ББК 31.55
С47
УДК 628.165
Научный редактор-доктор техн. наук, проф. Кича Г.П.
Рецензент-доктор техн. наук, проф. Якубовский Ю.В.
Слесаренко В.Н.
С47 Опреснительные установки.-
Владивосток: ДВГМА, 1999 - 244 с,ил.
В книге рассматриваются свойства морской воды, как рабочего тела опреснительной
установки, термодинамические основы процесса опреснения Приведены схемы и
конструктивное решение наиболее эффективных способов опреснения морской воды:
термической дистилляции и обратного осмоса. Представлены методы теплового расчета и
оценки их технико-экономической эффективности. Показана возможность использования
опреснительных установок в условиях Приморского края.
Книга рассчитана на научных и инженерно-технических работников,
заинтересованных в реализации опреснительной технологии с целью получения пресной
воды из морской.
Печатается по решению научно-технического совета ДВГМА под грант Губернатора
Приморского края.
ISBN 5-8343-0007-3
© Автор. 1999
© Издательство ДВГМА, 1999

Предисловие
Природные запасы энергоресурсов на Земле и пресной воды в предверии
21-го века все больше уменьшаются, что ставит перед наукой новые задачи,
решение которых создает предпосылки для нормального существования
человечества в будущем. К числу таких задач относится проблема
воспроизводства пресной воды за счет опреснения неограниченных количеств
воды морей и океанов.
Общие запасы пресноводных источников оцениваются в 1,5.1018 м3 и
только 2% этого количества составляет питьевая вода.
Вода самое необходимое вещество на Земле, определяющее
биологические, геологические и геофизические процессы на нашей планете. Она
играет огромную роль как в природных факторахдак и жизни человека.
Анализ показывает, что несмотря на огромные запасы вод во всех видах
уже сегодня человечество испытывает ее недостаточное количество во всех
регионах мира. Это объясняется рядом причин, вызывающих возникновение
дефицита.
Прежде всего значительный рост населения и высокая его концентрация в
наиболее благоприятных в климатическом отношении районах, где естественно
потребляется повышенное количество воды.
Совершенствование производственных процессов и интенсификация
сельского хозяйства для увеличения 'выработки продукции и улучшения ее
качества приводит к резкому возрастанию расходов пресной воды Достаточно
сказать, что общий годовой расход воды в мире составляет более 3000 км3, что
равно 70% мировых пресноводных ресурсов.
Изменение климатических условий, наблюдаемых на Земле становится
еще одной из причин возникновения дефицита в воде.
Большой урон пресноводным источникам наносит их загрязнение сточными
водами и биологически опасными сбросами промышленных предприятий.
Весь комплекс этих причин практически во всех странах приводит к
затруднениям в решении вопросов водоснабжения как населения. так и
промышленности. Одним из таких районов является юг Приморского края, где
в кратковременные периоды времени запасы природной воды практически
сводятся до нуля.
Покрытие возрастающих расходов воды возможно решить при
рациональном, комплексном подходе к реализации и воспроизводству воды.
Человечество живет убеждением, что традиционные источники воды на
Земле, благодаря ее кругообороту в природном цикле, вечны и неисчерпаемы.
Это мнение сложилось потому, что природный бесценный дар за счет огромных
затрат солнечной энергии возвращается в наши реки и озера чистой питьевой
водой в объеме до 43,7 тыс. км3

