вторичного теплоносителя осуществляется в АВО. Эта схема исключает потребление воды как теплоносителя в тех местах технологического процесса, где невозможно применение только АВО, однако она перестает быть эффективной при разности /вых —厶 W 8—10℃. В качестве вторичного теплоносителя в рассматриваемой схеме может применяться вода, масло, рассол и др.

Схема на рис. 1-16,8 представляет собой параллельное включение АВО с параллельно-последовательной схемой обвязки теплообменных секций. В случае эксплуатации АВО как конденсаторов холодильных агентов эта схема по своим характеристикам приближается к схеме на рис. 1-16, а, но допускает более глубокое регулирование.

К параллельно-последовательным относится схема, применяемая ВНИИнефтемашем (АВО типа АВГ-Т). Охлаждаемая среда в АВГ-Т параллельными потоками направляется в секции верхнего и среднего рядов, где охлаждается при высокой разности температур, а затем объединенным потоком доохлаждается в трех параллельно подключенных секциях нижнего ряда.

На схеме рис. 1-16,г применен вспомогательный холодильный цикл. Такая схема отличается сложностью в сравнении с ранее рассмотренными и требует дополнительных энергетических затрат, однако она позволяет получить /Вых W 6- Основной теплоноситель поступает в теплообменные секции АВО, охлаждается до определенной температуры, а затем доохлаждается в испарителе вспомогательного холодильного цикла до температуры, равной (или ниже) температуре охлаждающего воздуха. Из испарителя газообразный холодильный агент (аммиак, фреон) отбирается компрессором, сжимается до давления, определяю- :口его температуру /к, конденсируется и дросселируется в испари- ®ь. На рис. 1-16, г в качестве конденсатора использована одна нз секций основного АВО, но в зависимости от нагрузки можно использовать большее число секций или отдельно взятый АВО. Рассматриваемую схему целесообразно применять в безводных Районах или при пиковых повышениях температуры атмосферного воздуха. Регулирование в ней осуществляется отключением холодильного цикла при достижении на выходе из АВО температуры /вых, а при дальнейшем снижении 厶 изменением расхода охлаждающего воздуха.

На рис. 1-17 приведена принципиальная схема параллельно- юследовательного включения теплообменных секций конден- аторов водяного пара фирмы GEA. Из общего коллектора 'ВО, расположенного в верхней части шатра, пар двумя

子I、七4-十二臼mF子I、七4-十二臼mFк\к\п\пк\к\п\п,|山.kf^g> /I I I I 1 I 【丁 1,|山.kf^g> /I I I I 1 I 【丁 1K\K\D \DK\K\D \DРис. 1-17. Схема обвязки конденсаторов шатрового типа фирмы GEA: 1—турбина； 2—компрессор; 3—линия подачи papa в конденсаторы; 4—ABO； 5—лини отбора инертных иекОидеЛирующихся прнмесеП; 6—линия отбора конденсата; К—кц денсатор; D — дефлегматор.Рис. 1-17. Схема обвязки конденсаторов шатрового типа фирмы GEA: 1—турбина； 2—компрессор; 3—линия подачи papa в конденсаторы; 4—ABO； 5—лини отбора инертных иекОидеЛирующихся прнмесеП; 6—линия отбора конденсата; К—кц денсатор; D — дефлегматор.玉」玉」денмя и конденсации смесей уменьшать термическое сопротивление пленки конденсата, вести процесс доохлаждения, используя полное сечение труб. Выбранная схема должна быть надежна, гибка в работе, эффективно и экономично регулироваться.Важно, чтобы при снижении расчетной температуры охлаждающего воздуха на 25——30% была возможность останавливать один из вентиляторов без снижения нагрузки по продукту н без превышения регламентируемой температуры для проведения профилактических осмотров.Рассмотренные в этом разделе схемы трубопроводной обвязки АВО н теплообменных секций отдельных аппаратов являются типовыми. В процессе теплового, аэродинамического расчета и анализа каждая из типовых схем может быть улучшена путем проектирования дополнительных обводных трубопроводов, вспомогательных насосов, гидравлических затворов и промежуточных ресиверов, т. е. оборудования, которое обеспечивает высокую эффективность использования АВО.денмя и конденсации смесей уменьшать термическое сопротивление пленки конденсата, вести процесс доохлаждения, используя полное сечение труб. Выбранная схема должна быть надежна, гибка в работе, эффективно и экономично регулироваться.Важно, чтобы при снижении расчетной температуры охлаждающего воздуха на 25——30% была возможность останавливать один из вентиляторов без снижения нагрузки по продукту н без превышения регламентируемой температуры для проведения профилактических осмотров.Рассмотренные в этом разделе схемы трубопроводной обвязки АВО н теплообменных секций отдельных аппаратов являются типовыми. В процессе теплового, аэродинамического расчета и анализа каждая из типовых схем может быть улучшена путем проектирования дополнительных обводных трубопроводов, вспомогательных насосов, гидравлических затворов и промежуточных ресиверов, т. е. оборудования, которое обеспечивает высокую эффективность использования АВО.параллельными потоками поступает в теплообменные секции, которых конденсируется около 72——77% его количества, а за тем по паровому пространству жидкостных коллекторов в нн先 ней части шатра поступает в трубы дефлегматора, где продол жается дальнейшая конденсация. Так как в водяном паре npi сутствуют инертные неконденсирующиеся примеси, для их у』： ления верхняя часть дефлегматора по паровому пространств связана с двухступенчатой эжекторной установкой.

子I、七4-十二臼mF

子I、七4-十二臼mF

к\к\п\п

к\к\п\п

,|山.kf^g> /I I I I 1 I 【丁 1

,|山.kf^g> /I I I I 1 I 【丁 1

K\K\D \D

K\K\D \D

Рис. 1-17. Схема обвязки конденсаторов шатрового типа фирмы GEA: 1—турбина； 2—компрессор; 3—линия подачи papa в конденсаторы; 4—ABO； 5—лини отбора инертных иекОидеЛирующихся прнмесеП; 6—линия отбора конденсата; К—кц денсатор; D — дефлегматор.

Рис. 1-17. Схема обвязки конденсаторов шатрового типа фирмы GEA: 1—турбина； 2—компрессор; 3—линия подачи papa в конденсаторы; 4—ABO； 5—лини отбора инертных иекОидеЛирующихся прнмесеП; 6—линия отбора конденсата; К—кц денсатор; D — дефлегматор.

玉」

玉」

денмя и конденсации смесей уменьшать термическое сопротивление пленки конденсата, вести процесс доохлаждения, используя полное сечение труб. Выбранная схема должна быть надежна, гибка в работе, эффективно и экономично регулироваться.

Важно, чтобы при снижении расчетной температуры охлаждающего воздуха на 25——30% была возможность останавливать один из вентиляторов без снижения нагрузки по продукту н без превышения регламентируемой температуры для проведения профилактических осмотров.

Рассмотренные в этом разделе схемы трубопроводной обвязки АВО н теплообменных секций отдельных аппаратов являются типовыми. В процессе теплового, аэродинамического расчета и анализа каждая из типовых схем может быть улучшена путем проектирования дополнительных обводных трубопроводов, вспомогательных насосов, гидравлических затворов и промежуточных ресиверов, т. е. оборудования, которое обеспечивает высокую эффективность использования АВО.

денмя и конденсации смесей уменьшать термическое сопротивление пленки конденсата, вести процесс доохлаждения, используя полное сечение труб. Выбранная схема должна быть надежна, гибка в работе, эффективно и экономично регулироваться.

Важно, чтобы при снижении расчетной температуры охлаждающего воздуха на 25——30% была возможность останавливать один из вентиляторов без снижения нагрузки по продукту н без превышения регламентируемой температуры для проведения профилактических осмотров.

Рассмотренные в этом разделе схемы трубопроводной обвязки АВО н теплообменных секций отдельных аппаратов являются типовыми. В процессе теплового, аэродинамического расчета и анализа каждая из типовых схем может быть улучшена путем проектирования дополнительных обводных трубопроводов, вспомогательных насосов, гидравлических затворов и промежуточных ресиверов, т. е. оборудования, которое обеспечивает высокую эффективность использования АВО.

В принятой схеме движения водяного пара тепловая эфф(ч тивность использования дефлегматоров на 5—10% ниже, че секций конденсации, поскольку по мере выпадания конденсат увеличивается относительное количество инертных примесс. уменьшается парциальное давление водяного пара, а с Ледо я тельно, и температура конденсации.

Комбинированные схемы охлаждения используются при ко; примировании азотоводородной смеси; в этом случае ABO jr плуатируются последовательно с газовым и аммиачным хол дильниками, причем последний может быть установлен на вхо] в АВО или на выходе из него, тогда он используется как до<) ладитель азотоводородной смеси перед всасыванием в корп компрессора среднего давления.

При анализе возможной схемы работы АВО необходим стремиться обеспечить заданную величину теплового потока nj максимальных значениях коэффициента теплопередачи со ст роиы охлаждаемой среды и общего коэффициента теплопереда1 при минимальных значениях поверхностей теплообмена и энерг тических затратах. С этой точки зрения, при охлаждении жидк! н газовых продуктов без изменения агрегатного состояния нео ходимо увеличивать скорости продуктов, а в процессах охла! 32

Глава Н

ЭКСПЛУАТАЦИОННЫЕ (ПОВЕРОЧНЫЕ) РАСЧЕТЫАППАРАТОВ ВОЗДУШНОГО ОХЛАЖДЕНИЯ

Общая методика теплового, аэродинамического и гидравлического расчета АВО разработана во ВНИИнефтемаше. Ниже излагается последовательность поверочного расчета конкрет* ного АВО по данным его технической характеристики и параметрам производства.

. Общие принципы расчета

Исходными данными для выбора АВО, его теплового и аэродинамического расчетов являются следующие параметры:

объемный Vn или массовый Gn расход охлаждаемого или конденсируемого продукта;

температура охлаждаемого или конденсируемого продукта на входе в АВО /Вх и выходе из аппарата Знх；

характеристика состава продукта и процесса, осуществляемого в аппарате (конденсация, охлаждение, конденсация в присутствии инертных составляющих и т. д.).

По исходным данным определяется общая тепловая нагрузка Q. В зависимости от характеристики продукта и процесса в АВО используются следующие расчетные формулы:

при охлаждении жидких и газообразных продуктов без изменения агрегатного состояния Q = GaCp (ZBX —，внх) j

Зак. 4472

при конденсации холодильных агентов с охлаждением газа вой фазы и конденсацией насыщенных паров

Q = Gn (/нач —，кон)

Q = Gnr

где Ср ——средняя теплоемкость охлаждаемого продукта; г — удельная теплот парообразования; 1Нач,碗一начальное и конечное значения энтальпии про цесса.

Охлаждение многокомпонентной смеси с конденсацией он ной или нескольких составляющих является наиболее общив случаем. Формула для теплового потока включает в себя че тыре составляющих

X Q = Qj + Q2 + Q3 + Q《

где Qi = GrqCp. cmi(£bx — /вых) —полный тепловой поток на охлаждение некш денсирующихся компонентов Gnj； Qz= gGn 21%/«вх 一 &i) — тепловой п( ток на охлаждение конденсирующихся компонентов Gn2 до температуры нась щения, соответствующей парциальному давлению; Q3 = > G。2/士 一 тепл конденсации компонентов; Q4 = X Gn 2±Ср| (ZKj — ^вых) — тепло охлаждени конденсата.

Конденсация отдельных составляющих смеси начинаете! при температуре /к, соответствующей начальному парциально му давлению 户,и изменяется по длине теплообменных секцш в зависимости от скорости выпадения флегмы и нзмененн$ парциального давления. При конденсации из многокомпонент ной смеси нескольких компонентов процессы изменения агре гатного состояния внутри трубы переплетаются и накладь] ваются один на другой настолько, что не удается достаточна точно определить конечную температуру конденсации, поэтом' приведенные формулы справедливы при допущении неизменно сти парциального давления Р и температуры tK.

Для расчетного определения требуемой поверхности тепле обмена Fp задаются плотностью теплового потока на теплооб менной поверхности q. При этом следует иметь в виду, чт плотность теплового потока зависит от разности температу] продукта на выходе из АВО и входящего воздуха /Вых ——厶・

Рекомендуется принимать следующие значения q, Вт/м2:

При охлаждении жидких и газообразных продуктов без изменения агрегатного состояния

вых*"'】)• ℃ ЖидкостьГаз

8—16

15—20

20—40

40—75

До 520 290—350 470—700 350—460 700—1000 520—700

1000—1750 —

При конденсации холодильных агентов с учетом охлаждения газовой фазы 〃 конденсации насыщенных паров

1ЫХ—<1)* ℃

Холодильные агенты

Насыщенные пары

10—15

140—230

—

15—20

230—350

До 700

20—40

350-640

700—870

40—60

870—1280

60-75

—

1280—2100

смеси с конденсациейсмеси с конденсациейПри охлаждении многокомпонентной одной или нескольких составляющих

смеси с конденсацией

смеси с конденсацией

5-幻，f15—2020—4040—605-幻，f15—2020—4040—60Парогазовая смесь

5-幻，f

15—20

20—40

40—60

5-幻，f

15—20

20—40

40—60

400—580

580—750

750—930

По выбранному значению q определяют необходимую установочную поверхность теплообмена FycT = Q/g и подбирают конкретный АВО (тип, материальное исполнение, коэффициент оребрения 屮 и коэффициент увеличения поверхности 屮,число рядов труб, число ходов по трубам). Для дальнейшего расчета выбранного АВО по методике ВНИИнефтемаша опреде・ ляют расход охлаждающего воздуха. Для этого совмещают характеристику вентилятора с характеристикой аэродинамического сопротивления теплообменных секций； точки их пересечения для различных углов поворота лопастей вентилятора указывают соответствующее расчетное значение производительности при условиях 20 ℃ и 101,3 кПа.

Если принять угол поворота лопастей вентилятора равным 20°, то для значений к. п. д. вентиляторов 0,65——0,75 произволительность вентиляторов V. будет иметь следующие значения:

Для АВО типа АВМ

(при п

= 23,8 ст)

Число рядов труб

8

6

4

Производительность вентиля-

19,5*

21,5

23,5

тора, тыс. м3/ч

16,5

19,0

Для АВО типа АВГ

(〃р〃 ZZ :

=7,1 с-<)

Число рядов труб

8

6

4

Производительность вентиля-

210

220

250

тора, тыс. м3/ч

170

200

230

Для АВО типа АВЗ

(〃р〃 п =

=4,16 с—)

Число рядов труб

8

6

4

Производительность вентиля-

580

650

720

тора, тыс. м3/ч

490

550

660

• Значения в числителе соответствуют коэффициенту оребрения труб (р=9, в знаменателе ®— 14.6.

Для АВО, оснашенных двумя вентиляторами, расчетное значение производительности увеличивают вдвое.

Расчетная поверхность охлаждения и эффективность эксплуатации АВО существенно зависят от точной оценки расчетной температуры атмосферного воздуха в том или ином климатическом районе. Методика ВНИИнефтемаша рекомендует за расчетную принимать температуру, которая не превышает в течение 95% общегодового времени 8760 ч. В связи с этим требованием расчетная температура атмосферного воздуха для некоторых районов составляет:

Расчетная температура, °C

Район

Расчетная температура, ℃

22—23・•・

Москва, Рига, Тула, Брянск, Челябинск, Горький

27—28・•・

24—•25 •..

Пермь, Иркутск, Комсомольск-на-Амуре, Ульяновск, Пенза

32—33 ・• •

Район

Киев, Сочи, Уфа, Омск, Целиноград, Одесса, Донецк Невинномысск, Самарканд, Фергана

Расчетная температура атмосферного воздуха должна быть увеличена на 0,3——0,5 °C вследствие сжатия воздуха вентилятором и подогрева его от привода.

На этом завершается выбор исходных данных, после чего выполняют тепловой и аэродинамический расчеты в следующей последовательности:

определяют повышение температуры охлаждающего воздуха, ℃

УврвСрГП

где т — число выбранных АВО; рв — плотность воздуха, рассчитывается по Температуре н давлению того климатического района, где предполагается установка АВО; %—— температура воздуха на выходе из АВО; /2 = Л + △£.

Если температура воздуха /2 > %вх, то следует изменить значение q в сторону увеличения необходимой поверхности теплообмена F, изменив типоразмер АВО или увеличив число выбранных аппаратов;

находят среднюю температуру охлаждающего воздуха, ℃

向=(^ + %)/2

определяют скорость воздуха в узком сечении теплообменных секций, м/с

吸(273 + &)3600—рПс (273 十幻

где 尸亜一свободная проточная площадь перед теплообменными секциями, м2.

Коэффициент теплоотдачи, Вт/(м2-К), со стороны охлаждающего воздуха [ан. п = f(Uy3；，ср)] определяют по графическим зависимостям, приведенным в методике ВНИИнефтемаша или рассчитывают по следующим уравнениям:

для труб монометаллических исполнения MIV и MIA при ф = 9 и 屮= =11,4

ан. n = 67,l 1g г?уз — 0,035fcp 一 6,98

то же, при (р = 14,6 н 屮 = 18,7

(1н. п ж= 63,0 1g Оуз — 0,039/ср — 7,21

для труб биметаллических исполнения БЗ н Б4 при (р=9 н 屮=12

Он. п === 59,3 1g Гуз — 0,035，ср — 5,46

то же, при <р = 14,6 н 屮=19,6

ан. п = 52,2 1g %з — °,035'ср — 3,84

для труб биметаллических исполнения Б5 при 中=9 н 屮=12

Он. п = 61,5 1g иуз — 0,046^Ср — 4,3

то же, при ф = 14,6 н 屮=19,6

Сн. п — 57,5 1g %з — 0,039，ср — 5』

для труб биметаллических исполнения Б1 и Б2 при 屮=9 н 寸=12

ан. п = 61,6 1g %з — 0,035£ср — 5,81

то же, при 屮=14,6 и 屮=19,6

аи. п = 56,41g иуз - 0,035，力一5,93

Коэффициент теплоотдачи со стороны продукта авн для конкретных процессов теплообмена н определенной геометрии поверхности теплообмена обычно находят из опыта и представляют в виде эмпирических формул, которые позволяет определить искомый коэффициент

аВН м 方 Nil

где dw — внутренний диаметр трубки; Nu = f(Re; Gr; Рг)—крпте^й Нуссельта.

Поскольку критерии Рейнольдса Re, Грасгофа Gr и Прандт> ля Рг изменяются в широких пределах в зависимости от теплофизических свойств, режима и характера движения продукта, при определении авн подсчитывают среднюю температуру продукта /ср.п = (4х + ^вых)/2, температуру конденсации /к и т. д.

Формулы для определения авн широко представлены в справочной литературе.

Из практики расчетов и испытаний АВО коэффициент авн составляет, Вт/(м2«К)

Движение газа в трубах 12—350» воды в трубах580—5500Конденсация насыщенного водяного пара . . 4000——15000Движение газа в трубах 12—350» воды в трубах580—5500Конденсация насыщенного водяного пара . . 4000——15000Конденсация насыщен

Движение газа в трубах 12—350

» воды в трубах580—5500

Конденсация насыщен

ного водяного пара . . 4000——15000

Движение газа в трубах 12—350

» воды в трубах580—5500

Конденсация насыщен

ного водяного пара . . 4000——15000

ных паров аммиака . . 3000—4000

до 9000

Охлаждение и коиден-

<;ация парогазовых сме- св 前1500—3000

Коэффициент теплопередачиКоэффициент теплопередачиАВО определяется по формуле:

Коэффициент теплопередачи

Коэффициент теплопередачи

1

Конденсация холодильных агрегатов с учетом зоны перегрева (газовая фаза) Конденсация с охлаждением парогазовых смесейКонденсация холодильных агрегатов с учетом зоны перегрева (газовая фаза) Конденсация с охлаждением парогазовых смесей14—3221—3214—3221—32АВОАВОиспользуется средняя логариф-используется средняя логариф-В тепловом расчетеВ тепловом расчетемическая разность температур, которая определяется из усло-мическая разность температур, которая определяется из усло-

Конденсация холодильных агрегатов с учетом зоны перегрева (газовая фаза) Конденсация с охлаждением парогазовых смесей

Конденсация холодильных агрегатов с учетом зоны перегрева (газовая фаза) Конденсация с охлаждением парогазовых смесей

14—32

21—32

14—32

21—32

АВО

АВО

используется средняя логариф-

используется средняя логариф-

В тепловом расчете

В тепловом расчете

мическая разность температур, которая определяется из усло-

мическая разность температур, которая определяется из усло-

где 仆——термическое сопротивление возможных загрязнений внутри теплообменных труб, м2 К/Вт.

Методика ВНИИнефтемаша рекомендует следующие значения г, в зави

симости от среды:

Вода и технические жидкости . . . 0,0001—0,002

Газы и пары технические 0,0001—0,002

Пары холодильных агентов .... 0,0003—0,0004

Поскольку коэффициент теплопередачи является основным параметром, характеризующим теплопередающую способность поверхности, и необходимо стремиться к его большим значениям, проанализируем влияние авн н ан. п на значение Кр. На рис. П-1 приведены результаты параметрического анализа уравнения Кр = f(авн; ан. п) для стандартизованных АВО с “=12 н 19,6. По мере роста авн интенсивность увеличения Кр уменьшается тем быстрее, чем ниже значение ан. п- Учитывая характер изменения КР = f(аВн； ан. п), можно примерно установить нижнюю границу значения авн, выше которой влияние авн на Кр незначительно, а следовательно, теплопередающая способность поверхности определяется только значением ан.п. Для наиболее часто встречающегося при расчетах диапазона ан. п = 41—52 Вт/ (м2-К) нижняя граница значений аВн Для W = 12 и 19,6 соответственно составляет 2500—3500 н 3700— 4300 Вт/(м2.К).

Таким образом, при эксплуатации АВО с коэффициентами авн, которые больше приведенных значений, эффективность работы АВО будет полностью зависеть от ан. п- Коэффициент теплопередачи, отнесенный к полной оребренной поверхности, в зависимости от процесса имеет следующие значения, Вт/(м2. К)： '

Охлаждение жидких сред 20—37 》 газообразных продуктов 9—30

Конденсация насыщенных паров 32—42

разность температур определяют по известным формулам: при охлаждении жидкостей и газов

_ 8[ ■— 02

一In 81/仇

при конденсации продукта

а — ‘2 — f 1ср— "/б

где 01 = ?вх — G； ©2 = £внх — 厶.

При охлаждении жидких и газовых продуктов, если число ходов в АВО меньше четырех, необходимо вводить поправку на перекрестный ток теплоносителей ед/, которая зависит от параметров R = (%х — £внх)/«2 — Л) и Р =仁—Л) / (^вх — ——厶)и определяется по графикам, приведенным в литературе [20, 21]. При кратности перекрестного тока, равной единице, может быть использована формула

」h "-妹2 一 СР2 一 ORP

Значения коэффициентов А, В, С, О выбирают в зависимости от параметра R:

Л8СГЛ8СГ4.0-1,7Интервалы R1.7-0.70.7—0.41,4991,3151,1410,0170,0010,8511,5300,4090,9000,5360,6320,4414.0-1,7Интервалы R1.7-0.70.7—0.41,4991,3151,1410,0170,0010,8511,5300,4090,9000,5360,6320,441КоэффициентыКоэффициенты

Л8СГ

Л8СГ

4.0-1,7

Интервалы R

1.7-0.7

0.7—0.4

1,499

1,315

1,141

0,017

0,001

0,851

1,530

0,409

0,900

0,536

0,632

0,441

4.0-1,7

Интервалы R

1.7-0.7

0.7—0.4

1,499

1,315

1,141

0,017

0,001

0,851

1,530

0,409

0,900

0,536

0,632

0,441

Коэффициенты

Коэффициенты

Если число ходов и > гласно формулеЕсли число ходов и > гласно формуле1, то поправка1, то поправкаЗ увеличивается со-З увеличивается со-

Если число ходов и > гласно формуле

Если число ходов и > гласно формуле

1, то поправка

1, то поправка

З увеличивается со-

З увеличивается со-

8А%=2; 3： 48А%=2; 3： 4『…『…

8А%=2; 3： 4

8А%=2; 3： 4

『…

『…

Таким образом, для принятого типоразмера аппарата, расходов Vn и VB, температур 厶,/вх и /вых можно определить необходимую поверхность теплообмена Fp

Сопоставляя Fycr н Fp, оценивают относительный запас поверхности охлаждения

Необходимо отметить, что запас п, хотя и удовлетворяет условию получения температуры /вых, однако требует дальнейшего уточнения. Дело в том, что на реально эксплуатирующемся

ABO через поверхность 户 р проходит меньшее количество охлаждающего воздуха, чем принятая в расчете производительность вентилятора VB, следовательно, температура /Вых будет достигаться на поверхности Рф, которая больше 户р.

Для получения Рф необходимо проводить несколько тепловых и аэродинамических расчетов при условии авн = const. Расчеты проводят до соответствия 尸中 тому количеству воздуха, которое проходит через фактическую поверхность. Фактический запас поверхности охлаждения определяется как

Отношение Пф/ир равно О,В—0,8, причем меньшее значение относится к АВО с большим числом труб и меньшим расходом воздуха.

Точное определение запаса поверхности охлаждения важно при длительной эксплуатации АВО, когда снижается производительность вентилятора, режим работы отклоняется от расчетного н необходимо заглушить ряд труб.

Если в одном аппарате осуществляется сложный процесс охлаждения многокомпонентной смеси с конденсацией одной или нескольких составляющих, то тепловой расчет АВО от определения Q до получения Fp（。）выполняют по зонам охлаждения, конденсации, доохлаждения или переохлаждения. Для этого следует предварительно распределить расход охлаждающего воздуха по поверхностям теплообмена в зонах.

Гидродинамическое сопротивление АВО определяют по следующей формуле:

р z 吃р ? duP

где e — крэффициент сопротивления треиия, определяется в зависимости от критерия Рейнольдса по следующим формулам:

8 —%! при Re < 3000; е у 0при 3000 < Re < 100 000 ReRe0'25

g — коэффициент местного сопротивления в трубах. По данным ВНИИиефте- 曲ата, рекомендуется принимать: g = 1,5 для входной или выходной камеры; Е н 2,5 иа повороте между ходами и секциями и g = 1,0 на входе в трубы и выходе из них.

Мощность, потребляемая электродвигателем вентилятора АВО, находят по формуле

эл 102rl西西如

где 〃п — полное давление, развиваемое вентилятором; т]в； Пп； Л®л — коэффициенты полезного действия соответственно вентилятора, привода, электродвигателя.

Особенности расчета параллельной,параллельно-последовательнойи комбинированной схемобвязки АВО

Тепловой и аэродинамический расчет АВО с параллельной схемой включения аппаратов н теплообменных секций при охлаждении жидких и газовых продуктов без изменения их агрегатного состояния, как правило, не вызывает каких-либо трудностей. Обший тепловой поток делится на число АВО, н расчет проводится до получения Fp и Рф с дальнейшим определен нием пр н Пф. Следует отметить, что физические и теплофизи* ческие свойства продукта должны определяться для условий: Рр И /ср. п = (»вх + /вых) /2.

Несколько отличная картина получается при охлаждении и конденсации многокомпонентных парогазовых смесей и холо・ дильных агентов. Для этого случая общий расход продукта делится на число АВО, определяется тепловой поток в отдельных зонах по длине секции аппарата. Если в зоне охлаждения газовой фазы компоненты не выделяются в виде жидкости, то расчет физических и теплофизических свойств ведется как для смеси газов. Тепловые потоки по зонам суммируют, делят на принятое значение ^ и по полученному значению F подбирают тип АВО.

Для анализа работы АВО по зонам строят зависимость FP = f (Vb), пре дета вл я ющую собой прямую линию, проходящую через начало координат и точку пересечения абсциссы Руст н ординаты полной производительности вентилятора Кв (рис. П-2). По величине теплового потока в зоне на графике Fp = f(Vp) приблизительно выбирают значение 几，предполагая, что это количество охлаждающего воздуха участвует в теплообмене. Далее по общей методике теплового и аэродинамического расчета проводят полный расчет первой зоны АВО.

Изменяя Vbi по линии & = Т(Ув), расчет проводят последовательным

Рис. П-2. Распределение поверхностей теплообмена при Охлаждении и конденсации парогазовых смесей: а—зависимость расчетной поверх ности теплообмена 尸口 от количества охлаждающего воздуха 嗓 по Длине аппарата /; б—схема расчетных зон охлаждения АВО; 1 — линия пропорционального расхода воздуха через АВО; 2, 3—расчетные зоны охлаждения; 4—зона, соответствующая запасу поверхности.

приближением до варианта, когда выбранное количество воздуха Vb* н соответствующее ему расчетное значение Fp* не пересекутся на линии 户р = /(»в) или точка пересечения будет отклоняться от нее не более, чем на 5%. Таким образом определяют Fp для первой зоны. Следует отметить, что расчет с последовательным приближением должен быть прекращен, если /г > /Вх, и продолжен после увеличения количества охлаждающего воздуха Vbi. Обычно в практике инженерных расчетов разность температур /Вх ——Ь составляет от 3 до 25℃. Из общей производительности вентилятора VB вычитают количество воздуха, участвующее в теплообмене первой зоны, и по полученному значению Нв—Vbi принимают количество охлаждающего воздуха для расчета второй зоны. Расчет второй зоны, как и первой, выполняют до получения расчетной точки по поверхности и расходу охлаждающего воздуха на линии Fp = f (VB).

Общий фактический запас поверхности охлаждения находят из следующего соотношения:

Fycr —(Fpi + Fpz+ • •. + ^ри)% и 100 ■

£ &〃 n=l

При расчете параллельно-последовательной схемы не возникает необходимости разделения охлаждающего воздуха по зонам, так как для каждого процесса используются отдельно взятые аппараты. В пределах одного АВО расход охлаждающего воздуха VB делится пропорционально числу секций, выбранных для осуществления того или иного процесса.

В комбинированных схемах обвязки (см. рис. 1-16) АВО рассчитывают по общей методике теплового и аэродинамического расчета с учетом особенностей процессов конденсации, переохл аж дения или доохлаждение компонентов, распределения общей тепловой нагрузки между АВО и дополнительным теплообменным оборудованием, включенным последовательно по ходу продукта.

Тепловая нагрузка дополнительного холодильника, как правило, достигает 20——25% от общего теплового потока, если АВО эксплуатируется при расчетной температуре охлаждающего воздуха 6. При расчете дополнительного холодильника на пиковую температуру охлаждающего воздуха, т. е. J > Л, тепловая нагрузка на его поверхность составляет 10——15%, что обычно обеспечивает поддержание температуры продукта на выходе АВО /вых и превышение температуры воздуха на выходе холодильника над температурой воздуха 乙 на входе в АВО на 5—7 ℃. Начальная температура продукта на входе в дополнительный теплообменник (температура на выходе из

коэффициент теплоотдачи внутри трубы со стороны вторичного теплоносителя был больше или равен коэффициенту теплоотдачи со стороны основного продукта, т. е. авн ^а^н；

коэффициент авн в аппаратах воздушного охлаждения не был ниже 2500 Вт/(м2-К), что обеспечивается при скорости движения теплоносителя (воды) внутри труб более 0,7 м/с;

разность температур на АВО /Вых —厶 была больше 10 ℃;

при непрерывной длительной эксплуатации установки в теплоносителе не происходило необратимых процессов, изменяющих его теплофизические свойства, а также выпадения осадков, образования накипи и т. д.

Если в качестве вторичного теплоносителя используется холодильный агент, АВО рассчитывают на режим конденсации. В системах воздушного охлаждения вспомогательные холо

дильные циклы подключаются к АВО в различных комбинациях, но в любом варианте комбинированной схемы холодильный цикл должен рассматриваться как вспомогательный, повышающий эффективность и надежность воздушного охлаждения.

В качестве примера рассмотрим комбинированную схему с использованием вспомогательного холодильного цикла (рис. II-4). Схема предназначена Для охлаждения воды в количестве К = 50 м3/ч с температуры /вх = 60 ℃ До Lx = 23 ℃ при температуре охлаждающего воздуха 八=26 ℃, т. е. решается задача охлаждения, когда /ВЬ1х V G«

сель.сель.Параметры холодильного цикла Температура, ℃испарения .. .14конденсации. . . 42нагнетания 85Давление, МПа:испарения 0,72конденсации 1,67Количество циркулирующего холодильного агента, кг/ч 1340Количество тепла, отводимого прн теплообмене в барботажной камере,Вт . , . .0,05Количество аммиака, кг/ч:испаряемого в барботажной камере . .163конденсируемого в двух секциях АВО 1500 Тепловая нагрузка конденсатора, МВт . .0,46Повышение температуры охлаждающего воздуха, ℃ 8,5Температура охлаждающего воздуха на выходе из АВО, ℃ 34,5Коэффициент теплоотдачи, Вт/(м2-К)охлаждающего воздуха 44,3конденсирующегося аммиака ....3490Коэффициент теплопередачи, Вт/(м2-К) . .33,4Логарифмическая разность температур, ℃11,2Расчетная поверхность теплообмена, м2 . .1230Установочная поверхность, предназначенная для конденсации, м2 2X1250Дополнительная мощность, потребляемая из сети компримирующим агрегатом, кВт 61,7 к. п. д.:Пмех. . . . . . .0,95^эл. дв . 0,93Параметры холодильного цикла Температура, ℃испарения .. .14конденсации. . . 42нагнетания 85Давление, МПа:испарения 0,72конденсации 1,67Количество циркулирующего холодильного агента, кг/ч 1340Количество тепла, отводимого прн теплообмене в барботажной камере,Вт . , . .0,05Количество аммиака, кг/ч:испаряемого в барботажной камере . .163конденсируемого в двух секциях АВО 1500 Тепловая нагрузка конденсатора, МВт . .0,46Повышение температуры охлаждающего воздуха, ℃ 8,5Температура охлаждающего воздуха на выходе из АВО, ℃ 34,5Коэффициент теплоотдачи, Вт/(м2-К)охлаждающего воздуха 44,3конденсирующегося аммиака ....3490Коэффициент теплопередачи, Вт/(м2-К) . .33,4Логарифмическая разность температур, ℃11,2Расчетная поверхность теплообмена, м2 . .1230Установочная поверхность, предназначенная для конденсации, м2 2X1250Дополнительная мощность, потребляемая из сети компримирующим агрегатом, кВт 61,7 к. п. д.:Пмех. . . . . . .0,95^эл. дв . 0,93261,7164245,8 297033,2 0,510,6 4880261,7164245,8 297033,2 0,510,6 48800,40,4В результате теплового и аэродинамического расчета получено 尸；= =1230 м2, однако с учетом отношения 〃ф/〃р 尸；==1230/0,5 = 2640 м? при установочной поверхности 2500 м2.В результате теплового и аэродинамического расчета получено 尸；= =1230 м2, однако с учетом отношения 〃ф/〃р 尸；==1230/0,5 = 2640 м? при установочной поверхности 2500 м2.

сель.

сель.

Параметры холодильного цикла Температура, ℃

испарения .. .14

конденсации. . . 42

нагнетания 85

Давление, МПа:

испарения 0,72

конденсации 1,67

Количество циркулирующего холодильного агента, кг/ч 1340

Количество тепла, отводимого прн теплообмене в барботажной камере,Вт . , . .0,05

Количество аммиака, кг/ч:

испаряемого в барботажной камере . .163

конденсируемого в двух секциях АВО 1500 Тепловая нагрузка конденсатора, МВт . .0,46

Повышение температуры охлаждающего воздуха, ℃ 8,5

Температура охлаждающего воздуха на выходе из АВО, ℃ 34,5

Коэффициент теплоотдачи, Вт/(м2-К)

охлаждающего воздуха 44,3

конденсирующегося аммиака ....3490

Коэффициент теплопередачи, Вт/(м2-К) . .33,4

Логарифмическая разность температур, ℃11,2

Расчетная поверхность теплообмена, м2 . .1230

Установочная поверхность, предназначенная для конденсации, м2 2X1250

Дополнительная мощность, потребляемая из сети компримирующим агрегатом, кВт 61,7 к. п. д.:

Пмех. . . . . . .0,95

^эл. дв . 0,93

Параметры холодильного цикла Температура, ℃

испарения .. .14

конденсации. . . 42

нагнетания 85

Давление, МПа:

испарения 0,72

конденсации 1,67

Количество циркулирующего холодильного агента, кг/ч 1340

Количество тепла, отводимого прн теплообмене в барботажной камере,Вт . , . .0,05

Количество аммиака, кг/ч:

испаряемого в барботажной камере . .163

конденсируемого в двух секциях АВО 1500 Тепловая нагрузка конденсатора, МВт . .0,46

Повышение температуры охлаждающего воздуха, ℃ 8,5

Температура охлаждающего воздуха на выходе из АВО, ℃ 34,5

Коэффициент теплоотдачи, Вт/(м2-К)

охлаждающего воздуха 44,3

конденсирующегося аммиака ....3490

Коэффициент теплопередачи, Вт/(м2-К) . .33,4

Логарифмическая разность температур, ℃11,2

Расчетная поверхность теплообмена, м2 . .1230

Установочная поверхность, предназначенная для конденсации, м2 2X1250

Дополнительная мощность, потребляемая из сети компримирующим агрегатом, кВт 61,7 к. п. д.:

Пмех. . . . . . .0,95

^эл. дв . 0,93

26

1,7

16

42

45,8 2970

33,2 0,5

10,6 4880

26

1,7

16

42

45,8 2970

33,2 0,5

10,6 4880

0,4

0,4

В результате теплового и аэродинамического расчета получено 尸；= =1230 м2, однако с учетом отношения 〃ф/〃р 尸；==1230/0,5 = 2640 м? при установочной поверхности 2500 м2.

В результате теплового и аэродинамического расчета получено 尸；= =1230 м2, однако с учетом отношения 〃ф/〃р 尸；==1230/0,5 = 2640 м? при установочной поверхности 2500 м2.

дильного цикла:дильного цикла:Рис. II.4. Комбинированная схема с использованием вспомогательного холо

дильного цикла:

дильного цикла:

В представленной схеме вода поступает иа охлаждение до /ВЬ1Х = 30 ℃ в ч^тывь теплоабК1ёинь1е секции АВ О типа АВЗ с общей поверхностью теплообмена 7500 м2. После охлаждения в АВО вода с /вых = 30 ℃ направляется в испаритель, где за счет тепла, отбираемого холодильным агентом (аммиаком), охлаждается до ^ых » 23 ℃.

Испарившийся холодильный агент компримируется и через барботажную камеру с температурой /к, определяемой давлением нагнетания, поступает в две одноходовые секции АВО для конденсации. Аммиак конденсируется, собирается в ресивере, дросселируется до давления испарения, и холодильный цикл замыкается. На рис. П-5 показаны параметры вспомогательного холодильного цикла в диаграмме состояния аммиака (координаты lg Р ——i).

Ниже приведены основные результаты теплового и аэродинамического расчета рассматриваемой схемы:

Расчетная температура охлаждающего воздуха, ℃ Количество отводимого тепла при охлаждении воды с 60 до 30 ℃, МВт Повышение температуры охлаждающего воздуха, ℃ Температура воздуха иа выходе из АВО. ℃ Коэффициент теплоотдачи, Вт/(м2-К) эоздуха воды в АВО Скорость воды в трубах, м/с Средняя логарифмическая разность температур, ℃ Расчетная поверхность теплообмена, м2 .. Количество тепла, отводимого от воды в испарителе при ее охлаждении с 30 до 23 ℃, МВт

Основной вентилятор ABO потребляет из сети 86 кВт, а дополнительные затраты электроэнергии иа осуществление вспомогательного холодильного цикла составляют 62 кВт, т. е. энергетические затраты возрастают на 72%.

Приведенный пример расчета комбинированной схемы показывает ее полную эксплуатационную автономность. Вспомогательный холодильный цикл может рассчитываться как на непрерывную работу, так и на работу в пиковых режимах при повышении температуры атмосферного воздуха выше расчетного значения 厶.

Схема вспомогательного холодильного цикла при его непрерывной эксплуатации и поддержании постоянной температуры продукта на выходе АВО, т. е. /Вых = const, должна предусматривать гибкую систему регулирования работы вентиляторов. При этом следует иметь в виду, что изменение производительности основного вентилятора отражается не только на значении теплового потока при охлаждении продукта, но и на температуре конденсации холодильного агента /к и температуре его испарения /н.

Температуры /и и tK вспомогательного холодильного цикла выбирают в зависимости от температуры 厶 и требований, предъявляемых технологией к конечному значению температуры продукта на выходе из испарителя. Необходимо стремиться к возможно большей разности /к ——Л, однако чрезмерное увеличение tK сопровождается ростом давления конденсации Рк (см. точку 2 на диаграмме состояния рис. П-5), что в свою очередь увеличивает величину теплового потока при охлаждении газообразного холодильного агента, а следовательно, и нагрузку конденсатора. Низкие значения £н, хотя и увеличивают логарифмическую разницу температур в испарителе, но увеличивается отношение давлений и мощность компрессорного агрегата. Для одноступенчатого холодильного цикла можно рекомендовать： /к = 40—50 ℃, /н = 0—15 ℃.

3・ Сопоставление различных схем обвязки

Эффективность использования АВО и надежность системы воздушного охлаждения в большой степени зависят от схемы включения аппаратов в технологические линии и внешней трубопроводной обвязки теплообменных секций.

В табл. П-1 приведены сравнительные данные двух схем обвязки： параллельной с тремя АВО типа АВЗ по рис. 1-10 и параллельно-последовательной по рис. II-6. Обе схемы предназначены для конденсации и охлаждения парогазовой смеси, состоящей из СО2 и насыщенного водяного пара. В схеме по рис. 1-10 осуществляется процесс конденсации и совместное охлаждение конденсата и СО2. В схеме по рис. П-6 в 14 секциях АВО конденсируется водяной пар, в ресивере происходит разделение флегмы и СО2, конденсат доохлаждается в четырех последовательно соединенных секциях одного из АВО

Таблица 11-1. Сравнительные данные двух схем обвязки АВО

Параметры

Схема обвязки

параллельная

параллельно- последовательная

Температура, ℃:

расчетная, атмосферного воздуха

17,3

25

парогазовой смеси иа входе в АВО

103

юз

продукта иа выходе нз АВО

54

40

Рабочее давление, МПа

0 17

° [7

Массовый расход компонентов, кг/ч:

углекислого газа

19 635

19 635

водяного пара

28 600

28 600

Зона конденсации

Производительность вентилятора, тыс. м3/ч

413

413

Тепловой поток при конденсации водяного пара, МВт'

17,9

17,9

Расход воздуха на конденсацию, тыс. M^/q

3-264

2,3-413

Температура воздуха на выходе, ℃

84,3

'80,3

38

Коэффициент теплопередачи, Вт/(м2-К)

38

(4)едняя логарифмическая разность температур.

44,1

41,7

Расчетная поверхность теплообмена трех АВО, м25

10680

11330

Зона охлаждения

Расход воздуха на охлаждение, тыс. м3/ч

148,5X3

275,3

Тепловой поток на охлаждение. МВт

2,47

(4 секции)

2 84

Температура воздуха на выходе, ℃

33,7

40 4

Коэффициент теплопередачи, Вт/(м2-К)

14：6

32

Средняя логарифмическая разность температур,

44：2

30,1

Расчетная поверхность теплообмена, м2

3 810

2 950

Суммарная расчетная поверхность, м2

14 490

14 280

Суммарная установочная поверхность, м2

15 900

15 900

и возвращается в технологический процесс. В табл. П-1 использованы результаты тепловых н аэродинамических испытаний технологической установки на Невинномысском производственном объединении《Азот》. Как видно из таблицы, при одинаковой нагрузке АВО по парогазовой смеси и одинаковых объемных производительностях вентиляторов параллельно-последовательная схема при Л = 25 ℃ обеспечивает /Вых = 40 ℃, в то время как параллельная схема даже при /1 = 17,3 ℃ позволяет получить температуру продукта на выходе /вых = =54 ℃.

Процесс конденсации с рассеиванием 17,9 МВт тепла в параллельной схеме требует несколько меньшей поверхности теплообмена, чем в параллельно-последовательной. Однако в случае параллельной схемы обвязки при доохлаждении отмечается резкое снижение коэффициента теплопередачи, что

Рис. П-6. Принципиальная схема конденсации и охлаждения парогазовой смеси с разделением компонентов:

/ — линия парогазовой смеси; 2—ABO; 3 — вентиль; 4——линия выброса в атмосферу; 5—барботажная емкость; ff —гидравлический затвор； 7 — ресивер； 8 —насбе.

обусловлено совместным охлаждением конденсата и СО2. Несмотря на то, что расчетные значения поверхности теплообмена для рассматриваемых схем практически совпадают, параллельно-последовательная схема находится в более жестких температурных условиях и для условий Невинномысского производственного объединения «Азот》 обеспечивает дополнительно более 200 ч эксплуатации установки без нарушения выходных параметров по конденсату, возвращаемому в технологический процесс.

Представляет интерес сравнение эффективности схем обвязок АВО для такого распространенного процесса, как конденсация аммиака в промышленных холодильных установках. Технологический процесс предусматривает двухстадийное изменение агрегатного состояния холодильного агента: охлаждение газовой фазы до температуры насыщения и конденсацию агента при tK = const.

В параллельной схеме обвязки одноходовых АВО типа АВЗ с FycT = 7500 м2 весь процесс изменения агрегатного состояния холодильного агента от охлаждения газовой фазы до конденсации происходит по длине труб. Результаты расчета таких АВО с учетом деления всего процесса на две фазы сведены в табл. П-2.

В комбинированной схеме по рис. 1-16, в газовая фаза охлаждается до насыщения в одной секции, а конденсация происходит в пяти остальных. При одинаковых температурах 厶，/Вх и /вых в параллельной и комбинированной схемах получены

примерно равные значения суммарных расчетных поверхностей, однако в комбинированной схеме с одним АВО конденсируется 4000 кг/ч, а в параллельной только 2400 кг/ч. Если в зонах конденсации отмечается примерное равенство плотностей теплового потока 处=233 Вт/м2 и qK = 237 Вт/м2, то в зоне охлаждения газовой фазы эти показатели заметно различаются. Плотность теплового потока в зоне охлаждения газовой фазы для параллельной и комбинированной схем соответственно составляет 49,5 н 226 Вт/м2, т. е. увеличение скорости движения газообразного аммиака внутри труб с 0,2 до 2,34 м/с приводит к росту коэффициента теплопередачи в сек* ции с 1,1 до 6,4 Вт/ (м2-К), повышается н эффективность ох， лаждения перегретого пара.

Комбинированная схема является более эффективной и при необходимости переохлаждения конденсата, которое осуществляется после разделения газовой и жидкой фаз. Жидкая фаза может переохлаждаться в отдельно взятой секции основного

Таблица 11-2. Сравнительные данные двух схем обвязки АВО

Параметры

Схемы обвязки

параллельная

комбинированная

Температура, ℃: атмосферного воздуха аммиака на входе в АВО конденсации аммиака

Давление конденсации, МПа

Массовый расход аммиака, кг/ч

23,0

135

35

0,14

2400

23,0

135

35

0,14

4000

Зона конденсации (на один АВО) Расход воздуха на охлаждение, тыс. м3/ч 1епловой поток на конденсацию, МВт Температура воздуха на выходе из АВО, ℃ ^коэффициент теплопередачи, Вт/(м2-К) 圾едняя логарифмическая разность температур,

245

0,75

32,2

37,1

6,3

408

1,25

32,2

37,5

6,3

Расчетная поверхность теплообмена, м2

3200

5241

Зона охлаждения газовой 4 (ма один 4В0) расход воздуха на охлаждение, м3/ч епловой поток на охлаждение, МВт Температура воздуха на выходе из АВО, ℃ ^эффицнент теплопередачи, Вт/(м2-К) * средняя логарифмическая разность температур,

Ьазы

245

0,18

25,2

1,1

43,6

82

0,29

34,1

6,4

35,5

^счетная поверхность теплообмена, м2 ^УМмарная расчетная поверхность/ м2 остановочная поверхность, м2

3673

6873

7500

1339

6580

7500

ABO или в специальном аппарате, предназначенном только для переохлаждения конденсата. Основной недостаток параллельной схемы ——низкие показатели теплопередачи при охлаждении перегретого пара. Этот недостаток может быть устранен применением двухходовых теплообменных секций, в которых первый ход предназначается для охлаждения перегретого пара, а второй ——для его конденсации. Хорошие результаты дает установка между компрессорным оборудованием и АВО промежуточного сосуда, в котором в поток перегретого пара впрыскивается жидкий аммиак, что позволяет уменьшить температуру и сузить зону охлаждения газовой фазы.

Возможно и барботирование перегретого пара через слой жидкого аммиака. Например, в параллельной схеме это позволяет отвести 0,18 МВт тепла и дополнительно испарить 590 кг/ч холодильного агента, увеличив тем самым общую массовую нагрузку конденсатора. В этом случае весь объем аммиака поступает в теплообменные секции с температурой /к = 35 ℃; общий тепловой поток на конденсацию возрастает до 1,49 МВт, что соответствует массовому расходу 4700 кг/ч, а количество конденсируемого продукта увеличивается с 2400 до 4100 кг/ч. Эти данные убедительно свидетельствуют о том, что введение в схему такого несложного устройства, как промежуточный сосуд в виде оросительной или барботажной камеры, дает возможность резко повысить эффективность системы охлаждения с АВО. Это лишний раз указывает на то, что различные комбинированные схемы позволяют полнее использовать возможности АВО и систем воздушного охлаждения.

Пересчет аппаратов воздушного охлажденияна режимы, отличные от расчетных

Непрерывные технологические процессы химических и нефтехимических производств предполагают использование АВО при постоянных параметрах по температуре и давлению охлаждаемых или конденсируемых потоков. Для обеспечения стабильных параметров охлаждения применяют системы pe-j гулироваиия, увлажнения, комбинированные схемы охлаждения и пр. Однако такие параметры, как температура атмо-| сферного воздуха ^, объемная производительность вентилятора] Ув и скорость охлаждающего воздуха ?уз, изменяются в течение различных периодов эксплуатации. Изменение 厶 обусловлено годовыми, сезонными и суточными колебаниями температур. Величина ?уз при длительной эксплуатации изменяется в сторону уменьшения по мере увеличения аэродинамического сопротивления теплообменных секций. Опыт эксплуатации показывает, что плотные пылевые и волокнистые отложения на первых рядах труб по ходу охлаждающего воздуха и в глубине пучка могут приводить к снижению объемной производитель-! ности вентиляторов до 40%. Аналогичная картина наблюдается!

поверхностей теп-поверхностей теп-н при регулировании АВО жалюзированием лооомена.

поверхностей теп-

поверхностей теп-

Задачей пересчета АВО является определение коэффициента теплопередачи К для широкого интервала значений температур 厶 и скоростей Оуз н требуемой поверхности охлаждения.

расчета. В случае кон- неизменными темпера- рекомендуются нижерасчета. В случае кон- неизменными темпера- рекомендуются нижеПерерасчет аппаратов для различных 乙 и “уз в случае охлаждения и конденсации продукта производится по общей методике теплового и аэродинамического денсации в АВО насыщенных паров с турами и давлением конденсации приводимые уравнения и зависимости.

расчета. В случае кон- неизменными темпера- рекомендуются ниже

расчета. В случае кон- неизменными темпера- рекомендуются ниже

1 или уУз расчетный1 или уУз расчетныйдля текущего значения режимадля текущего значения режимаДля пересчета на любой режим по коэффициент теплопередачи Кх

1 или уУз расчетный

1 или уУз расчетный

для текущего значения режима

для текущего значения режима

х определяется по формуле

К* = К LKtx^Kvx

где ^Ktx и АКи* — поправочные коэффициенты на изменение температуры скорости воздуха:

"F СЙ#Е

ak%* =^?

1 + [(^уз/^уЗХ) — 1]

п

В приведенных формулах показатели степени " н 加 ставляют для коридорных пучков труб 0,28 и 0,72, а для труб 0,36 и 0,64.

соответственно со- шахматных пучков

С достаточной для инженерных расчетов точностью коэффициеитЛ А《* и АК&уз* могут быть определены для шахматных пучков труб по графикам на рнс. П-7 и П-8.I

При пересчете процессов конденсации с зоной охлаждения перегретога пара в рабочих формулах используются средние значения К, ан. п, 6 и fy3 учетом поверхностей, на которых их распределение можно считать равва мерным.

В качестве примера рассмотрим АВО с шахматным пучком труб, испол* зуемый для конденсации насыщенного водяного пара. Результаты тепловы испытаний позволили определить при 厶=21,3 ℃ и fy3 = 6,8 м/с номиналу ные значения величии: К = 28,6 Вт/(м2-К) и ан.п = 44 Вт/(м2-К). Требуете определить К尤 для новых значений tx = 25 ℃ и fy3 * = 8,5 м/с, т. е. решает^ задача по интенсификации АВО. В нашем случае:

△К* = , , 28,625 + 273、。,36一'j = 0,998

1+黄 K -- 丿-1]I

Новое значение Кх составляет

К* = 28,6-0,998-1,09 = 31,2 Вт/(м2-К).

Таким образом, в рассмотренном примере несмотря иа то, что факта температуры и скорости воздуха по-разиому воздействуют на теплосъем, < мечается общее повнтенне коэффициента теплопередачи К, а следователь! увеличение теплосъема в АВО.

52

Глава III

ИСПЫТАНИЯ АППАРАТОВ ВОЗДУШНОГО ОХЛАЖДЕНИЯ

Рациональная и эффективная эксплуатация АВО возможна лишь при наличии экспериментальных характеристик аппаратов, позволяющих обоснованно нормировать работу систем воздушного охлаждения или решать вопросы по усовершенствованию н интенсификации ее работы.

Экспериментальные характеристики, например, показатели ДВО в широком диапазоне изменения расхода воздуха и продукта, температуры атмосферного воздуха, могут быть получены в результате тепловых и аэродинамических испытаний аппаратов.

Порядок проведения теплотехнических и аэродинамических испытаний предусматривает следующие основные этапы работы: подготовительные работы на объекте испытаний； теплотехнические и аэродинамические испытания АВО; обработка материалов испытаний； анализ экспериментальных данных.

Подготовительные работы на объекте испытаний,измерительные приборы и устройства

При проведении подготовительных работ необходимо ознакомиться с проектно-технической документацией, принятой схемой обвязки АВО, особенностями работы аппаратов в зависимости от теплофизических свойств продукта, характером осуществляемого процесса н прочими материалами эксплуатации. В процессе работы с проектно-технической документацией анализируются проектные параметры работы АВО н смежного оборудования. Под смежным оборудованием понимают технологические установки, определяющие термодинамические параметры охлаждаемой или конденсируемой среды на входе в АВО, а также агрегаты, параметры работы которых зависят от системы воздушного охлаждения. Выполняется исполнительная технологическая схема обвязки АВО и теплообменных секций, на которой намечаются точки измерения различных параметров. К исполнительной технологической схеме прила- гается пояснительная записка с обоснованием необходимого числа измеряемых параметров, типов приборов н расчетом измерительных устройств.

Измерения условно можно разделить на три основные гРУппы： “

конструктивные (геометрические) измерения для определения ширины и длины проточной части теплообменных сек- Мнр по воздуху (无，/); размера ребер жесткости (рамы жалю- Зей), уменьшающей площадь проточной части; стрелы прогиба Теплообменных труб секций； шага ребер по их числу на 0,2 м; Диаметра или размера ребер； числа рядов труб и их размеров;

53

диаметра колеса вентилятора н числа лопастей исходного угла поворота лопастей； диаметра обечайки вентилятора； диаметра обтекателя и ступицы двигателя； характеристики двигателя н передачи； размера измерительных диафрагм (диаметра дна] фрагмы, внутреннего диаметра трубопровода), характеристики объемных расходомерных устройств. Геометрические измерения могут быть дополнены определением размеров отверстий и неплотностей, приводящих к потере охлаждающего воздуха* размеров взаимного расположения основных элементов аппа! рата и т. д Эту группу измерений обычно проводят один раз перед началом испытаний;

измерения параметров, характеризующих режим работ』 АВО: барометрического давления； относительной влажности и температуры воздуха; температуры охлаждающего воздуха и продукта на входе в теплообменные секции и выходе из них; промежуточной температуры продукта при параллельно-после^ довательных и комбинированных схемах обвязки, а также при промежуточных отборах; температуры и давления воды, подаваемой на увлажнение； давления продукта на входе в теплой обменные секции и выходе из них; расхода охлаждающего воздуха н охлаждаемого продукта через секции или АВО; статистического и динамического давления, создаваемого вентилятором； частоты вращения и мощности вентилятора;

измерения по смежному оборудованию позволяют дать дополнительную оценку составу компонентов охлаждающей или конденсируемой среды, расходным показателем, что осо| бенно важно, когда размещение измерительных устройств в условиях эксплуатации представляет определенную трудность.

При выполнении эксплуатационных испытаний АВО и систем воздушного охлаждения объем измерений может быть сокращен или дополнен в зависимости от целей испытаний (получение только общего теплового потока, определение затрат мощности, оценка производительности вентиляторов и т. д.)

Рассмотрение проектных параметров АВО и данньп эксплуатации позволяют подобрать необходимые приборы рассчитать вспомогательные измерительные устройства.

Для измерения температур охлаждающего воздуха и от лаждаемого (конденсируемого) продукта применяют лабора! торные ртутные термометры с ценой деления 0,1 ℃. При изме* рении температур выше 100—110 ℃ используют технически» термометры с ценой деления 1,0 ℃ или термометры сопротин| ления. По сравнению с ртутными термометры сопротивленВ1 имеют ряд преимуществ： возможность одновременного измерь ния температуры в нескольких точках, в том числе и в места» исключающих по условиям безопасности применение ртутньи термометров. Гильзы для термометров располагают таким 吟 разом, чтобы термометры свободно омывались воздухом и бьг ли защищены от непосредственного воздействия солнечны*： лучей, атмосферных осадков и ветра.

рнс. Ш-1. Схема установки анемометра в измерительном цилиндре:

2—прн жестком крепленнн н подвижной об- водке площади сечения цилиндра.

Влажность воздуха определяют при помощи простых или аспирационных психрометров по показаниям сухих и мокрых термометров. Относительная влажность воздуха при измерении простыми психрометрами находят по / ——d-днаграм- мам, а при использовании аспирационных психрометров — по графи

ку, имеющемуся в паспорте психро

метра. Показания простых психрометров снимают не ранее чем через Ю мин после пуска вентилятора, а показания аспирационных психрометров — через 3 мин.

Скорости воздуха измеряют чашечными или крыльчатыми анемометрами. Принцип действия анемометра заключается в следующем： в поток газа помещают чувствительный элемент.

которым является вертушка с радиально расположенными лопастями. Вертушка связана с суммирующим (счетным) устройством через механическую передачу. Давление потока на

лопасти приводит во вращение вертушку со скоростью, пропорциональной скорости потока. По счетному механизму в определенном интервале времени определяется скорость потока. Все анемометры имеют градуировочный график, составляемый

заводом-изготовителем или специальными организациями.

Анемометр ручной чашечный типа А предназначен для измерения скоростей от I до 20 м/с, анемометр индукционный АРИ-49 измеряет скорости потока от 2 до 3 м/с с точностью ±5%, причем деления шкалы анемометра выражены в м/с. Крыльчатый ручной анемометр АСО-3 тип Д измеряет скорости от 0,2 до 6 м/с.

Для выравнивания потока и исключения влияния ветровой нагрузки анемометр устанавливают в цилиндр (рис. Ш-1), изготовленный из тонкого листового железа, жести или плотного картона. Размеры цилиндра выбирают такими, чтобы его дли- на была больше ширины не менее чем в 1,5 раза. Например, еслн D = 400—450 мм, то Н = 650—750 мм. Анемометр устанавливают на выходе потока из цилиндра, т. е. Н = 500—— ~550 мм. При измерении скорости воздуха в выходном сече- Нии вентилятора анемометр укрепляют на телескопической или Разборной штанге и вводят в поток таким образом, чтобы ось Вертушки анемометра была перпендикулярна (для крыльча- ТЬ1х совпадала) направлению потока. Перед измерением за- Писывают начальный отсчет по циферблату прибора, а затем анемометр с выключенным счетным механизмом вносят в по-

Рис. IIЬ2. Карты возможного размещения точек измерения температур и скоростей на вн- ходе из проточной части теплообменных секций:

а. б, б —прн различном соотнощ. нни длины I н ширины Л секций.

ток воздуха, и через 5— 10 с (когда крыльчатка анемометра начнет вращаться с полной скоростью) одновременно с секундомером включают счетный механизм. Разность отсчетов делят на время замера, и результат по тарировочному графику переводят в размерность скорости (м/с).

На рис. Ш-2 приведена карта размещения точек измерения температур и скоростей охлаждающего воздуха на выходе из проточной части теплообменных секций. Число равномерно расположенных точек измерений не должно быть меньше указанного в табл. Ш-1.

Увеличение числа точек измерений при охлаждении с нз・ менением агрегатного состояния обусловлено не только желанием получить более высокую точность, но и выявить границы отдельных зон (в том числе заливной) работы аппаратов not длине труб теплообменных секций. Например, оптимальное число точек измерения температур и поверхностных скоростей для АВО типа АВЗ различных типоразмеров при (ft//) V 0,4 находится в пределах 72—108.

Таблица ИМ. Минимальное число точек измерений температуры и скорости воздуха на выходе из секций АВО

Схема точек измерений на рнс. 111-2

Соотношение размеров секции

Охлаждение

жндкнх и газовых фаз

с изменением агрегатного состояния

Q

0,7<4<1

9

2 1

6

0,4 <} < 0,7

10

15

в

9 <0,4

12 .

56

В каждой измерительной точке скорость воздуха определяют не менее двух раз； причем разность между результатами измерений не должна быть более ±5%, в противном случае измерение повторяют. Измерения одномерных температурных и скоростных полей являются важнейшей частью испытаний и поэтому должны проводиться с особой тщательностью как при размещении приборов, так и при считывании результатов измерений. При участии трех наблюдателей затраты времени на измерение температурных и скоростных полей на одном режиме составляют от 2 до 4 ч.

В практике эксплуатационных испытаний для измерения давлений и перепадов давлений используют и-образнне манометры, заполняемые подкрашенной жидкостью. В большинстве случаев применяют воду, однако для повышения точности отсчетов прибор можно заполнять жидкостью с меньшей плотностью. Давление находят по расстоянию между менисками в обеих ветвях трубки. Погрешность отсчета по шкале прибора составляет ±0,5 мм, поэтому измеряемое давление должно быть не менее 100 Па. Давление конденсируемого или охлаждаемого продукта на входе в АВО и выходе из него измеряют образцовыми манометрами.

Для измерения полного статистического и динамического давлений при испытаниях вентилятора АВО используют пневматическую трубку в комплекте с микроманометром. Наиболее распространен микроманометр типа ММН с пределами измерений статического давления 0——2000 Па. Кронштейн с измерительной трубкой можно устанавливать в пяти положениях, которым соответствуют постоянные прибора 论= 0,2—0,8. При заполнении микроманометра этиловым спиртом верхний предел измерения будет иметь следующие значения:

尼 0,20,30,40,60,8

Верхний предел измерений,

Па В00760100016002000

Погрешность микроманометра составляет 土5%. При малых углах наклона трубки (менее 6°) погрешности вследствие капиллярности становятся соизмеримы с определяемым давлением.

Расход среды измеряют стандартными сужающими устройствами или объемными счетчиками различных типов. Принцип Работы сужающего устройства основан на переходе части по- Унциальной энергии давления в кинетическую энергию, в результате чего статическое давление в узком сечении оказы- вается ниже, чем перед сужающим устройством. Разность этих Явлений (перепад давления) тем больше, чем больше расход продукта. Вывод расчетных зависимостей основан на совместном решении уравнений Бернулли и неразрывности струи, вписываемых для сечений до и после сужающего устройства.

Рис. III-4. Карта размещения точек измере скоростей воздуха в обечайке на входе в е тилятор или выходе из него:а—для do《2*5 м; б—для 2,5 < d0 < 4.5 м; 8 —। do > 4.5 м-Рис. III-4. Карта размещения точек измере скоростей воздуха в обечайке на входе в е тилятор или выходе из него:а—для do《2*5 м; б—для 2,5 < d0 < 4.5 м; 8 —। do > 4.5 м-> 4,532> 4,532

Рис. III-4. Карта размещения точек измере скоростей воздуха в обечайке на входе в е тилятор или выходе из него:

а—для do《2*5 м; б—для 2,5 < d0 < 4.5 м; 8 —। do > 4.5 м-

Рис. III-4. Карта размещения точек измере скоростей воздуха в обечайке на входе в е тилятор или выходе из него:

а—для do《2*5 м; б—для 2,5 < d0 < 4.5 м; 8 —। do > 4.5 м-

> 4,5

32

> 4,5

32

D fi r_3 схема расположения штуцеров . '"■тбора давления в симметричном колене，

Все основные требования к расходомерам, их расчету I проверке, определению погрешности измерений изложены I Правилах 28—64 «Измерения расхода жидкости, газов и пара стандартными диафрагмами и соплами». Правила не опрем ля ют конкретных конструкций сужающих устройств, а указ! вают на требования к их изготовлению и монтажу, соблюден» которых необходимо для использования этих устройств в к@ иестве стандартных.

Правила 《28—64》формулируют следующие требования J

условиям измерения： измеряемый продукт должен заполнять все поперечное сечение трубопровода до и посл*е сужающеп устройства； агрегатное состояние вещества не должно изме няться при прохождении через сужающее устройство; в трубу проводе вблизи сужающего устройства не должны скапливать ся конденсат, пыль и т. д.

Если размещение стандартного измерительного устройств

представляет значительную трудность, возможна примерна оценка расхода жидких компонентов по перепаду давлений # симметричном колене 90° (рис. Ш-З), выбранном в снсте* обвязки АВО.

Штуцера для подключения импульсных трубок замера 值 репада давления располагают под углом 45° по обе сторо@ колена так, чтобы они не выступали внутрь. Для нзмерен. перепада давлений используют дифференциальные манометр типа ДТ-5, ДТ-50 и ДТ-156 соответственно для рабочих да® лений 0,5; 5,0 и 15 МПа. В качестве уравновешивающей ж»

костн в дифференциальных манометрах применяют ртуть иль ^ндкость с меньшей плотностью.

Производительность вентилятора можно определить по ско- рОсти воздуха в сечении входного конфузора, если секция расположена на напорной стороне, или в сечении выходной обе- qa^KH вентилятора, если секции размещены на всасывающей стороне вентилятора. Минимальное число точек измерения скоростей устанавливают в зависимости от диаметра обечайки вентилятора：

Схема точек измерения на рис.

III-4 а6

Диаметр обечайки вентилятора d°, м <2,52,5—4,5

Минимальное число точек измерения 810

Измерения выполняют в точках, расположенных на средних диаметрах равновеликих кольцевых площадей. Точки размещают равномерно по длине окружности (рис. IIL4).

Энергетические затраты на охлаждение продукта в АВО оценивают мощностью, затрачиваемой на привод вентилятора. Мощность электродвигателя вентилятора можно определить тремя способами: используя измерительный комплект К-50 с трансформатором тока, двум^я ваттметрами, соединенными по схеме Арона, и ваттмерными клещами типа Д-90 или вольт- амперными клещами типа Ц-91.

Переносный измерительный комплект К-50 имеет постоянно смонтированную схему и служит для измерений силы тока, напряжения и мощности в однофазных и трехфазных

трехпроводных и четырехпроводных цепях переменного тока при равномерной и неравномерной нагрузке. В отдельном корпусе смонтирован блок трансформаторов тока типа И-508,

предназначенный для расширения пределов измерения. Переносной измерительный комплект рассчитан для работы в закрытых помещениях при температуре окружающего воздуха от 10 до 35℃ и относительной влаж- ностн до 80%. Прибор соответствует классу точности

дИС- Ш-5. Электрическая схема Арона для измерения мощности, потребляем о 宓 приводом вентилятора:

J：трансформаторы тока и напряжения; ■^Добавочные сопротивления; 3 —вольт- Метр； 4 —амперметры; 5—ваттметры.

0,5 и обеспечивает точность измерения без трансформатора тока ±0,5%, а с трансформатором 土0,7%.

Схема Арона (рис. Ш-5) позволяет измерить мощность с высокой точностью при любой нагрузке фаз независимо от их чередования и асимметрии фазных напряжений.

Ваттмерные клещи типа Д-90 удобны для частых измерений мощности, так как не требуют для подключения разборки электрической коммутации двигателей. Значение фазовой мощности считывается непосредственно со шкалы прибора, однако погрешность измерений достигает ±5,0%.

Для измерения частоты вращения двигателя или вентилятора, как правило, используют ручные тахометры.

Занятый при испытаниях персонал наблюдателей до начала работы должен быть соответствующим образом инструктирован. Основная тема инструктажа — вопросы техники безопасности, обучение наблюдателей правильному использованию приборов и записи их показаний в журнале наблюдений.

С целью отработки общей методики ведения испытания и оценки затрат времени на измерения перед началом основных опытов целесообразно проводить пробный опыт, что дает воз-! можность оценить состояние приборов, условия выполнения измерений, правильность ведения записей и узкие места при проведении испытания. Результаты измерений пробного опыта подвергают обработке для выявления необходимых поправок на измеряемые параметры. Пробный опыт поможет уточнить и расширить представление о работе системы охлаждения, которое сложилось на основании изучения материалов эксплуатации и наблюдений за работой установки перед испытанием.

Теплотехнические и аэродинамическиеиспытания АВО

изменными те i работы АВО.Испытания ляются своего ] мн воздушногоизменными те i работы АВО.Испытания ляются своего ] мн воздушногоВозможны следующие методы теплотехнических и аэродинамических испытаний АВО: при постоянном расходе теплоносителей, при переменном расходе теплоносителей, при постоянном расходе продукта и переменных температурах воздуха и продукта, при увлажнении охлаждаемого воздуха^ В каждом из указанных методов при измерениях остаются не- или иные параметры, характеризующие режий

изменными те i работы АВО.

Испытания ляются своего ] мн воздушного

изменными те i работы АВО.

Испытания ляются своего ] мн воздушного

при постоянном расходе теплоносителей я 审 рода фотографией работы аппарата или снст* )охлаждения. Их проводят на режимах, близ1 ких к проектным, что дает возможность определить основны? параметры работы АВО (Q, К, Vn,匕，儿,Рр, 乂刀)для их анализа и сопоставления с проектными данными. Испытания обычно выполняют на двух-трех режимах, причем число режи1* мов определяется требованиями точности и достоверности р會

зультатов.

Испытания при переменном расходе теплоносителей позволяют получить те же показатели работы АВО, что и испытания при постоянном расходе теплоносителей, но дополненные оценкой влияния скорости движения теплоносителей на коэффициент теплопередачи К・ Именно этот показатель необходим при решении вопроса об интенсификации АВО. Рассматриваемый метод испытаний используют и для построения эксплуатационной аэродинамической характеристики вентиляторов. В этом случае изменяют угол поворота лопастей вентилятора, полное давление и расход охлаждающего воздуха. Для изменения производительности при постоянном угле поворота лопастей служат жалюзи. Чтобы графически построить эксплуатационную аэродинамическую характеристику, число режимов должно быть не менее четырех.-

Испытания при постоянном расходе продукта и переменных температурах £卜 /ВХт /ВЫх, ，к позволяют установить фактические температурные границы нормальной работы АВО при изменении температуры атмосферного воздуха 厶.Результаты этих испытаний дают необходимые данные для выбора и расчета оптимальных схем регулирования АВО.

Каждый из рассмотренных методов испытаний АВО позволяет решать вполне определенные задачи, а наиболее полная картина работы АВО, в отношении количественной и качественной оценки, может быть получена при проведении испытаний с использованием всех трех методов.

Испытания при увлажнении охлаждающего воздуха носят специальный характер, но в большинстве случаев их включают в общий объем тепловых и аэродинамических испытаний. Чтобы определить эффективность впрыска воды в охлаждающий воздух, проводят сравнительные испытания АВО. Для этого первоначально аппарат испытывают при температуре воздуха 6, при которой достигается предельная температура продукта. Подают воду на увлажнение охлаждающего воздуха и через равные промежутки времени (3—5 мин) записывают параметры охлаждаемой (конденси руем ой) среды. На уста нови вш?ем- ся режиме выполняют полный объем измерений всех параметров работы АВО с замером расхода воды на увлажнение и относительной влажности воздуха ф на выходе из АВО. Испытания проводят при различных режимах: при измерении рао хода воды, степени ее распыливания в потоке воздуха, изменении числа форсунок и направленности конуса распыления. Для проведения испытаний в условиях эксплуатации не все- Гда удается изменять расходы технологических сред и охлаждающего воздуха в требуемых пределах. В этом случае испы- тання проводят в два этапа.

На первом этапе испытания проводят в режиме, близком К проектному, а на втором этапе испытывают АВО в режиме Регулирования ——при более низких значениях температуры ох- ^^ждающего воздуха.

Рис. III-6. Схема испытаний АВО с использованием дополнительных трубопроводов:

/-б—секции АВО; 7—термометр; 5 — измерительная диафрагма； 9—манометр; 10—запорная арматура; 〃一циркуляционный насос; 12—дополнительные трубопроводы.

Рис. Ш-7. Зависимость фактического коэффициента теплопередачи Кф от мае совой скорости воздуха (up)уз в узком сечении секций:.

/ — для расхода Gn; 2—для расхода G[l = Gn + AGn

Порядок проведения испытаний рассмотрим на примере АВО типа АВЗ схема обвязки которого приведена на рис. Ш-6. Теплообменные секции по от ношению к основному потоку подключены параллельно, запорная арматура на секциях отсутствует. Регулирование АВО осуществляется изменением ча стоты вращения электрод в ига тел я вентилятора. Расчетная температура охла ж дающего воздуха £【=25℃, расход продукта Gn и его температура 届】 неизменны.

Результат первого этапа испытаний показал, что требуемая температура продукта /вых по условиям технологии может быть получена только при /]《 W 21 ℃. По результатам испытаний первого этапа построена зависимость ко эффициента теплопередачи Кф =『(ир)уз, где и и р — соответственно скоросп воздуха и его плотность в узком сечении оребренной поверхности АВ( (рис. Ш-7).

На втором этапе испытаний увеличивается расход продукта, но сохра няется неизменным /Вых- При этом избыток продукта относительно его н/ минального значения AGn = Gn — Gn по дополнительному трубопроводу bos вращают иа всасывание циркуляционных насосов, сохраняя Gn = const. Пол мешивание холодного продукта на всасывании насосов AGn приводит к умеш шению температуры /вх, что учитывается при расчете коэффициента теплог передачи. Эксперимент н расчеты повторяют для различных значений 介 и строят зависимость К» = f(G；, up) или серию зависимостей при Gn —^ Vаг.

По взаимному расположению линий / н 2 (см. рис. Ш-7) можно судит» о характере изменения коэффициента теплопередачи ^. Если линия 2 про ходит выше зависимости /, то вертикальная ордината при любом значгни!* (ир)уз определяет прирост АК. Зависимость 2 может располагаться онеН， близко к линии / или практически совпадать с ней, что свидетельствует о не возможности заметного увеличения ^ф с изменением ссвн( например, в следствие большого термического сопротивления отложений.

Если имеется заметный прирост Кф, то должна быть обеспечена так> схема движения исходного продукта Gn, чтобы достигалось значение Ki •

=^Ф + АК, соответствующее расходу G；, например в результате перехода на параллельно-последовательную схему. Значение граничной величины опре деляется экспериментально или расчетом. Расчетные зависимости приведены и рассмотрены ниже.

Таким образом, монтаж вспомогательных трубопроводов позволяет получить необходимые данные для анализа работы АВО и разработки соответствующих рекомендаций. Для сокращения времени проведения опыта из группы АВО выбирают аппарат с наиболее низкими показателями работы по Q, Кф и Vb, а если работы выполняются на единичном АВО, то аналогичные требования предъявляют к выбору экспериментальных секций.

Во время испытаний АВО на одном режиме фиксируют все необходимые параметры, характеризующие режим работы аппарата по температуре, расходу и давлению теплоносителей- Измерения проводят равномерно с интервалом не менее чем 20—30 мин.

Эксперименты следует проводить при 厶 七 const, однако если t\ заметно изменяется, опыт может быть разделен на несколько локальных этапов с 6 ^ const, соответствующих измерениям температурных и скоростных полей отдельной теплообменной секции, группы или ряда.

Температура 厶 на территории крупных химических и нефтехимических производств выше температуры, измеренной вне предприятия, на 1,5——2℃, что является следствием выделения технологическими установками тепла в атмосферу воздуха. Кроме того, АВО размещены на различных строительных отметках и по-разному расположены относительно друг друга. Эти обстоятельства приводят к непрерывным колебаниям температуры на входе в вентилятор, величина которых определяется ветровым переносом теплых масс воздуха с соседних установок или рециркуляцией горячего воздуха с выхода АВО. Для уменьшения погрешности измерения 厶 рекомендуется одновременно проводить измерения по всему периметру установки с последующим усреднением.

При повышении температуры i\ выше расчетного значения поддержание регламентируемой температуры /Вых возможно в результате увлажнения воздуха распыливанием подготовленной воды в потоке охлаждающего воздуха.

Обработка материалов испытаний

Основными параметрами, характеризующими работу АВО, являются температуры воздуха и продукта, скорости воздуха и продукта, давление и расход теплоносителей, тепловой поток и плотность теплового потока, коэффициент теплопереда- 90 и мощность, потребляемая электродвигателем вентилятора.

Рис. Ш-8. График изменения температуры охлаждающего воздуха t2 на выходе из секций с относительной длиной 1x11:

7 ——охлаждение жидких и газовых продуктов без изменения агрегатного состояния； 2—охлаждение перегретого пара с коидеи- сацней н переохлаждением; 3 — конденсация насыщенного пара.

Температура воздуха. Среднее арифметическое значение температуры находят по формуле

где ti ——температура в конкретной точке измерений с учетом различных по* правок; п — число точек измерений или число опытов при неизменном режиме испытаний.

Температуру воздуха на выходе из теплообменных секций АВО попарно усредняют для четного и нечетного рядов секций или пучков труб

. fl +，2 . , % +，4 . , — г1-2 = ， 6-4= 2 ， 4n-l)-n = §

По полученным значениям строят одномерные поля изменения температуры воздуха по длине секций или пучка труб (рис. Ш-8). Аналогичные зависимости можно строить по ширине секции или пучка АВО. Графики температур могут отличаться от приведенных, что обусловлено влиянием ряда факторов, которые будут рассмотрены при совместном анализе температурного и скоростного полей охлаждающего воздуха.

Скорость воздуха. Среднее значение скорости воздуха (м/с) для АВО, секции или отдельной зоны определяют по формуле

График изменения скорости по длине секции или пучка строят аналогично показанному на рис. Ш-8, однако в отличие от графика /2 = f (0 значения скорости в точках не имею! между собой логической связи и поэтому значения скорости! воздуха в близко расположенных точках могут существенна различаться.

Объемную скорость воздуха в любом сечении аэродинами-[ чес ко го тракта и, в частности, в узком сечении vy6 рассчиты-1 бают из условия равенства массового расхода воздуха через все аэродинамические элементы аппарата независимо от выб-> 64

рапного сечения. Поскольку Gb = 6уз, то

РвР? = Vb. узРуЗ HJIH %. CpFp2 = Оуз尸узРуз

где F — площадь секции, пучка или зоны АВО, м2; р2, руз — плотность воздуха соответственно на выходе и в узком сечении, кг/м3.