Уже сегодня во многих регионах земного шара полностью исчерпаны
водные ресурсы и наука должна находится в постоянном поиске новых путей
воспроизводства запасов воды.
Опреснение и обессоливание морской и солоноватых вод при создании
высокоэффективных и экономически оправданных установок могут на
современном уровне техники в большой степени способствовать решению этой
проблемы. Развитие опреснительной технологии на базе широкого комплекса
научных исследований достигло высокой степени совершенства.
Опреснительные комплексы позволят при их многоцелевом назначении и малых
энергозатратах не только производить пресную воду, но и получать побочные
продукты. Стоимость производства воды опреснением резко снизилась и
составила 0,3 долл/м
Среди тех направлений, по которым определилось развитие этой отросли
науки можно выделить:
-во-первых достижение высокой интенсивности рабочего процесса и снижение
накипеобразования в дистилляционных опреснителях и появление
принципиально новых конструкций;
-во-вторых разработка установок обратного осмоса на морской воде;
-в-третьих повышение производительности как термических так и обртно-
осмотических установок.
Эти положения сказались как на качестве вырабатываемой воды, так и на
ее стоимости. В настоящей работе поставлена цель обобщения новых решений,
которые получены в последние годы в области опреснительной техники, указать
пути возможной реализации таких установок в условиях Приморского края.
На основе опыта создания и эксплуатации опреснительных установок,
работающих по различному принципу (дистилляция, обратный осмос и др.),
показан положительный опыт, достигнутый в мире при решении проблемы
опреснения морской воды, и стремление привлечь внимание специалистов к
возможности практического использования опресненной воды для
воспроизводства ее запасов при наличии большого дефицита в нашем регионе.

Глава первая
МОРСКАЯ ВОДА - РАБОЧЕЕ ТЕЛО ОПРЕСНИТЕЛЬНОЙ УСТАНОВКИ
1.1. ФИЗИКО-ХИМИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА МОРСКОЙ ВОДЫ
При реализации различных процессов опреснения морской воды не
уделяется должного внимания её свойствам. Всё направлено на отработку
принципиальных схем и конструктивных элементов опреснительных
установок. При таком подходе к решению проблемы опреснения не
учитываются те особенности, которыми обладает морская вода как рабочее
тело, что снижает практическое использование ее энергетического потенциала и
не позволяет достичь высоких экономических показателей.
Морская вода характеризуется сложными физико-химическими
свойствами. Это объясняется многообразием ее составных элементов.
Вещества, содержащиеся в составе морской воды, классифицируются на
растворенные в ней соли, газы, электролиты, неэлектролиты и органические
соединения, а также находящиеся в форме самостоятельной фазы твердые
частицы и газовые пузыри. Следует при использовании воды учитывать, что
содержание веществ в воде не постоянно и зависит от района, температурных
факторов, глубины, из которой забирается морская вода. Это положение
достаточно подтверждается рис.1.1, где приведены профили изменения
температуры и концентрации солей от глубины.
».<7 J4.5 UM U.1 Зв.О М.1хЛ>
s to is го 2S"C
0
то
*оо
по
too
№00
нов
МО
№00
аоо
га/о
---г—г—J r-a<i
Поверхностный *0*ч
слой Г \
- ПяаФпый mwfi-f I
/ у
- ( /
- fr [
-
-
-
'
ТРЗ
Рис. 1.1. Влияние глубины на параметры
морской воды
Основным компонентом в морской воде являются растворенные в ней
соли, которые вносят значительные изменения в обычную структуру воды.

С точки зрения современной физики молекула воды состоит из двух ядер
атома водорода и одного атома кислорода, погруженных в электронное облако
(рис. 1.2).
Рис. 1.2. Электронное облако
молекулы воды
Атом кислорода при этом располагается в центре, а два атома водорода
ориентированы относительно него под углом 104° 31' (рис. 1.3). Из восьми
электронов атома кислорода два располагаются вблизи его ядра, два связаны с
атомами водорода, а оставшаяся пара электронов формируют ветви,
ориентированные по граням, занятым атомами водорода.
lj-UTmf.CrB
Рис. 1.3. Структура молекулы воды
Молекулы воды более наглядно можно представить как восемь электронов,
движущихся попарно по четырем электронным орбитам, а два водородных
электрона около ядра кислорода (рис. 1.4).
ш -
Рис. 1.4. Электронные орбиты молекулы воды

В рассматриваемой модели электроны, связывающие атомы, смещены по
направлению к одному из них, что в силу асимметрии отрицательных зарядов в
молекуле воды приводит к несовпадению центров тяжести положительных и
отрицательных зарядов и к формированию вокруг молекулы силовых полей.
Атомы водорода при взаимодействии с атомами кислорода соседних молекул за
счет неподеленных пар электронов образуют водородные связи, число которых
определяет структуру воды.
Геометрическая форма построения молекулы воды не раскрывает
физической сущности тех аномалий, которые сопровождают воду как рабочее
тело, и можно подчеркнуть, что до настоящего времени структура жидкой воды
не известна, несмотря на многочисленные модели ее построения [ 16 ]. К числу
аномалий, свойственных воде относят:
наибольшую теплоемкость среди жидких веществ, способствующую
хорошему переносу теплоты водной средой;
высокое значение скрытой теплоты испарения и парообразования;
хорошее тепловое расширение, определяющее уменьшение температуры
максимальной плотности с повышением концентрации солей;
- высокое поверхностное натяжение, влияющее на гидродинамическую природу
течения жидкости;
растворяющая способность для большинства веществ;
наибольшая из всех жидкостей теплопроводность и диэлектрическая
постоянная;
низкая электролитическая диссоциация.
Современные модели структуры воды разделяются на два типа - в одних
она рассматривается как однородно-постоянная, а в других высказывается
существование смеси различных структур. Одной из таких моделей,
позволяющих в некоторой степени пояснить наблюдаемые аномалии воды,
является модель, в которой строение структуры воды следует рассматривать как
квазикристаллическое, то есть упорядоченное ажурное расположение молекул,
наблюдаемое на ограниченном расстоянии от данной молекулы с нахождением
молекул по вершинам тетраэдра. Каждый атом кислорода в структуре связан
водородными связями с четырьмя другими атомами кислорода. Атомы
находятся на прямой, соединяющей центры атомов кислорода двух соседних
молекул воды и расположены по вершинам равнобедренных треугольников
(рис.1.5). Такая структурная модель характеризуется устойчивым равновесием,
что подтверждает такое свойство воды как несжимаемость.

Рис. 1.5. Структура воды
Требует объяснения такое аномальное явление как максимум плотности
воды (минимум удельного и мольного объема) (рис. 1.6). Существование
максимума плотности при 4°С, в соответствии с новыми взглядами на структуру
воды, объясняется тем, что при изменении температуры её кристаллическая
решетка деформируется и при повышении температуры преобладающая менее
плотная вода (тридемитная) заменяется более плотной (кварцеподобной).
Температура t *C
Рис. 1.6. Зависимость мольного объема воды от температуры
При понижении температуры кристаллическая решетка из-за непрерывной
деформации напротив переходит в тридемитоподобную (тетраэдр с менее
плотной упаковкой атомов). При отсутствии деформации решетки понижение
температуры постоянное уменьшение удельного объема воды. Из такого
физического трактования становится понятным существование температуры
максимума плотности. Температура максимальной плотности воды
уменьшается с ростом давления или наличием в ней электролитов. Повышение
концентрации приводит к тем же изменениям структуры воды, что и
повышение температуры. Вода из-за большого дипольного момента имеет
сильно выраженные полярные свойства. Водородные связи и строение воды
способствуют деформированию вокруг молекул воды силового поля, которое
притягивает другие молекулы, что характеризует воду как хороший
растворитель. Как видно из приведенного анализа структура воды достаточно
сложная и в настоящее время отсутствует строгое ее объяснение, а
я

предлагаемые модели по своей сущности неоднозначны. Свойства чистой воды
и ее структура претерпевают значительное изменение с растворением в ней
электролитов. Морская вода также представляет собой умеренно
концентрированный раствор электролитов, что требует рассмотрения влияния
разбавления электролитов на структуру чистой воды.
1.2.0СОБЕННОСТИ МОРСКОЙ ВОДЫ
Выше показано, что вода как электрический диполь с большим
электрическим потенциалом способствует диссоциации и распаду солей в воде
на заряженные ионы, что характеризует воду как хороший растворитель.
Молекулы воды, из-за асимметричности строения диполей, окружают плотным
слоем каждый находящийся в морской воде ион, за счет удержания его
электростатическими силами притяжения и формируют гидратную оболочку
иона (рис. 1.7). Атомы кислорода молекулы воды притягиваются к
положительным ионам солей, содержащихся в морской воде, а атомы водорода
- к отрицательным.
CD ( Na-1 сгз О» (сг) о
Рис. 1.7 Гидратная оболочка иона
Молекулы воды, относительно положительных ионов, разворачиваются к ним
атомами кислорода, а относительно отрицательных атомами водорода.
Комплекс, создаваемый ионом и его гидратной оболочкой образует сольват
(рис. 1.8).
Силовые поля положительно заряженных ионов солей отрывают от атомов
кислорода четыре пары электронов, что способствует образованию
дополнительного слоя из восьми электронов. Молекулы воды,
взаимодействующие с отрицательно заряженными ионами солей, отрывают от
них на свои водородные протоны по паре электронов. Следовательно, молекулы
воды разделяют положительные и отрицательные ионы солей и нейтрализуют
их притяжение.
9