Свободную площадь секции Fnp определяют по формуле

尸 пр = А/ — В

где А и / ——соответственно ширина и длина секции;尸】——площадь ребер жесткости, жалюзи и других устройств, уменьшающих величину проточной части АВО.

Заменяя отношение Fy3/F = rjc коэффициентом сужения сечения, получаем

р2

，уз = %, ср ~~РузЛс

или в более развернутой записи

273 +。273 +。

273 +。

273 +。

Коэффициенты сужения сечения t]c для отечественных стандартизированных АВО общего назначения приведены в отраслевых нормалях [26].

При отклонении характеристик оребрения н геометрических размеров АВО от нормализованных для пучка труб коридорного расположения коэффициент т]с находят по формуле

где Ftp — площадь проходного сечения АВО по теплообменным трубам, м2; Fp — площадь сечения ребер, м2.

В свою очередь

尸тр = dp. вн/喏 Fp = 6 (Dp. н — dp. вн)几机2

где dp. вн — диаметр ребер у основания, м; п ——число труб в одном ряду; 6 — толщина ребер, м; DP. н ——наружный диаметр ребра, м; m ——число ребер иа один метр длины.

Формула для т]с справедлива и для шахматного расположения труб в пучке при условии размещения центров отверстий трубной доски в вершинах равностороннего треугольника.

Величину т]с также можно вычислить по характеристике оребрения

гДе f一Поперечный шаг теплообменных труб, м( “一шаг ребер, м.

66668 Зак. 447

66

66

Расход воздуха, проходящего через теплообменные секции, пучок или отдельные зоны АВО (в м3/с или кг/с), определяют по формулам

Vв == ^в. ср尸пр欠

GB = V вРг

где Л ——поправочный коэффициент (для открытого входа в АВО или выхода из него k = 1).

Объемный расход воздуха Vb. общ или массовый расход воздуха бобщ через входные сечения обечайки вентилятора находят из выражений

"в. общ =余(W —嬉)％ срА

Go6m = %. общР1

где Act ——диаметр ступицы вентилятора, м; d。——диаметр обечайки вентилятора, м.

Расход воздуха определяют при измеренном значении Рб и соответствующих температурах воздуха 厶 и /2-

Для всего АВО массовые производительности связаны -уравнением

Gb. общ =Gb + £ Gb. УТ

Где £ Gb. ут — суммарная величина утечки воздуха, кг/с.

Величина утечек, как правило, не превышает 3%, а сходимость GB. общ и GB при удовлетворительной оценке измерений составляет 5%.

При необходимости определения расхода воздуха для темпе- ратуры, отличной от Экспериментальной, пользуются зависимостями:

厶=吸後；u=f噜ю.

Ра-尸十切•

где 匕——расчетное значение расхода воздуха для температуры G； р? — плотность воздуха при 尸° и &； р* ——плотность воздуха для значений Рх и tx.

Без учета сжимаемости воздуха

Рх (273 + %)PL Рн Рб (273 十 %)

Расход охлаждаемого й конденсируемого Теплоносителя определяют в соответствии с требованиями «Правил 28—64》 (см. разд. 2 этой главы). Определять расход теплоносителя следует не По средним значениям измеряемых величин за весь режим, а по каждому измерению в отдельности с последующим осреднением этих значений. Для стандартных сужающих устройств в комплекте с лабораторными v-образными дифманомет-

рамн расход определяется из выражений (в м3/ч или кг/ч)

Vn = 1,264 ♦ lO'^erf2Vn = 1,264 ♦ lO'^erf2"^(P；LP；)g"^(P；LP；)g

Vn = 1,264 ♦ lO'^erf2

Vn = 1,264 ♦ lO'^erf2

"^(P；LP；)g

"^(P；LP；)g

G” = 1,264 • 10-％£歩 “％p (p) 一 p° g

где ht — разность высот столбов ^-равновешивающих жидкости дифманометра, мм; Ру/ — плотность уравновешивающей жидкости при рабочих давлении и температуре, кг/м3； р；——плотность вещества над уравновешивающей жидкостью при рабочих давлении и температуре, кг/м3; р ——плотность охлаждаемого или конденсируемого теплоносителя в рабочих условиях, кг/м3; d ——диаметр сужающего устройства, мм; а — коэффициент расхода; е — поправочный множитель на расширение измеряемой среды.

веществ опреде- При измерениях расход находятвеществ опреде- При измерениях расход находятКоэффициенты а и е, а также плотности ляются в соответствии с «Правилами 28——64》. перепада давления на симметричном колене по формуле (м3/ч)

веществ опреде- При измерениях расход находят

веществ опреде- При измерениях расход находят

% = 0,01252002% = 0,01252002

% = 0,01252002

% = 0,01252002

радиус закругления.радиус закругления.где D ——внутренний диаметр кольца, мм; R ——средний

радиус закругления.

радиус закругления.

м;力——перепад давления, Па; р ——плотность измеряемой среды в рабочих условиях, кг/мэ.、〜j

Средняя скорость движения продукта внутри труб при полном заполнении их сечения (м/с)

%н =%н =3600FTpn3600FTpn

%н =

%н =

3600FTpn

3600FTpn

где п — число АВО.

Обработка результатов испытаний в части давления охлаж-

龍.龍.даемой или конденсируемой среды сводится к получению средних значений Рь Р2, Рк и Рср = ^ X Р±) /】

龍.

龍.

Для чистых насыщенных паров значения Рк и 9к должны быть сопоставлены по таблицам или диаграммам состояния конденсируемого продукта. При охлаждении газовой многокомпонентной смеси с конденсацией одной или нескольких со

ставляющих рассчитывают парциальные давления компонентов и по их значениям определяют /к для каждого компонента.

При заданных объемных долях компонентов парциальные давления газов определяют по следующим зависимостям

/=02 。= /*

при заданных массовых долях компонентов

Р；=ЗнР; g『G,G

где р^ р,——соответственно молекулярная масса компенентсв и смеси.

Для большей наглядности и дальнейшего анализа процессов конденсации холодильных агентов и чистых насыщенных паров рекомендуется строить процессы в диаграммах состояния lg Р —. Т — S, на которых отмечают характерные точки и указывают их количественную характеристику.

Статическое давление воздуха на стороне всасывания или напорной стороне вентилятора оценивают как среднее арифметическое замеров

“СТ. ср и "：

Среднее динамическое давление вентилятора при измерении в нескольких точках рассчитывают по формуле

гг(“8I + У〃ДИН 2 + • • •十 7Hдин J

〃днн. ср =„

Полное давление вентилятора

"и. ср = 〃ст. ср + "дин. ср.

Для вентилятора с расположением теплообменных секций на всасывающей стороне

〃П. ср = — ”ст. ср + "днн. ср

Скорость воздуха и в сечении, где измерялось среднее динамическое давление //дин. ср, можно с достаточной точностью определить по формуле

о = 1,29)/"〃дцн. ср

Для нанесения точек фактической работы АВО на паспортную аэродинамическую характеристику вентилятора параметры Ув. общ, Нп должны быть приведены к условиям построения аэродинамической характеристики: давление 101,32 кПа, температура 20 ℃. Для этих условий, обозначаемых индексом нуль, количество воздуха, перемещаемое вентилятором (м3/ч)

% == 0,00289Vв. общ 273 :，f

где f* — температура воздуха, при которой определялась Vb. общ (как правило, $2 или »；)•

Полное давление (Па)

где G — температура воздуха, при которой определялось "п. ср.

Важнейшей составной частью обработки материалов испытания является： расчет и составление теплового баланса меж* ду отданным и воспринятым тепловым потоком. Сходимость тепловых потоков до 5——7% указывает на стабильность и селе*,

дуемого режима, правильность выбранной методики измерений и обработки материалов испытаний, убеждает исследователя в точности расчетов и правильности количественной оценки основных параметров работы АВО. Это, в свою очередь, свидетельствует об объективном заключении о состоянии АВб, способствует правильному выбору направлений интенсификации работы аппарата.

Если расчеты показывают, что на установившемся экспериментальном режиме расхождение баланса между тепловыми потоками достаточно велико (20—25%), то необходимо самым тщательным образом проверить последовательность обработки материалов, а в отдельных случаях повторить ее. Анализируя протоколы испытаний и результаты расчета, следует особенно обращать внимание на соответствие размерностей, правильность пересчета параметров с одних условий на другие.

Измеренные величины, выпадающие из общего поля значений, должны быть экспериментально проверены, а если их ошибочность очевидна, то исключены из расчетов. Целесообразно проверить характер и кол и чествен н ые значения тариро- вочных графиков и зависимостей, которые могли внести в расчет систематическую ошибку. В зависимости от важности режима эксперимент должен быть повторен по отдельным измерениям или во всем объеме.

Рассеиваемый воздухом тепловой поток в o/jHofi секции, пучке труб, всем аппаратом или отдельной зоной любого из перечисленных элементов определяется по общеизвестной формуле

Qb =* GpCp & -《)

Тепловую нагрузку со стороны продукта при известных объемных или массовых расходах находят по формулам, приведенным в разделе 1 главы II.

В расчетах тепловых потоков значения теплофизических свойств принимают при средней температуре процесса. Если температура стенок несущей рамы АВО (/Ст — 6) > 20 ℃, то необходимо учитывать потери тепла в окружающую среду (Вт)

Qokp = 1,16 (8 + 0,05/ст) Fкорп ('ст — &)

где Act — температура стенки корпуса, определяемая по формуле

или непосредственным измерением;尸корп — поверхность корпуса АВО, контактирующая с окружающим воздухом, м2.

Рассмотрим определение тепловых потоков в различных зонах АВО иа Примере одноходового аппарата, работающего в режиме конденсацйи аьо мнака. Результаты испытаний этого аппарата приведены. на рнс. IIJ-9.

00,2444648 〃/e

Рис. Ш-9. Изменение поверхностной скоро-сти охлаждающего воздуха и% температу-ры воздуха на выходе из теплообменныхсекций /2 и температуры охлаждаемой иконденсируемой среды f в зависимости ототносительной длины секции 厶/厶

Газообразный аммиак- с hx

100℃

поступает параллельными потоками во все секции АВО, где охлаждается до ^ = 35 ℃, конденсируется при /к = const и далее

переохлаждается до /вых

32 ℃. Рассмат-

ривая зависимость температуры охлаждающего воздуха на выходе из АВО по длине аппарата % = f(/), можно, примерно, выделить отдельные зоны АВО по ходу дви-

жения продукта;

а — зона

с ——зона переохлаждения. Для каждой из

перегретого пара; b — зона

этих зон количество

нли кг/ч), участвующее в теплообмене:

охлаждения конденсации; воздуха (м3/ч

嚟= 3600&и：.ср； Ga = V^p£吟= 3600F沢у； G6 ^ V^

啜= 3600fXcp； GC^V^

где Pg, pg, P$ — плотность воздуха на выходе из каждой зоны по соответствующим значениям 友

F а = FIJI; & = F〃〃； Fc = FIJI

Общее количество воздуха, участвующее в теплообмене всех зон» 九=X V。，力.с нлн Gb = X Ga,瓦 с

Количество тепла, рассеиваемого воздухом в каждой зоне, Вт ■ = G乳(修ср - /) QgG%P(%p-「)•

Qf。G瓦(博 ер 一 ()

Тепловая нагрузка со стороны аммиака для рассматриваемых зон, Вт.=G“ di)

Qn = Gji (% — *2)QRbG"(%一编

Таким образом, если имеется сходимость тепловых потоков по зонам ?£ 右 Q：； Qe 比 Q：； Q£ 力 Q：' то подтверждается факт теплового баланса и может быть продолжена более детальная обработка экспериментального материала; при необходимости каждую из рассматриваемых зон можно разбить йа отдельные участки для более глубокого анализа. -

Встречаются случаи, когда суммы тепловых потоков £ Qg，瓦 ° q ^Q^ 瓦“ удовлетворяют требованиям сходимости, но в отдельных зонах наблюдается перераспределение тепловых потоков и небаланс достигает 15—20%. EoSf

YQ, /

требуется детальная проработка материала, то границы зон должны быть изменены до получения удовлетворительного баланса. Для этого совместно с зависимостью 益=f (0 анализируют распределение тепловой нагрузки g = f(l) для секции, пучка труб, всего АВО или отдельных зон g = 4/尸°р (F°p — поверхность теплообмена АВО по оребрению.

Зона конденсации на графике g = f(2) выражается горизонтальным участком с некоторым уменьшением g в зоне переохлаждения в результате увеличения толщины слоя конденсата и возрастающего термического сопро- Iявления. При использовании экспериментальной зависимости q = f(Z) последовательность проведения расчетов следующая:

предварительно распределяют границы предполагаемых зон в соответствии с характером распределения /2 = f(/);

определяют значения Q；; Q?; Q];

если Q之 # Q：; Q?，Q：; QI 去 Q；, то определяют значение q。； q^; qc н строят зависимость ^ = f (/);

уточняют границы зон с учетом Q匕，瓦 ° 宅 Q^ b, c;

расчет повторяют для уточненных зон.

Все расчеты, связанные с подведением теплового баланса, рекомендуется вестн в табличной форме, а результаты сводить в специальные журналы или таблицы.

Одну из основных характеристик АВО — коэффициент тегь лопередачи [Вт/(м2-К)] определяют по известной формуле

К 一 Q中@ср尸op

Среднее значение коэффициента Кф. ср для рассмотренного вами случая работы АВО с разделением теплообменных по^ верхностей на зоны должно определяться как средневзвешенное по поверхности, занимаемой зоной, н по логарифмической разности температур

КК*：р死р +凡理р/^р + К淳р尺р

Логарифмическая разность в этом случае

с境р喘+ //tp +龄片Р

г ор

Мощность рассчитывают по формуле

•N『Na + Nb + Nc

где Na, Nb, Nc — мощность, измеренная в фазах Л, В, С, кВт.

Коэффициент мощности подсчитывают по формуле

г Де /ср =г Де /ср =〃 + 'в + 'с〃 + 'в + 'с338时可丽8时可丽—среднее значение силы тока;—среднее значение силы тока;

г Де /ср =

г Де /ср =

〃 + 'в + 'с

〃 + 'в + 'с

3

3

8时可丽

8时可丽

—среднее значение силы тока;

—среднее значение силы тока;

33嗔=9冥匕 一 среднее значение напряжения.

3

3

При использовании для измерений схемы Арона Мощность электродвигателя (кВт) находят по формуле

^KAKvc(pl + p^ IO-

где Ka, Kv — коэффициенты трансформации по току н напряжению; с — цена деления шкалы вольтметра; рь р? — показания ваттметров.

Коэффициент мощности для схемы Арона

1 cos 9 =；—*~

i+3(『D、Pi + Р2 丿

Мощность на валу вентилятора (кВт) Nb = N злПзлПп

где г)эл ——к. п. д. электродвигателя (по характеристике электродвигателя); т)п ——к. п. д. передачи (для одноступенчатого зубчатого редуктора 0,97——0,98— большие значения для цилиндрических, меиьшие для конических пар; для клиноременной передачи 0,96—0,97).

Коэффициент полезного действия вентилятора

〃в. общ"п*

Частоты вращения двигателя и вентилятора связаны зависимостью:

для зубчатой передачи

小—号

для клиноременной

Ав —平"Пск

где i — передаточное отношение передачи;刀女 Q 0,99 — относительное скольжение.

Величину относительного скольжения можно определить по данным измерений частоты вращения ведомого и ведущего； шкивов и их диаметров

Изменение частоты вращения вентилятора позволяет увели-； чить： Ув. общ — пропорционально частоте вращения； "п. ср「： пропорционально квадрату частоты вращения； 必一пропорционально кубу частоты вращения

Vв. общ 九в "п. ср (九В Y "з ( 〃В Y

Оценка и анализ материалов испытаний был бы неполным) без построения зависимостей "n.cp = f(ср)уз и Кф.ср =九(ир)уз』 так как "п. ср оказывает |.)средственное влияние на подачч вентилятором охлаждающего воздуха и характеризует аэроди^

намическое сопротивление теплообменных секций, а Кф. ср — параметр, определяющий теплопередачу в АВО.

Массовая скорость (ир)уз выбрана в качестве аргумента, поскольку (ир)уз = const по всей глубине трубного пучка, несмотря на изменение объемной скооости и температуры воздуха. Значения "п.ср й К。.ср определяют из уравнений

"п. ср = Кн (叩房

Кф. ср А 勺(ир)；з

где Кн — постоянный коэффициент, характеризующий способность теплообменных секций оказывать сопротивление протекающему воздуху; Кк — постоянный коэффициент, характеризующий теплопередающую способность теплообменных труб при заданном значении %.

Значения коэффициентов Кн, Кк и показателей степени т н м можно определить из построения зависимостей Нп_ ср = = /(ир)уз и К®, ср = fi (ир)уз в логарифмической системе координат (рис. ПЫО), где эти зависимости имеют вид прямой линии, которую можно построить по двум ТОКПМ(0卩)门 -nia\ и (ир)уз ——min. Тангенс угла наклона лш?ий к оси абсцисс равен показателю степени, а отрезок, отсекаемый на оси ординат, численно равен коэффициенту Кк и Кн.

Если при испытаниях объем измерений ограничивается оп

ределением расхода охлаждающего воздуха только на одном режиме, то построение зависимостей "п. ср =『(ор)уз и К" ср = = /1(ир)уз становится затруднительным. Однако если проанализировать работу отдельных секций, то, как правило, обнаруживаются различия в величине (ир)уз до 25—30%, что дает возможность в некотором приближении построить зависимости Нп.ср ^^ f (叩)уз И Кф.ср ^^ fl(Ор) уз・

Для удобства анализа экспериментальных данных зависимость "п.ср =『(ир)уз пересчитывают для .производительности VB. общ, а значения VB. общ и Нп. СР приводят к условиям построения аэродинамической характеристики.

Для оценки эффективности системы увлажнения охлаждающего воздуха и соответствия поверхности теплообмена расчетной обработку результатов испытаний сводят к определению плотности теплового потока q в исходном режиме н д' в режиме работы с впрыском воды в охлаждающий воздух. При

подаче воды для увлажнения воздуха встречаются два характерных случая. Первый случай, когда АВО при исходном режиме работает при температуре охлаждающего воздуха, равной 九 а внешним проявлением эффек-

Рис. III-10. Зависимость коэффициента тепло- передачи К# и полного напора 儿 от массовой скорости в узком сечении (t/p)y3 (в логарифмических координатах).

та увлажнения, в сравнении с регламентируемым, является увеличение разности /вх — /вых за счет уменьшения температуры /вых. Во втором случае регламентируемая температура /вых обе- спечивается до больших значений 介.

Эффективность системы орошения оценивается отношением (q'/q)3 1, а адиабатическое снижение температуры вследствие увлажнения охлаждающего воздуха при i = const рассчитывают по / — d диаграммам состояния влажного воздуха.

Количество воды для увлажнения определяется изменением относительной влажности ф и снижением температуры охлаждающего воздуха на входе в теплообменные секции. Количественная оценка изменения 屮 на входе и выходе охлаждающего воздуха, степень использования воды в процессе адиабатического снижения температуры воздуха, показатели испарения воды с оребренной поверхности и потерь в дренаж являются предметом специальных исследований системы увлажнения воздуха на входе в АВО.

Анализ экспериментальных данных

В результате анализа экспериментальных данных предполагается выявить причины неудовлетворительной работы аппаратов и систем воздушного охлаждения, определить возможные пути их устранения, а также обосновать направления ин- генсификации работы АВО. В работе систем воздушного охлаждения возможны следующие отклонения:

режимы работы АВО по температурным параметрам н давлению отличаются от расчетных;

снижение производительности вентилятора охлаждающего воздуха;

потеря охлаждающего воздуха через неплотности;

рециркуляция охлаждающего воздуха;

неудовлетворительная система отбора теплоносителя из АВО;⑥

замерзание теплоносителя в трубном пространстве в холодный период года;

образование заливных и застойных зон внутри теплообменных труб;?

неравномерное использование поверхностей теплообмена; * загрязнение оребренных поверхностей проточной части по охлаждающему воздуху;

уменьшение коэффициента теплопередачи со стороны продукта;

неравномерное распределение продукта по АВО при их] групповой установке;j

неудовлетворительная работа системы регулирования; 」 неудовлетворительная работа системы увлажнения охлаж?1 дающего воздуха.'

Указанные отклонения снижают эффективность использова-1 ния воздушного охлаждения в технологических установках н1

вынуждают эксплуатировать АВО в режимах, отличных от регламентных.

Анализ работы АВО начинается с сопоставления экспериментальных данных с проектными. Прямое сопоставление проектных и экспериментальных данных может быть проведено только в том случае, если экспериментальные и проектные значения близки или полностью совпадают по параметрам： Рб,屮， Pi, Л, %х, GB, Gn, Np, а также по составу охлаждаемой или конденсируемой среды. Остальные параметры являются производными и в зависимости от состояния оборудования могут отклоняться от проектных. Практически, большинство из указанных параметров отличаются от расчетных величин. В этом случае экспериментальные данные Р6,《=厶，Рф, /вх, /вых,九， GB, Gn й состав продукта принимаются как исходные для выполнения теплового и аэродинамического расчетов. Расчет про- водят от определения Q до получения запаса поверхности охлаждения Пф в соответствии с правилами и требованиями, рассмотренными в гл. II. Если рассчитанное по экспериментальным данным количество рассеиваемого тепла меньше фактического а^ф & Qф, то отрицательное значение Пф будет свидетельствовать о том, что методика расчета АВО для рассматриваемого случая неточна. В действительности аппарат обеспечивает принятые для расчета параметры.

Свидетельством неудовлетворительной работы АВО является повышение параметров %нх,館 Рк выше регламентируемых при температуре атмосферного воздуха ниже расчетной «<」 и номинальной нагрузки по охлаждаемой или конденсируемой среде.

Если в результате расчета установлено, что Иф > 0, но основные параметры АВО выше регламентированных, это свидетельствует, что теплообменная поверхность, соответствующая запасу поверхности, практически не принимает участия в теплообмене, т. е. в системе охлаждения увеличено термическое со* противление, имеются заливные зоны и т. д.

Анализ причин отклонения работы АВО от проекта следует начинать с сопоставления коэффициентов теплопередачи Кр, Кр巾 и Кф (соответственно проектное значение, по которому рассчитывалась необходимая поверхность теплообмена; рассчитанный по проектной методике, но за исходные данные приняты фактические параметры, и экспериментальное значение).

Возможны три варианта взаимосвязи этих коэффициентов теплопередачи:

О<Кр.ф《Кр；。=。"<勺；KpWK.V》

На значения Кр.ф и Кф влияют： расход теплоносителей； неравно мерное использование поверхностей теплообмена； термическое сопротивление отложений на оребренной поверхности н внутри теплообменных труб；, повышенное содержание неконденсирую-

Щихся примесей в продукте； конструктивные особенности АВО н схемы обвязки.

При неудовлетворительно работающем АВО К© V Кр@ W Кр・ В практике тепловых и аэродинамических испытаний встречаются случаи, когда Кф = &р@ W ^p. Равенство значений Кв и Кр.ф указывает на эксплуатацию агрегата в режиме, близком к расчетному по экспериментальным данным, но поскольку Кр.Ф W Кр, параметры экспериментального режима по тепловому потоку, расходам, температурам или давлению отличаются от проектных.

Соотношение Кр W Кр@ V К® встречается чрезвычайно редко, но оно возможно при неточном расчете Кр, неправильном определении 0ср, существенном отличии экспериментального режима от проектного и др. Практически трудно рассмотреть н проанализировать все возможные случаи соотношений коэффициентов теплопередачи Кр, Кр.® и Кф, но их взаимосвязь всегда указывает на вполне определенные недостатки или преимущества отдельных АВО или системы воздушного охлаждения.

Значения коэффициента Кф неразрывно связано с коэффициентами авн, «н.п и термическим сопротивлением. При промышленных испытаниях без измерения температур стенки не удается совершенно строго разделить авн и ан.п, однако сопоставление расчетных и фактических данных дает возможность установить причину неудовлетворительной работы АВО. Примерное разделение К巾 на ави и ан.п возможно расчетом в том случае, если расчет по экспериментальным данным показал, что авн > > 5000 Вт/(м2 • К), а термическое сопротивление близко к заложенному в расчет. Уменьшение расходов теплоносителей приводит к снижению значений авн и ан.п, при этом сильное влияние на последний оказывает расход воздуха, так как общий коэффициент теплопередачи при правильно выбранной схеме обвязки АВО и секций практически полностью определяется теплоотдачей со стороны воздуха. •

Значения К力 могут существенно отличаться по поверхности теплообменных секций. Наиболее высокая неравномерность отмечается у АВО, эксплуа* тируемых в режиме конденсации насыщенных паров. Здесь даже при удовлетворительной эпюре распределения Un по поверхности, значениях коэффициент тов авн и ан. п； близких к расчетным, величина ^ф может изменяться в пределах одной секции в 3——4 раза. Это обусловлено увеличением термического сопротивления слоя конденсата, образующегося внутри труб. В отдельных случаях стрела прогиба труб достигает 80——100 мм, а при внутреннем диаметре труб отечественных стандартизованных АВО 22 мм становится очевидным, каким незначительным должен быть прогиб или остаточная деформаций, чтобы не накапливался конденсат. При стреле прогиба, равной диаметру трубы, она полностью перекрывается накопившимся конденсатом и исключается из теплообмена, что подтверждается характером зависимостей

67(。 ИЛИ g = h (I)

При эксплуатации АВО нередко встречаются случаи, когда отдельные трубы или пучки теплообменных труб получают значительную пространствеи- иую деформацию вследствие жесткости внешней трубопроводной обвязкй/ 7«

препятствующей тепловому расширению труб. Это может послужить причиной расслоения биметаллических труб н появления дополнительного термического сопротивления.

Наряду с коэффициентом теплопередачи тепловую производительность АВО характеризует средняя логарифмическая разность температур 0Ср, которой оценивается температурный уровень рассеивания тепла. Последовательность анализа величины 0ср аналогична пос ледов ательности анализа коэффициентов теплопередачи.

На логарифмическую разность температур оказывают влияние практически те же факторы, что и на величину Кф, но особенно ©ср *зависит от изменения температуры「на входе в теплообменные секции. Температура /； может отличаться от температуры охлаждающего воздуха на входе в АВО 厶 на 3—5℃, что обусловлено рециркуляцией теплого воздуха, подогревом в вентиляторе и при его движении до теплообменных секций. Если в период испытаний на всасывание вентиляторов попадает воздух с повышенной температурой, что наблюдается при групповой установке АВО на технологических площадках, то @ср определяется с большой ошибкой. Особенно тщательно к определению н оценке следует подходить при испытаниях АВО, работающих в режимах конденсации холодильных агентов. Если установлены причины неудовлетворительной работы оборудования, приступают к разработке мероприятий, повышающих эффективность систем воздушного охлаждения.

Для обоснования рекомендаций и количественной их оценки чрезвычайно важное значение имеет построение зависимости изменения теплового потока в аппарате в функции температуры охлаждающего воздуха, т. е. Q = f (6). Эту зависимость строят по результатам испытаний в режиме, близком по температурам /вх, ^вых и /к к регламентируемому. В случае конденсации насыщенных паров используют формулу

(КМ 、

С 3 аК一介)3-^一 1 丿

Q =

Для случая охлаждения жидких и газовых сред аналитическое решение этого уравнения затруднительно, поэтому тепловой поток определяют в два этапа. Первоначально решается тождество

侬一［《ВХ — ‘2)— (Онх —幻］%f

Решение получают графически или методом последовательного приближения с уточнением поправки на логарифмическую разность температур ед/. При этом задаются температурой А и

Рис. Ш-11. Зависимости теплового потока Q от температуры атмосферного воздуха /1 (Рк； 4; £вх и £вн* = const):

I — зависимость Q = f(f]); 2—номиналь' ное значение Q; 3 — недостающий тепловой поток прн температуре f .

отыскивают такое значение %, чтобы выполнялось при* веденное тождество. Расчет выполняют для нескольких значений температуры " для которых получают соот

ветствующие значения температуры 为・ При решении правой части тождества необходимо иметь в виду, что берется всегда большая и меньшая разность температур (^вых —— 厶)и (fBX — f2). На втором этапе находят тепловой поток (Вт)：

q =侬("一幻

где w = УврвСр ——водяное число; р ——плотность воздуха при принятой температуре 九 или 八；Vb — объемная производительность вентилятора; Ср — удельная теплоемкость воздуха.

Следует отметить, что зависимость Q =[⑺ не отражает в полной мере работу аппарата, так как по мере увеличения температуры охлаждающего воздуха будут повышаться температуры продукта /вх, /вых или 益，что повлечет отклонение режима работы АВО от регламентированного. Однако, допустив неизменными величины /вх; /вых или ^к, можно по графику рассматриваемой зависимости оценить величину дополнительного теплового потока AQ как разность номинального н текущего значений Qh и Q = f(Л), соответствующую выбранной температуре охлаждающего воздуха. Точка пересечения линий / и 2 (рис. Ш-11) характеризует предельное значение t{ илй f。，до которых возможно поддержание температуры /вых не выше определенного заданного значения.

Ордината AQ правого поля графика показывает недостающий тепловой поток, который следует обеспечить разрабатываемыми мероприятиями； левое поле характеризует дополнительный тепловой поток, который может быть реализован на АВО сверх номинального значения.

Как видно из рис. Ш-11, величина AQ увеличивается по мере повышения температуры /ь а следовательно, для различных климатических районов можно предусмотреть и рассчитать условия, обеспечивающие повышение эффективности АВО, обеспечивающего требуемую температуру. Используя приведенный график, можно решать вопросы, связанные с объединением АВО различной тепловой производительности, эксплуатируемых в одинаковых режимах конденсации или охлаждения. При установке

группы АВО график позволяет определять температуру атмосферного воздуха, при которой могут быть выведены в резерв один или несколько АВО без нарушения технологического регламента. Последнее обстоятельство особенно важно при планировании остановок на ремонт и техническое обслуживание.

Определение AQ возможно не только для всего АВО, но и для отдельных его зон (AQ.; AQb； AQc), что позволяет при разработке рекомендаций учитывать работу различных зон.

Зная AQ, можно приступать к аналитическому расчету дополнительной поверхности теплообмена, решению вопроса увеличения производительности вентилятора, обоснованному выбору рекомендаций по изменению схем обвязки теплообменных секций, разработке комбинированных схем, определению границ регулирования и т. д. Повышение эффективности работы АВО неразрывно связано с увеличением коэффициента теплопередачи Кф, анализ которого возможно выполнить по графику Кф= =f(叩)уз или аналитическому выражению Кф = /<к(^р)п- По- скольку предварительно определен дополнительный тепловой поток AQ для выбранной температуры 乙 или《，можно подсчитать значение (up) уз, при котором достигается номинальный теплосъем. По (t»p)y3 определяется количество воздуха, участвующего в теплообмене, производительность вентилятора； по эксплуатационной аэродинамической характеристике и сопротивлению теплообменных секций Яп. ср = Кн (up)： находится увелн・ чение затрат мощности на обеспечение номинального теплосъема при повышенных значениях t{ или /；• Характер изменения Кф = /(ир)уз обусловливает увеличение Кф на АВО в пределах 5—15%, что зависит, главным образом, от соотношения авн н <Хн. п. Чем выше значение аВн, тем в большей степени характер изменения Кф = /(ир)уз приближается к характеру изменения ан. п от скорости воздуха в узком сечении. При построении К® = =，(ир)уз для различных зон работы АВО интенсивность изменения Аф может заметно различаться, поэтому при анализе изменения Кф и разработке рекомендаций необходимо учитывать возможность повышения эффективности работы отдельных зон, реализуемую перераспределением охлаждающего воздуха.

Разработка рекомендаций по усовершенствованию и интен* сификации АВО может потребовать специальных расчетов. Не- обходимость таких расчетов возникает в случае применения комбинированных схем, вспомогательных холодильных циклов, дополнительных вентиляторов наддува н т. д.

В холодный период года наиболее характерным недостатком работы АВО является переохлаждение и замерзание теплоносн” теля, что обусловлено неудовлетворительной схемой регулирова* ния подачи охлаждающего воздуха. Переохлаждению подвержены участки поверхности АВО с низкими скоростями движения продукта, зоны накопления конденсата и первые ряды труб по ходу охлаждающего воздуха.

Показателем возможного замерзания охлаждаемого или кон* денсируёмого продукта на каком-либо участке теплообменной поверхности является незначительная разность температур 功一％ или практически их равенство, а при относительной влаж* ности воздуха 屮 > 75—80% образование тонкого слоя инея на оребренной поверхности. Чтобы предотвратить замерзание теплоносителя, применяют паровой подогрев охлаждающего воздуха н жалюзирование поверхностей теплообмена. ，

Оба мероприятия эффективны, но в энергетическом отношении недостаточно выгодны, так как вызывают увеличение аэродинамического сопротивления АВО. Если регулирование обеспечивает поддержание температуры /Вых в определенном интервале в результате изменения подачи охлаждающего воздуха, то замерзание теплоносителя может быть исключено применением рециркуляции нагретого воздуха на всасывании вентиляторов, уменьшением расхода охлаждающего воздуха через теплообмен- ные секции, достигаемым частичным выбросом его в атмосферу через специальный воздуховод, оснащенный дроссельной заслонкой. ■

Характерным недостатком в работе АВО является неэффективность системы увлажнения, при которой не происходит адиабатического снижения температуры охлаждающего воздуха из- за недостаточно тонкого распыливания и малого времени контакта распыленной воды в потоке воздуха. Увеличение степени распыла, достигаемое уменьшением диаметра форсунки, хотя и позволяет увеличить эффективность увлажнения, но приводит к быстрому засорению сечения форсунок и выходу их из строя.

Необходимо отметить, что длительное использование системы увлажнения как интенсификатора процесса теплообмена имеет свои негативные стороны； впрыск воды способствует образованию на оребренной поверхности плотных пылевых отложений, увеличивающих термическое сопротивление н ухудшающих аэродинамические характеристики АВО； неравномерная подача воды на оребренную поверхность (при высокотемпературном охлаждении) способствует пространственной деформации теплообменных труб.

Усовершенствование систем увлажнения направлено на повышение усваиваемости воды в потоке воздуха, снижение ее потерь В дренаж, увеличение периодичности и сокращение времени обслуживания системы. Хорошие результаты можно получить при дифференцированной подаче воды на различные участки теплообменной поверхности, особенно при охлаждении, конденсации и переохлаждении продукта.

При разработке мероприятий, направленных на интенсификацию системы увлажнения воздуха перед АВО, принимают, что 20——30% воды расходуется на адиабатическое снижение температуры воздуха перед теплообменными секциями и 70—80% при ее испарении с оребренной поверхности. Эффект увлажнения характеризуется отношением плотности теплового потока В

Таблица lll>2.

Паспорт №аппарата воздушного охлаждения (АВО)

flредприятие—-•..,

JIeх—- - 一 ：Отделение

Общие сведения

1. Назначение

2. Место установки

3. Режим работы

4. Кем выполнен проект

Технические сведения

Показатели

Величины

проектное

1 фактические

Тип АВО

Число секций

Расчетное давление, Па

Число рядов труб

》 ходов по трубам

Объем секции, м3

Площадь сечения, м2: одного хода секции аппарата

Площадь живого сечения по воздуху, м2: секции аппарата

Поверхность наружная, м2:

секции аппарата

Поверхность внутренняя, м2:

секции аппарата

Число труб: в секции

в аппарате

Размер труб, м: диаметр длина

Оребрение

Коэффициент оребрения

》увеличения поверхности

Вентилятор

Колесо:.

тнп диаметр, м число лопастей

Максимальный угол установки лопастей

Частота вращения вентилятора, с~；

*mcjo вентиляторов на аппарат Привод, тип Электродвигатель;

тип мощность, кВт частота вращения, с-〔

^Дуктор

с需'"не схемы автоматического поворота лопа-

Таблица 111-3. Материал основных узлсв и деталей

Металлоконструкция, диффузор, увлажнитель воздуха

Жалюзи, колесо вентилятора

Трубы

Решетки трубные

Крышки

Прокладки

наружные

внутренние

Таблица 111-4. Данные по продукту и воздуху

Данные

Показатели

проектные

фактические

Данные по продукту

Общее количество продукта, кг/ч в том числе газа жидкости пара неконденсирующихся компонентов Газ сконденсировавшийся, кг/ч Пар сконденсировавшийся, кг/ч Температура, ℃: начальная конечная конденсации

Рабочее давление, Па Плотность, кг/м3 Кинематическая вязкость, м2/с Динамическая вязкость, Па-с Молекулярная масса газа Удельная теплоемкость, Дж/(кг-К) Теплопроводность, Вт/(м-К) Теплота парообразования, Дж/кг Сопротивление загрязнения, м2-К/Вт Потери давления, Па: допустимые расчетные

Тепловая нагрузка иа аппарат, Вт

Данные по воздуху

Барометрическое давление, Па

Влажность, %

Расход воздуха, м3/с:

на вентилятор 1

на аппарат

м/см/сСтатическое давление, Па

м/с

м/с

Средняя поверхностная скорость воздуха, Средняя скорость в узком сечении, м/с

Продолжение

Показатели

Данные

проектные

фактические

Массовая скорость в узком сечении, кг/(м2-с) Температура, ℃: начальная конечная

Тепловая нагрузка на аппарат, Вт

Средняя тепловая нагрузка на аппарат, Вт

Коэффициент теплопередачи, Вт/(м2-К)

случае увлажнения и без него, т. е. q'/q, которое обычно составляет 1,06——1,18. С увеличением числа рядов труб эффект увлажнения снижается.

Эффективность мероприятий по интенсификации АВО оценивают по изменению удельного расхода электроэнергии на единицу рассеиваемого тепла (M/Q) или на единицу конденсируемого продукта (A/3/Gn), по увеличению времени работы АВО с регламентируемыми параметрами при новом значении температуры /1, а также по увеличению плотности теплового потока. Эффективность внедряемых мероприятий можно оценивать и по работе смежного оборудования： увеличению его производительности, степени очистки, пропускной способности, расходу катализатора и т. д.

Фактический эффект от внедренных мероприятий определяют по результатам контрольных тепловых и аэродинамических испытаний. Данные, полученные в результате испытаний, обработки материалов и анализа, целесообразно свести в паспорт аппарата воздушного охлаждения. Паспорт состоит из пяти основных частей： общие сведения, технические сведения, данные по охлаждаемому или конденсируемому продукту, данные по воздуху и заключение о работе аппарата. Образец паспорта приведен в табл. Ш-2 — Ш-4.

Глава IV

РЕЗУЛЬТАТЫ ПРОМЫШЛЕННЫХ ИСПЫТАНИЙ АВОВ УСЛОВИЯХ ХИМИЧЕСКИХ ПРОИЗВОДСТВ

Оценка работы теплообменных секцийпо температурным и скоростным полям

В аппарате воздушного охлаждения, работающем в расчетном режиме, температура t2 охлаждающего воздуха на выходе тем ниже, чем выше его поверхностная скорость и” и, наоборот, если снижается скорость Un и увеличивается время контакта воз- Духа с поверхностью, то температура % возрастает.