Рис.1.8. Гидротация молекул солей
Чтобы разделить ионы кристаллической решетки и перевести их в
раствор, требуется преодолеть силу притяжения в решетке энергию
гидротации. Если энергия гидротации превышает энергию кристаллической
решетки, то ионы отрываются от нее и переходят в раствор. Размеры сольватов
значительно больше, чем свободные молекулы воды, что определяет их
меньшую подвижность по сравнению со свободными молекулами воды. Это
свойство морской воды положено в основу термических методов опреснения,
когда при ее нагревании молекулы воды за счет теплового и колебательного
движений получают энергию, необходимую для преодоления сил
молекулярного притяжения, и выносятся через разделяющую поверхность вода
пар. Малоподвижные сольваты остаются в растворе, повышая его
концентрацию. Изменение давления и температуры оказывает влияние на
физические характеристики структуры морской воды. Так в частности, если
вязкость обычных жидкостей с повышением давления возрастает, то для
морской воды она первоначально снижается, достигая минимума, а затем
начинает повышаться (рис. 1.9).
Рис. 1.9. Изменение вязкости воды от давления
10

Повышение температуры и концентрации солей в воде приводит к уменьшению
минимума вязкости.
Растворенные вещества вызывают изменение энтальпии воды.
Конкретная величина этого изменения определяется температурой и
концентрацией солей в морской воде. Вязкость морской воды выше, чем у
чистой воды. Ионы натрия и хлора имеют прочную связь в твердой
кристаллической решетке NaCl и энергия, которая освобождается при
образовании новых связей между частицами растворенного вещества и
молекулами воды, не может сбалансировать то количество энергии, которое в
состоянии преодолеть межионные связи Na+ - СГ в кристалле (рис. 1.10).
Рис. 1.10. Схема растворения хлорида натрия
Влияние растворенных в морской воде веществ на ее вязкость различно,
так NaCl повышает, а КС1 делает воду менее вязкой. При рассмотрении рис. 1.11
видно, что различные электролиты даже при низких их концентрациях влияют
на вязкость морской воды и, следовательно, прочность структуры воды. Это
положение, как отмечает РХорн [ 16 ], подтверждает, что явление гидратации
влияет на сильные взаимодействия, проявляющиеся при малых расстояниях
между частицами растворенного вещества и растворителя.
ЦЗ I I i i
0,0 0,3 1,0 1,3 2,0 2,5 3J)
Номцантрация злентроггита ,
ш-мо*ь /на HjO
Рис.1.11. Влияние концентрации электролита на вязкость воды
и