Встречаются случаи, когда при значительных колебаниях vn температура /2 по абсолютному значению изменяется незначительно, но ее изменение существенно отражается на логарифма ческой разности температур @ср, особенно при конденсации теплоносителей и малых значениях 6g. Это обстоятельство в свор очередь оказывает влияние на теплопередающую способность поверхностей теплообмена.j

Если в теплообменных секциях АВО увеличивается термическое сопротивление, снижается аВн или ан.п, то взаимосвязь параметров Un н 方2 нарушается, изменяется и величина д. Характер распределения ? = /(/) в полной мере отражает изменение плотности теплового потока по поверхности и дает возможность совместно с функцией /2 = f (0 определять границы зон (а, бис) при охлаждении, конденсации и переохлаждении продукта. Вместе с тем, плотность теплового потока q дает только количеств венную оценку работы зоны, секции или всего аппарата, не являясь в полной мере сравнительным параметром, если учитываются факторы, влияющие на теплопередачу. В отдельных случаях это может привести к неправильной оценке работы АВО

При обработке материала испытаний часто выявляется неравномерность распределения воздуха по теплообменные секциям, обусловленная особенностями конструкции, загрязне нием наружной поверхности и деформацией оребренных труб В этих случаях секции с различными значениями ©п могут имен Одинаковые значения q и, более того, меньшему значению Un бу дет соответствовать ббльшая плотность теплового потока. Вели чина плотности теплового потока существенно не зависит от тер Мического сопротивления теплопередачи внутри труб, что обус Ловлено образованием пленки конденсата или заливных зо1 внутри труб, уменьшением активной поверхности теплообмена а также местным изменением аВн.

В одинаковых аппаратах, работающих в режиме охлажденн жидких и газовых сред без выпадения влаги, о6щн員,характе изменения зависимости q = f(。 также определяется взаимо связью параметров ©и и /2. Как и при конденсационном режим эта взаимосвязь вызвана изменением термического сопротивле ния, отклонениями от расчетных величин авн и ан. п, неравномер ным распределением потоков теплоносителя между секциями аппаратами. При обработке и анализе материалов испытани необходимо иметь в виду, что зависимости t2 = f (0 и q^f^l носят ярко выраженный характер только для одноходовых АВС в каждый ход которых воздух поступает с одинаковой темпера турой 厶.В многоходовых аппаратах при прохождении воздух последовательно по ходам характер распределения /2 = f(О q ==/(/) хотя и изменяется, но выражен менее ярко и не всегд позволяет вполне определенно судить о качественной сторон работы теплообменных секций.

Важность определения качественных показателей работы АВ( заключается в том, чтобы дать сравнительную картину работ,

теплообменных секций, аппаратов, а также дать дополнительный критерий для более точного разделения границ зон (q, бис) в пределах одного агрегата без параметров расчета Кер и 0ср для участков и зон поверхности теплообмена, так как неизвестно значение температуры продукта на границе зоны. Опыт обработки и анализа экспериментальных данных показал, что таким требованиям удовлетворяет отношение

Кернер%/2Кернер%/2ИЛИИЛИ1^21^2

Кернер%/2

Кернер%/2

ИЛИ

ИЛИ

1^2

1^2

е. отношение плотности теплового потока на определенном участке поверхности теплообмена к средним значениям поверхностных скоростей и температур воздуха на выходе из АВО.

Качественный параметр косвенно определяет энергетические затраты, величины Кер н 0сР, состояние поверхности теплообмена в зоне, теплообменной секции или всего аппарата. Отклонение величины Q от расчетного значения свидетельствует об ухудшении работы теплообменных секций н вместе с зависимостями 9 = F(0 н /2 =f (0 дает возможность обоснованно подойти к определению причин неудовлетворительной работы АВО. В АВО значения параметров и^, /2 н характер их распределения по поверхности могут существенно изменяться. Для случая изменения агрегатного состояния вещества, когда температура теплоносителя и термическое сопротивление пленки конденсата по длине трубы примерно постоянны, отклонение параметра Q незначительно и редко превышает 10%. Наибольшее отклонение, в основном, наблюдается со стороны выхода конденсата, где в ббль- шей степени сказывается влияние толщины слоя флегмы и условия ее отбора.

Чем выше Q, тем эффективнее используется поверхность теп- • лообмена; если Q снижается, то следует рассмотреть причины, ухудшающие теплопередающую способность поверхности.

На рис. IV-1 приведены графики изменения параметров 2, q, и и среднего значения t^ по длине трех теплообменных секций АВО типа АВЗ, эксплуатируемого в режиме конденсации насыщенных паров аммиака в схеме абсорбционной холодильной установки. Секции подобраны таким образом, что средние значения 9n по всей поверхности примерно одинаковы： 2,9 м/с—в первой； 3,1 м/с — во второй и 3,3 м/с — в третьей. Значения основных параметров работы агрегата в период проведения испытаний сведены в табл. IV-1.

Из рис. IV-1 видно, что в первой секции на половине ее длины прн ин > 3,2 м/с осуществляется интенсивная конденсация с достаточно высокими значениями q = 300—400 Вт/м2. К концу секции скорость воздуха снижается до 2 м/с, несколько уменьшается и параметр Q. Характер изменения параметра С по длине секции указывает как на эффективность использования охлаждающего воздуха, так и на удовлетворительную систему отбора Конденсата по длине труб рассматриваемой секции.

ОС СО паОС СО па

ОС СО па

ОС СО па

Рнс. IV-1. Распределение поверхностной скорости и% температуры воздуха па выходе 灰，плотности теплового потока g и параметра Q по относительной^ длине теплообменных секций /*// при конденсации аммиака:

/ — направление движения потока; 2, 3 и 4—секции 1» 2 н 3 соответственно.

Характер изменения параметров Q, q, /2 и Un по длине второй секции личается от характера по первой. Значение q на начальном участке секции ставляет 200—300 Вт/м2, что ниже, чем в первой секции, однако значение

раметра Q свидетельствует о высокой эффективности процесса конденсации,! так как указанные значения q достигнуты при меньшей скорости воздуха! 1,7 м/с против 4,0 м/с в первой секции. При увеличении скорости воздуха на начальном участке до 3,5—4,0 м/с следует ожидать и увеличение плотности

теплового потока.

В центральной части секции скорость продукта "п несколько уменьшается! но значение ^ и Q практически остаются без изменения.

Таблица IV-1. Результаты испытаний АВО абсорбционной холодильной установки

Параметры

Номера АВО

1

2

3

4

5

6 I

Барометрическое давление, кПа

Относительная влажность, % Температура, ℃:

воздуха на входе в АВО воздуха на выходе нз АВО

аммиака на выходе из АВО

конденсации

Давление конденсации, МПа Производительность вентилятора с учетом утечек, м3/с Тепловая нагрузка, МВт Плотность теплового потока, Вт/м2

Коэффициент теплопередачи, Вт/(м2. К)

95,4

83

12,4

15,8

36,8

36,8

1,45

122

0,46 66,0

2,9

95,4

81

19,4

30,7

35,5

35,5

1,39

112

0,43

201

19,5

97,0

88

14,9

29,6

36,8

36,8

1,45

122

2,06

291

21,9

97,0

88

16,0

30,0

34,4

34,4

1,36

120

1,91

270

27,8

95,4

81

19,4

35,2

40,3

40,3

1,59

124

2,22

313

28,7

95,4 I

81

22,7 1 40,0 I

41,5 I

43,5 ■ 1,75. 121 I

2,39 1

338

32,3

В условной зоне 0,7/ скорость воздуха достигает максимального значения dn = 3,8 м/с, но увеличивающееся термическое сопротивление конденсата приводит к тому, что тепловой поток начинает уменьшаться, а вместе с этим jхудшаются и показатели работы секции.

При анализе работы третьей секции, прежде всего, обращает на себя внимание снижение значений всех параметров по мере увеличения поверхностной скорости, что свидетельствует о наличии конденсата внутри труб, практически по всей длине, и неудовлетворительном его отборе. Кроме того, ярко выраженное снижение значений %, q н 口 в центре зоны 0,7/ указывает на то, что именно на этом участке поверхности обнаруживается наибольшее термическое сопротивление и не исключено полное перекрытие внутреннего сечення трубы конденсатом.

Опыт испытаний АВО показывает, что в условиях гидростатического отбора конденсата снижение тепловой эффективности связано с накоплением жидкости в стреле прогиба теплообменных труб. Увеличение значений 9 и Q к концу секций объясняется тем, что часть газообразного продукта по свободным трубам поступает через заднюю крышку к хвостовикам труб, где толщина пленки меньше, чем в центральной зоне, а следовательно выше коэффициент теплопередачи 人①

Из анализа экспериментальных данных можно сделать важный практический вывод： эффективный отбор жидкого конденсата из теплообменных труб в процессе непрерывной эксплуатации при поверхностной скорости воздуха % = 2,9—3,2 м/с обеспечивает плотность теплового потока 280——320 Вт/м2, а при увеличении скорости до 3,8—4,0 м/с значения q достигают 400—450 Вт/м2, что выше среднего значения для всего АВО на 18—33%.

На эксплуатационные показатели АВО, работающих в режиме конденсации перегретых и насыщенных паров, заметное влияние оказывает система трубопроводной обвязки, обеспечивающая отвод конденсата и его транспортирование до сборника. На рис. IV-2 показано изменение ^ = f (0 в нижних рядах труб

Рнс. IV-2. Распределение поверхностной скорости оп, температуры /2 по отно- Сительной длине теплообменной секции 1х/1 при неудовлетворительном отборе конденсата:

^ —температура охлаждающего воздуха на входе; 2~направление движения потока.

Рис. IV-3. Распределение поверхност* ной скорости Un, температуры /2； плотности теплового потока q и параметра Q по относительной длине секции /*// при конденсации и охлаждении парогазовой смеси:

/ — направленне движения потока; 2—тепло* обменная секция, 0cp=4,05 м/с； 3—то же, %р^3.06 м/с.亠

трех теплообменных секций (обозначены разными точками), которое характерно при неудовлетворительной работе системы отвода конденсата, что обусловлено пропускной способностью и переполнением системы, а также образованием I азо вых и жидкостных пробок. Из рис. IV-2 видно, что независимо от характера этого изменения на участке АВО 0,7/—0,9/ практически отсут*

ствует повышение температуры охлаждающего воздуха, т. е< 益 Q const.；

На рис. IV-3 представлены результаты тепловых и аэродина* мических испытаний АВО типа АВЗ-Д, эксплуатируемых в ре» жиме конденсации и охлаждения парогазовой смеси, состоящей из 15,9% СО2, 57,9% Н2, 21,3% № и 4,9% Н2О. Основные параметры работы двух аппаратов в период испытаний приведены в табл. IV-2.j

Таблица IV-2. Результаты испытаний АВО,[

охлаждающих конвертированный газ давлением 2,46 МПа|

Параметры

АВО-1

АВО-2

АВО-1

АВО-2

Температура, ℃ атмосферного воздуха воздуха на входе в АВО

19,0

21,0

19,0

21,0

19,4

18,7

19,4

18,9

средняя, воздуха иа выходе из

68,7

64,1

66,9

63,5

газа на входе в АВО

98,6

98,6

98,3

98,3

газа на выходе из АВО

45,0

45,0

44,0

44,0

Средняя поверхностная скорость на выходе из АВО, м/с

3,3

8,4

3,20

3,22

П р оиз в одительн остьвентилятора,

м3/с

137

144

135

137

Плотность теплового потока, В т/м2

667

626

67В

628

Коэффициент теплопередачи, Вт/(м2- •К)

22,3

19,4

21,2

18,7

Для сравнительного анализа выбраны две теплообменные Секции со сред・ ними значениями скоростей Un = 3,06 м/с н 。勘=4,05 м/с и примерно идентичным распределением ип по поверхности. Использование охлаждающего воздуха и поверхности теплообмена в начальной зоне (0,1——0,4) Z для обеих секций примерно одинаковое, а большее значение qx = 900—1100 Вт/м2 против §2 = 760 + 880 Вт/м2 достигается повышением скорости %. Граница зоны активной конденсации определяется горизонтальным участком Q = const. Уменьшение параметра Q по длине секции объясняется увеличением термического сопротивления пленки конденсата, накапливающегося в деформированных участках труб, и неудовлетворительным отводом конденсата. Даже значительно более высокая скорость и” не приводит к увеличению теплового потока, а наоборот, наблюдается даже его уменьшение.

Таким образом, анализ графиков, подобных представленному на рис. IV-3, позволяет дать сравнительную характеристику работы теплообменных секций, установить границу зоны активной конденсации, наглядно проиллюстрировать изменение теплового потока по длине секции, сделать выводы о возможных причинах неудовлетворительной работы секции и всего АВО.

Характерность изменения параметров Q по длине секций АВО, охлаждающих и конденсирующих парогазовые смеси, показана на рис. IV-4, отражающем результаты испытаний трех АВО типа АВЗ. В восемнадцати секциях аппаратов осуществляется процесс конденсации н охлаждения смеси, состоящей из 72% СО2 и водяного пара (28% Н2О). Основные параметры работы аппарата в период испытаний приведены в табл. IV-3.

Секции АВО в зоне активной конденсации работают практически одинаково, а по мере движения парогазовой смеси наблюдается возрастающий разброс величины Q, достигающий максимальных значений к концу секции. Этот разброс значений Й определяется различной величиной термического сопротивления

Рис. IV-4. Распределение параметра ◎ по относительной длине геплообменнысекций L// при конденсации и охлаждении пар ?зов^й смеси-

1~ секция со сниженной i еплопереда чей; ? с,-t- i .

работающих секций; 3 — направление движе：＞-1я 小，，小

пленки конденсата в трубах секций, накоплением конденсата в отдельных участках поверхности н различной интенсивностью его отвода особенно при гидростатическом сливе. Одна из причин различного термического сопротивления заключается в деформации теплообменных труб н изменении положения теплообменных секций относительно горизонтали, что является следст^ вием деформации несущих элементов АВО, влияния жесткой внешней трубопроводной обвязки, дефектов монтажа н пр. .

Влияние поверхностной скорости на плотность теплового потока и использование поверхности теплообмена хорошо видно на рис. IV-5, где представлена зависимость g = /(/), построенная по результатам испытаний трех АВО, работающих в режиме охлаждения и конденсации парогазовой смеси (см. табл. IV-3). По ходу движения парогазовой смеси поверхность теплообмена была разделена на пять зон и для каждой из них экспериментально получена взаимосвязь q и vn- Наиболее интенсивное увеличение плотности теплового потока отмечается в первой и во второй зонах, охватывающих 40% поверхности теплообмена. Так, для первой зоны при увеличении поверхностной скорости воздуха с 2,8 до 3,5 м/с плотность теплового потока q возрастает с 1460 до 1820 Вт/м2, т. е. более чем на 20%. По мере снижения температуры продукта и накопления конденсата значение q заметно уменьшается и в последней пятой зоне на выходе продукта из АВО при vn = 2,8—3,5 м/с изменение составляет всего около 6%.

По зависимостям q = f(vn) решается целесообразность интенсификации работы АВО с использованием перераспределения охлаждающего воздуха по поверхности теплообмена. Из рис. IV-5 хорошо видно, что эффективность использования воз-

Таблица IV-3. Результаты испытаний АВ。, охлаждающих парогазовую смесь давлением 0,175 МПа

Параметры

Номер АВО•

1

2

3

1

2

3

Температура, ℃:

атмосферного воздуха

18,3

18,3

18,3

17,7

18,5

15,0

парогазовой смеси перед АВО

103

103

103

103

103

103

то же, на выходе из АВО

55,3

55,3

55,3

56,0

58,7

48,3

Средняя, воздуха на выходе из АВО

Средняя поверхностная скорость на выходе из АВО, м/с

71,9

72,2

67,9

70,0

73,7

65,7

3,41

3,59

3,60

3,42

3,37

3,48

Производительность вентиляторов, м3/с

116

122

123

117

114

120

Плотность теплового потока, В т/м2

1370

1450

1360

1350

1400

1340

Коэффициент теплопередачи с учетом зон конденсации н охлаждения, Вт/(м2 К)

33,1

35,3

31,3

32,3

33,4

31,4

Рнс. IV-5. Зависимость плотности теплового потока q от поверхностной скорости охлаждающего воздуха %:-

/, 2, 3, 4. 5— соответственно для зон охлаждения по ходу движения парогазовой смеси.

духа в первой зоне существенно выше, чем в пятой, а следовательно, на этом участке теплообменной поверхности предпочтительно увеличивать скорость воздуха. Скорость на выбранном участке поверхности теплообмена может быть увеличена не только перераспределением воздуха, подаваемого основным вентилятором, но и в результате использования дополнительного наддува. Применение дополнительного наддува для интенсификации теплообмена предпочтительнее перераспределения воздуха, подаваемого основным вентилятором.

Увеличение теплового потока на начальном участке поверх- ностн приводит к более интенсивному снижению температуры продукта, а следовательно и к некоторому снижению q в остальных зонах, хотя н достигается общее увеличение тепло- вого потока. Дополнительный наддув требует больших затрат энергии, так как для вспомогательных осевых или центробеж- ннх вентиляторов необходимы дополнительные капитальные н эксплуатационные затраты.

Неравномерное распределение скоростей по поверхности АВО обусловлено загрязнением оребренной поверхности, кон- струкцией аппарата, деформацией теплообменных труб, мест- ньимн сопротивлениями и т. д. Степень неравномерности ско- Р℃ти можно выразить следующим соотношением;

fcp

где и；р — среднее значение скоростей, лежащих выше среднего по секции или АВО； и[——среднее значение скоростей, лежащих ниже общего среднего значения по секции или АВО.

Если 6 = 0,1——0,2, то поле скоростей характеризуется незначительным отклонением основной массы точек от %р, при этом абсолютное значение отклонения, как правило, не превышает 0,6 м/с. Если 6 = 0,2—0,3, то поле скоростей характеризуется нормальной неравномерностью. Если 6 = 0,3——0,5, то поле скоростей характеризуется высокой степенью разброса отдельных значений по абсолютной величине, достигающих 1,6 м/с. Учитывая общий характер распределения скоростей и температур на поверхности АВО, можно выделить отдельные участки, где измеренные параметры ин/ близки или практически совпадают со средними значениями для всего аппарата. Поэтому при контроле работы АВО по общему уровню теп- лосъема в промышленных условиях можно сократить объем измерений параметров ин/, ограничившись измерениями только в характерных участках поверхности АВО.

Эксплуатационные аэродинамические характеристикии их влияние на работу АВО

Перемещение охлаждающего воздуха в АВО осуществляется осевым вентилятором, отличающимся разнообразным конструктивным исполнением, месторасположением в аэродинамической схеме, эксплуатационными показателями. Вентилятор обеспечивает необходимое статическое давление "ст для преодоления аэродинамического сопротивления оребренных пучков труб, составляющих теплообменные секции.

Сопротивление пучка труб зависит от его типа (шахматный, коридорный), от проходных сечений, конструкций оребрення и профиля труб, взаимного расположения н рядности труб, а также от коэффициента трения, определяемого гидродинамическим характером движения воздуха. В процессе эксплуатации появляются пылевые и волокнистые отложения на первых рядах труб по ходу охлаждающего воздуха; такие отложения внутри теплообменных секций увеличивают сопротивление потоку воздуха вследствие нарушения его геометрии движения в деформированных трубах.

В аэродинамической схеме аппарата потери обусловлены не только сопротивлением теплообменных секций, но и сопротивлением перед входом в рабочее колесо, в самом рабочем колесе, профильным сопротивлением, сопротивлением в зазоре, при выходе из рабочего колеса от закручивания потока, в жалюзийных решетках до и после теплообменных секций.

Если все развиваемое вентилятором статическое давление теряется на преодоление сопротивления трубного пучка, то

аэродинамическое сопротивление секции выражается уравнением

ЯП = ^H （叩产

В конструкциях аппаратов, где теплообменная секция отдалена от вентиляторов и имеются потери при движении охлаждающего воздуха （в напорных камерах вследствие расширения и поворота потока, наличия в потоке элементов конструкций, ходовой площадки, двигателя привода, потерь на входе в вентилятор н на выходе из пучков труб）, аэродинамическое сопротивление 〃n = f（。，р） можно представить зависимостью вида

/ = кh （叩严+ £ кН， （叩产

Первый член правой части этого уравнения характеризует сопротивление теплообменных секций; второй член — сумму остальных потерь в аэродинамической схеме. Каждому аппарату присущи свои аэродинамические потери, но по результатам их оценки при многочисленных испытаниях можно выбрать средние значения коэффициента Кн н показателя т. Для АВО, в которых основные потери вызваны сопротивлением секций, а другие потери незначительны, /fH = 0,5—2,5； m = 1,15—1,75. Для АВО с дополнительными потерями Ан i = 0,05——0,25 и mi = 1,85—2,0. Приведенные значения соответствуют шахматным пучкам.

Доля накапливаемых составляющих в общем аэродинамиче- ском сопротивлении — величина переменная, она минимальна после обработки поверхности теплообмена моющими средствами и постепенно увеличивается в процессе эксплуатации. Темпы роста накапливаемых сопротивлений зависят от ряда факторов, в том числе: от степени загрязнения атмосферного воздуха, места установки по отношению к нулевой отметке, розы ветров, времени работы системы увлажнения охлаждающего воздуха и др. Для примера приведем некоторые экспериментальные данные по увеличению аэродинамических сопротивлений, полученных в результате испытаний и анализа материалов эксплуатации.

Первоначально для аппарата фирмы «GEA» уравнение аэро дина м нческого сопротивления имело вид

"гл =0,846 （叩У®

В результате непрерывной эксплуатации аппарата в течение года уравне， Нне для него видоизменилось:°

〃п2 ^ 0,863 （叩У 圆

При среднем значении массовой скорости в узком сечении 9P = г= 7,71 кг/（м2-с）, величина напора увеличилась с 227 до 251 Па, т. е. на Па, а его относительное значение возросло на 10,6%.

Выбор вентилятора и его эксплуатационные показатели Определяются рабочей точкой а, полученной при пересечении

Рис. IV-6. Типовая аэродинамическая характеристика вентилятора АВО типа АВЗ (тип вентилятора ЦАГИ УК-2М) Д-5м, п = 4,2 с-1:Qi；。2； а3 —рабочие точки вентиляторов при угле поворота лопастей а = 20°; /, 2, 3——аэраг динамическое сопротивление теплообменных секций соответственно для 4, 6 н 8 рядов труб.Рис. IV-6. Типовая аэродинамическая характеристика вентилятора АВО типа АВЗ (тип вентилятора ЦАГИ УК-2М) Д-5м, п = 4,2 с-1:Qi；。2； а3 —рабочие точки вентиляторов при угле поворота лопастей а = 20°; /, 2, 3——аэраг динамическое сопротивление теплообменных секций соответственно для 4, 6 н 8 рядов труб.Рис. IV-7. Отклонения фактических параметров работы вентилятора от проектных:а — увеличение аэродинамического сопро - тнвления； 6—снижение характеристики вентилятора; в—прн совместном действии двух факторов.Рис. IV-7. Отклонения фактических параметров работы вентилятора от проектных:а — увеличение аэродинамического сопро - тнвления； 6—снижение характеристики вентилятора; в—прн совместном действии двух факторов.

Рис. IV-6. Типовая аэродинамическая характеристика вентилятора АВО типа АВЗ (тип вентилятора ЦАГИ УК-2М) Д-5м, п = 4,2 с-1:

Qi；。2； а3 —рабочие точки вентиляторов при угле поворота лопастей а = 20°; /, 2, 3——аэраг динамическое сопротивление теплообменных секций соответственно для 4, 6 н 8 рядов труб.

Рис. IV-6. Типовая аэродинамическая характеристика вентилятора АВО типа АВЗ (тип вентилятора ЦАГИ УК-2М) Д-5м, п = 4,2 с-1:

Qi；。2； а3 —рабочие точки вентиляторов при угле поворота лопастей а = 20°; /, 2, 3——аэраг динамическое сопротивление теплообменных секций соответственно для 4, 6 н 8 рядов труб.

Рис. IV-7. Отклонения фактических параметров работы вентилятора от проектных:

а — увеличение аэродинамического сопро - тнвления； 6—снижение характеристики вентилятора; в—прн совместном действии двух факторов.

Рис. IV-7. Отклонения фактических параметров работы вентилятора от проектных:

а — увеличение аэродинамического сопро - тнвления； 6—снижение характеристики вентилятора; в—прн совместном действии двух факторов.

характеристики вентилятора с аэродинамической характеристикой теплообменных секций (см. рис. IV-6). При этом должны быть выполнены следующие условия： вентилятор должен устойчиво развивать необходимую производительность 几 и давление //п, обладать высоким к. п. д. “в н максимально использовать установленную мощность электродвигателя.

На рис. IV-6 приведена типовая аэродинамическая характеристика Нп = f(VB) осевого вентилятора типа ЦАГИ УК-2М, на которую нанесены характеристики аэродинамического con-i ротивления теплообменных секций с 4, 6 и 8 рядами труб. Значение к. п. д. вентилятора находится в пределах 0,64——0,73,1 а потребляемая мощность составляет 80——85 кВт, причем большее значение соответствует рабочей точке а-

Из рис. IV-6 видно, что меньшему аэродинамическому соп-| ротивлению соответствует большая производительность венти-1 лятора. Для возможности сопоставления рабочих параметров вентилятора с проектными следует привести их к условиям] построения проектной характеристики по давлению и темпера-1 туре. В практике испытаний встречаются следующие случаи' отклонения фактических параметров вентилятора от проектных.

Самым распространенным является случай, когда угол поворота лопастей вентилятора соответствует проектному углу' (а = апр) и непосредственно измеренное полное давление выше проектного //п. ф > 〃п. ир, а производительность вентилятора ниже проектной Ув.ф < К. пр. Для этого случая (рис. IV-7, а) характеристика вентилятора считается совпадающей с проектной, а уменьшение производительности обусловлено увеличенным аэродинамическим сопротивлением теплообменных секций. Фактическая работа вентилятора характеризуется положением точки 6, а по положению точек 6' и Ь〃 оценивают работу вен’

тилятора при углах поворота лопастей, отличных от проект- ного, т. е. а ^ апр. При незначительном увеличении коэффициента сопротивления и малых значениях угла апр = 10一12° может быть получено равенство VB. ф = VB пр. 』

Во втором случае при соответствии а = аПр фактические на- пор и производительность вентилятора отличаются от проект- ннх: "н.ф V Яп. пр и VB. ф < VB. пр (рис. IV-7,6).

Работа вентилятора определяется положением рабочей точ- 阴.Точка Ь' с параметрами 丛通 < Нп. np, VB. ф = ув. пр может быть получена при а = апр в том случае, если по каким-либо причинам уменьшено а эродин а м и ческое сопротивление секций. Работа вентилятора с параметрами, соответствующим и точке 4, возможна, если а > апр, а снижение аэродинамической ха- ракт叩нспп* незначительно： /7П. ф > /7П. пр, Ув.ф> VB_np. При ° / °№ работая точка 6〃 может практически совпасть с точ- кой а, тогда полный напор и производительность вентилятора соответствуют проектным.

Основными причинами смещения характеристики вентилято- ра могут быть условия входа воздуха в вентилятор, шерохова- то?ъ и загрязнение профиля лопастей, повышенный радиаль- ннй зазор между обечайкой и лопастями вентилятора, уменьшенная скорость вращения. '

Известно, что осевые вентиляторы очень чувствительны к величине зазора между лопастями крыльчатки и обечайкой, поэтому зазор не должен превышать 0,5% диаметра вентиля- ,ра. Для отечественных вентиляторов с лопастями диаметром "в = 2,8 м зазор должен быть 6 < 14 мм, а для dB = 5 0 м должен быть В < 25 мм. '

TneTuft и наиболее общий случай работы аэродинамической схем. АВО предполагает как увеличение аэродинамического сопротивления теплообменных секций, так и смещение характеристики вентилятора (рис. IV-7, в). Положение точки фактической работы при а = апр определяется следующими соотношениями:

△% = Vb. пр —吸.中，△V2 = VB> ф — VB пр, Яп ф < Яп пр,L ф < У в. пр

△匕《А%厶户％.пр，嗔・ф<%.пр

△%《△!，%•№%•№，几通<《пр

Здесь приведены наиболее часто встречающиеся положения рабочей точки с относительно значений "丘 ф и VB. ф только для результатов испытаний при а = аПр. На практике, особенно в условиях промышленных испытаний, взаимосвязь полных напоров н производительностей отличается большим многообразием и зависит от вида характеристики вентилятора, крутизны характеристики аэродинамического сопротивления секций, количественного значения величин VB ф, V： ф, Нп ф и Их положения на общей эксплуатационной характеристике.

Характеристика работы вентилятора н возможные причины снижения его производительности могут быть определены в результате испытаний, но имеется и ряд косвенных признаков, характеризующих неудовлетворительную работу вентилятора. К ннм относятся: уменьшение или увеличение силы тока в цепи электродвигателя, неустойчивый поток воздуха во входном сечении конфузора, периодические обратные хлопки, заметная вибрация аэродинамических элементов вентилятора на напорной стороне. При* параллельной работе нескольких вентиляторов на общую камеру, в которой поддерживается требуе。 мое давление, вентиляторы могут иметь разные фактические показатели по производительности, несмотря на одинаковые конструкции, скорости вращений и условия входа охлаждающего воздуха. Это объясняется как различным тех-| Ническим состоянием вентиляторов, так и неодинаковой установкой углов пово* рота лопастей. Малые углы поворота лопастей на одном из параллельно работающих вентиляторов мог ут привести к увеличению мощности, потребляемой электроприводом, в результате резкого снижения к. п. д. вентилятора.

Для испытания параллельно работающих вентиляторов в условиях акс・ плуатацип изменяют напор на нагнетательной стороне, используя жалюзи илй специальные щиты. Чтобы получить экспериментальные данные при малых зна" чениях напора Нп, один из вентиляторов отключают, сообщая его напорную камеру с областью всасывания соседних вентиляторов, или, если возможно, переводят вентилятор в режим регулирования. Аэродинамические Испытания вентиляторов, связанные с получением эксплуатационной характеристики] % = f (Ув), целесообразно проводить при температурах атмосферного воздуха на 10——15 ℃ ниже расчетного значения, что позволяет в широких преде*; лах изменять режим работы. Таким образом, в результате испытаний можно, получить отдельные характеристики параллельно работающих вентиляторов Н = f(VB) н характеристику сопротивления сети Нп = fi(^p). Для построения суммарной характеристики совместно работающих вентиляторов абсцисс^ пр 'нзводительности складывают, сохраняя величину напора (рис. IV-7, а)・

Параметры рабочей точки а на суммарной характеристике не только ха* р:‘ пизуют давление н расход воздуха, но и однозначно определяют равно*； • всей системы.

Рис. IV-8. Параллельная и последовательная работа вентиляторов в аппаратах воздушного охлаждения:

а—последовательная работа; б—параллельная работа; 1. 2—характеристики первого и второго вентиляторов; 3—характеристика аэродинамического сопротивления секций.

При решении вопроса об интенсификации работы аппаратов воздушного охлаждения часто бывает оправдано применение специальных вентиляторов с целью повышения статического давления воздуха для преодоления повышенных аэродинамических сопротивлений. В этом случае вспомогательные вентиляторы устанавливают последовательно основному вентилятору, и построения суммарной характеристики "n = f(VB)произво* дится сложением ординат полного напора индивидуальных характеристик (рис. IV-8). Характеристика основного вентилятора должна быть получена экспериментально, а зависимость ^п = f(Vb) для вспомогательного вентилятора выбирают по каталогам. При последовательной работе вентиляторов кинетическая энергия, сообщенная потоку первым вентилятором, не теряется на удар, и полученное статическое давление выше суммы "ст отдельных вентиляторов. Например, если два одинаковых вентилятора или основной вентилятор и группа вспомогательных развивают полное давление 2//п, то статическое давление составит "ст =2//п ——〃д (где Нл — динамическое давление). При последовательном включении вспомогательных вентиляторов подача воздуха увеличивается на величину AVB == =Vbi—吸，а развиваемое давление составляет: /7п(1+2)= = Hn] + 〃n2・ Очевидно, что чем выше лежит характеристика вспомогательных вентиляторов, тем больше эффект от совместной работы.

Применение вспомогательных вентиляторов является подчас единственной возможностью для преодоления повышенного сопротивления теплообменных секций особенно, когда оно обусловлено неустранимыми дефектами, например деформацией труб. Вентиляторы можно применять и для местного над- Дува поверхностей, что бывает необходимо для интенсификации теплообмена в отдельных зонах, где повышение скорости воздуха наиболее эффективно.

На рис. IV-9 приведены принципиальная схема совместной Параллельно-последовательной работы двух вентиляторов ч

Piic IV-9. Параллельно-последовательная схема работы основного и дополнительного вентиляторов в АВО:Piic IV-9. Параллельно-последовательная схема работы основного и дополнительного вентиляторов в АВО:/ — аэродинамическое сопротивление секций при работе вентилятора /; 2—аэродинамическое сопротивление секций при разделе поверхности теплообмена между зонами вентиляторов I н 0; 3—аэродииамическая характеристика вентилятора /./ — аэродинамическое сопротивление секций при работе вентилятора /; 2—аэродинамическое сопротивление секций при разделе поверхности теплообмена между зонами вентиляторов I н 0; 3—аэродииамическая характеристика вентилятора /.

Piic IV-9. Параллельно-последовательная схема работы основного и дополнительного вентиляторов в АВО:

Piic IV-9. Параллельно-последовательная схема работы основного и дополнительного вентиляторов в АВО:

/ — аэродинамическое сопротивление секций при работе вентилятора /; 2—аэродинамическое сопротивление секций при разделе поверхности теплообмена между зонами вентиляторов I н 0; 3—аэродииамическая характеристика вентилятора /.

/ — аэродинамическое сопротивление секций при работе вентилятора /; 2—аэродинамическое сопротивление секций при разделе поверхности теплообмена между зонами вентиляторов I н 0; 3—аэродииамическая характеристика вентилятора /.

способ графического подбора вспомогательного вентилятора. Охлаждающий воздух нагнетается в напорную камеру, откуда часть его поступает сразу в теплообменные секции, а другая часть с более высоким давлением направляется в ту часть секций, где возможно достижение большей плотности теплового потока.

При работе одного вентилятора равновесное состояние аэродинак!ической схемы характеризуется положением точки а, которой соответствуют значения 〃па н Va (см. рис.1 V-8). Если установлен дополнительный вентилятор местного наддува, то можно определить его рабочие параметры, позволяющие подобрать оборудование. Предположим, что теплообменная поверхность разделяется на две равные части н аэродинамическое сопротивление каждой части составляет половину общего со* противления. Тогда рабочей точке каждой половины 6 будет соответствовать расход воздуха 2Vb = Va- Пос/ге включения дополнительного вентилятора общее аэродинамическое сопротивление сети уменьшится, и точка а займет новое положение а【・ При этом производительность основного вентилятора увеличится на ДVa = Vai — Va, а преодолеваемое сопротивление уменьшится. Положение точки а( на характеристике вентилятора обычно выбирают заранее из условия энергетических возможностей привода основного вентилятора и желаемого увелнче- ния его производительности. Для этого на правом поле графика Q = f(6) (см. рис. ПЫ1) выбирают новое значение температуры атмосферного воздуха, при которой температура охлаждаемого или конденсируемого продукта в АВО не превышает регламентируемого значения на выходе из АВО.

Далее, определяют необходимый дополнительный тепловой поток AQ.

Зная AQ н Ад, по зависимости q = f(гп) (см. рис. IV-5) оценивают необходимое изменение поверхностной скорости воз-

духа и”， после этого определяют новую производительность вентилятора и положение точки q「 на его аэродинамической характеристике

Параметры дополнительного, вентилятора можно определить графически по рис. IV-8. При включении дополнительного вентилятора рабочие параметры охлаждающего воздуха на участке поверхности без дополнительного наддува определяются положением рабочей точки 6ь При этом расход воздуха через рассматриваемую поверхность уменьшается на ДV& = Vb—Гы и на этом участке поверхности следует ожидать некоторого снижения коэффициента теплопередачи. Необходимая производительность дополнительного вентилятора составит Vc = = Yb + AVb + AVa. Рабочая точка с определяет параметры охлаждающего воздуха для участка поверхности, оборудованной дополнительным вентилятором, который должен подбираться по значениям 匕 н (%с — ”皿).

Для размещения дополнительных вентиляторов выбирают участки н зоны поверхностей теплообмена АВО, на которых увеличение скорости воздуха оказывает существенное влияние на плотность теплового потока. Если вентиляторы устанавливают не на половине общей поверхности, как в рассмотренном случае, а на ее части, то аэродинамическое сопротивление определяют по условию пропорционального деления поверхности АВО.

Рассмотрим примеры аэродинамических характеристик АВО и характерные причины снижения производительности вентиляторов.

На рис. IV-10 приведена эксплуатационная аэродинамическая характеристика вентилятора типа АВЗ, полученная в результате тепловых н аэродинамических испытаний при различных углах поворота лопастей а. Техническая характеристика АВО приведена ниже:

Поверхность теплообмена аппарата, м2 . .5300

Число вентиляторов на один аппарат ...1

Диаметр вентилятора, мм 5000

Частота вращения вентилятора, с— . . . .4,16

Число лопастей 4

Длина труб, м

Установочная электрическая мощность, кВт 100

На первых рядах труб оребренной поверхности испытуемого аппарата в результате длительной непрерывной эксплуатации образовались пылевые и волокнистые отложения и появились значительные пространственные деформации труб, достигшие в центральной части секций 100 мм. Пространственные деформации не только изменили общую картину движения воздуха в шахматном пучке, по и создали зоны повышенного гидравлического сопротивления, что в свою очередь повлияло на равномерность распределения потоков воздуха по поверхности и внутри пучка.

В результате этого вместо работы на проектной характеристике / с рабочей точкой а АВО эксплуатируется на характеристике 2 с рабочей точкой b (см. рис. IV-10). При проектном значении угла поворота лопастей а = 17° производительность в точке фактической работы 8 меньше расчетной в точке а

Рис. IV-10. Эксплуатационная аэродянамическая характеристика вентилятора АВО типа АВЗ:

I—проектная характеристика аэродинамического сопротивления секций; 2—фактическое аэродинамическое сопротивление； 3—характеристика аэродинамического сопротивления после очнсткн теплообменных секций.

на 23,2%, а увеличение напора составляет 11,7%. В случае увеличения а до 20° производительность повысится, но все же будет меньше расчетной на 15,9%. Следует отметить, что увеличение а повлекло бы повышение потребляемой электрической мощности с 56 до 88 кВт и снижение к. п. д. на 5,2%. В связи с этим было принято решение снизить сопротивление секций промывкой их деминерализованной водой и продувкой струей сжатого воздуха давлением 0,7—1,0 МПа.

В результате указанных выше проведенных мероприятий заметно уменьшилось сопротивление секций, производительность в рабочей точк^ Ь' характеристики увеличилась на 16%. Кроме того, на вентиляторе был увеличен угол поворота лопастей а до 23°, однако длительная непрерывная работа с параметрами, соответствующими точке Ь", оказалась невозможной, так как потребляемая двигателем мощность достигла 102 кВт и превысила номинальную. Поэтому а был уменьшен до 20°, и производительность вентилятора составила 143 м3/с.

Опыт эксплуатации АВО свидетельствует, что одной ,из при* чин высокого сопротивления потоку охлаждающего воздуха являются жалюзи, установленные на выходе воздуха из теплообменных секций. Они уменьшают выходную проточную площадь, обычно плохо ориентированы по потоку воздуха, а подчас и полуприкрыты, что создает дополнительные потери.

В табл. IV-5 сведены техническая характеристика АВО фирмы 《Hudson》и результаты их испытаний в производстве, аммиака.

Параметры работы аппаратов / и 2 оказались близкими,' что является следствием одинаковых конструкций, характерна стик оребрения и загрязненностей наружной поверхности теплообмена. Нх производительность меньше расчетного значения примерно на 16%.

Снижение производительности АВО 3 достигает почти 44%, что обусловлено увеличением аэродинамического сопротивления

Табпниа IV-5. Технмчесмш характеристика АВО фирмы «Hudson»

Параметры

Номера АВО

1

1 2

3

Диаметр вентилятора, мм /исло вентиляторов на аппарат Скорость вращения, с-1 Число лопастей

》рядов труб

4267

2

4,4 4

4

4267

2

4,4

4

4267 2

4,4 4

Длина труб, м

3

Установочная мощность электродвигателя, кВт

22

12

22

12

22

Температура воздуха на всасывании, Г^оизводительность вентилятора,

28,1

31,0

26,4

расчетная

фактическая

Угол поворота лопастей, град.

Расчетная мощность на валу электродвигателя, кВт

90,0

76,1 10

16,8

85,0

71,5

11

17,2

96,0 54,0 10

16,8

восста-восста-сети и изменением характеристики вентилятора. АВО 3 эксплуатировался непрерывно в теиенне 8 лбт без йроведения новительных и профилактических мероприятий. При визуальном осмотре ребра теплообменных труб со стороны входа охлаждающего воздуха едва просматриваются, в Отдельных местах отмечено сплошное перекрытие йроходного сечения. Деформация труб не наблюдается, но уплотнение раДййльного зазора разрушено на 80—90% длины кдльца.

восста-

восста-

вспомогательныхвспомогательныхРассмотрим возможность повышения эффективности ABO 1 при использовании трех вспомогательных вентиляторов наддува типа МЦ, соединенных параллельно. Их суммарная характеристйка описываемся линией (/ + 2) (рис. IV-11). При этом работа вспомогательных вентиляторов раепростр映яет- ся на всю поверхность теплообмена; суммарная характеристика основного и вспомогательных вентиляторов соот- ,,…

вспомогательных

вспомогательных

26026020®17020®170理 W0W4 v6t^c理 W0W4 v6t^cветствует линии (1 + 2). При наддуве равновесное состояние системы из точкя Qj переместится в точку 仇， а производительность составит 104 м8/с, что на 15,6% больше npq- ектного значения. С увеличением скоростей охлаждающего во§ду^а

260

260

20®

170

20®

170

理 W0W4 v6t^c

理 W0W4 v6t^c

Рис. 1V-11. Пример интенсификации AI О при последовательной установке дополнительных вентиляторов наддува:

7 -характеристика основндго вентилятора; ^—характеристика дополЙйтелЪны.х вентн- тторов; (1 + 2)—суммарная характерн- стнка; 3 —аэродинамическое сопротивление теплообменных Секций.

система приобретает ббльшую устойчивость и будет меньше подвержена влиянию давления ветра. Режим работы основного вентилятора будет характеризоваться рабочей точкой а1( а мощность на валу электродвигателя будет составлять примерно 20 кВт.

Анализ результатов многократных испытаний различных типоразмеров АВО, эксплуатируемых в условиях химической и нефтехимической промышленности, показывает, что если расход охлаждающего воздуха выше проектного на 12—15%, то коэффициент теплопередачи К увеличивается в среднем на 11%. Интенсификация работы АВО по коэффициенту теплопередачи (на 7——8% в зависимости от климатического района) обеспечивает дополнительно 700——1500 ч устойчивой работы оборудования без отклонений от технологического регламента. Последнее обстоятельство особенно важно, так как повышение эффективности работы относится к наиболее теплому периоду года.

С увеличением подачи охлаждающего воздуха рост логарифмической разности температур 0ср тем меньше, чем выше ее абсолютное значение. При 0Ср > 40 ℃ в поверочных расчетах АВО изменением 0Ср можно пренебречь, так как оно практически не превышает 2,0%. Если ©ср < 40 ℃, а особенно при значениях 0ср < Ю ℃, характерных для конденсации насыщенных паров холодильных агентов, увеличение расхода воздуха через теплообменные секции на 12—15% существенно увеличивает 0СР.

Обобщенная тепловая характеристика АВО

По результатам тепловых и аэродинамических испытаний АВО с учетом фактических показателей можно построить их обобщенную тепловую характеристику. Цель построения такой характеристики — объединение в одном графике параметров, определяющих тепловой поток н энергетические затраты в зависимости от температуры охлаждающего воздуха, являющейся основной независимой переменной. Обобщенная * тепловая характеристика представляет собой совокупность зависимостей VB = f(Q;6);侬g = f(Q；fi)； a = f(Q；fi) н представлена на рис. IV-12.

При построении обобщенной тепловой характеристики по оси ординат откладывают количество воздуха, участвующего в теплообмене (производительность вентилятора), а по оси абсцисс——температуру охлаждающего воздуха на входе в теплообменные секции. Характеристика соответствует номинальной тепловой нагрузке аппарата, выше н ниже которой строят зависимости Q = var для интервала работы данного агрегата. Чтобы оценить энергетические затраты, наносят линии значений электрической мощности двигателя, соответствующие оп< ределенной производительности вентилятора. 〔

Связь тепловой характеристики с эксплуатационными па, раметрами вентиляторов осуществляется через угол поворота

Рис. IV-12. Обобщенная тепловая характеристика АВО, эксплуатируемого в режиме конденсации отработавшего пара паровой турбины:

I — номинальный режим работы; 2—с учетом действия регулятора турбины.

лопастей и производительность вентилятора, определяющих положение рабочих точек н аэродинамическое сопротивление. Построение тепловой характеристики связано с большим объемом испытаний при различных температурах охлаждающего воздуха и нагрузках АВО по расходу охлаждаемой или конденсируемой среды. Если экспериментальное определение положения линии / при номинальном значении Q не вызывает трудностей, то изменение нагрузки АВО в условиях непрерывной эксплуатации не всегда возможно. В этом случае тепловую характеристику строят по результатам теплового н аэродинамического расчетов, изменяя значения Л, Рв, Q н сохраняя примерно неизменным запас поверхности охлаждения. Эксплуатационную тепловую характеристику строят по результатам испытания АВО на одном из возможных режимов.

При конденсации насыщенных паров для построения обобщенной тепловой характеристики следует пользоваться уравнением

применяя известные значения следующих величин: Рр; Q; /к;

F = const; Кф —^ f (up) уз； Нп — f (op) уз・

Расчет производят в следующей последовательности:

первую точку тепловой характеристики определяют по экспериментальному режиму при номинальных значениях Q и /к, удовлетворяющих требованию технологического регламента;

если позволяет эксплуатационная аэродинамическая характеристика, изменяют количество воздуха, участвующего в теплообмене;

по ожидаемому значению 厶 оценивают плотность воздуха в узком сечении проточной части аппарата н определяют МаССОВуЮ СКОРОСТЬ (Ор) уз；

по функциональной зависимости Кф = /(ир)уз определяют новое значение Кф；

рассчитывают температуру 6 по Vb и Q, а затем по таблицам или аналитически находят плотность воздуха и сопоставляют с принятой для расчета. Если обнаруживается заметное отклонение, то расчет повторяют во втором приближении;

по принятому расходу воздуха с учетом эксплуатационной аэродинамической характеристики рассчитывают мощность привода и наносят углы поворота лопастей вентилятора. Таким образом, по принятьш исходным данным можно получить достаточное число точек для построения линии / на рис. IV-12. Если при изменении расхода продукта значение коэффициента теплоотдачи остается авн > 5000 Вт/(м2・К), то линию Q = var строят в рассмотренной последовательности. Если экспериментальные значения коэффициента теплопередачи Кф для режимов Q = var отсутствуют, то последовательность расчета ссн храняют, но при каждом новом значении 匕 необходимо учитывать изменения авн.

При построении тепловой характеристики для режима ох« лаждения и конденсации перегретого пара в расчете нсполь зуют средние значения Кф. ср с учетом распределения поверхно- сти теплообмена по зонам. При охлаждении жидких и газовых сред построение обобщенной тепловой характеристики следует производить в следующей последовательности, используя ис ходные данные для расчета： Рр； Q； /Вх； /Вых；户=const; Кф = = f(0p)y3；方п=『(ор)уз：

первую точку тепловой характеристики определяют п< экспериментальному режиму аналогично определению для кон денсации насыщенных паров;

задаются температурой 厶 и количеством воздуха, уча ствующего в теплообмене, н по уравнению /2 = Q/昭 + 厶 опре деляют температуру воздуха на выходе из АВО;

по /ср = (6 + U)/2 и принятой производительности рас считывают массовую скорость (ир)у§;

по функциональной зависимости Кф = /(ир)уз находя Ко；

пр полученным значениям проверяют тождественное! выражения

(% —力)1п

侬 軍вх 工 ‘2)— (%нх —幻］ед/

при удовлетворительной сходимости принятые значения мо*・

использовать для построения, а в случае отсутствия сходимости расчет повторяют, изменяя температуру 厶；

по принятому расходу воздуха с учетом эксплуатационной аэродинамической характеристики рассчитывают мощность привода.

Графики обобщенной тепловой характеристики дают не только количественную оценку состояния оборудования на период испытаний, но и позволяют анализировать работу оборудования в широком интервале температур атмосферного воздуха и при отклонении нагрузки qt номинальной.

Например, из рис. IV-12 видно, что при установочной мощности электродвигателей 63 кВт и расходе воздуха VB = 150 м3/с номинальная нагрузка \ВО поддерживается до температуры атмосферного воздуха 24,7 ℃ (точка и). Используя возможность изменения угла поворота лопастей до атах = 22°, можно расширить предел работы АВО по температуре охлаждающего воздуха Ю 30 °C, повысив при этом расходуемую мощность примерно до 100 кВт. Целесообразность такого мероприятия определяется технико-экономическим обоснованием с учетом влияния режима работы АВО на качество ведения техно- югического процесса и т. д.

По мере снижения температуры охлаждающего воздуха его расход можно уменьшить, что приводит к смещению положения точек а', а" на рис. IV-12. Это достигается регулированием АВО с соответствующим снижением мощно- 「тн, потребляемой электродвигателем.

Возможен вариант работы при неизменной производительности вентилятора, но при увеличении паровой нагрузки конденсатора (точки Ь', Ь〃). В нашем примере при температуре 19,7 ℃ паровая нагрузка АВО может быть увеличена на 10%. Реальный рабочий процесс с клапанным регулированием расхода пара идет несколько иначе, чем в рассмотренном выше случае при условии, что давление конденсации постоянно. При повышении температуры 厶 с.ткрываются клапаны регулирования расхода пара, поддерживая тем самым постоянство мощности турбины; конденсатор в этом случае работает с повышенной тепловой нагрузкой и увеличенным расходом охлаждающего воздуха <точка Qi). Положение линии 2 на рис. IV-12 получают экспериментально или рассчитывают, исходя из характеристики турбины (обычно увеличение противодавления на 2 кПа приводит к перерасходу пара на 1,0—2,5%). Точка b на рис. IV-12 характеризует работу воздушного конденсатора при сниженной тепловой нагрузке, в результате чего достигается более высокая температура А = 28 ℃ при номинальном давлении конденсации.

Обобщенные тепловые характеристики хорошо отражают влияние величин Кф н 0ср на работу АВО н их связь с расхо дом охлаждающего воздуха. Чем больше изменяется Кф н чем выше значение 0Ср, тем более пологой является обобщенная тепловая характеристика. В отдельных случаях обобщенная тепловая характеристика работы АВО может быть дополнена зависимостями Рк = f(Q;厶)и /к = f(Q;厶)，что дает большую наглядность, а также обеспечивает связь тепловой характеристики с контролируемыми параметрами.

Пути повышения эффективности АВО

Основные направления повышения эффективности АВО ^иедующие:

увеличение производительности основного вентилятора

за счет аэродинамического резерва или применения вспомогательных вентиляторов наддува； изменение схемы подачи охлаждающего воздуха;

применение параллельно-последовательных схем обвязки I при конденсации парогазовых смесей и холодильных агентов;

использование АВО с концевыми кожухотрубными теплообменниками и вспомогательными холодильными циклами;

уменьшение аэродинамического сопротивления теплообменных секций, достигаемое промывкой их моющим раствором и продувкой сжатым воздухом или паром;

удаление конденсата из внутренних сечений труб АВО или секций, для этого приподнимают трубы на определенный угол;

совершенствование системы отбора конденсата;

эффективное использование систем орошения с мини-) мальными потерями воды;

выбор схем регулирования, обеспечивающих эффективную работу АВО в зависимости от температуры атмосферного воздуха.

Нередки случаи, когда при наращивании мощностей действующего производства система воздушного охлаждения, до этого эксплуатируемая в расчетном режиме, становится узким местом в технологическом процессе, что требует интенсификации ее работы с целью обеспечения более высокого теплового I потока при расчетных температурах охлаждающего воздуха.' Обычно имеется некоторый резерв увеличения расхода воздуха через АВО, обеспечиваемый изменением угла поворота лопа-1 стей, но часто этого недостаточно. Тогда можно использовать дополнительные вентиляторы местного или общего наддува, I изменить схему обвязки теплообменных секций, установить дополнительное теплообменное оборудование или применить комбинированные схемы охладителя.

Помимо применения вспомогательных вентиляторов хорошие результаты дает использование комбинированный схем с | концевыми кожухотрубными холодильниками, рассчитываемы-1 ми на периодическую и непрерывную работу. Вентиляторы над-1 дува, способствуя увеличению коэффициента теплопередачи I Кф на АВО, тем самым уменьшают требуемое количество ох-1 лаждающей воды в кожухотрубном холодильнике и необходи-| мую поверхность теплообмена.

Заметный эффект могут дать изменение схемы обвязки и перераспределение охлаждающего воздуха, особенно при кон-1 денсации н охлаждении многокомпонентных смесей. Несмотря на то, что комбинированные схемы с применением вспомога- f тельных холодильных циклов требуют дополнительных капитальных затрат, их работа в схемах систем воздушного охлаждения отличается высокой эффективностью и стабильностью параметров испарения, охлаждения и конденсации холодиль* пого агента.

Следует подчеркнуть, что при использовании вспомогательного оборудования, комбинированных схем н холодильных циклов дополнительное оборудование не должно подменять основных аппаратов, а должно обеспечивать рассеивание необходимого количества дополнительного тепла в соответствии с характером характеристики Q = f(ti).

Для аппаратов н систем воздушного охлаждения, эксплуатируемых в режимах, близких к расчетным, задача повышения эффективности оборудования сводится к поддержанию работоспособности АВО с высоким коэффициентом использования в течение всего периода эксплуатации. Для этого необходима периодическая промывка оребренных поверхностей моющими растворами не менее 1 раза в год. Промывку осуществляют при остановленном вентиляторе по ходу и против движения охлаждающего воздуха с последующей продувкой сжатым воздухом или паром. При использовании группы аппаратов промывку проводят на режимах регулирования, когда имеется возможность остановить один из вентиляторов, не нарушая технологический процесс. Обычно промывку приурочивают к началу теплого периода года. Периодическая очистка оребренных поверхностей позволяет избежать значительного повышения аэродинамического сопротивления, снижения производительности вентилятора, уменьшения коэффициента теплопередачи ^ф н увеличения термических сопротивлений при загрязнении.

При охлаждении в АВО жидких продуктов на внутренней поверхности труб появляются различного рода загрязнения, удаление которых позволяет повысить эффективность работы АВО, особенно при коэффициенте теплоотдачи авн V < 2500 Вт/ (м2«К)- Периодичность очистки внутренней поверхности труб устанавливают по результатам испытаний АВО, которые позволяют оценить интенсивность увеличения термического сопротивления в процессе эксплуатации.

Наиболее характерным недостатком работы АВО в режиме конденсации продуктов является увеличение термического сопротивления секций вследствие образования заливных н застойных зон. Чтобы предотвратить это явление, можно поднять теплообменные секции на двойную стрелу прогиба со стороны входа конденсируемого продукта, что позволит обеспечить эффективный гидростатический отбор жидкости. Обычно в ус* ловиях действующих производств секции аппаратов поднимают на 150—250 мм, что достаточно для обеспечения отбора конденсата и вместе с тем не оказывает существенного влияния на общее аэродинамическое сопротивление.

Подъем теплообменных секций легко осуществим в одноходовых АВО, наиболее часто применяемых для конденсации Перегретых и насыщенных паров. В двухходовых АВО с дифференцированным разделением передней крышки (рис. IV-13) подъем теплообменной секции G。стороны задней крышки при-

Рис. IV-13. Наклон двухходовой теплообменной секции для уменьшения влияния пленки конденсата:

I — передняя крышка; 2——перегородка; 3—теплообменные трубы; 4—задняя крышка; 5—гидравлический затвор； Л—высота подъема секции.

водит к накоплению конденсата в первом ходе, увеличению гидростатического и термического сопротивлений аппарата. Этого можно избежать, если предусмотреть гидравлический затвор между первым и вторым ходом. В гидравлическом затворе высота столба конденсата жидкости будет уравновешивать гидравлическое сопротивление трубного пространства первого хода н способствовать отводу образующегося в первом ходе конденсата. Гидравлический затвор представляет собой U-образную стальную трубку диаметром 20—25 мм, которую устанавливают внутри передней крышки и крепят к перегородке сваркой (рис. IV-13).

Заметное влияние на работу теплообменных секций в режиме конденсации оказывает общая система отбора конденсата н его транспортирование до ресивера. Большое число АВО, разветвленная сеть трубопроводов, провисшие участки труб могут привести к образованию гидравлических пробок и заполнению конденсатом нижних рядов труб теплообменных секций, что в свою очередь приведет к снижению тепловой эффективности использования поверхностей теплообмена. Поэтому системы отбора должны выполняться с максимально возможным уклоном в сторону сборного ресивера, а запорная арматура располагаться на вертикальных участках.

Опыт эксплуатации показывает, что в теплообменных трубах могут накапливаться неконденсирующиеся примеси, уменьшающие коэффициент теплоотдачи осВн и снижающие эффективность использования АВО. Для устранения этого системы воздушного охлаждения должны оборудоваться специальными дренажными линиями периодического отвода инертных компонентов. Периодичность открытия дренажных линий определяют экспериментально. Следует подчеркнуть важность модернизации систем впрыска воды в охлаждающий воздух для его адиабатического увлажнения, что позволяет получать хорошие результаты при эксплуатации в пиковых режимах. Основное требование к работе систем увлажнения — обеспечение стабильного мелкодисперсного распыла воды, в конструктивном отношении ——размещение форсунок в местах, удобных для очистки и замены их без остановки основного вентилятора.

В условиях непрерывной напряженной эксплуатации нередки случаи загрязнения форсунок и переход их на стройную подачу воды. При этом резко снижается эффективность системы увлажнения, а очистка форсунок весьма затрудняется, поскольку они расположены на напорной стороне вентилятора.

В холодный период года возможно переохлаждение и замерзание конденсата на выходе из теплообменных секций н в застойных зонах. При невозможности обеспечения на АВО экономичного н эффективного регулирования в практике обычно используют специальные щиты для уменьшения расхода воздуха на тех теплообменных секциях, где отмечается тенденция к замерзанию теплоносителя. Хорошие результаты дает частичное жалюзирование поверхностей со смещением зоны активной конденсации в сторону выхода продукта, тем самым сокращается путь конденсата н уменьшается возможность его переохлаждения.

Для обеспечения работоспособности АВО особенно важное значение имеет соблюдение требований регламента производства, достигаемое использованием технологического резерва. В крупных производствах химической и нефтехимической промышленности на многих участках технологической схемы используются АВО, эксплуатируемые в одинаковых или близких режимах, на одной и той же среде и при одних и тех же рабочих параметрах. Как показывает анализ эксплуатации этих аппаратов, они не всегда имеют полную нагрузку, а следовательно резерв их поверхности теплообмена может быть использован для конденсации или охлаждения однотипного продукта. В качестве примера можно привести конденсаторы паровых турбин крупнотоннажного производства аммиака. Обвязка выхлопных паровых коллекторов дополнительными трубопроводами, ранее не предусмотренными проектом, позволила увеличить на 3—4℃ предельную температуру атмосферного воздуха, до которой установка работает в оптимальном режиме без перерасхода пара.

Анализ результатов многочисленных тепловых и аэродинамических испытаний показывает, что в большинстве случаев при интенсификации работы АВО необходимо переработать несколько различных вариантов интенсификации и только при использовании комплекса мероприятий может дать ожидаемый результат.

Конструктивное оформление предполагаемого варианта интенсификации может быть разнообразным: от откидных щитов для смещения зоны конденсации н коробов отвода горячего воздуха в целях уменьшения рециркуляции до дополнительных элементов конструкций с использованием вспомогательных вентиляторов и переобвязки теплообменных секций.

Глава V

РЕГУЛИРОВАНИЕ АВО

Общие задачи и параметры регулирования

Крупнотоннажные химические и нефтехимические производства характеризуются стабильностью работы основного и вспомогательного оборудования по расходу, температуре, давлениям технологических потоков, что предопределяет высокие требования к регулированию аппаратов и систем воздушного охлаждения. Регулирование способствует экономии энергии н сырья, удлинению сроков службы воздушных теплообменников, повышение надежности работы оборудования и эффективному ведению технологического процесса.

АВО в отличие от кожухотрубного теплообменного оборудования в большей степени подвержены влиянию факторов, от которых зависит их тепловая производительность. К таким факторам относятся колебания температуры охлаждающего воздуха в теплый и холодный периоды года, достигающие 30℃ в течение суток, температуры воздуха 厶，составляющие 8—12℃； разность минимальной зимней и максимальной летней температур во многих районах находится в пределах 50——70 ℃.

Воздушное охлаждение рассчитывают на определенную температуру атмосферного воздуха, при которой поддерживаются оптимальные параметры охлаждаемой или конденсируемой среды. При повышении температуры охлаждающего воздуха выше расчетной принимают меры по интенсификации работы систем воздушного охлаждения： применяют систему увлажнения охлаждающего воздуха, концевые холодильники и т. д. В остальное время года (когда температура воздуха ниже расчетной) имеется возможность снизить энергетические затраты регулированием АВО. '

В зависимости от температуры 厶 системы регулирования функционируют таким образом, чтобы обеспечивалась возможность эксплуатации АВО в режиме естественной конвекции. В теплый период года тепловой поток в режиме естественной конвекции может достигать 30% номинального для принудительной подачи охлаждающего воздуха. В холодный период года при 匕 ниже 25―30 ℃ может обеспечиваться расчетная тепловая производительность аппаратов.

Самой существенной статьей эксплуатационных расходов АВО является электроэнергия, потребляемая приводом вентилятора и насосным оборудованием вспомогательных устройств. При эффективном регулировании экономия электроэнергии может достигать 60% потребляемой двигателями при температуре 介 и номинальном тепловом потоке.

Основная задача регулирования АВО сводится к обеспечению оптимальной температуры технологического потока на выходе

из аппарата. Система регулирования должна обеспечивать требования технологии независимо от изменения режима работы вентилятора, увеличения термического сопротивления, снижения аэродинамических показателей, колебаний расхода охлаждаемого или конденсируемого продукта или его температуры на входе в АВО. Изменение всех перечисленных параметров может быть условно отнесено к регулированию по температуре £卜 так как каждый из указанных параметров вместе с температурой 厶 влияет на величину теплового потока. Трудность создания высоко эффективной системы регулирования, охватывающей все параметры, заключается в том, что каждый из них действует на теплосъем Q по вполне определенному закону. Применяют следующие способы регулирования:

изменением количества охлаждающего воздуха, подаваемого в теплообменные секции;

подогревом воздуха на входе в АВО или перед теплообменными секциями;

перепуском части технологического потока по байпасным линиям через регулирующие клапаны;

увлажнением охлаждающего воздуха н поверхности теплообмена.

Сущность процесса регулирования изменением подачи охлаждающего воздуха заключается в сохранении равенства Кфбср = =Кф8ср1 (значения К*, 0Ср соответственно в номинальном режиме и режиме регулирования). По мере снижения температуры 6 плотность теплового потока увеличивается, что обусловлено повышением логарифмической разности температур 6СР и соответствующим снижением значения /Вых- При этом устанавливается новое равновесное состояние: Кф2&р2 > Кф&р при 备曰*2 V V /вых тщ. После превышения допустимого отклонения система регулирования уменьшает подачу охлаждающего воздуха к теплообменным секциям. В соответствии с характером протекания зависимости Кф =，(ир)уз уменьшается коэффициент теплопередачи, достига>я значения Аф, а логарифмическая разность температур становится равной 6Cpi. В процессе отклонения н регулирования наблюдается следующее соотношение параметров ^Ф = Кф2 > Кф1； 6Ср2 > 6cpi > 6сР. Таким образом, по мере увеличения или уменьшения 厶 в интервале регулирования аппарат проходит ряд равновесных состояний ^ф6cp = Кф» хбср. х, в каждом случае обеспечивая постоянное значение /Вых- Процесс регулирования становится значительно сложнее, если с изменением tj изменяются температура %х или массовый расход Gn.

При конденсации перегретых н насыщенных паров с гидростатическим отбором конденсата понижение или повышение температуры сопровождается изменением массового расхода конденсируемого продукта, поэтому коэффициент теплопередачи Кф определяется не только величиной (ор)уз, но и коэффициентом внутренней теплоотдачи. Влияние аВн особенно заметно в зоне охлаждения перегретого пара.

В результате регулирования при восстановлении значений Рк н £к массовый расход становится равным номинальному, а равновесное состояние характеризуется равенством КфВср = ==Кф 10ср !•

При непрерывной длительной эксплуатации могут изменяться аэродинамические свойства аппарата и его термическое сопротивление как со стороны продукта, так и со стороны охлаждающего воздуха. Эти факторы приводят к снижению экономической эффективности регулирования.

Регулирование подачи охлаждающего воздуха возможно жа- люзированием поверхностей теплообмена н выхода вентилятора; изменением угла поворота лопастей； применением электродвигателей с переменной частотой вращения； отключением вентиляторов или поверхностей теплообмена； использованием в схеме привода гидромуфт, гидротрансформаторов, вариаторов, коробок изменения скоростей и т. д.

Жалюзи (заслонки, шторки) устанавливают в потоке воздуха на выходе из теплообменных секций в верхней части аппаратов. Жалюзи можно устанавливать н непосредственно на выходе вентилятора, но энергетически это менее выгодно по сравнению с размещением их в верхней части, где скорость воздуха меньше. Управляют жалюзями вручную или автоматически, причем возможно дифференцированное использование жалюзей одного аппарата. Несмотря на то, что жалюзи являются самым распространенным способом регулирования расхода воздуха, они не обеспечивают экономии энергетических затрат. В отдельных случаях в зависимости от эксплуатационной характеристики вентилятора, аэродинамического сопротивления теплообменных секций и к. п. д. вентилятора мощность, потребляемая электродвигателем из сети, может снижаться на 10—12%, но не исключено ее увеличение.

Анализ данных эксплуатации и промышленных испытаний свидетельствует о том, что жалюзийные решетки увеличивают аэродинамическое сопротивление аппарата, причем тем больше, чем хуже они ориентированы по потоку воздуха в исходном по- ложении. Применение жалюзей позволяет перераспределять потоки воздуха между теплообменными секциями, предупреждать возможное замерзание теплоносителя, предохранять теплообменные поверхности от атмосферных воздействий. В аппаратах, где несколько вентиляторов работает параллельно на одну напорную камеру, жалюзи, установленные на выходе из вентилятора, служат не только для регулирования подачи воздуха, но н для перекрытия проходного сечения вентилятора при его непредвиденной остановке или при техническом обслуживании и ремонте.

Регулирование изменением угла поворота лопастей осуществляется вручную при остановленном вентиляторе или автоматически при использовании пневматического или электромеханического привода.

Для АВО типа АВГ с диаметром колеса вентилятора 2,8 м существует конструкция механизма дистанционного ручного по- ворота лопастей без остановки колеса вентилятора. На штурвале механизма, размещенного за пределами диффузора аппарата, имеется ограничитель поворота с фиксатором, гарантирующим определенное и неизменное положение лопасти. Интервал изменения угла наклона лопастей составляет от 25 до минус 10 градусов.

В условиях непрерывно действующих производств ступенчатое изменение угла поворота лопастей с остановкой вентилятора предусматривают для сезонного регулирования. Возможность автоматического непрерывного изменения угла поворота лопастей позволяет осуществить оптимальное регулирование, при котором положение лопасти в каждый момент времени соответствует определенной температуре воздуха. При использовании автоматического регулирования конструкция исполнительных механизмов проста и надежна. В АВО с пневматическим приводом шток, связанный с хвостовиками лопастей, перемещается давлением сжатого воздуха, воз де йствующи м на мембрану и возвратную пружину.

Электромеханический привод аналогичен ручному дистанционному, но вместо штурвала имеется электродвигатель с понижающей передачей. Механизмами автоматического поворота лопастей можно управлять с центрального пульта управления, находящегося на значительном расстоянии. Автоматическое регулирование позволяет поддерживать выходную температуру tBax с точностью до ±1 ℃ н открывает широкие возможности регулирования АВО с двумя и большим числом вентиляторов, при этом достаточно установить механизм поворота лопастей только на одном из вентиляторов.

Процесс регулирования для двухвентиляторного агрегата происходит в следующей последовательности: на номинальном режиме работают оба вентилятора с максимальными углами поворота лопастей； по мере снижения температуры 厶 на регулируемом вентиляторе угол выводится до номинального； далее отключают вентилятор, работающий без регулирования, а на регулируемом восстанавливают необходимый угол поворота； при дальнейшем снижении 介 поворот лопастей на работающем вентиляторе вновь доводится до минимального, вентилятор отключается н АВО переводится в режим естественной конвекции.

Поддержание оптимального значения /вых возможно при плавном изменении частоты вращения вентилятора. Плавное изменение вращения асинхронного электродвигателя возможно при помощи тиристорных преобразователей частоты (ТПЧ) с глубиной плавного регулирования 1/10, но их пока не применяют в приводе вентилятора АВО, хотя широко используют для регулирования двигателей в других областях. В практике регулирования изменением частоты вращения применяют двухскоростные двигатели, которые обеспечивают достаточно высокую

Таблица V-1 ・ Последовательность операций при ступенчатом регулировании трех АВО

Номер режима

Частота вращения двигателя, %

АВО-1

АВО-2

АВО-З

1

100

100

2

50

100

3

50

50

4

0

50 или 100

5

0

50

50 или 100

6

0

0

60 или 100

7

0

0

8

Естественная конвекция

Примечание. Режим № I —номинальный, при котором угол поворота лопастей обеспечивает поддержание требуемой "нх*

эффективность в системах воздушного охлаждения, где установлено три — четыре н более АВО. Изменение частоты вращения двигателя позволяет работать на наиболее экономичном режиме. Даже в теплый период эксплуатации появляется возможность экономить электроэнергию с учетом суточных колебаний температур. Регулирование по этому способу можно осуществлять вручную или автоматически.

При ступенчатом регулировании трех АВО, оснащенных двухскоростиыми двигателями, по мере снижения температуры f】целесообразно применять последовательность операций, указанную в табл. V-1.

Изменение частоты вращения вентилятора, а следовательно и его производительности, возможно при использовании в приводе различных трансформирующих устройств: гидромуфт, гидротрансформаторов, вариаторов^коробок перемены скоростей и т. д. Несмотря на то, что включение в силовой привод дополнительного оборудования позволяет экономить электроэнергию, надеж* ность привода снижается, требуются дополнительные затраты на механическое и гидромеханическое оборудование. Разработки по этому способу изменения производительности вентилятора не вышли из стадии испытаний и в действующих производствах распространены мало.

В системах воздушного охлаждения включающих 8—12 и более однотипных АВО или такое же число вентиляторов при меньшем числе аппаратов достаточно плавное регулирование может быть получено последовательным отключением вентиляторов или выводом из активного теплообмена части поверхности охлаждения. Чтобы исключить повышение гидравлического сопротивления или возможное переохлаждение и замерзание продукта. Такая схема регулирования является ступенчатой; в экономическом отношении эта схема приближается к схеме ступенчатого регулирования двигателей с двухскоростным приводом. Применение ступенчатого регулирования дает хорошие результаты при достаточно широких пределах колебаний температуры 厶・

Из рассмотренных вариантов регулирования подачи охлаждающего воздуха наиболее эффективны в отношении устойчивого значения /вых варианты плавного бесступенчатого изменения производительности вентилятора, достигаемого регулированием угла поворота лопастей н оборотов двигателя. Расчеты и практика эксплуатации показывают, что при числе АВО в системе воздушного охлаждения больше четырех по экономической эффективности к бесступенчатому регулированию приближается ступенчатое регулирование частоты вращения двигателя н регулирование отключением вентиляторов и поверхностей теплообмена. Изменение расхода охлаждающего воздуха, создаваемое жалюзями, в сравнении с другими способами не дает заметного экономического эффекта, но достаточно эффективно может влиять на устойчивость температуры /вых. По точности регулирования /вых этот способ близок к бесступенчатому. Для надежной работы конструкция жалюзи должна быть прочной с жесткими кинематическими связями привода и строгой ориентацией их по ходу охлаждающего воздуха.

При втором способе регулирования охлаждающий воздух подогревается на входе в вентилятор или перед теплообменными секциями. Процесс поддержания /внх ^ const осуществляется воздействием на логарифмическую разность температур с целью сохранения ее постоянного значения по мере снижения температуры 介.

Обеспечение определенной величины повышения температуры воздуха в контуре подогрева достигается изменением расхода греющего агента (пара или воды), циркулирующего в этой системе. Увеличение расхода греющего агента целесообразно до определенного значения внутреннего коэффициента теплоотдачи авн = 3000—4000 Вт/(м2-К), так как дальнейшее увеличение мало отражается на значении Кф, а следовательно н на подогреве воздуха. В конструкциях отечественных АВО воздух подогревают перед теплообменными секциями.

Кроме этого, подогревают продукт, подавая греющий агент в специальные трубы, установленные внутри труб, предназначенных для охлаждения основного продукта. Эту конструкцию применяют в аппаратах АВГ-В н АВГ-ВВ, и она хорошо зарекомендовала себя при охлаждении масел, битума и других тяжелых и вязких продуктов.

Для широкого интервала изменения температуры £】хорошие результаты по стабилизации fBbIX можно получить, применяя жалюзи и одновременно подогревая воздух, так как одного подогрева часто бывает недостаточно, особенно при низких температурах. Такая комбинированная схема (жалюзи, подогрев) удовлетворительно показала себя в условиях производства, но она требует дополнительных затрат на подготовку и транспортирование греющего агента. Стабилизация выходной температуры охлаждаемой или конденсируемой среды при регулировании достигается снижением производительности

Рис. V~L Наиболее распространенные схемы рециркуляции охлажденного воздуха:а — рециркуляция горячего воздуха при остановленном вентиляторе; б—рециркуляция горячего воздуха на всасывании действующих вентиляторов; в—рециркуляция холодного воздуха из общей напорной камеры при остановленном вентиляторе; / — направление движения воздуха; 2—остановленные вентиляторы.Рис. V~L Наиболее распространенные схемы рециркуляции охлажденного воздуха:а — рециркуляция горячего воздуха при остановленном вентиляторе; б—рециркуляция горячего воздуха на всасывании действующих вентиляторов; в—рециркуляция холодного воздуха из общей напорной камеры при остановленном вентиляторе; / — направление движения воздуха; 2—остановленные вентиляторы.

Рис. V~L Наиболее распространенные схемы рециркуляции охлажденного воздуха:

а — рециркуляция горячего воздуха при остановленном вентиляторе; б—рециркуляция горячего воздуха на всасывании действующих вентиляторов; в—рециркуляция холодного воздуха из общей напорной камеры при остановленном вентиляторе; / — направление движения воздуха; 2—остановленные вентиляторы.

Рис. V~L Наиболее распространенные схемы рециркуляции охлажденного воздуха:

а — рециркуляция горячего воздуха при остановленном вентиляторе; б—рециркуляция горячего воздуха на всасывании действующих вентиляторов; в—рециркуляция холодного воздуха из общей напорной камеры при остановленном вентиляторе; / — направление движения воздуха; 2—остановленные вентиляторы.

вентилятора н рециркуляций нагретого при теплообмене воздуха на всасывании работающих вентиляторов (при помощи жалюзи).

На рис. V-1 приведены схемы комбинированного регулирования с рециркуляцией нагретого воздуха н с перепуском холодного воздуха. На рис. V-1, а условно изображен АВО в режиме регулирования, когда остановлен один вентилятор и прикрыты верхние жалюзийные решетки. Воздух с температурой t V tip после теплообмена в секции частично рассеивается в атмосферу, а частично через свободную зону остановленного вентилятора снова поступает на всасывание. Количество воз- духа, участвующего в рециркуляции, определяется степенью прикрытия жалюзи, и его относительная величина возрастает со снижением производительности вентилятора.

Схема на рис. V-1, б иллюстрирует рециркуляцию горячего воздуха через жалюзийную решетку с нагнетательной стороны вентилятора на всасывающую, где он смешивается с холодным воздухом. Подсос холодного воздуха может быть изменен величиной открытия боковых жалюзей. Схема перепуска холодного воздуха с напорной стороны работающего вентилятора в зону с остановленным вентилятором и далее в атмосферу показана на рис. V-1, в. На практике таким способом часто пользуются при регулировании аппаратов с несколькими вентиляторами, работающими на общую напорную камеру (аппа* раты типа АВГ-Т). Рециркуляция воздуха при помощи жалюзи являются типичным примером комбинированного регулирования работы АВО, при котором стабилизация /вых достигается как изменением расхода охлаждающего воздуха, так и повышением его температуры в результате перетока.

Два других способа регулирования применяют редко, особенно в последнее время. При перепуске части технологического потока по байпасным линиям через перепускные регулирующие клапаны переохлажденная в АВО среда подогревается горячим потоком до необходимой температуры н направляется в технологический процесс. При этом способе поток жидкости в трубах резко уменьшается и увеличивается вероятность его замерзанья. Система увлажнения охлаждающего воздуха и поверхностей теплообмена хотя н предназначена для обеспечения работы АВО при температурах выше расчетной, однако в некоторых случаях ее можно рассматривать и как систему регулирования. Наиболее типичным примером такого случая является включение увлажнения при остановке одного из вентиляторов системы воздушного охлаждения для профилактического осмотра или ремонта.

В современных конструкциях АВО применяют совместное регулирование несколькими способами, сочетание которых дает возможность обеспечить экономию электроэнергии и стабилизацию выходной температуры. Условия регулирования н регулирующие устройства упрощаются, если на выходе из АВО требуется возможно более низкая температура, или охлаждение должно производиться с учетом возможности частичного замерзания теплоносителя, выпадения осадка, изменения теплофизических свойств.

Создание эффективной и работоспособной системы, обеспечивающей заданное качество регулирования, требует, прежде всего, знания свойств АВО, т. е. их статических и динамических характеристик. Изучение свойств объекта возможно аналитическим и экспериментальным путем, причем как в первом, так и во втором случаях АВО или система воздушного охлаждения изучается вне зависимости от того, какой способ регулирования будет использован впоследствии.

Аналитическое изучение объекта сводится к сопоставлению уравнений, характеризующих АВО в равновеецрм состоянии и переходном режиме. В общем виде динамические характеристики объектов регулирования описываются обыкновенными дифференциальными уравнениями с постоянными коэффициен- гами. Числовые коэффициенты, входящие в уравнения, зависят от конструктивных особенностей АВО, характера движения теплоносителей, теплопередающей способности аппаратов. Надо сказать, что аналитически невозможно охарактеризовать все многообразие независимых переменных, влияющих на регулируемый параметр /вых, поэтому свойства АВО исследуют экспериментально, снимая на действующих аппаратах статические и динамические характеристики. Для систем, характеризуемых одной входной Л н одной выходной величиной /вых, процессы регулирования могут быть описаны обобщенным уравнением вида

rie В ——постоянный коэффициент, имеющий конкретное значение для того или иного процесса; AQ ——результирующее энергетическое воздействие на объект, вызывающее отклонение выходной величины.