Подвижность сольвата иона с его гидратной оболочкой меньше чем у молекул
воды, что определяет сущность термических процессов опреснения.
Как показывают приведенные выше результаты, ионы солей морской воды
влияют на ее структуру различно и зависят от характера распределения заряда и
размеров ионов, энергии гидратации, концентрации и параметров. По
достижении предела насыщения ионы солей выделяются из насыщенного
раствора и формируются в форме кристалло гидратов с одновременным
снижением плотности гидратной оболочки молекул воды. Развитие снижения
«разрывного» действия гидратной оболочки на разнозаряженные ионы солей за
пределом насыщения вызывает образование единой молекулы (например: Na и
С1 молекулы NaCl ), сопровождающимся процессом кристаллизации.
Гидратированные молекулы воды выдавливаются из такого пространственного
образования на поверхность образующегося кристалла, который в
последующем начинает расти или разрушается в области менее
концентрированного рассола. Предел насыщения наступает при отсутствии в
растворе свободных молекул воды. Таким образом, освободившийся
растворитель может в форме чистой воды быть использован, а
сконцентрированный раствор удален из установки.
При термическом опреснении морской воды различных акваторий
наблюдается различие в протекании этого процесса. Это объясняется тем, что
структура и свойства морской воды различны по солевому составу и
концентрации растворенных веществ. Это указывает на необходимость
учитывать при реализации процесса термического опреснения, того положения,
что концентрация солей морских акваторий различна, в то время как долевое
содержание солей почти постоянно.
1.3.ТЕРМОДИНАМИКА МОРСКОЙ ВОдЫ И ПРОЦЕССА ОПРЕСНЕНИЯ
Использование морской воды как рабочего тела требует знания ее
термодинамических характеристик. Это в особенности возникает при
проведении термоэкономических оценок процессов, протекающих в различных
современных схемах опреснения. По концентрации солей морскую воду можно
рассматривать как разбавленный раствор. При разбавлении растворы
приближаются к идеальным. В разбавленных растворах концентрация
растворенных веществ незначительна, и их влияние, из-за преобладающего
количества молекул растворителя, на его свойства мала, Взаимодействие
молекул растворенных веществ невелико. Это позволяет им пренебречь. С
ростом концентрации морской воды, имеющей место в процессе ее опреснения,
растворитель становится более зависим от присутствующих в рассоле солей и
взаимодействие между частицами растворенного вещества возрастает, что не
может не сказаться на механизме выхода солей.
12

Это положение позволяет сказать, что для реальных технических условий
морскую воду только в исходном состоянии можно рассматривать как
разбавленный раствор, в то время как в процессе ее опреснения она переходит в
реальный концентрированный. С термодинамической точки зрения это требует
учета влияния на процессы опреснения (дистилляция, обратный осмос,
электродиализ, вымораживание) параметрических и физических величин. Во-
вторых, при реализации процесса опреснения методы термодинамики
позволяют проанализировать закономерности преобразования энергии, оценив
работоспособность процесса, установить условия равновесия и движущую силу
процесса и выявить составляющие, оказывающие наибольшее влияние на его
протекание. При этом определяются пути достижения наибольшей полезной
работы. Термодинамический аппарат применительно к морской воде на основе
закона сохранения энергии и принципа существования энтропии позволяет
найти методы расчета ее свойств. Также как и для обычной воды эти свойства
зависят от параметрической системы pvr (давление, объем, температура).
Применительно к морской воде по данным Гейта-Гиббсона pvr- свойства ее
удовлетворительно описываются зависимостью
vp=va-(l- b 103)!Clog((B+p)/B+l), (1.1)
где vp удельный объем воды при данном давлении р; va тоже при
атмосферном; b-соленость (концентрация), промилли ( %о )• Константы
уравнения (1.1) C=0.315va; B=(2670.8+6.9b) + (19.4-0.07b)t 0.223 t2; t
температура, °С.
При расчете термических и обратно-осмотических процессов, большое
значение имеют такие свойства морской воды, как сжимаемость и термическое
расширение.
ю
и
«
44
Зв
34
зг
зо
о ю го ы 40 и
Соленость. b %»
>-\^
^^^-^^^^
=Г""*\Г^~--.
Г""--*^""'---^
■^^"^Г^4*^
* ^~^1Г^*^"
■"—"*"-^IГ'",,,,,-^
^"""■"-^,
_
-
-
1 I
^"^^^ Воры
~~--^~~~w-/
"^~--~^~^р-«ю
** ^^^/>-2Я7
!Щ^~~--—_^~~— /»- Ji7i7
^-~*^^~- Р> ЬОО
^~—~-^~~- Р- soa
Z^~~^~^~~-p-eoo
^~~—^^~~-Р-7О0
Г^-~!_Г-~Р-л»
■~-Г""—-*>-яи
—-P.IOOO
i i
Рис. 1.12. Сжимаемость морской воды