Коэффициент В характеризует динамические свойства объекта и определяет характер изменения /Вых во времени. В общем случае AQ — разность ме* жду количеством тепла, которое необходимо отводить от охлаждаемой или конденсируемой среды Qc, и фактическим количеством тепла, отводимом воздухом при данной температуре Qb

△Q = Qb — Qc

В состоянии равновесия AQ = 0, производная (dt^ldx) также равна нулю, что соответствует вполне определенному значению /Вых. Если AQ 峻 О, то в АВО возникает переходный процесс, при котором температура fBMx изменяется во времени. Характер этого изменения определяется дифференциальным уравнением

Gncp. п 喜詈=Кф/7 А0Ср

где Ср. п — удельная теплоемкость охлаждаемого продукта; т—время; Д0ср — изменение логарифмической разности температур.

При снижении или повышении температуры охлаждающего воздуха зна- ченне Кф практически остается без изменения, поверхность теплообмена зависит от конструкции АВО, а динамика выходного параметра /Вых полностью определяется изменением логарифмической разности температур Д0ср. Связь температур f】и /Вых определяется из уравнения баланса тепловых потоков

GnCp. n (tвx - ^вых)—g通p.в 伽一/I)

где Ср. в — удельная теплоемкость охлаждающего воздуха.

После преобразований уравнение динамики изменения температуры ^ВЫх принимает вид

где Т — постоянная циональности.Выражениегде Т — постоянная циональности.Выражениевремени системы охлаждения; с—коэффициент пропор-времени системы охлаждения; с—коэффициент пропор-'внх = СI (1 - е 装)'внх = СI (1 - е 装)

где Т — постоянная циональности.

Выражение

где Т — постоянная циональности.

Выражение

времени системы охлаждения; с—коэффициент пропор-

времени системы охлаждения; с—коэффициент пропор-

'внх = СI (1 - е 装)

'внх = СI (1 - е 装)

представляет собой решение дифференциального уравнения первого роридка.

Дифференциальными уравнениями описываются и переходные процессы в объектах, монотонно накапливающих или рассеивающих различные виды энергии. Такие объекты, которым присущи скачкообразные изменения входной величины, носят название апериодических звеньев. Изменение температуры охлаждающего воздуха носит монотонный характер, но для малого отрезка времени с учетом чувствительности приборов, точности исполнительных механизмов и характера кривой разгона можно считать, что изменение /ВЫх во времени близко к экспоненциальному (рис. V-2, а). Из рассмотрения кривой видно, что с течением времени выходная величина стремится к новому постоянному значению. Время разгона равно примерно четырем значениям постоянной времени Т, т. е. 4T. Максимальное изменение выходной величины в переходном режиме можно найти, если принять время т = оо. Тогда Д/ВыХ = CAfi, а это не что иное, как уравнение статической характеристики.

объектов регулирования:б — динамическая характеристика.объектов регулирования:б — динамическая характеристика.Рис. V-2. Форма характеристик а—линейная статическая характеристика;Рис. V-2. Форма характеристик а—линейная статическая характеристика;

объектов регулирования:

б — динамическая характеристика.

объектов регулирования:

б — динамическая характеристика.

Рис. V-2. Форма характеристик а—линейная статическая характеристика;

Рис. V-2. Форма характеристик а—линейная статическая характеристика;

Уравнение линейного объекта можно получить из уравнения динамики.

Приняв производную 由Bbix/dT == 0 в исходном уравнении, также получим уравнение статической характеристики. Наклон статической характеристики к оси абсцисс определяется многими факторами и, прежде всего, коэффициентом теплопередачи и состоянием АВО. Для конкретного АВО статическая характеристика имеет практически линейный характер. Если по каким-либо причинам линейность характеристики исказилась, проводится ее линеаризация. Линейная статическая характеристика определяется углом наклона а к оси абсцисс. Отношение выходной величины к входной для любой точки линейной характеристики ——величина постоянная и может быть выражена через тангенс угла наклона. В общем случае уравнение линейной статической характеристики объекта записывается в виде

где С — переменная или постоянная величина иа всем протяжении характеристики, соответственно для нелинейных и линейных зависимостей.

Аналитическое построение статической характеристики производится по уравнению

Q = GnCp (，ВХ — ^вых)

В соответствии с характером изменения зависимости Q = =/(厶)по выбранным значениям 介 определяют Q и рассчитывают /вых, оставляя /вх = const. Учитывая то, что зависимость Q = f(fi) строится по данным результатов испытаний и фактических параметров работы АВО, линейная статическая характеристика, как правило, бывает близка к полученной экспериментально в достаточно широком интервале изменения температуры атмосферного воздуха.

В промышленных условиях получение полной статической характеристики представляет определенную сложность, связанную с необходимостью обеспечения регламентируемого значения /вых в широком интервале изменения температуры 厶.Если статическая характеристика определяет ряд последовательных равновесных состояний, то кривая разгона (динамическая характеристика) описывает изменение выходного параметра во времени.

Экспериментальное определение динамической характеристики заключается в установлении характера изменения /вых при изменении независимой переменной — температуры 厶.Динамическую характеристику можно получить на действующем АВО тогда, когда имеется возможность скачкообразно изменить входной параметр。и сохранить его неизменным в течение времени, достаточном для окончания переходного процесса. Переходный процесс можно считать оконченным, если температура продукта на выходе из АВО ^Вых не изменяется во времени. Однако скачкообразно изменить температуру охлаждающего воздуха невозможно, поэтому динамическая разгонная характеристика температуры 厶 во времени носит приближенный характер.

Разгонная характеристика АВО отличается от рассчитанной по дифференциальному уравнению наличием начального участка медленного изменения регулируемого параметра. В дальнейшем форма экспериментальной кривой достаточно близка расчетной и можно предположить сходство динамических свойств с законом экспоненты. Поэтому, если отбросить начальный участок та, разгонную характеристику можно рассматривать по параметрам времени и коэффициенту усиления, соответствующим динамической характеристике. Из свойств экспоненты известно： если из любой ее точки провести касательную до пересечения с прямой нового установившегося значения выходного параметра, то проекция этой касательной на ось времени есть величина постоянная для данной экспоненты и равна постоянной времени Г. На практике, если разгонная характеристика АВО заменяется апериодическим звеном с запаздыванием, основным показателем динамических свойств такого АВО является отношение величины запаздывания 丁。к постоянной времени 7, т. е. тс/Л Этот показатель используется для выбора типа регулятора и расчета параметров его настройки, обеспечивающих требуемое качество регулирования.

Регулирование по температуреатмосферного воздуха

Для эффективного регулирования по температуре атмо- сферного воздуха необходимо знать закон или характеристики регулирования： 尸p = f(厶)； VB = f (/i)- Закон регулирования определяют из аналитических расчетов или экспериментально,

Рнс. V-3. Зависимость требуемой поверхности теплообмена от температуры ох ла н< дающего воздуха при постоянной температуре конденсации /к = 35 °C.

Аналитический расчет закона регулирования обычно не отличается достаточным приближением к реальным условиям эксплуатации, так как не учитывает фактического состояния теплообменного оборудования.^Экспери- ментальный метод учитывает множество факторов экс

плуатации; закон регулирования можно получить только в результате круглогодичного контроля работы оборудования в широком ин

7507506756757/1097/109тервале температур атмосферного воздуха. Обычно на основа нии данных тепловых и аэродинамических испытаний, исполь

750

750

675

675

7/

10

9

7/

10

9

зуя их как исходные, аналитическим расчетом определяют характеристику регулирования, которая учитывает условия эксплуатации и состояние оборудования. Такая характеристика не требует многократных измерений на АВО и больших затрат времени.

На рис. V-3 приведена зависимость Fp = f(fi), построенная по результатам испытаний системы охлаждения из одиннадцати АВО типа АВЗ с поверхностью теплообмена 7500 м2. Характеристика отражает изменение требуемой поверхности теплообмена системы воздушного охлаждения в процессе конденсации аммиака при расчетных температурах 匕=35 ℃,厶= =25 ℃. Как видно из приведенного графика, потребность в поверхности теплообмена при снижении температуры охлаждающего воздуха с 25 до 1 ℃ резко снижается. Если при 厶=25 °C все одиннадцать АВО эксплуатируются с полной нагрузкой вентиляторов, то уже при ^ = 10 °C с полной нагрузкой должны работать всего пять АВО.

По мере дальнейшего снижения температуры интенсивность уменьшения требуемой поверхности теплообмена уменьшается, а при минус 30 ℃ эксплуатируются только два АВО из одиннадцати. В характере протекания зависимости F = f(fi) особый интерес вызывает участок кривой, близкий к расчетной температуре 厶.Действительно, как видно из рис. V-3, при повышении /1 с 21 до 24 ℃ требуется увеличить число работающих АВО с восьми до десяти. Это обстоятельство объясняется низкой логарифмической разностью температур, на которую,

а следовательно и на общий тепловой поток, оказывают существенное влияние даже незначительные изменения температур. При работе по характеристике регулирования, изображенной на рис. V-3, возможна экономия электроэнергии, достигаемая полным отключением электродвигателей вентиляторов.

Качество регулирования можно значительно повысить, если в системах воздушного охлаждения или на отдельных АВО применить устройства, позволяющие бесступенчато изменять производительность вентилятора и снижать энергетические затраты. Осуществление такого регулирования возможно при использовании в схеме электропривода тиристорных преобразователей частоты тока (ТПЧ), выпускаемых серийно отечественной промышленностью. Их применение в АВО является весьма перспективным и позволит автоматически регулировать теплообмен в широком интервале температур атмосферного воздуха. Тиристорные преобразователи частоты тока включают в электрическую цепь питания асинхронных двигателей трехфазного напряжения. Плавное изменение частоты вращения возможно в интервале 1/12 (эксплуатационный интервал 1/8— 1/Ю) при постоянном крутящем моменте, равном номинальному моменту двигателя. В табл. V-2 приведены технические данные ТПЧ, применение которых возможно в отечественных конструкциях аппаратов воздушного охлаждения.

Преобразователь нормально работает на высоте до 1000 м над уровнем моря при температуре окружающей среды от 1 до 40 ℃, относительной влажности 80%, атмосферном давлении 101 кПа. Показатели качества электрической энергии для питания ТПЧ должны соответствовать ГОСТ 13109—67. Использование тиристорных преобразователей создает хорошие предпосылки для автоматизации регулирования по температу-

Табл ица V-2. Параметры тиристорных преобразователей частоты тока

Параметры

Тип

ТПЧ15

ТПЧ40

ТПЧ63

тпчюо

Номинальная мощность, кВт

16

40

63

100

Предельная мощность двига* теля, кВт

10

28

55

100

Пределы регулирования частоты, Гц

5—60

5-60

Б-60

5-60

напряжения, В

20—230

20-230

20—230;

38-380

38-380

Точность стабилизации, %

частоты

±2

±2

±2

±2

напряжения

±2

±2

±2

±2

к. п. д. не менее, %

90

90

90

92

Коэффициент мощности, не

0,85

0,85

0,85

0,85

меиее

Масса, кг

600

820

945

1000

д—закрытие (/) и открытие жалюзи (2); б—выключение ⑶ н включение (4) вентилятора.

ре атмосферного воздуха, нагрузке АВО и температуре продукта на входе. В системах воздушного охлаждения, содержащих больше четырех АВО, нет необходимости оборудовать каждый двигатель тиристорным преобразователем, так как эффективность регулирования технологических параметров и экономия электроэнергии достигаются при оборудовании ТПЧ примерно 20% АВО. Тиристорные преобразователи частоты, помимо эффективного и экономичного регулирования, снижают общую аэродинамическую нагрузку вентилятора и механизмов привода.

На рис. V-4 приведено изменение температуры воды на вы- ходе из горизонтального АВО типа АВГ при резком закрытии жалюзийных решеток, установленных на выходе из теплообменных секций, и отключении вентилятора. Влияние обоих факторов на выходную температуру /вых (на характер ее изменения) одинаково, однако количественная сторона различна. Так, при закрытии жалюзи температура воды на выходе из АВО увеличивается с 27 до 45 ℃ за 32 мин, а при отключении вентилятора за 13 мин, т. е. почти в 2,5 раза интенсивнее. Опыт эксплуатации показывает, что жалюзи позволяют обеспечивать более плавное изменение регулируемого параметра, чем отключение вентиляторов, но в последнем случае возможна экономия электроэнергии.

Глава VI

ЭКСПЛУАТАЦИЯ АВО В ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ ЛИНИЯХ

Эксплуатация воздушных конденсаторов совместнос компрессорами в аммиачных холодильных машинах

Наиболее широкое распространение АВО получили в качестве конденсаторов аммиачных холодильных машин. Холодильная машина — условное понятие, означающее совокупность определенных устройств, позволяющих осуществить холодильный цикл, принципиальная схема которого показана на

Рис. VI-1. Принципиальная схема одноступенчатого цикла с использованием АВО в качестве конденсатора:

/ — компрессор; 2—конденсатор (АВО); 3 —ресивер; 4—дроссель; 5 —испаритель; 6—охлаждаемый в испарителе поток； 7—уравнительная линия.

рис, VI-1. Основными устройствами, входящими в холодильную машину, являются： компрессор /, конденсатор 2, ресивер сбора жидкого конденсата 3, дросселирующий орган 4 и испаритель 5, соединенные между собой трубопроводами и образующие замкнутую систему. Работа одноступенчатого холодильного цикла, представленного на рис. VI-2 в диаграмме lg Р — I (логарифм давления — энтальпия), осуществляется следующим образомз компрессор сжимает засасываемые из испарителя пары холодильного агента (линия /—2) и они подаются в конденсатор, Где, отдавая тепло внешнему теплоносителю, охлаждаются, конденсируются (линии 2—3 и 3—^4) и с параметрами, характеризуемыми точкой 4 или 5, дросселируются в испаритель (участок 5—6) до давления кипения. В испарителе холодный агент кипит с поглощением тепла (6—7) и охлаждает технологическую среду или вспомогательный теплоноситель. Температура кипения в испарителе определяется давлением насыщенных паров холодильного агента. Давление и температуру испарения выбирают, исходя из требуемой хладопроизводи-* тельности и температуры охлаждения.

Температура сжатия холодильного агента (аммиака), соответствующая точке 2, в большинстве случаев находится в пределах ПО—140℃. Температура конденсации для производств с использованием конденсационно-холодильного оборудования водяного охлаждения 34—36 ℃, а для крупнотоннажных произ* водств с АВО 40—60 ℃. Рабочее давление конденсации для указанных температур составляет 1,34—2,67 МГ1а. Холодильный агент поступает в трубное пространство АВО с параметрами, соответствующими точке 2. Весь процесс изменения агрегативного состояния холодильного агента делится на две составные части: охлаждение перегретого пара с температурой в точке 2 до температуры насыщения или /к; конденсация при % = const. Результаты испытаний аммиачных конденсаторов показывают, что в одноходовых АВО, как правило, не происходит глубокого переохлаждения, так как конденсат не занимает всего сечения трубы, а следовательно над поверхностью

пленки находится насыщенный пар, и осуществляется равновесный процесс теплообмена. Переохлаждение находится в пределах 1,5—2 ℃, но возможны и большие значения: до 8—— 10℃, если конденсат направить в дополнительный АВО или отдельно взятую секцию （линия 4—5）. Для получения дополнительной хладопроизводительности переохлаждение холодильного агента целесообразно, так как увеличивается разность （/7 —厶）в испарителе.

Работа АВО по изобаре （2—5） полностью определяет давление и температуру конденсации, а следовательно и параметры холодильного цикла. При включении компрессора давление и температура в конденсаторе повышаются до тех пор, пока количество тепла, отводимого охлаждающим воздухом, не сравняется с тепловым потоком, поступающим с газом из компрессора.

Величина теплового потока Qk на конденсаторе определяется суммой Qk = Qo + Q〃 где Qo — хладопроизводительность; Qo = G （力——k）; Qi ——тепловой поток, соответствующий индикаторной мощности компрессора Qj = G（/2 —厶）・ Конденсатор как объект регулирования Рк обладает большой степенью са- мовыравнивания, поэтому с увеличением температуры охлаждающего воздуха и ростом нагрузки в конечном итоге вследствие роста Рк и 方к, установится равновесное состояние. В конкретных промышленных установках величина Рк, как правило, ограничена расчетными параметрами системы, требованиями техники безопасности и т. д. Основные причины повышения Рк против расчетного значения — рост температуры атмосферного воздуха, уменьшение производительности вентилятора, увеличение термических сопротивлений, накопление в конденсаторе неконденсирующихся примесей.

Повышение давления конденсации оказывает двойственное влияние на работу компрессора и холодильного цикла. Первый

Рис. VI-2. Одноступенчатый аммиачный холодильный цикл в координатах логарифм давления — энтальпия:

/—5—сжатие в компрессоре; 2-3——охлаждение перегретого пара； 3—4—конденсация; 4—3—переохлаждение; 5—6— дросселирование; 6—7—испарение; 7—1 — перегрев паров аммиака перед всасыванием.

Рис. VI-3. Экспериментальные зависимости изменения давления конденсации Рк от температуры охлаждающего воздуха 介(а) и его расхода 匕(б).

случай — увеличение Рк с последующим ростом давления и температуры испарения. В этом варианте увеличивается массовая производительность компрессора, что обусловлено ростом давления всасывания, а следовательно возрастает хладопроиз- водительность. Второй случай — дросселирующее устройство по требованиям технологии обеспечивает постоянное давление испарения независимо от изменения давления Рк. В отличие от первого случая, производительность компрессора снижается вследствие увеличения степени повышения давления на компрессоре； мощность, затрачиваемая на привод, возрастает, хла- допроизводительность уменьшается.

Уменьшение производительности предопределяет снижение общей хладопроизводительности; тепловой поток, соответствующий индикаторной мощности сжатия, несколько увеличивается, а общий тепловой поток на конденсаторе остается примерно неизменным или увеличивается при заметном росте Рк. Так, при постоянном давлении Рц = 0,50 МПа и температуре испарения /и = 3,6 ℃ увеличение давления Рк с 1,35 до 1,55 МПа приводит к уменьшению хладопроизводительности и одноступенчатого цикла примерно на 8,5%; при этом рндика- торная мощность сжатия возрастает на 15—18%. Тепловая нагрузка на АВО при определенном значении 厶 и 几 определяется теплопередающей способностью конденсатора (КфОср) в том случае, когда существует несоответствие тепловых потоков на АВО： Qk V (Qo + Q/), давление Рк и температура /и повышаются, а при Qk > (Qo + Qr) соответственно снижаются до достижения равновесного состояния Qk=(Qo + QD・ При VB = const основная доля в изменении тепловой производительности АВО приходится на логарифмическую разность температур. Давление Рк является основным контрольным параметром конденсатора. Интересно проследить влияние темпера- туры ох л аж да ющего воздуха и производительности вентилятора на величину Рк.

На рис. VI-2, а н б приведены зависимости Рк = f(ti) d Рк = f (VB) для АВО типа АВЗ с поверхностью теплообмена!

Fcp = 7500 м2, эксплуатируемых в режиме конденсации аммиака с незначительной зоной охлаждения перегретого пара. В период испытаний тепловая нагрузка АВО составляла 2,04—— 2,54 МВт, а при Ув = 120 м3/с коэффициент теплопередачи Кф = 30,1 Вт/(м2*К). Из рис. VI-3 видно, что по мере увеличения температуры ^ давление Рк повышается, и новое равновесное состояние достигается постоянством величины Кфвср, поскольку увеличивается температура конденсации. Повышение Рк возможно до определенного предела, после достижения которого работа возможна только при снижении нагрузки или интенсификации процесса теплообмена. При уменьшении производительности вентилятора давление Рк возрастает, что обусловлено снижением коэффициента теплопередачи Кф (рис. VI-3, б). Уменьшение Кф компенсируется увеличением ©ср по мере роста температуры /к.

В табл. VI-1 представлены результаты теплотехнических испытаний двухходовых АВО зигзагообразного типа, эксплуатируемых совместно с абсорбционной холодильной установкой.

В двухходовом АВО первый ход предназначен для охлаждения перегретого пара до температуры насыщения, а второй ход для его активной конденсации. В приведенной таблице, прежде всего, обращает на себя внимание значение общего теплового потока. Для АВО 1 и 2 он находится в пределах 0,63—1,54 МВт, а для АВО 3—6 он составляет 2,19—2,54 МВт. Резкое уменьшение теплового потока на аппаратах 1 и 2 связано с повышением термического сопротивления слоя конденсата и образованием заливных зон в местах

Таблица VI-1. Результаты испытаний АВ。типа АВЗ в режиме конденсации аммиака

Параметры

Номер АВО

1

2

3

4

5

6

Барометрическое давление, кПа

96,4

96,4

37,8

97,8

96,3

96,3

Относительная влажность, % Температура воздуха, ℃:

83

81

88

88

81

81

на входе в АВО

12,4

19,4

【4,9

16,0

19,4

22,7

на выходе нз АВО * Температура аммиака, ℃:

15,8

29,7

29,6

30,0

35,2

40,0

иа входе в АВО

Е4,7

46,5

43,0

42,6

47,6

на выходе из АВО

36,8

35,5

36,8

34,4

43,5

Температура конденсации, ℃

36,8

35,5

36,8

34,4

43,5

Давление конденсации, МПа

1,35

1,29

1,35

1,26

1,49

1,45

Производительность вентилятора м3/с

Плотность теплового потока *,

Вт/м2

112

104

114

108

123

124

66

201

291

270

312

338

Гепловаяпроизводитель

ность *, МВт

0,63

1,54

2,19

2,04

2,35

2,54

Коэффициент теплопередачи *, Вт/(м2. К)

2,9

19,5

22,0

27,8

28,7

32,3

Значения приведены для второго хода.

Рис. VI-4. Экспериментальные зависимости коэффициента теплопередачи К, от массовой скорости (fp)y3.

деформации труб (наиболее часто встречающаяся причина). Это обстоятельство подтверждается значением коэффициента Кф, которое для АВО 1 в зоне конденсации составляет всего) 2,9 Вт/(м2-К), т. е. в бТ 10 раз ниже чем для других аппаратов. Плохое качество теплообмена при высоком термическом сопротивлении

подтверждается и низким перепадом температур воздуха иа аппарате 1 (Д/ = 3,4 ℃), хотя на остальных аппаратах Д/ > 10 ℃. Производительность вентиляторов ниже паспортной на 10——11% объясняется в основном повышенным аэродинамическим сопротивлением оребренных поверхностей.

На рис. VI-4 приведены зависимости Кф = /(ир)уз для зоны конденсации насыщенных паров аммиака (тип АВЗ).

Линия 1 соответствует двухходовому аппарату, для которого коэффициент теплопередачи Кф = 4,51 (ир)?兽； линия 2 соответствует такому же аппарату, но Кф = 3,94 (ир)^£； линия 3 свидетельствует о том, что термическое сопротивление двухходового аппарата увеличено и поэтому уравнение для коэффициента теплопередачи имеет вид

!=2,91 (“)*9

линия 4 соответствует одноходовому аппарату с параллельным распределением газообразного аммиака между секциями. Этому аппарату соответствует уравнение

Кф = 2,79 (“),3 '

По длине теплообменных труб этого аппарата осуществляется весь процесс изменения агрегатного состояния аммиака: от охлаждения перегретого пара до конденсации. Анализируя результаты испытаний и сравнивая значения коэффициента Кф, можно сказать, что снижение Кф (линия 3) объясняется увеличенным термическим сопротивлением слоя конденсата или! обусловлено распределением тепловых потоков в АВО между зонами охлаждения перегретого пара н конденсации (линия 4).

В схеме параллельного соединения всех секций одноходового АВО охлаждение перегретого пара происходит при очень низкой скорости газообразного аммиака внутри труб, а следо вательно процесс теплообмена протекает при числах Рейнольдса, соответствующих ламинарному или переходному режим) течения, что в свою очередь определяет малые значения козф«

фициента авн. По результатам тепловых и аэродинамических испытаний АВО коэффициент авн при конденсации насыщенных паров аммиака составляет 3000——4200 Вт/(м2-К), а среднее значение авн для всего АВО 2000—3000 Вт/(м2-К).

Наиболее эффективной схемой обвязки теплообменных секций АВО при охлаждении и конденсации перегретых паров холодильных агентов является параллельно-последовательная. При такой схеме весь газообразный холодильный агент направляется в отдельно взятый теплообменный элемент, где он охлаждается при высоких значениях числа Re, а затем конденсируется в остальных секциях или в АВО.

В таких схемах в секциях конденсации насыщенного пара при (ур)уз = 9—10 кг/(м2-с) значение Кф достигает 42,0 Вт/(м2-К), а средний по АВО коэффициент теплопередачи составляет 33,0 Вт/(м2-К). Хорошие практические результаты дает применение двухходовых АВО с дифференцированным делением передней крышки и охлаждением перегретого пара в первом ходе АВО. Однако в таких АВО при пространственной деформации теплообменных труб с образованием утолщенной пленки конденсата или застойных зон отбор жидкости из теплообменных труб затрудняется. В этом случае требуется не только поднимать теплообменные секции АВО со стороны задней крышки, но и предусматривать дополнительные трубопроводы с установкой гидравлических затворов между первым и вторым ходами аппаратов.

Отсутствие таких устройств при эксплуатации в холодный период года может привести к образованию гидравлических пробок, а при работе АВО на расчетных режимах по температуре атмосферного воздуха отмечается повышенное гидравлическое сопротивление первого хода.

В параллельно-последовательной схеме включения одноходовых АВО секции со стороны входа газообразного продукта могло легко поднимать, но на выходе из секции, предназначенной для охлаждения перегретого пара, необходимо предусмотреть промежуточный отбор для отвода в ресивер накопившегося конденсата. При работе конденсатора с гидростатическим отбором жидкости важно иметь в виду, что нагрузка АВО определяется теплопередающей способностью поверхностей теплообмена, поэтому при одинаковых значениях Рк и /к тепловая нагрузка группы параллельно работающих аппаратов, а следовательно и количество, конденсируемого продукта могут быть различными.

При установке группы аппаратов сравнительный контроль работы АВО следует вести следующим образом： при температуре атмосферного воздуха ниже расчетно員 на 7—10сС отключают один из вентиляторов подачи охлаждающего воздуха и записывают новое значение Рк- Если значение Рк практически не изменилось, то это указывает на неудовлетворительную работу отключенного АВО. Причинами могут быть снижение

128

% 5 Зак. 447

129

производительности вентиляторов, повышенное термическое сопротивление, неудовлетворительная работа системы отбора жидкости из теплообменных труб. Свидетельством плохой работы системы отбора является переохлаждение конденсата или отсутствие повышения температуры атмосферного воздуха в нижних рядах труб.

При установке большого числа АВО трубопроводная обвязка отвода конденсата может иметь самую разнообразную конфигурацию, и не исключено образование гиравлических пробок в стрелах прогиба, т. е. заполнение всего сечения трубопровода. Особенно существенно недостатки системы отвода конденсата проявляются в холодный период года, что связано с повышенным количеством конденсируемого продукта, его неравномерным распределением между АВО, более интенсивным образованием гидравлических пробок. В процессе эксплуатации для уменьшения вероятности образования гидравлических пробок в системе отбора необходимо периодически контролировать положение запорной арматуры на уравнительных трубопроводах, соединяющих нагнетательную сторону со свободным пространством ресивера. При разработке проекта или в процессе монтажа системы отбора конденсата целесообразно предусматривать возможно больший уклон трубопровода в сторону ресивера и меньшую его протяженность.

В холодильных агентах промышленных установок находится некоторое количество неконденсирующихся примесей, которые накапливаются в конденсаторе и могут на отдельных участках поверхности снижать коэффициент теплоотдачи. Обычно конденсационные установки с АВО оборудуют системами дренирования инертов в атмосферу, периодичность и время дренирования устанавливают для каждой конкретной установки.

Совместная эксплуатация холодильных компрессоров и АВО экономически целесообразна при разности температур 九一厶 2 12—15 ℃. При увеличении перепада этих температур эффективность использования АВО увеличивается* а при ее снижении из-за увеличения установочных поверхностей теплообмена заметно повышаются капитальные затраты на оборудование систем охлаждения, эксплуатационные расходы на обслуживание АВО и электроэнергию.

Высокую надежность и стабильные параметры работы обеспечивают комбинированные системы конденсации при использовании дополнительного оборудования： оросительных н барботажных камер, концевых кожухотрубных теплообменников водяного охлаждения, вентиляторов наддува поверхностей АВО. Применение барботажных и оросительных камер на линии между компрессором и АВО позволяет перевести работу аппарата в режим конденсации насыщенного пара, обеспечивая высокий коэффициент теплопередачи Кф, хотя при этом несколько повышается нагрузка АВО по продукту. Охлаждение перегретого пара происходит при барботировании его через

слой жидкости или при впрыске холодильного агента в перегретый пар.

Опыт эксплуатации показывает, что хорошие результаты дает применение концевых кожухотрубных теплообменников водяного охлаждения, рассчитанных на непрерывную или периодическую работу. Особенность работы концевого холодильника в сочетании с АВО и компрессором заключается в том, что при 厶 > 厶р он совместно с АВО обеспечивает поддержание номинального значения Рк, а при 介 V Lp может быть отключен или использован как переохладитель, что увеличивает хладопроизводительность цикла. Как правило, такие теплообменники потребляют небольшое количество воды и размеры их невелики.

В промышленных холодильниках через испарители проходят различные технологические среды н вспомогательные потоки (рассолы, захоложенная вода и т. д.). Если требуемая температура продукта после испарителя находится в пределах 5——15 ℃ и выше, то в холодный период года при температурах атмосферного воздуха ниже минус 10—8 ℃ компрессор холодильной установки может быть остановлен, а освободившийся АВО использован для охлаждения технологической среды до необходимой температуры. Это справедливо и для установки группы АВО, использование которых в холодный период года резко уменьшается, поскольку возрастает тепловая производительность отдельных аппаратов.

Для климатических районов с расчетной температурой 厶р = 22—28 ℃ температура 厶 ниже минус 8—10 ℃ может быть в течение 1100—500 ч или 12—6% общегодового времени. При прямом охлаждении технологической среды в АВО значительно сокращается расход электроэнергии, появляется возможность проводить профилактические осмотры и ремонты компрессорного оборудования. П родол жительность остановки оборудования тем больше, чем выше требуемая температура охлаждаемого продукта. При переходе на непосредственное охлаждение должны соблюдаться следующие требования:

конденсируемый холодильный агент не должен изменять свои теплофизические свойства при смешивании с остатками охлажденного продукта при некачественной продувке;

материальное исполнение АВО должно удовлетворять требованиям технологической среды;

рабочее давление охлаждаемого потока не должно превышать давления конденсации;

трубопроводная обвязка и запорная арматура должны обеспечить минимальное время переходного процесса.

После остановки компрессора конденсатор продувают инертным газом и включают на охлаждение. Целесообразность временного перехода на непосредственное охлаждение должна быть подтверждена технико-экономическим расчетом возможной экономии энергоресурсов. Для этого может быть рекомендован

Рис. VI-5. Удельный расход электроэнергии £ на 1000 кг конденсируемого аммиака в зависимости от разности температур /к — Л.

график зависимости удельных затрат электроэнергии от разности температур конденсации аммиака и атмосферного воздуха (рис. VI-5). Этот график построен по результатам тепловых и аэродинамических испытаний АВО с потребляемой электродвигателем вентилятора мощностью 84 кВт. График можно

использовать в интервале температур 厶=15—23 ℃, tK = 34—45 ℃. При круглогодичной непрерывной эксплуатации АВО энергетические затраты снижаются, что обусловлено регулированием процесса теплообмена. Так для точки / графика при 介 =23 ℃ удельные энергетические затраты составляют 21,5 кВт • ч/1000 кг, а по средним годовым показателям они снижаются до 11,1 кВт • ч/1000 кг, т. е. по сравнению с режимом, близким к расчетному, удельные затраты снижаются почти в два раза. Следует иметь в виду, что графическая зависимость на рис. VI-5 предполагает эксплуатацию АВО в расчетном режиме. При снижении тепловой производительности АВО или увеличении зоны охлаждения перегретого пара удельные энергетические затраты будут выше.

Опыт эксплуатации позволяет сделать вывод о том, что имеется широкая перспектива использования АВО в качестве конденсаторов холодильных агентов. При расчете, подборе и разработке схемы обвязки аппаратов необходимо учитывать особенности совместной работы конденсаторов и оборудования, непосредственно с ними связанного. Важно шире применять комбинированные схемы, обеспечивающие высокую эффективность использования АВО и оптимальные параметры работы оборудования в значительных пределах изменения температуры атмосферного воздуха.

Эксплуатация воздушных конденсаторовсовместно с паровыми турбинами в силовых установках

В крупнотоннажных производствах наряду с электроприводом компрессорного и насосного оборудования широко применяют паровые турбины с низким абсолютным давлением за последней ступенью. Низкое давление создается конденсацией пара в специальном конденсаторе, представляющем собой сводные поверхностные кожухотрубные теплообменники. Рабочее

давление в таких конденсаторах обычно составляет 4——5 кПа, хотя конденсационные устройства паровых турбин допускают еще более низкие давления. Снижение давления (увеличение разрежения) в выхлопном патрубке турбины хотя и приводит к возрастанию теплового перепада, но требует дополнительных затрат энергии на привод вспомогательных устройств конденсационной установки. В последнее время в качестве конденсаторов отработавшего водяного пара все шире применяют АВО, расчетное давление которых находится в пределах 20——40 кПа.

Минимальное давление конденсации определяется, прежде всего, температурой охлаждающего воздуха, наличием инертных неконденсирующихся примесей (воздуха, присадок), теплопередающей способностью поверхности, количеством воздуха, участвующего в теплообмене. При использовании АВО в качестве конденсаторов отработавшего пара давление Рк, а следовательно и температуру /к, выбирают не только исходя из требований возможно большего термического к. п. д., но и из технико-экономических показателей системы конденсации. Дело в том, что снижение Рк и /к в воздушных конденсаторах требует заметного увеличения капитальных затрат на конденсационное оборудование и эксплуатационных затрат на электроэнергию.

Влияние изменения давления Рк на расход пара при его неизменных прочих параметрах перед турбиной показано на рис. VI-6, из которого следует, что повышение противодавления с 32 до 34 кПа приводит к увеличению расхода пара на 1,5%, а уменьшение с 32 до 30 кПа позволяет его экономить.

Поскольку единичная мощность установленных паровых турбин в крупнотоннажных производствах достигает 30 МВт, становится очевидным какую роль играют показатели работы конденсатора в обеспечении оптимального режима работы технологических установок.

Абсолютное давление в конденсаторе выражается Рк — = 0,133(Рб — Рраз) кПа, а его относительное значение Рк.отн = =(Рраз/Рб)100%, где Рраз измерено вакуумметром разрежения (мм рт. ст.). Величина Рк.ОТн в известной мере характеризует работу конденсатора, но лучше пользоваться абсолютным давлением в конденсаторе, так как одному и тому же Рк могут соответствовать различные значения Рк. оти.

На рис. VI-7 приведены результаты сравнительных испытаний двух воздушных конденсаторов паровых турбин привода центробежных компрессоров природного газа и азотоводородной смеси в крупнотоннажном производстве аммиака. В табл. VI-2 даны некоторые параметры работы АВО на номинальном режиме: Рк = 32 кПа и /к = 70,2 ℃.

Графики на рис. VI-7 отражают влияние температуры охлаждающего воздуха на разрежение в выхлопном патрубке турбины, а следовательно и на расходные характеристики турбины. При температурах атмосферного воздуха примерно до 15 ℃ оба аппарата устойчиво обеспечивают разрежение Рраз выше номинального значения 67,5 кПа на 4,0—6,5 кПа, а также требуемый режим работы паровой турбины. По мере увеличения температуры 厶

7〃67〃67〃"7〃"10210270470434 36 %34 36 %26 2826 28Рис. VI-6. Поправочный коэффициент на массовый расход пара Gn в зависимости от давления конденсации Рк.

7〃6

7〃6

7〃"

7〃"

102

102

704

704

34 36 %

34 36 %

26 28

26 28

Рис. VI-7. Изменение разрежения в конденсаторах Рраз и температуры охлаждающего воздуха 介 в течение суток:

1—конденсатор турбины мощностью 29 МВт; 5—конденсатор турбины мощностью 3,5 МВт.

и первого ABO.и первого ABO.разрежение уменьшается и достигает t\ = 22 ℃ н /1 = 29 ℃ соответственно для второго

и первого ABO.

и первого ABO.

При дальнейшем повышении температуры атмосферного воздуха разрежение уменьшается, достигая на втором АВ О минимального значения 56 кПа при Л = 33 ℃. Уменьшение разрежения приводит к повышению расхода пара. Например, для второго АВО в период дневного времени работы с 12 до 18 ч перерасход пара на турбине достигает 8% от номинального значения (см. рис. VI-6). Следует отметить, что с ростом давления конденсации увеличение расхода пара необходимо для поддержания постоянной мощности турбины и осуществления работы ком прим ирующего оборудования в пределах

технологического регламента.

Процесс конденсации совершается в присутствии неконден- сирующихся газов (воздуха, присадок), которые уменьшают парциальное давление пара, а следовательно и температуру

Таблица VI-2. Параметры конденсаторов паровых турбин!

Параметры

Мощность турбины. мВт

3,5

29

Частота вращения вентиляторов, с~*

164

188

Давление пара на входе в турбину, Mila Температура пара на входе в турбину, С Количество тепла, отводимого в конденсаторе.

4,07 371 12,3

10,1

482

45,7

МВт

Давление конденсации, кПа

Температура конденсации, ℃

32

70,2

32

70 2

29 2

Температура охлаждающего воздуха, С

285

1 148

Количество охлаждающего воздуха, м?/с Коэффициент теплопередачи, Вт/(м2-К) Поверхность теплообмена, м2 Плотность теплового потока, Вт/м2

38,7

12 534

985

57 330

796

конденсации. Поэтому вакуумные системы конденсации на базе АВО оснащают эжекционным отводом инертных примесей. Место подключения вакуумных вытяжек зависит от принятой схемы движения пара, обвязки теплообменных секций и конструктивного исполнения АВО. Количество воздуха, проникающего в конденсатор, мало по сравнению с общим притоком отработавшего пара, поэтому при непрерывном удалении инер- тов давление в конденсаторе устанавливается практически равным давлению насыщения при соответствующей температуре /к・

Воздух попадает в вакуумную систему с отработавшим паром и через неплотности вакуумной системы. Относительное количество воздуха, поступающего с паром, невелико, поэтому объем удаляемого из конденсатора воздуха зависит от плотности вакуумной системы, которая определяется конструкцией и размерами турбинной установки, герметичностью при сборке системы, арматуры и фланцевых соединений.

При повышенном содержании в отработавшем паре инертных примесей температура конденсации пара снижается. В этом случае конденсат как бы переохлаждается и имеет температуру ниже температуры насыщения. Если переохлажде- ние конденсата возможно при 人《^1Р, то снижение температуры конденсации при расчетной температуре охлаждающего воздуха свидетельствует об уменьшении парциального давления водяного пара в смеси либо о нарушении плотности системы или неудовлетворительной системе отвода инертов. Так как в конденсаторах осуществляется гидростатический отбор флегмы, а поступление свежего пара в АВО определяется нн』 тенсивностью процесса теплообмена, повышенное содержание неконденсирующихся примесей может приводить к созданию зон с резко пониженными значениями авн. .

В присутствии примесей процесс теплопередачи определяется уже не скоростью отвода тепла, выделяющегося при конденсации, а, главным образом, интенсивностью движения частиц пара из центральной части трубок к поверхности, на которой происходит конденсация. Движение пара обусловлено как диффузией, так и конвективным обменом. Скорость движения пара к поверхности определяется разностью парциальных давлений у поверхности и в основной массе. В процессе конденсации воздух концентрируется у поверхности охлаждения и создает дополнительное сопротивление движению пара к поверхности. Ограниченный приток пара к поверхности постепенно вызывает увеличение толщины экранирующего слоя инертных газов, поэтому коэффициент теплоотдачи снижается. В парогазовой смеси всегда присутствует некоторое количество инертных примесей даже после эффективного их удаления, что приводит к уменьшению парциального давления водяного пара и снижению температуры /к, а следовательно плотности теплового потока на теплообменных секциях.

Даже 1% инертных примесей снижает коэффициент теплоотдачи авн почти на 50%. Если в водяных конденсаторах уменьшение авн на 50—60% значительно влияет на среднее значение коэффициента теплопередачи, то в АВО это влияние заметно меньше, так как при аВн > 2500—3700 Вт/(м2 К) коэффициент теплопередачи Кф почти полностью определяется значением ан п. Таким образом, без учета 50%-ного снижения авн имеем： авН = 5000—7400 Вт/(м2-К), что соответствует общепринятым значениям коэффициентов теплопередачи при конденсации чистых насыщенных водяных паров. Поэтому можно сделать весьма важный практический вывод： в конденсаторах воздушного охлаждения присутствие неконденсирующихся примесей оказывает значительно меньшее влияние на коэффициент теплопередачи, чем в конденсаторах, охлаждаемых водой. Однако влияние примесей тем не менее следует учитывать, так как по мере выделения влаги парциальное давление инертов постоянно увеличивается, что может привести к авн V 2500— —3700 Вт/(м2 • К)・

Рассмотрим экспериментальные материалы, свидетельствующие о влиянии инертных примесей на плотность теплового потока в конденсаторах. На рнс. VI-8 приведены зависимости q = f(Z) для конденсаторов фирмы GEA, испытанных в условиях Невинномысского производственного объединения «Азот》. Выбранные для анализа секции перед проведением испытания были предварительно промыты; значения (up)уз для конденсатора и дефлегматора оставались постоянными по длине и соответственно составляли 6,07 кг/(м2-с)

и 7,04 кг/(м2-с), что исключало влияние ан. п на характер протекания зависимости q = f(l).

Отработавший насыщенный водяной пар с параметрами Рк = 33,2 кПа и /к == 71 ℃ поступает в наклонно установленную секцию 2, конденсируется и по паровому пространству жидкостного коллектора направляется в нижнюю часть дефлегматора (секцию /), где происходит его дальнейшая конденсация. Верхняя часть дефлегматора связана с эжекционной установкой, которая отводит неконденсирующиеся прнмеси в атмосферу. В секции 2 по всей ее длине / = 4,1 м происходит интенсивная конденсация водяного пара со средней плотностью теплового потока g = 1040 Вт/м2 значением Дф. ср = =39,5 Вт/(м2-К). На входе пара в секцию / на участке 0,2 Z величина %р = =ИЗО Вт/м2. Высокое значение q > 1000 Вт/м2 сохраняется до длины 0,6 /. При движении пара к месту отбора инертных примесей q уменьшается и к середине зоны составляет всего 400 Вт/м2. Среднее значение теплового потока q на дефлегматоре, отнесенное ко всей поверхности теплообмена, составляет 916 Вт/м2, что на 12% ниже

0 Вт/м z0 Вт/м zпоказателей конденсатора. Результаты испытаний 16 дефлегматоров и 32 конденсаторов в условиях Невинномысского п роиз водственного объединения «Азот» показали, что снижение плотности

0 Вт/м z

0 Вт/м z

Рис. VI-8. Изменение плотности теплового потока q по относительной длине теплообменных секций 厶"：

/—дефлегматор; 2—конденсатор

теплового потока на дефлегматоре по сравнению со снижением в конденсаторе может достигнуть 40%; причем 25% приходится на неудовлетворительною работу вакуумной вытяжкн. Примерно 15——18% этого снижения приходится на изменение величины ан. п вследствие неравномерного распределения параметра (ср)уз по поверхности и общего его снижения в результате повышения аэродинамического сопротивления.

Степень герметичности установки в течение времени может изменяться, поэтому ее необходимо контролировать, определяя скорость падения разрежения при отключенной системе отбора неконденсируюших газов.

При нагрузке турбины 80——100% от номинальной определяют разрежение и возможно быстро отключают линию отсоса инертных примесей от эжекторной установки. Включают секундомер и каждые 30 с записывают величину разрежения. Если разрежение резко падает, проверку следует прекратить и включить эжекторную установку. По полученным значениям разрежения и интервала времени строят зависимость Ривз = /(т) и делением суммарной величины разрежения на время определяют скорость падения разрежения. В зависимости от скорости падения разрежения возможны следующие оценки плотности системы:

Скорость падения Оценка воздушной Скорость падения Оценка роз душной разрежения, Па/сплотностиразрежения, Па/сплотности

До 400 . • . . Отлично> 670 . • . . Требуется герметн-

400—670 . . • Хорошозация вакуумной

системы

Скорость падения разрежения зависит от типа АВО, паровой нагрузки, температуры охлаждающего воздуха. Из всех факторов температура является решающей, поэтому контролировать следует при температурах, близких к расчетным, или при тех ее значениях, при которых параметры Рк и /к незначительно отклоняются от номинальных. Количественный контроль величины неконденсирующихся примееей целесообразно производить непосредственным измерением, установив стандартную диафрагму на трубопроводе между отсосом и эжектором.

Коэффициент теплопередачи конденсаторов водяного пара зависит от скорости пара, направления его движения и пленки, паровой нагрузки. Влияние скорости движения пара на теплопередачу со стороны конденсирующего продукта становится ощутимо при скоростях движения более 100——150 м/с и существенно зависит от давления. При малых давлениях Рк V 10—20 кПа и скоростях пара 50—100 м/с коэффициент теплоотдачи авн движущегося пара близок к коэффициенту неподвижного пара.

При совпадении направления движения пара и пленки конденсата поверхностное трение между движущимся паром и пленкой приводит к ускорению течения пленки, ее толщина уменьшается, снижается термическое сопротивление, а коэффициент теплопередачи возрастает. При встречном движении пара и пленки конденсата в дефлегматоре коэффициент теплопередачи по сравнению с таковым в конденсаторе становится ниже. С уменьшением паровой нагрузки АВО коэффициент теплоотдачи авн снижается, но его уменьшение связано не с изменением скорости движения пара, а с относительным увеличением инертных примесей.

Зависимость коэффициентов аВн и Кф от паровой нагрузки АВО определяется условиями совместной работы конденсатора

н эжектора. В процессе эксплуатации между ними существует постоянная взаимосвязь： от процесса теплообмена зависят условия работы системы вытяжки, а интенсивность отбора инер- тов определяет теплоотдачу. Из характеристики эжектора следует, что давление в месте отсоса инертных газов зависит от их количества и температуры. Каждому установившемуся режиму работы АВО соответствуют определенные давление и температура отсасываемой парогазовой смеси, при которых наступает равновесное состояние системы конденсатор ——эжектор. Установление равновесной температуры при изменении паровой нагрузки связано с определенным смещением границы зоны активной конденсации и охлаждения неконденсирующих- ся примесей (на рис. VI-8 эта зона при / > 0,85).

Гидродинамическое или паровое сопротивление АВО зависит от многих факторов, но в основном определяется отношением квадрата скорости потока к его удельному объему. Увеличение этого параметра приводит к снижению давления конденсации, а следовательно и давления водяного пара, температуры конденсации и, при прочих равных условиях, логарифмической разности температур на последующих участках поверхности теплообмена. В воздушных конденсаторах повышение парового сопротивления в процессе эксплуатации может быть связано с отглушиванием части теплообменных труб, образованием заливных зон и гидравлических пробок при деформации труб, дефектами монтажа.

Таким образом, на величину теплового потока и давление конденсации оказывают влияние:

производительность вентилятора, определяющая теплоотдачу со стороны оребренной поверхности к воздуху и температура охлаждающего воздуха на выходе из АВО;

относительная величина неконденсирующихся примесей, определяющая теплоотдачу со стороны пара к внутренней поверхности, парциальное давление пара и температура конденсации; '

эффективность системы вытяжки неконденсирующихся примесей, скорость потока, паровая нагрузка и паровое сопротивление АВО.

В условиях эксплуатации эти факторы взаимосвязаны, поэтому выявление тех или иных соотношений н причин уменьшения разрежения возможно только на базе тепловых н аэро* динамических испытаний конкретного АВО или системы воздушной конденсации. Ниже приводятся некоторые результаты промышленных испытаний конденсаторов водяного пара.

Испытания конденсаторов фирмы GEA (характеристик приведены в табл. 1-5 и 1-6) показали, что среднее значение массовой скорости (up) уз составляет 7,1 кг/(м2-с); это ниже проектной величины на 17%; коэффициент теплопередачи Хф составляет 39,5 Вт/(м2 К), что ниже расчетной на 10%. Экс- периментальна я зависимость коэффициента теплопередачи от массовой скоро* сти приведена на рис. VI-9.

Рис. VI-9. Зависимость коэффициента теплопередачи К® от массовой скорости воздуха в узком сечении (up) уз для конденсаторов GEA.

АВО обеспечивали номинальный режим эксплуатации турбины при нагрузке 90—98% до температур 厶=20— 23,5 ℃, выше которых включалась система увлажнения. При /1 > 29 ℃ давление конденсации увеличивалось по сравнению с расчетным Рк = 32 кПа,

отмечается н перерасход пара.

Основная причина уменьшения Кф и предела устойчивой работы заключалась в падении производительности вентиляторов вследствие повышения аэродинамического сопротивления теплообменных секций, вызванного накоплением отложений на оребренной поверхности. Температура конденсации 4 отличалась от расчетной всего на 1,5—2℃, что свидетельствует о хорошей плотности вакуумной системы, удовлетворительной работе отсоса некондеи- сирующихся примесей и об отсутствии повышения парового сопротивления или утолщения пленки конденсата. Это обеспечило высокие значения коэффициента теплоотдачи авн, который в период испытаний разных аппаратов находился в пределах 5500—7500 Вт/ (м2-К).

При неизменном расходе пара через турбину тепловой поток, рассеиваемый конденсатором, остается постоянным независимо от температуры охлаждающего воздуха, поскольку увеличение или уменьшение 厶 приводит к изменению параметров конденсации： & и tK.

В условиях эксплуатации при снижении или повышении мощности паровой турбины регулятор увеличивает или уменьшает расход пара, и АВО работают при переменной паровой нагрузке. Любое увеличение Рк, вызванное недостатком охлаждающего воздуха, ростом его температуры, увеличением количества конденсирующихся примесей и т. д., влечет за собой повышение паровой нагрузки.

Зависимость изменения теплового потока на АВО от температуры атмосферного воздуха при определенных параметрах конденсации Рк и* /к приведена на рис. VI-10.

Линия / характеризует работу АВО со следующими параметрами： Q = 12,3 МВт； д = 981 Вт/м2； Кф = 38,7 Вт/(м?・К) м Vb = 286 м3/с. Точка а определяет предельное значение температуры /1 = 22 ℃, до которой еще возможно поддержание оптимального вакуума при постоянном расходе пара (Q = =const).

Увеличение температуры t\ приводит к росту давления Рк； причем, чем выше 厶(меньше разность /к —幻，тем интенсивнее увеличивается давление конденсации. Однако точка а? Рк = 40 кПа и /1 = 27 ℃ не является рабочей точкой конденсатора. При /1 = 27 ℃ автоматический регулятор увеличивает расход пара для поддержания мощности турбины, и точка &

перемещается на характеристику аппарата (линия /) в точку «з, которой соответствуют параметры: Рк = 47 кПа н & = 79 С. Дополнительный тепловой поток, обусловленный увеличением расхода пара, определяется как разность ординат точек 〃з и а2.

Если параллельно основному АВО установить дополнительный аппарат достаточной поверхности теплообмена и постепенно наращивать его тепловую производительность при сохранении 九=const, то положение рабочей точки а3 будет перемещаться по ординате, соответствующей /ь с уменьшением давления конденсации и снижением расхода пара. При достижении номинального значения Рк = 32 кПа тепловая производительность основного аппарата будет соответствовать s, а на дополнительном АВО будет рассеиваться тепловой поток, определяемый разностью ординат 。2 —。4・ Дальнейшее наращивание тепловой производительности дополнительного АВО до рабочей точки 仪5 позволит работать конденсатору с экономией расхода пара, оцениваемой разностью давлений в точках а】一 ——а?; номинальный режим по Рк может обеспечиваться до более высокой температуры охлаждающего воздуха, соответствующей положению рабочей точки п6. Таким образом, дополнительный тепловой поток AQ2-4 = 1,4 МВт, определяемый разностью ординат рабочих точек (а? и а4) и является исходным для определения мероприятий по интенсификации АВО при fl = 27 ℃. 。 。

Если обеспечить дополнительный тепловой поток 2,7 МВт (21,9%), то работа аппарата может осуществляться до Л = ==31,8 ℃, или при /1 = 27 ℃ экономия расхода пара через турбину будет 1,6%, что с учетом абсолютного расхода пара

Рис. VI-10. Зависимость теплового потока Q в конденсаторе паровой турбины от температуры охлаждающего воздуха 介(/ ——тепловой поток при регулировании подачи пара).

Таблица Vl-З. Некоторые результаты испытаний конденсаторов водяного паре Невинномысского производственного объединения «Азот»

Параметры

Установка (см. рнс. VI-11)

101—/С

102—/с

103—/с

105—/С

Барометрическое давление, кПа

95,6

96,2

94,8

95,4

Относительная влажность воздуха, %

Температура, ℃:

83

59

68

76

атмосферного воздуха

23,8

19,8

27,6

23,8

при испытаниях

23,8

19,8

27,6

23,8

соответствующа я номинальным значениям Рк н 嘉

23,0

22,0

29,0

24,5

Объемная производительность всех вентиляторов, м3/с

772

286

1205

900

Тепловой поток, соответствующий Рк = 32 кПа и /к = 70,2 ℃ МВт

35,1

12,3

45,7

35,8

Коэффициент теплопередачи, Вт/(м2-

39,6

38,7

37,8

37,4

Gn = 5,27 кг/с составит AGn = 0,086 кг/с. Полученная экономия хорошо согласуется с данными на рис. VI-6, указывающими, что при увеличении разрежения на 5 кПа экономия расхода пара составит 1%.

Опыт эксплуатации конденсаторов воздушного охлаждения в условиях крупнотоннажных производств показывает, что при одном и группе АВО, предназначенных для совместной эксплуатации с турбинами, паровая нагрузка аппаратов неодинакова. Например, в условиях Невинномысского производст- веииого объединения《Азот》четыре компрессорных установки, несмотря на примерно одинаковые коэффициенты теплопередачи, обеспечивают расчетные параметры конденсации Рк н /к при 厶=22—29 ℃ (табл. Vl-З). При этом значение теплового потока колеблется в пределах 12,3—45,7 МВт. Объединение выхлопных коллекторов в дополнительные трубопроводы позволит перераспределить паровую нагрузку между АВО и повысить их эффективность.

На рис. VI-11 приведены зависимости Q = f (^) для четырех АВО, которые позволяют определить величину недостающего или избыточного теплового потока. Знак《минус》(правое поле графика от точки а) указывает на то, что конденсатор эксплуатируется при давлении н температуре конденсации выше номинальных, знак «плюс» (левое поле) св и детел ьствует о том, что давление конденсации ниже нормы и аппарат дополнительно может рассеить AQ Вт тепла.

Основным условием правильного определения предельной температуры атмосферного воздуха, до которой обеспечивается устойчивая совместная работа конденсаторов, является равенство абсолютных значений AQ. В нашем примере объединение коллекторов позволяет всей системе работать в оптимальных условиях до fi = 25,6 ℃. -

Рис. VI-11. Сопоставление тепловых потоков Q на конденсаторах различных паровых турбин (плюс н минус — зоны работы с абсолютным давлением н температурой конденсации соответственно ниже н выше номинальных):I—турбина 102-/С; 2—турбина I01-/C; 3—турбина 105-/С; 4—турбина ЮЗ-/С»Рис. VI-11. Сопоставление тепловых потоков Q на конденсаторах различных паровых турбин (плюс н минус — зоны работы с абсолютным давлением н температурой конденсации соответственно ниже н выше номинальных):I—турбина 102-/С; 2—турбина I01-/C; 3—турбина 105-/С; 4—турбина ЮЗ-/С»

Рис. VI-11. Сопоставление тепловых потоков Q на конденсаторах различных паровых турбин (плюс н минус — зоны работы с абсолютным давлением н температурой конденсации соответственно ниже н выше номинальных):

I—турбина 102-/С; 2—турбина I01-/C; 3—турбина 105-/С; 4—турбина ЮЗ-/С»

Рис. VI-11. Сопоставление тепловых потоков Q на конденсаторах различных паровых турбин (плюс н минус — зоны работы с абсолютным давлением н температурой конденсации соответственно ниже н выше номинальных):

I—турбина 102-/С; 2—турбина I01-/C; 3—турбина 105-/С; 4—турбина ЮЗ-/С»

Для правильного определения предельного значения температуры атмосферного воздуха 介，до которого обеспечивается номинальный режим конденсации пара в схеме совместной работы нескольких АВО, величина теплового потока на агрегате, коэффициент теплопередачи, производительность вентиляторов должны определяться по результатам тепловых и аэродинамических испытаний на полной нагрузке конденсаторов.

Задача анализа совместной работы аппаратов может быть решена аналитически по следующей формуле:

»COBM = Тк —»COBM = Тк —Qi + Q2 + Q3 + Q《

»COBM = Тк —

»COBM = Тк —

侬 I (е% — 1)［侬2 (с"? — 1)f

ИЛИИЛИ也 з (с- — 1)也 з (с- — 1)侬 4 二 1) 衣 .侬 4 二 1) 衣 .z wz w£Q(7^0£Q(7^0

ИЛИ

ИЛИ

也 з (с- — 1)

也 з (с- — 1)

侬 4 二 1) 衣 .

侬 4 二 1) 衣 .

z w

z w

£Q

(7^0

£Q

(7^0

В приведенной формуле в числителе стоит сумма номинальных значений тепловых потоков всех рассматриваемых аппаратов； п = (КфР)/W — показатель степени при основании натурального логарифма каждого аппарата； W = УвРвСр — водяное число соответствующего конденсатора. Если в приведенной формуле принять для одного из АВО w = 0, а общий тепловой поток Eq сохранить постоянным, то решение уравнения дас丁

температуру совместной работы системы конденсации при остановке одного из аппаратов.

При наличии экспериментальной зависимости К巾=f(ср) уз температура системы определяется для любых текущих значений производительностей вентиляторов.

Расчеты показывают, что при снижении температуры атмосферного воздуха до 20,1 ℃ один аппарат с Q = 12,3 МВт может быть отключен без нарушения общего режима работы паровых турбин； это обстоятельство особенно важно при техническом обслуживании, ремонте, аварийном выходе вентиляторов из строя, планировании проведения ремонтных работ.

При разработке системы дополнительных трубопроводов необходимо стремиться к возможно большим проходным сечениям. Диаметры дополнительных трубопроводов должны быть не менее Dy = 350—400 мм или могут быть рассчитаны по объемному расходу пара через дополнительный трубопровод ^Qv/r (г — удельная теплота парообразования; и — удельный объем пара). В заключение следует подчеркнуть, что АВО могут успешно применяться в качестве конденсаторов отработавшего пара конденсационных паровых турбин. Применение конденсаторов воздушного охлаждения позволяет уменьшить эксплуатационные затраты； они легко поддаются регулированию, практически полностью автономны и их эксплуатационные показатели не зависят от работы смежного оборудования.

Эксплуатация холодильников технологических сред

Режим работы воздушных холодильников технологических сред во многом отличается от режима работы конденсаторов. Основное отличие состоит в том, что при охлаждении необходимо поддерживать определенное значение температуры продукта на выходе из АВО /Вых при постоянных расходах охлаждаемого потока. Возможны две схемы рабочего процесса： когда охлаждаемая среда с температурой /вх возвращается в АВО и когда среда не возвращается в АВО (например, готовая продукция) .При охлаждении обращаемого технологического продукта любые причины, вызывающие увеличение температуры /вых сверх регламентированной, приводят к нарушению режима работы установки н повышению температуры продукта на входе в АВО. Повышение температур /вх и /вых продолжается до уровня, при котором наступает равновесное состояние.

По характеру осуществляемого в АВО процесса и агрегатному состоянию среды различают две группы аппаратов: для охлаждения жидких продуктов (вспомогательных теплоносителей) и парогазовой смеси различной компонентности с частичной или полной конденсацией составляющих смеси. В технологических процессах АВО применяют для охлаждения газовых сред без изменения агрегатного состояния вещества, но условия их работы аналогичны условиям эксплуатации межступенчатых

Рис. VI-12. Принципиальная схема обвязки теплообменных секций охлаждения моноэтаноламинового раствора в АВО типа АВГ-Т:

2, 3—секции нижнего ряда; 4, 5, 6. 7—секции среднего ряда; & 9. 10, //, /2—секции верхнего ряда.

холодильников компрессорного оборудования, работа которых рассмотрена ниже. Холодильники жидких технологических продуктов и конденсаци и парогэзовых смесей применяют в схеме очистки азотоводородной смеси и регенерации очистных растворов. При включении АВО в технологические линии, как правило, применяют параллельные схемы обвязки АВО и теплообменных секций. Исключение составляют АВО типа АВГ-Т, предназначенные для охлаждения моноэтаноламинового раствора, в которых применена параллельно-последовательная схема обвязки секций (рис. VI-12). Раствор поступает в три параллельно подключенные теплообменные секции нижнего ряда, где происходит охлаждение с максимальной разностью /вых —九,далее раствор охлаждается в секциях 4, 5 н 6, 7 среднего ряда н направляется в теплообменные секции верхнего ряда. В секциях 8, 9 дальнейшее охлаждение происходит в гидродинамическом режиме движения продукта, и доохлаждения раствора осуществляется в секциях /0, //, /2 с разностью температур /вых —友 а 2—5 сС при сниженных скоростях дви- жения теплоносителя.

Ох л а ж да ющи й воздух подается четырьмя вентиляторами в общую напорную зону. Нагретый в нижнем и среднем рядах воздух по специальным каналам отводится в атмосферу. При /вых — Л = 17—20℃ АВО типа АВГ-Т обеспечивает уровень теплового потока около 7,0 МВт (夕=330 — 350 Вт/м2), что несколько ниже общепринятых значений. К недостаткам аппаратов типа АВГ-Т следует отнести недостаточный объем охлаждающего воздуха даже при использовании двигателя мощностью 40 кВт и подогрев этого воздуха по мере его движения

в каналах аппарата. Последнее можно было бы избежать, если бы схему движения теплоносителей выполнить противоточной и подавать горячий раствор сначала в секции 10, //, /2, а затем после охлаждения среднего ряда доохлаждать в секциях /, 2, 3.

Для охлаждения раствора поташа используют АВО горизонтального типа, результаты испытаний которых сведены в табл. VI-4.

При температурах атмосферного воздуха 厶=22,0—23,6 ℃ АВО рассеивает 13,8—14,4 МВт тепла. Плотность теплового потока составляет 1300—— 1350 Вт/м2. Значения коэффициента теплопередачи находятся в пределах 22,1—23,5 Вт/(м2-К), что на 24—29% ниже расчетных величин. Это приводит к тому, что при температуре атмосферного воздуха только 22 ℃ температура поташа на выходе из АВО превышает регламентированную.

Основными причинами снижения эффективности АВО при охлаждении жидких сред является уменьшение производительности основного вентилятора и увеличение термического сопротивления отложений на внутренних поверхностях труб. В рассматриваемом случае эти две причины обусловили снижение коэффициента Кф. Из-за увеличения аэродинамического сопротивления теплообменных секций в процессе эксплуатации пр о изводи тельность вентиля- торов снижается, но очистка внутренних поверхностей труб от отложений позволяет увеличить подачу охлаждающего воздуха.

Существует несколько способов очистки внутренних поверхностей труб от отложений. Механический и пневмо-гидравли- ческий способы трудоемки, поскольку требуют остановки оборудования н вскрытия крышек АВО. Наиболее перспективным следует считать химический способ, при котором моющий

Таблица VI-4. Результаты испытаний горизонтального АВО для охлаждения раствора поташа

Параметры

АВО-1 с вентиляторами

АВО-2 с вентиляторами

1

2

1

2

Барометрическое давление, кПа

96,0

96,0

94,0

94,0

Относительная влажность воздуха,

QL

89

89

76

76

/0

Температура атмосферного воздуха,

℃:

на входе в АВО

22,0

22,0

23,6

23,6

на выходе из АВО

80,4

77,3

81,2

76,3

Температура раствора, ℃:

на входе в АВО

116

111

116

111

на выходе из АВО

111

107

111

107

Производительность вентилятора, 諦/c

64,3

67,9

60,3

65,6

Расход раствора, кг/с

243

243

232

232

Тепловой поток, МВт

14,4

14,4

13,8

13,8

Плотность теплового потока, Вт/м2

1351

1351

1297

1297

1^эффициент теплопередачи, Вт/(м2-

23,5

23,5

22,1

22.1

Мощность, потребляемая электро-

18,8

21,0

18,0

18,3

двигателем, кВт

Таблица VI-5. Результаты тепловых испытаний АВО типа АВЗ-Д в режиме конденсации и охлаждения парогазовой смеси

Параметры

АВО-1 с вентилятора ми

АВО-2 с вентиляторами

1

2

1

2

Барометрическое давление, кПа

96,3

96,3

96,6

96,6

Относительная влажность воздуха, %

Температура атмосферного воздуха, ℃:

86

86

74

74

на входе

20,0

20,2

18,0

18,0

на выходе

Температура продукта, ℃:

76,8

68,0

76,9

65,6

на входе

100

100

100

100

на выходе

СО? — 68,7; Н2О-75,4

со2-

Н2О-

-67,9;

-76,1

Производительность вентилятора, м@/с

74,6

65,5

72,3

68,3

Тепловая нагрузка, МВт

4,1

3,1

4,0

3,1

Плотность теплового потока, Вт/м2

1370

1040

1340

1040

Коэффициент теплопередачи, Вт/(м2・

♦ К、•

30,2

30,2

29,2

29,2

Угол установки лопастей, град.

12

12

11

11

Мощность, потребляемая электродвигателем, кВт

22.0

21,0

21,8

21,6

раствор при непрерывной циркуляции в трубном пучке удовлетворительно очищает внутреннюю поверхность. К моющему раствору предъявляют следующие требования： раствор не должен вступать в химические реакции и корродировать материалы, из которых изготовлены теплообменные секции АВО; остатки моющего раствора после продувки теплообменных секций азотом не должны химически взаимодействовать с основно員 охлаждаемой или конденсируемой средой, а также изменять ее физико-химические свойства； из раствора должны хорошо отфильтровываться вымываемые осадки или его свойства должны быть легко восстановлены.

Система промывки пучков труб может быть стационарной или временной. Стационарная система промывки должна иметь необходимую трубопроводную обвязку и запорную арматуру всех АВО в системе охлаждения. Промывку проводят при температурах атмосферного воздуха на 10—15 ℃ ниже номинальной, когда системы охлаждения эксплуатируют в режиме регулирования и аппараты поочередно можно отключать. Временные системы промывки не требуют стационарных трубопроводов, но в технологической обвязке предусматривают запорную арматуру и патрубки для подачи и отвода моющих растворов. Вторая группа технологических АВО включает в себя аппараты охлаждения и конденсации продуктов с частичной или полной конденсацией компонентов.

В табл. VI-5 приведены результаты тепловых испытаний аппаратов воздушного охлаждения, эксплуатируемых в режиме охлаждения н конденсации парогазовой смеси.

Прн температурах атмосферного воздуха 18—20 ℃ тепловой поток в ап- паратах составляет около 8 МВт, а коэффициент теплопередачи 30 Вт/(м2-К). В результате испытаний получены высокие значения плотности теплового потока по ходу основного продукта, достигающего 1370 Вт/м2. При конденсации одного илн нескольких компонентов эффективность работы АВО во многом определяется температурой конденсации, которая в свою очередь зависит от парциальных давлений компонентов. Температура конденсации не остается постоянной по длине секций, она уменьшается по мере выпадения флегмы и снижения парциального давления.

Процесс конденсации продолжается до участка поверхности, на котором достигается равенство 益=&. После конденсации н охлаждения один или несколько компонентов выводятся из системы, а обращаемая часть возвращается в технологический процесс. Неконденсирующиеся компоненты препятствуют эффективной конденсации, но высокие скорости движения газовых составляющих способствуют удалению конденсата из застойных зон в деформированных участках труб. Для таких случаев на зависимостях q = f (/) и Q = = f(I) не всегда отмечается характерный участок со сниженной плотностью теплового потока. После выпадения конденсата охлаждение газовых компонентов происходит в присутствии экранирующего слоя конденсата, поэтому процесс охлаждения идет ие столь эффективно. По условиям технологии производства часто охлаждают" только обращаемую составляющую парогазовой смеси, а другие компоненты смеси направляют в атмосферу или дренаж. В этом случае аппарат целесообразно эксплуатировать только в режиме конденсации с дальнейшим разделением газа и жидкости. Доохлаждение газа или жидкости возможно в отдельных АВО, в которых обеспечиваются высокие скорости движения продукта по всему сечеиию труб.

В зависимости от охлаждаемой среды изменяется и коэффициент теплопередачи АВО. На рис. VI-13 представлены зависимости коэффициента теплопередачи от массовой скорости охлаждающего воздуха, из которых видно, что наибольшее значение Кф достигается при охлаждении жидких сред (линия /), наименьшее — при охлаждении многокомпонентных парогазовых смесей (линия 4). При охлаждении и конденсации

Рис. VI-13. Зависимость коэффициента теплопередачи Кф от массовой скорости охлаждающего воздуха в узком сечении (fp)y3:

I—активированный раствор поташа; 2, 3——охлаждение смеси водяного пара и диоксид» Углерода; 4—охлаждение азотоводородиой смеси, содержащей водяной пар и дибйснд углерода.

Рис. VI-14. Зависимость коэффициента внутренней теплоотдачи авн от скорости движения воды внутри труб vBn (Jp — средняя температура охлаждаемого продукта).

парогазовых смесей Кф имеет промежуточное значение (линии 2 н 3).

Теплопередающая способность АВО может быть повышена в результате совершенствования аэродинамической схемы, повышения расхода воздуха, что особенно эффективно при охлаждении жидких сред и парогазовых смесей с незначительной долей конденсирующихся компонентов. В существующих технологических установках скорости движения продукта в трубах АВО выбирают таким образом: чтобы общий коэффициент теплопередачи определялся аи. п н термическим сопротивлением отложений. При охлаждении жидких сред (например, воды) скорости составляют ип = 0,85—1/5 м/с в аппаратах с коэффициентом увеличения поверхности “ = 12 н % = 1,35 — — 1,85 м/с в АВО с -ф = 19,6, причем меньшие значения соответствуют средней температуре охлаждаемого продукта 80 ℃, большие — 40℃ (рис. VI-14). Приведенные интервалы скоростей при охлаждении воды могут изменяться、в зависимости от теплофизических свойств теплоносителей, но в любом* случае число ходов в АВО, схема внешней трубопроводной обвязки, гидродинамический режим движения потока должны быть такими, чтобы в аппаратах《屮==12口寸=19,6 внутренний коэффициент теплоотдачи превышал соответственно значения 2500 и 3700 Вт/(м2-К).

Расчеты показывают, что в условиях длительной непрерывной эксплуатации затраты энергии на движение теплоносителя с повышенными скоростями и турбулентностью потоков вполне оправданы, так как обеспечиваются стабильные параметры работы аппарата н меньшая чувствительность к факторам, определяющим интенсивность рассеивания тепла. Эффективность эксплуатации систем воздушного охлаждения при использовании АВО в качестве сухой градирни также во многом определяется скоростью движения вторичного теплоносителя. Если при прямом охлаждении эффективность системы опреде-

лилась только соотношением ан. п, ссвн и термическом сопротивлением АВО, то при охлаждении вторичного теплоносителя интенсивность охлаждения основного продукта будет зависеть не только от работы сухой градирни, но и от эффективности теплообменного аппарата, где вторичный теплоноситель охлаж- дает основной продукт. Кратность циркуляции вторичного теплоносителя должна быть такой, чтобы внутренний коэффициент теплоотдачи как в первичном теплообменнике, так и в АВО определялся первичным потоком и охлаждающим воздухом. В противном случае эффективность двухконтурных систем охлаждения существенно снижается в сравнении с эффективностью схемы прямого охлаждения.

Для улучшения работы систем охлаждения вторичного теплоносителя в верхних точках всего тракта должны быть предусмотрены воздухоотводящие устройства, расширительная ем- кость или специальный бак, где контролируется уровень теплоносителя. Самым распространенным теплоносителем является вода. Для предотвращения активной коррозии, независимо от первоначального качества воды, в нее вводят ингибитор коррозии. В процессе эксплуатации концентрация ингибитора кор- рознн в системе должна поддерживаться на необходимом уров- не. В холодный период года особенно в районах, где долго удерживаются низкие температуры, в качестве вторичного теплоносителя возможно применение жидкостей (антифриза, масла, рассолов), замерзающих при низких температурах.

Эффективность холодильников технологических сред заметно повышается со снижением температуры атмосферного воздуха и температуры продукта на выходе из аппарата.

Требования ведения технологического процесса в большинстве случаев сводятся к поддержанию значения /ВЫх или ограничению нижнего предела охлаждения по условиям изменения свойств теплоносителя. В системах воздушного охлаждения с четырьмя и больше АВО обычно применяют дискретное регулирование /вых отключением вентиляторов АВО. Такая система регулирования оправдала себя для широкого интервала изменения температуры охлаждающего воздуха. Она позволяет эксплуатировать систему охлаждения в режиме естественной конвекции. При работе в режиме регулирования с отключенными вентиляторами через АВО проходит технологический поток, охлаждение которого обеспечивается только естественной конвекцией, что препятствует переохлаждению теплоносителя и его замерзанию. В зависимости от конструкции АВО для регулирования используют жалюзи, рециркуляцию горячего воздуха или изменение угла поворота лопастей вентиляторов.

Опыт эксплуатации и результаты испытаний АВО в различных режимах охлаждения технологических потоков свидетельствуют о достаточно высокой эффективности работы аппаратов по основным показателям g н #ф, хотя и обнаруживается ряд факторов, не позволяющих достигать расчетных температур продукта на выходе из АВО.

На рис. VI-15 приведены зависимости плотности теплового потока q от температуры охлаждающего воздуха。построенные по результатам испытаний аппаратов в условиях Невинномысского производственного объединения 《Азот》. Графики построены для различной температуры охлаждающего воздуха н регламентируемых параметров охлаждаемой или конденсируемой среды. Точки а, b и с характеризуют номинальное значение теплового потока q и определяют температур атмосферного воздуха, до которой обеспечиваются регламентируемые параметры работы системы охлаждения. В случае повышения 。относительно номинального значения, определяемого точками а, 6 н с, необходимо обеспечить дополнительный теплосъем, равный разности номинальной величины q и его нового значения на характеристике q =，(厶).

Анализируя зависимость q = f(/х) для различных смесей, можно отметить, что несмотря иа значительную абсолютную разность плотностей теплового потока для линий 2 н 3 общая интенсивность снижения теплового потока q примерно одинакова, хотя составы конденсируемой и охлаждаемой парогазовой смеси существенно различаются. При охлаждении жидкости и растворов (линия 1) уменьшение q при повышении 厶 более интенсивно, чем при конденсации и охлаждении парогазовых смесей. Это объясняется тем, что при охлаждении жидкостей и растворов изменение ti при ограниченной поверхности теплообмена сразу отражается иа величине /ВЫх» а в случае двухфазного состояния продукта весь процесс делится на конденсацию и охлаждение, которым соответствуют определенные доли поверхности теплообмена. Таким образом, при повышении температуры 厶 увеличивается и /внх конденсата и газовых составляющих, хотя- влияние на общую логарифмическую разность сохраняется незначительным.

Сравнивая достигаемые значения плотности теплового потока, видим, что для линий / н 2 g при ^ = 20 ℃ соответственно составляет 1420 и 1260 В т/м2, а для линий 3 q — 780 Вт/м2. Уменьшение значения q для линии 3 в сравнении с зависимостью 2 обусловлено меньшей логарифмической разностью температур и большим содержанием газовых составляющих в парогазовой смеси. По мере увеличения /【возможности аппаратов по обеспечению технологического режима снижаются, и при 厶=30 ℃ для зависимостей I, 2 н 3 величина q соответствеиио составляет 1020 н 610 Вт/м2. Если использовать систему увлажнения охлаждающего воздуха или струйную подачу воды на поверхность теплообмена, что позволит повысить эффективность АВО (в среднем на 12%), то нормальная работа АВО возможна при более высокой температуре охлаждающего воздуха. Для линий /, 2 и 5 на рис. VI-15 эти температуры составят 25,2; 26,0 н 26,7 ℃, т. е. предел обеспечения номинальных параметров работы системы охлаждения по температуре атмосферного воздуха повысился на 2—7 ℃, что составляет от 6 до 21% времени в году. Из рисунка VI-15 также видно, что чем ниже интенсивность снижения q, тем больший эффект достигается от использования системы увлажнения при приблизительно одинаковых значениях плотностей теплового потока.

В заключении следует отметить, что мы рассматривали работу и результаты испытаний технологических АВО для условий крупнотоннажного производства аммиака, где в основном применяют параллельные схемы обвязки теплообменных секций. Одним из недостатков таких схем является значительная протяженность входных коллекторов, что в условиях охлаждения и конденсации парогазовых смесей может приводить к снижению тепловой нагрузки и неравномерному ее распределению между АВО, достигающему 10%. Эффективность использования воздушного охлаждения и надежность его работы можно повысить, если применить параллельно-последовательные н комбинированные схемы, повысить внутренний коэффициент теплоотдачи, снизить термическое сопротивление загрязнений и повышенного слоя конденсата. В аэродинамической схеме аппаратов целесообразно использовать дополнительный наддув и перераспределить потоки охлаждающего воздуха.

Эксплуатация воздушных холодильниковкомпримирующего оборудования

В последние годы АВО находят применение и в качестве холодильников газовых потоков, компримируемых центробежными и поршневыми компрессорами. Аппараты используют для охлаждения газа между ступенями сжатия и в качестве концевых охладителей сжатого газа. Задача межступенчатых холодильников состоит в том, чтобы обеспечить температуру £вых, при которой на последующих ступенях сжатия не превышается определенная температура нагнетания. Теплообменники, устанавливаемые на всасывающих трубопроводах конденсаторов, влияют на массовую производительность компрессора; последняя будет тем выше, чем ниже температура всасываемого газа. Например, при охлаждении газового потока на 10 ℃ массовая производительность компрессора увеличивается примерно на 3——3,5%. Кроме того, повышенная тепловая производительность холодильников, устанавливаемых на линии всасывания компрессора, создает условия для более надежной работы последующих промежуточных холодильников, так как они эксплуатируются при более низких начальных температурах. В отдельных производствах для повышения производительности компрессорного оборудования на всасывающих трубопроводах монтируют теплообменники рассольного и испарительного охлаждения.

При стабильности параметров работы компримирующего оборудования промежуточные и концевые холодильники эксплуатируются в установившемся режиме, характеризуемом постоянством температур и расходов охлаждаемой среды, и системы регулирования АВО обеспечивают Q = const только при изменении температуры охлаждающего воздуха.

Таблица VI-6. Результаты испытаний воздушных холодильников для синтез-газа

Параметры

АВО-1

АВО-2

АВО-3

АВО-4

Барометрическое давление, КПа

95,6

96,1

96,2

95,8

Относительная влажность, %

88

76

74

82

Температура атмосферного воздуха, У

19,3

19,3

17,4

17,3

Температура охлаждающего возду-

ха, ℃:

на входе в АВО

18,2

22,6

22,7

20,9

на выхбде из АВО

1

62,3

48,7

71,0

63,5

2

40,7

45,7

55,1

59,3

3

61,5

—

—

—

4

41,4

—

—

一

Температура сннтез-газа, ℃:

на входе в АВО

139

88

140

110

на выходе из АВО

39,7

49,7

48,7

49,7

Рабочее давление, МПа

2,4

5,3

10,2

21,8

Производительность вентилятора,

м/с:

1

68,8

70,9

60,6

24,9

2

52,5

26,7

88,1

69,6

3

56,1

一

一

—

4

47,0

—

一

—

Тепловой поток, МВт

7,71

2,49

5,48

3,75

Средняя плотность теплового пото-

588

549

1136

987

ка, Вт/м2

Фактический коэффициент теплопе-

26,9

18,1

27』

27,7

редачи, Вт/(м2-К)

В табл. VI-6 приведены результаты нсгштанн員 воздушных холодильников, эксплуатируемых в схеме центробежного компрессора сжатия синтез-газа (азотоводородной смеси) крупнотоннажного производства аммиака. Газ перед всасыванием в корпус низкого давления охлаждается в АВО-1, а АВО-2, АбО-3 и АВО-4, которые используются как промежуточные холодильники.

При температурах атмосферного воздуха 18,2—22,7 ℃ общий тепловой поток на рассматриваемых аппаратах находится в пределах 2,49 — 7,71 МВт, а плотность теплового потока q = =549—1136 Вт/м2. На АВО-1, АВО-3 н АВО-4 получены достаточно высокие значения коэффициента теплопередачи Кф = = 26,9 — 27,7 Вт/(м?• К). Более низки員 коэффициент теплопередачи отмечается на АВО-2 Кф = 18,1 Вт/(м2-К), которому соответствует наименьшее Q = 2,49 МВт, что обусловлено уменьшением расхода охлаждающего воздуха н снижением логарифмической разности температур.

В схеме обвязки АВО-2 проектом предусмотрено предварительное газовое охлаждение синтез-газа с температуры нагнетания 142 до 76,6 ℃. Так как при /| = 22,6 ℃ АВО-2 практи* 152

чески обеспечивает нормальное значение /ВЫх = 49,7 ℃, один из вентиляторов аппарата эксплуатируется в режиме регулирования и его производительность составляет 26,7 м3/с против проектной величины 14=105 м3/с. В режиме регулирования эксплуатируются и вентиляторы АВО-3 и АВО-4, но, несмотря на снижение расхода воздуха, на них сохраняются высокие плотность теплового потока q = 987—1136 Вт/м2 н коэффициент теплопередачи &)= 27,1—27,7 Вт/(м2・К). Это объясняется тем, что при повышении рабочего давления с 10,2 до 21,8 МПа, следовательно и плотности охлаждаемого потока, коэффициент теплоотдачи авн сохраняет высокое значение.

На рис. VI-16, а и 6 приведены зависимости коэффициента теплоотдачи аВн от скорости движения охлаждаемого потока в трубах. Из графиков на рисунке хорошо видно, что с увеличением скорости Овн коэффициент теплоотдачи повышается, а интенсивность увеличения авн определяется теплофизическими свойствами газа. С увеличением давления газа аВн резко возрастает. Так, при скорости движения потока газа гви = Ю м/с коэффициент теплоотдачи СО2 для давления 0,1 МПа и средней температуры 50℃ составляет 54 Вт/(м2 • К), при повышении давления до 1,0 МПа величина аВн возрастает до 350 Вт/(м2 - К), т. е. почти в 7 раз. В табл. VI-7 представлены результаты испытаний промежуточного (АВО-1) и байпасного (АВО-2) холодильников природного газа.

В АВО-1 и АВО-2 природный газ проходит внутри труб, последовательно охлаждаясь потоком воздуха от вентиляторов 1 н 2. Из данных, приведенных в таблице, видно, что при температуре атмосферного воздуха /1 = 21,3 °C тепловой поток (рассеи

ваемый вентилятором 1) на охлаждение природного газа с /вх =

Рис. УЫ6. Зависимость коэффициента внутренней теплоотдачи авн от скорости движения газа в трубах 県： «—давление 0,1 МПа; б—давление 1 МПа.

Таблица Vl-7. Результаты испытаний воздушных холодильникоа природного газа

Наименование параметра

АВО-1 с вентиляторами

АВО・2 с вентиляторами

1

2

1

2

Барометрическое давление, кПа

95,8

95,8

96,2

96,2

Относительная влажность, % Температура атмосферного воздуха, ℃:

84

84

78

78

на входе в АВО

21,3

21,3

21,2

21,2

на выходе из АВО

Температура природного газа, ℃:

65,4

44,5

32,2

22,7

на входе в АВО

ПО

73

ПО

55

на выходе из АВО

72,8

48,6

54,8

49,0

Рабочее давление, МПа

2,1

2,1

4,0

4,0

Производительность вентилятора,

19,2

22,9

21,5

18,8

Расход природного газа, м3/с (20 ℃, 101 кПа)

13,7

13,7

2,9

2,9

Скорость газа в трубах, м/с

22,8

22,8

3,9

3,9

Тепловой поток, МВт

0,85

0,56

0,26

0,03

Плотность теплового потока, Вт/м2

915

608

386

45

Коэффициент теплопередачи, Вт/(м2- ♦К)

20,0

23,2

8,3

1,5

Мощность, потребляемая электродвигателем, кВт

10,0

11,0

10,4

10,8

тепловой поток составляет 0,563 МВт. Коэффициент теплопередачи в зоне вентиляторов 1 н 2 равен 20,0 и 23,2 Вт/(м2 • К). По мере охлаждения природного газа плотность теплового потока снижается с 915 до 608 Вт/м2, хотя производительность второго вентилятора выше на 19,3%, что и явилось причиной некоторого повышения коэффициента теплопередачи.

Аппарат охлаждения байпасного потока природного ■ газа эксплуатируется только в режиме регулирования компрессора, поэтому коэффициент теплопередачи и плотность теплового потока в значительной степени отличаются от полученных на АВО-1, хотя при повышении скорости движения газа эффективность использования АВО-2 может быть увеличена. На рис. VI-17 представлены экспериментальные зависимости коэффициента теплопередачи, построенные по результатам испытаний и с учетом данных табл. VI-6. Прежде всего, обращает на себя внимание пологий характер зависимости Кф = /(ир)уз： При достаточно высоких абсолютных значениях Кф для охлаждения газовых потоков показатель степени при (ср) уз не превышает 0,40, а в большинстве случаев находится в пределах и = 0,15—0,30. Это обстоятельство указывает на то, что интенсификация работы воздушных холодильников газовых потоков по расходу охлаждающего воздуха не всегда может обеспечить увеличение коэффициента теплопередачи, особенно при (?p)ys > 6,0 кг/(м2 • с)・

Для зависимостей /, 2 и 3, приведенных на рис. VI-17, выражения для Кф соответственно имеют вид

Кф = 18.6 (叩)鱗2； % = 20,9 (哂賛б% Кф = 13,9 (叩)—3

В воздушных холодильниках газовых сред коэффициент теп- лоотдачи примерно неизменен по поверхности и поэтому зависимости q — f(l) и й = f (/) не имеют характерных экстремальных участков. Этому способствует н применение многоходовых АВО и равномерное распределение потоков внутри теплообменных секций.

В нормально работающих аппаратах плотность теплового потока по длине хода зависит только от характера изменения температур и величины термического сопротивления со стороны оребренной поверхности.

На рис. VI-18 приведен характер зависимости g = f(fi), построенной по результатам испытаний, представленных в табл. VI-6. С повышением температуры охлаждающего воздуха плотность теплового потока q на всех четырех аппаратах равномерно снижается практически с одинаковой интенсивностью, как для АВО с высокими, так и с низкими значениями q. Достигнуть расчетной температуры ох л а ж дающего воздуха ^ = 28 ℃ при номинальных параметрах охлаждаемого газа возможно, если увеличить производительность вентиляторов или включить системы увлажнения охлаждающего воздуха. Для АВО, работа которого происходит по линии / (рис. VI-18) дополнительный тепловой поток, который необходимо обеспечить при 介=28℃, составляет 86 Вт/м2, а включение увлажнения может дать дополнительно до 120 Вт/м2.

Эксплуатация воздушных холодильников компримирующего оборудования имеет ряд особенностей. Неудовлетворительная работа одного из АВО приводит к увеличению тепловой нагрузки последующих аппаратов; отклонение в работе АВО

Рис. VI-17. Зависимость коэффициента теплопередачи Кф от массовой скорости охлаждающего воздуха в узком сечении теплообменных секций (ир)уз при охлаждении азотоводородной смеси:

/—АВО-1 на всасывании компрессора при давлении 2,4 МПа; 2—промежуточный холодильник АВО-3,4 при рабочем давлении 10,2—21,8 МПа; 3——промежуточный холодильник АВО-2 при рабочем давлении 5,2 МПа.-

Рнс. VI-18. Изменение плотности теплового потока g в АВО в зависимости от температуры атмосферного воздуха 介：

/ —АВО-З; 2—АВО-4; 3—АВО-2; 4—АВО-1.

используемых в холодильных циклах, вызывает повышение нагрузки конденсатора по тепловому потоку охлаждения перегретого пара. При ограниченных возможностях аппаратов эти обстоятельства приводят к снижению температуры охлаждающего воздуха, до которой возможно поддержание регламентируемых параметров работы компрессорной^установки.

Повысить эффективность воздушных холодильников компримирующего оборудования можно, увеличив производительность основных вентиляторов их наддувом, созданием совершенных схем обвязки или систем увлажнения охлаждающего воздуха и др.

Глава VII

ТЕХНИЧЕСКОЕ ОБСЛУЖИВАНИЕ И РЕМОНТ АВО

Многолетний опыт эксплуатации в условиях нефтехимической и химической промышленности показал высокую экономичность и надежность АВО в сравнении с водяными кожухотрубными теплообменниками, что обусловлено не только заметным сокращением потребления охлаждающей воды, но и упрощением технического обслуживания и проведения планово-предупредительных ремонтов.

Аппараты поставляются заводом-изготовителем в разобранном виде после контрольной сборки, поэтому при монтаже не требуется существенных подгонок сопрягаемых элементов конструкций. На готовый фундамент устанавливают редуктор с электродвигателем или тихоходный электродвигатель, при этом обращают внимание на тщательность центровки редуктора с ротором электродвигателя и на строгую вертикальность оси выходного вала. На валу закрепляют колесо вентилятора, затем мон-

тируют металлоконструкции. Лапы стоек крепят к фундаменту фундаментными болтами. Возможна установка АВО и привода вентилятора на жесткой металлической раме, которая укладывается на специально подготовленную площадку. При размещении АВО на эстакадах опорные элементы крепят к несущим конструкциям. Опорные перекладины металлоконструкций, на которые укладывают секции аппарата, проверяют на горизонтальность. 3аключительные этапы сборки： монтаж теплообменных секций аппарата, их обвязка внешними трубопроводами, монтаж системы увлажнения и других деталей.

Задачей технического обслуживания АВО является обеспечение их работоспособности в период между планово-предупредительными ремонтами, проводимыми в период остановки оборудования (обычно один раз в год). Система технического обслуживания и ремонта призвана обеспечить： возможность ремонта по плану, согласованному с планом производства； своевременную подготовку необходимых для ремонта АВО запасных частей и материалов; правильную организацию технического обслуживания и ремонта； увеличение коэффициента технического использования оборудования в результате повышения качества ремонта и уменьшения простоя в ремонте. Техническое обслуживание АВО практически проводят только в тех случаях, когда в процессе эксплуатации на оборудовании отмечены отклонения технологических параметров от установленных, что влияет на ведение технологического процесса или окружающую среду.

Такие отклонения возникают при загрязнении поверхностей теплообмена как со стороны охлаждающего воздуха, так и со стороны охлаждаемой или конденсируемой среды, снижении производительности вентилятора и т. д. Объем работ по техническому обслуживанию включает очистку оребренных поверхностей от загрязнений； регулирование зазора между вентилятором и обечайкой； подтягивание болтов фланцевых соединений; устранение источников повышенной вибрации и шумности; контроль уровня масла в редукторе и состояния передачи (зубчатой, клиноременной) ； удаление газовых пробок； мелкн員 ремонт оборудования； изменение угла поворота лопастей.

Наиболее распространенная неисправность в АВО — это загрязнение поверхностей теплообмена, создающее не только дополнительное термическое сопротивление теплопередачи, но и увеличивающее аэродинамическое сопротивление, что приводит к снижению общей производительности основного вентилятора и коэффициента теплоотдачи со стороны охлаждающего воздуха.

Пылевые и волокнистые отложения как на внешней стороне поверхности, так и внутри трубного пучка могут быть удалены промывкой деминерализованной водой, обработанной паром, с последующей продувкой поверхности струей сжатого воздуха. Практика показала, что такая обработка поверхности дает хорошие результаты для трубных пучков всех типов. АВО необходимо промывать каждый раз перед началом теплового периода

эксплуатации. Для этого останавливают вентиляторы и подают моющий раствор на внешнюю и внутреннюю поверхности теплообменных секций.

Очистку внутренней поверхности теплообменных труб от загрязнений проводят реже, чем очистку водяных кожухотрубных теплообменников, а во многих случаях не производят вообще. Зто обусловлено тем, что в АВО коэффициент теплопередачи в большинстве случаев определяется коэффициентом тепло- отдачи со стороны воздуха ан. п. Если в процессе эксплуатации отмечается непрерывное увеличение разности давлений между входящими и выходящими потоками, то это свидетельствует о постепенном загрязнении пространства аппарата. Внутреннюю поверхность труб очищают методами, аналогичными используемым для водяных кожухотрубных теплообменников.

В процессе эксплуатации следует контролировать равномерность зазоров между концами лопастей и обечайкой вентилятора, так как увеличение зазора повлечет за собой снижение производительности. При обнаружении утечек охлаждаемой или конденсируемой среды через фланцевые соединения внешней трубопроводной обвязки последние подтягивают и устраняют утечки.

При неравномерно установленных углах и неправильной сборке лопастей со ступицей вентилятора может возникать повышенная вибрация. Собирать лопасти вентиляторов со ступицей следует строго в соответствии с заводской маркировкой. Не разрешается менять лопасти местами на одном колесе или укомплектовать вентиляторы лопастями с разных колес.

Уровень звуковой мощности АВО в основном определяется окружной скоростью концов лопастей и развиваемым напором, однако не следует исключать влияние и других факторов： величины зазора, жесткости аэродинамических элементов, относительного расположения вентилятора и теплообменных секций. Для АВО, установленных вблизи зданий, уровень шума АВО несколько выше, чем на открытых технологических площадках, что обусловлено экранирующим действием строений. Устрайение причин повышенной шумности связано с ин див иду а л ьным и особенностями системы охлаждения, но известен ряд факторов, способствующих снижению уровня шума. К этим факторам относятся： уменьшение частоты вращения вентилятора, снижение напора, применение рациональной компоновки и жестких конструктивных элементов.

К периодическим работам технического обслуживания относятся и работы, связанные с контролем уровня масла в редукторе для обеспечения нормальной работы зубчатого зацепления и удалением газовых пробок. Уровень масла целесообразно контролировать с определенной периодичностью, а газовые пробки в зависимости от степени их влияния на теплопередачу. Периодичность изменения угла поворота лопастей вентилятора приурочивается к началу холодного и теплого периодов эксплуатации АВО. В зависимости от условий эксплуатации, особенно

в холодный период года, к работам по техническому обслуживанию относят также очистку лопастей вентиляторов и теплообменных секций от льда и снега.

Ремонт АВО обычно называется следующими причинами: выходом из строя теплообменных секций (нарушение герметичности развальцовки труб, что обнаруживается по пропуску среды из секций) ； неисправностью привода, редуктора, колеса вентилятора, устройств регулирования и трубопроводной обвязки.

Ремонт может быть текущим и капитальным. Текущий — это ремонт, осуществляемый в процессе эксплуатации для гарантированного обеспечения работоспособности оборудования. Объем основных работ текущего ремонта АВО включает： техническое обслуживание, замену бустроизнашивающихся деталей в приводе вентилятора, выявление дефектов, устранение которых планируется при проведении капитальных ремонтов.

Капитальный — это ремонт, осуществляемый с целью восстановления исправности и полного или близкого к полному восстановлению ресурса аппаратов с заменой или восстановлением любых его частей. В объем капитального ремонта АВО входит： текущий ремонт, замена и восстановление теплообменных секций, замена лопастей и статическая балансировка колеса вентилятора, модернизация оборудования, замена элементов трубопроводной обвязки, послеремонтные испытания. Ремонтные работы начинают с разборки АВО. Методы разборки зависят от конструктивных особенностей аппарата, места и способа его монтажа.

Неисправные теплообменные секции заменяют новыми. Отыскивают места с нарушением герметичности узла вальцовочного соединения оребренных труб с трубными решетками секций. Для восстановления работоспособности требуется подвальцовка труб в трубных решетках. Если обнаружено нарушение герметичности в результате коррозионного или эрозионного разрушения, в дефектные трубы устанавливают конусные заглушки. Герметизация заглушки достигается запрессовкой или сваркой.

После окончания ремонта трубные секции подвергаются опрессовке водой полуторакратным рабочим давлением.

При ремонте и замене лопастей на вентиляторах АВО следует обращать внимание на балансировку рабочего колеса вентилятора, так как иначе возможны шум и вибрация всей установки. В практике известны случаи разрушения фундаментов установки вследствие вибрации, расстройство болтовых и заклепочных соединений. Вибрация вызывается обычно центробежными силами, возникающими при неравномерном распределении вращающейся массы (лопастей, ступицы) относительно оси вращения колеса.

Различают два вида неуравновешенности： статическую и динамическую. Статическая неуравновешенность вызывается несовпадением центра тяжести с центром оси вращения； она может быть обнаружена тогда, когда тело вращения находится

Рис. VII-1. Устройство для балансировки рабочего колеса вентилятора АВО： 1 ——рама; 2—крепление; 3——призма; 4——колесо; 5—опорный вал.

в состоянии покоя, отсюда и ее название. Статическая балансировка состоит в том, что устраняется эксцентриситет центра тяжести колеса вентилятора относительно оси вращения. В практике проведения ремонта и замены лопастей вентиляторов АВО приходится иметь дело со статической балансировкой колес. Сущность статической балансировки состоит в опытном определении наиболее легкой и наиболее тяжелой части колеса вентилятора. У рабочего колеса вентилятора АВО, имеющего эксцентриситет центра тяжести относительно оси вращения, состояние покоя достигается в том случае, когда центр тяжести находится внизу, на одной вертикали с центром вращения. В этом положении статически неуравновешенное колесо находится в состоянии покоя и, будучи выведенным из этого положения, стремится занять его вновь. Статическая балансировка может быть произведена на призмах, дисках или ножах, на роликах или шарикоподшипниках. •

На рис. VIЫ приведено устройство для балансировки рабочего колеса вентилятора АВО. Оно должно быть установлено на специальный вал со шлифованной поверхностью и термически обработанными шейками. Поверхность опорных призм также должна быть отшлифована, термически обработана, не иметь забоин, царапин, должна быть чистой, так как точность балансировки тем выше, чем меньше трение между шейками вала и опорными призмами. Перед балансировкой колесо вентилятора должно быть очищено, углы поворота лопастей выведены в положение, близкое к рабочему.

Балансировка должна проводиться в закрытом помещении, исключающем влияние ветрового давления на лопасти вентилятора. Балансируемое колесо свободно устанавливают на призмы. После того, как оно установится в определенном положении, отмечают нижнюю точку, лежащую в вертикальной полости и на оси вращения колеса. Колесо отклоняют несколько раз

IW

в разные стороны； если оно установится в отмеченном положении, то следует считать, что вертикальная плоскость, в которой находятся центр тяжести и ось вращения, определена. Если при повторных отклонениях положение нижней точки каждый раз занимает новое положение, можно считать, что дисбаланс незначителен или существуют другие причины, искажающие результаты балансировки (грязные или деформированные опорные поверхности, влияние ветра и пр.).

Далее колесо вентилятора уравновешивают, закрепляя на диаметрально противоположной его части временный груз в виде пластилина, замазки, магнита и т. д. Балансировку заканчивают, когда колесо вентилятора при отклонениях занимает произвольное положение. Временный груз взвешивают и на его место устанавливают постоянный.

Для вентиляторов с лопастями длиной 2,8 и 5,0 м допустимый дисбаланс соответственно составляет 24,5 Н • см и 29,4 Н • см. При балансировке колеса вентилятора опорные призмы должны быть жесткими, устанавливаться горизонтально в продольном и поперечном направлениях； допускаемые отклонения призм в продольном направлений не должны превышать 0,05 мм на 1000 мм длины призмы. Ширина призмы в месте контакта не более 10 мм. При опускании балансируемого колеса на призмы следует соблюдать осторожность, чтобы предотвратить повреждение поверхностей шеек и призм. Если металлические лопасти заменяют лопастями из неметаллических материалов, статическую балансировку не производят. Установив вентилятор, проверяют его работу при всех скоростях вращения, включая реверсирование, а также при различных углах наклона лопастей. На теплый период года устанавливают углы поворота лопастей, обеспечивающие 85——90% загрузки электродвигателя. Качество проведенного ремонта подтверждается результатами тепловых и аэродинамических испытаний АВО.

ЛИТЕРАТУРА

Антонов Б. Н. ы др. — Хим. пром., 1975, № 7, с. 51—54.

Берман С. С. Теплообменные аппараты н конденсационные устройства турбоустановок. М*, Машгиз, 1959. 427 с.

Васильев Ю. Я., Марголин Г. Л. Системы охлаждения компрессорных и нефтеперекачивающих станций. М., Недра, 1977. 218 с.

Васильев Ю. 〃.，Марголин Г. 4, Харах А 4 Газовая пром., 1973, № 4, с. 20—22.

Вопросы теплообмена при изменении агрегатного состояния вещества. М., Гос- энергоиздат, 1953, 208 с.

Васильев Ю. Н. и др. Транспорт н хранение газа, 1971, № 12, с. 15—20.

Васильев Ю. Н. w др. Системы воздушно-водяного охлаждения мотор-генера- торов 11ГД-100. Экспресс-инфор мацня Мингазпрома, № 23, 1971, с. 20—26.

Васильев Ю. Н. к др. Инерционность систем воздушно-водяного охлаждения. Экспресс-информация Мингазпрома, № 2, 1977, с. 7—12.

Данилова Г. Н. и 6р. Теплообменные аппараты холодильных установок. М., Машиностроение, 1973. 328 с.

Исаченко В. /7., Осипова В. А., Сукомел А. С. Теплопередача. М., Энергия, 1975, 485 с.

Инструкция по испытанию и наладке вентиляционных устройств. Главпром- вентиляция ЦБТИ. М., 1968. 102 с.

Крюков Н. 77., Огладков Ю. Я., Соболев М 4 Хим. пром., 1979, № 5, с. 52— 53.

Крюков /7. П. и др. Определение теплосъема на аппаратах воздушного охлаждения. Информационный листок Госинти № 623.

Крюков Я. П. 〃 др. Хим. пром., 1979, № 12, с. 28—31.

Клямкин С. Л. Тепловые испытания паротурбинных установок электростанций. М.» Госэнергонздат, 1961, 408 с.

Казаков А. В., Кулаков М. В.» Мелюшев Ю К. Основы автоматики и автоматизации химических производств. М., Машиностроение, 1970. 374 с.

Кирсанов И, Н. Конденсационные установки М. Энергия, 1965, 376 с.

Кучерук В. В., Хазанов И. С. Эксплуатация и ремонт вентиляционных установок машиностроительных заводов. М., Машгиз, 1961, 317 с.

Методика теплового и аэродинамического расчета аппаратов воздушного охлаждения. М., ВНИИнефтемаш. М., 1974, 101 с.

Михеев М Л. Основы теплопередачи. М., Энергия, 1973, 319 с.

Мещераков Ф. Е Основы холодильной техники М., Госторгиздат, 1960. 375 с.

Марголин Г. Л. — Транспорт и хранение газа, 1973, № 5, с. 13—20.

Марголин Г. А. — Транспорт и хранение газа, 1974, № 7, с. 3—9.

Нестеренко Л. В. Основы термодинамических расчетов вентиляции и кондиционирования воздуха. М. Высшая школа, 1971. 460 с.

Отраслевая нормаль ОН 26-02-36-67 М., Гипронефтемаш, 1967. 51 с.

Отраслевая нормаль ОН 26-02-34-67 М., Гипронефтемаш, 1967. 50 с.

Петухов Б. С Опытное изучение процессов теплопередачи. М.. Госэнергонз- дат, 1952. 349 с.

Сухорукова В. Г., Ревенков Л. И. Аппараты воздушного охлаждения для тех* нологических установок в химической, нефтехимической и нефтеперерабатывающей промышленности. М, НИИТЭхим, 1968. 35 с.

Сухорукова В. Г., Шмеркович В. М. Аппараты воздушного охлаждения в химической промышленности. М., НИИТЭхим, 1976. 31 с.

Стандартизированные аппараты воздушного охлаждения общего назначения. М., ЦИНТИхимнефтемаш, 1973. 39 с.

Теплотехнический справочник. М., Госэнергоиздат, 1957. 373 с.

Шмеркович В. М Обзор серии «Опыт проектирования нефтеперерабатывающих и нефтехимических предприятий». М., ЦНИИТЭнефтехим, 1977. 108 с.

АВГ — аппарат воздушный горизонтальный 9, 12, 23, 24, 35, 115

АВЗ — аппарат воздушный зигзагообразный 9, 12, 24, 35, 100, 127 АВМ — аппарат воздушный малопоточный 9, 10, 12

АВО

для азотоводородной смеси 18

для аммиака 20

аэродинамические испытания 88

—характеристики 92 сл.

вибрация 159

гидродинамическое сопротивление 138

зарубежных фирм 14, 17, 31, 93, 100

испытания 53 сл., 60 сл.» 146

капитальный ремонт 159

для конденсации паров 87

в крупнотоннажных производствах 14

материалы деталей 13

нормализованные 12

область применения 9

для охлаждения конвертирован* него газа 88

■парогазовой смеси 90

паспорт 81

для природного газа 25

промышленные испытания 83 сл.

расчеты 33 сл., 50 сл., 103 регулирование НО сл.

в режиме естественной конвекции 110

— — конденсации аммиака 127 ремонт 156 сборка 157

6 системе очистки 22

статическая балансировка 160

схемы включения в технологические линнн 27 сл.

текущий ремонт 159

тепловая характеристика 102 сл.

тепловые испытания 88

техническая характеристика 10, 12

техническое обслуживание 156 сл. для технологического воздуха 25 в технологических линиях 14, 123 сл.

трубопроводная обвязка 41 уровень шума 158 четырехвентнляторный 17 с шахматным пучком труб 52 эксплуатационные характеристики 92 сл.

электроэнергия НО эффективность 101, 105

Анемометр 55

индукционный 55

ручной чашечный 55

Арона схема 59, 72

Аэродинамические элементы 9

вибрация 96

Аэродинамическое сопротивление 99

Вариатор 112

Ваттметр 59

Ваттмерные клещн 59

Вентилятора 9, 10

аэродинамическая характеристика

94

вспомогательные 97, 106

давление 94

к. п. д. 35, 72, 94

с лопастями нз полимерных материалов 26

мощность 72

параллельная и последовательная

работа 97

производительность 59, 94

частота вращения 72

Вибрация АВО 159

Влажность воздуха относительная

55

Водоснабжение оборотное 7 сл.

Воздух атмосферный

давление 68

относительная влажность 55

подогрев 80

расход 66

рециркуляция 116

скорость 55, 64

температура 16, 36, 64

технологический 25

увлажнение 117

Гидродинамическое сопротивление 40

Гидромуфта 112

Гидротрансформатор 112

Давление

воздуха 68

газов 67

конденсации 133

потерн 93

рабочее 12

Дефлегматор 32, 136

Деформации труб 99, 101

Диаграммы состояния 45, 68, 124

Дренажные линии 108

Дренирование 130

Жалюзи 17, 112, 123

Жалюзирование 16, 80, 96, 100, 109,

Заливные зоны 107

Застойные зоны 107

Затвор гидравлический 108

Измерительные устройства 53 сл.

Ингибитор коррозии 149

Испаритель 44

Испытания АВО 53

для абсорбционной холодильной установки 86

анализ экспериментальных дан

ных 74

аэродинамические 60, 88

конструктивные измерения 53

обработка результатов 63

при переменном расходе теплоносителей 61

—постоянном расходе продукта 60 л.

в промышленных условиях 83 сл.

е режиме конденсации парогазо

вой смесн 146

скорость воздуха 64

температура воздуха 64

тепловые 88

теплотехнические 60 сл.

при увлажнении воздуха 61

Камеры

коллекторные 12

коробчатые 12

разъемные 12

Компрессор 7, 15, 123, 126

Компримирование

азотоводородной смеси 18, 32

аммиака 19

природного газа 24

Конденсаторы 15, 19, 32, 109, 123

зарубежных фирм 138、

параметры 16, 134

и паровая турбина 132

Конденсация

аммиака 19, 48, 85

влаги 26

давление 133

парогазовой смеси 48

перегретых и насыщенных паров

111

Коробка скоростей 112

Коэффициент

мощности 71

оребрения труб 35

полезного действия вентилятора

35, 72, 94

сужения сечения 65

теплоотдачи 37, 43, 44, 84, 103,

136, 148, 152

теплопередачи 16, 26, 32, 37, 47,

51, 61, 71, 75, 84, 102, 115, 127, 136, 147, 152

— 〃 скорость воздуха 62

увеличения поверхности 35

Микроманометр 57 Мощность вентилятора 72 паровых турбин 133 электродвигателя 10, 40, 59

Неконденсирующиеся примеси 108, 130

Оребрение 65, 80

Орошение для увлажнения 74

Отложения 50, 91, 99, 107, 145, 157 Охлаждение

водой 8

воздушное 8, 30, 77, НО конвертированного газа 23, 88 парогазовой смеси 23, 48； 90 технико-экономические показатели 8

технологического воздуха 25 Очистка поверхностей 107, 145, 158

Преобразователь частоты така 122

Привод электромеханический 113 Примеси неконденсирующиеся 128 Поверхность теплообмена 11, 12, 37, 40, 44, 90, 118

жалюзировання 80 очистка 107

и температура воздуха 121

Потери давления 93

Психрометр 55

Расход

воздуха 66 среды 57 теплоносителя 66 Расходомер 58 Расчет АВО 32 сл. Регулирования АВО автоматическое 113 изменением угла поворота лопастей 112

—частоты вращения вентилятора 113

параметры 110

ступенчатое 114

по температуре воздуха 111, 120 Ресивер 124

Рециркуляция воздуха 116

Скорость воздуха 55, 64

карта размещения точек измерения 56

Срок окупаемости 8

Статическая неуравновешенность 159

Стрела прогиба 76, 87

Сужающее устройство 57

Счетчик объемный 57

Тахометр 60

Температура атмосферного воздуха 8, 16, 36, 44, 64, 78

карта размещения точек измерения 56

конденсации 16

регулирования 16

средняя лога рифмическа я раз

ность 44, 77, 84, 102, 111

в теплообменных секциях 83

Тепловые потоки 34, 49, 69, 84

и естественная конвекция НО

—скорость воздуха 85

— температура воздуха 78, 85, 139, 150

Теплоноситель 79

вторичный 31, 43, 149

расход 66

Теплообмен, поверхность 11, 12, 37, 44, 80, 90, 118

Теплообменные секции 9, 10, 17, 83

Термометр сопротивления 54, 80, 89

Термометр

лабораторный 54

ртутный 54

технический 54

Трубопроводная обвязка 27

комбинированные схемы 30, 41, 49

конденсаторов 32

пара ллельно-последовательные

схемы 28, 47, 129

параллельные схемы 27, 41, 47

49'

сопоставление схем 46

Увлажнение воздуха 80, 108

Уплотнение 25

Форсунки 108

Хлопки 96

Холодильная машина 123

Холодильник 7

водяной 30

воздушный 151

концевой 110, 131

Холодильный агент 31, 124, 130, 143

Холодильный цикл 43 сл., 125

Эксплуатационные затраты 8, 9

Электродвигатель 11

мощность 40, 59

Эффективность АВО 8

Николай Петрович Крюков

АППАРАТЫВОЗДУШНОГООХЛАЖДЕНИЯ

Редактор

3. 3. Рахмилевич

Редактор издательства力.В. Швыркова

Художник

Е.反 Бекетов

Художественный редактор

Н. М. Биксентеев

Технический редактор

О. В. Тюрина

Корректор

Я. 4 Иванова

ИБ № 820

Сдано в наб. 06.08.82. Подп. в печ. 10.03.83. Т-06097. Формат бумаги 60X90*/ie. Бумага тнп. № 2. Гари, литературная. Печать высокая. У с л. печ. л. 10,50. Усл. кр.-отт. 10,75. Уч.-нзд. л. 11,64. Тираж 5000 экз. Заказ № 447. Цена 65 коп.

Изд. № 1685.

Ордена «Знак Почета» издательство, «Химия»107076, Москва. Стромынка, 13.

Леиииградская типография № 2 головное предприятие ордена Трудового Красного Знамени Ленинградского объединения «Техническая кннга» им. Евгении Соколовой Союзполиграфпрома при Государственном комитете СССР по делам нзда- тельств, полиграфии н книжной торговли 198052, П Ленинград, Л-52, Измайловский проспект, /

В 1984 ГОДУ ВЫЙДЕТ В СВЕТ КНИГА,ЗАКАЗЫ НА КОТОРУЮ ОФОРМЛЯЮТСЯТОЛЬКО ЧЕРЕЗ ИЗДАТЕЛЬСТВО «ХИМИЯ＞：

СМИРНОВ Н. Н. ВОЛЖИНСКИЙ А. и.,КОНСТАНТИНОВ В. А.

Расчет и моделирование ионообменных реакторов.

—Л., Химия, 1984. — 16 л., 80 к.

В книге кратко изложена теория ионообменных реакторов. Особое внимание уделено физическим и математическим моделям, обобщенным методам моделирования и инженерного расчета, выбору начальных и граничных условий. Даны сравнительные оценки ионообменных реакторов и рекомендации по их применению в различных химико-технологических производствах. Приведены многочисленные примеры расчетов, в том числе с использованием ЭВМ.

Книга предназначена для инженерно-технических работников научно-исследовательских институтов и промышленных предприятий.

Книготорговые организации сбором заказов на эту книгу и ее распространением заниматься не будут. Специалисты, заинтересованные в приобретении данного издания, направляют свои заказы в издательство по адресу: 107076, г. Москва, ул. Стромынка, д. 13, корп. 2, отдел распространения издательства «Химия». В письме необходимо указать точный почтовый адрес заказчика.

Индивидуальные заказчики оформляют заказы в виде письменных заявлений, организации и предприятия — гарантийными письмами.

Книги будут высылаться наложенным платежом по выходе из печати.

Заказы принимаются до 31 марта 1984 года.

Издательство «Химия*

ВНИМАНИЮ СПЕЦИАЛИСТОВ!

В 1984 ГОДУ ВЫЙДЕТ В СВЕТ КНИГА,ЗАКАЗЫ НА КОТОРУЮ ОФОРМЛЯЮТСЯТОЛЬКО ЧЕРЕЗ ИЗДАТЕЛЬСТВО «ХИМИЯ＞：

Промышленные установки каталитического риформинга

Гуляев В. А., Ластовкин Г. А., Ратнер Е. М., Тарабрина Е. Н.— Л., Химия, 1984.— 15 л., 75 к.

В книге наряду с кратким изложением теории процессов каталитического риформирования прямоточных бензиновых фракций дано подробное описание промышленных установок риформинга, рассмотрены вопросы аппаратурно-технологического оформления процесса, детально освещены операции пуска и остановки. Приведены правила эксплуатации установок и сведения по контролю за процессами управления ими, а также но охране труда.

Книга предназначена для инженерно-технических работников нефтеперерабатывающей и нефтехимической промышленности. Будет полезна студентам вузов и техникумов.

Книготорговые организации сбором заказов на эту книгу и ее распространением заниматься не будут. Специалисты, за- интересоваиные в приобретении данного издания, направляют свои заказы в издательство по адресу: 107076, г. Москва, ул. Стромынка, д. 13, корп. 2, отдел распространения издательства «Химия». В письме необходимо указать точный почтовый адрес заказчика.

Индивидуальные заказчики оформляют заказы в виде йись- менных заявлений, организации и предприятия — гарантийными письмами.

Книги будут высылаться наложенным платежом по выходе из печати. -

Заказы принимаются до 31 марта 1984 года.

Издательство《Хнмня》

АППАРАТЫВОЗДУШНОГООХЛАЖДЕНИЯ

Н. П. Крюков

АППАРАТЫВОЗДУШНОГООХЛАЖДЕНИЯ

МОСКВА, ХИМИЯ, 1983

6П7

К 856

УДК 62-712.66.0

Крюков Н. П.

Аппараты воздушного охлаждения.— М.: Химия, / 1983— 168 с., ил.

Рассмотрен опыт эксплуатации аппаратов воздушного охлаждения иа предприятиях химической и нефтехимической промыш-， ленности. Изложены вопросы, связанные с тепловыми и аэродинамическими испытаниями этих аппаратов. Приведены нормативные материалы по периодичности и объему ремонтных работ. Дан анализ наиболее характерных случаев отказа оборудования.

Предназначена для эксплуатационного персонала и механиков химических производств, занимающихся эксплуатацией, испытаниями и ремонтом машин и аппаратов химических производств.

168 с., 34 табл., 72 рис., 32 литературные ссылки.

Рецензент В. Н. ГОРОБЕЦ

50.8350.832801020000-050

50.83

50.83

К 050(01)-83

© Издательство «Химия», 1983 г.

СОДЕРЖАНИЕ

Введение

Основные условные обозначения

Глава I. Аппараты воздушного охлаждения в химических и нефтехимических производствах

Актуальность замены водяных холодильников воздушными

Технические характеристики и области применения АВО

АВО в крупнотоннажных производствах

Схемы включения АВО в технологические линии

Глава II. Эксплуатационные (поверочные) расчеты аппаратов воздушного охлаждение

Общие принципы расчета

Особенности расчета параллельной, параллельно-последовательной и комбинированной схем обвязки АВО

Сопоставление различных схем обвязки

Пересчет аппаратов воздушного охлаждения иа режимы, отличные от расчетных

Глава III. Испытания аппаратов воздушного охлаждения

Под готовите льн ые работы на объекте испытаний, измерительные приборы и устройства

Теплотехнические и аэродинамические испытания АВО

Обработка материалов испытаний

Анализ экспериментальных данных

Глава IV. Результаты промышленных испытаний АВО в условиях химических производств

Оценка работы теплообменных секций по температурным и скоростным полям

Эксплуатационные аэродинамические характеристики и их влияние иа работу АВО

Обобщенная тепловая характеристика АВО

Пути повышения эффективности АВО

Глава V. Регулирование АВО

Общие задачи и параметры регулирования

Регулирование по температуре атмосферного воздуха

Глава VI. Эксплуатация АВО а технологических линиях

Эксплуатация воздушных конденсаторов совместно с компрессорами в аммиачных холодильных машинах

Эксплуатация воздушных конденсаторов совместно с паровыми турбинами в силовых установках

Эксплуатация холодильников технологических сред

Эксплуатация воздушных холодильников компримирующего оборудования

Глава VII. Техническое обслуживание и ремонт АВО

Литература

4 64 67 7 914277 7 91427333341465053^^^^333341465053^^^^8383920205^ ^^ ш123132143⑸15616138383920205^ ^^ ш123132143⑸1561613Предметный указатель

4 6

4 6

7 7 91427

7 7 91427

333341465053^^^^

333341465053^^^^

8383920205^ ^^ ш123132143⑸1561613

8383920205^ ^^ ш123132143⑸1561613