1 Av
Величина сжимаемости (J = - ■ — уменьшается с повышением давления и
солености (рис.1.12), а коэффициент а = ——- термического расширения
v At
возрастает с температурой (рис. 1.13).
40
J6
32
га
2«
TU 20
«*" №
S
/г
9
4
0
-
~-ъ#*
"р.Ю^Й
£И
#^
'<Ш//
ИтА/
г
Ь - Л5*Х.
i i I
в /О Я? Л> 40 SO
Температура, "С
Рис. 1.13. Термическое расширение морской воды
Как отмечалось выше, наблюдаемый для чистой воды максимум плотности при
t = 4°C имеет место и для морской воды около 50°С, не изменяющийся при
высоких давлениях. С повышением давления температура максимальной
плотности tmax (рис.1.14) сростом солености понижается. Повышение солености
(концентрации) морской воды более заметно снижает tmax, чем снижает точку
замерзания, что следует учитывать при разработке схем опреснения
химическим вымораживанием.
1022
tpia
/.on
J 1.010
ifloa
1,002
49УЯ
.Ь—
-2t>Z.b~
- \
V
-«.b—
0/2Jbse?esi0lin Timmpamypa.
Рис.1.14. Удельный вес морской воды
при максимальной плотности
14

Важными термодинамическими характеристиками морской воды
необходимыми при оценке энергетического совершенства процесса опреснения
являются теплоемкость, энтальпия и энтропия, как определяющие основной
показатель любого процесса величину энергозатрат. В соответствии с
термодинамическими тождеством
dl = dh - Tds,
где dh - энтальпия; ds - энтропия; dl - техническая работа.
Значение энтальпии
Tl Pi
dh = mvJCydT + Jvdp,
Tl Pi
где m - масса морской воды.
Связь между теплоемкостями выражается
Ср-Cv = avT/P,
где a - коэффициент теплового расширения; р - сжимаемость.
Опытные данные показывают, что различие в значениях Су и Ср весьма мало,
что позволяет находить одну из них
Ср = 1.0049 - 0.016 b + 3.53-10*b2[(3.25 - 0.148 b + 7.18'lff4 b )10^Т]х
x[(3.8 - 0.121 b +6.1210^ Ь^Ю^Т1]
Изменение энтропии
dS = mJCvd(lnT)-J—dp.
Tl Pi О i
Вычисления значений dh и ds при нагревании в неадиабатном режиме,
изометрическом и адиабатном расширении указывает на сравнительно
небольшую разницу значений (ds = 295.4; 291.6; 291.6 дж/к; dh = 100.I, 82.8;
°4.05 дж). Эти величины рассчитаны в пределе температур от 5 до 25°С и
солености b = 35%o при среднем р = 420 102 кПа.
На основе законов и методов термодинамики строится анализ
закономерностей преобразования энергии процессов, протекающих в
установках, опресняющих морскую воду.
Опреснительные установки термодинамически открытые системы, что
позволяет применять к их термодинамической оценке классические уравнения:
15

сохранения массы в стационарном режиме £ Dj = 0 и для нестационарного
i-i
т п
£ D j = d (£Gj)/dT, где Dj - потоки массы рабочей среды на входе и на выходе
i-l j-l
из системы; m - число потоков; Gj - масса j - го внутреннего элемента (фаза)
системы; п - число элементов; сохранения энергии в стационарном режиме
ZQk + £1, + ZDih; + £;Dj Wi2/2 = 0 и нестационарном d(XUj)/ dt = £Qk
k-l г-l i-l i-l j-1 k-1
1 m m
+ +£1Г + ^Dihi + 5]Di Wj2/2, здесь Qk ,q - потоки тепла на входе и выходе
r-l i-I 1-1
системы при числе их q; er - потоки механической работы с числом х; hi, Wj -
энтальпия и скорость i - го потока массы; Uj = Gj Uj - внутренняя энергия j - го
элемента (фазы) системы при Uj -его удельной внутренней энергии.
Для термодинамических систем, в которых происходит фазовое
превращение вещества или изменение химического состояния в соответствии со
вторым законом термодинамики
TdS > du + pdV и TdS = d(TS) - SdT.
Изменение внутренней энергии системы
du = d(TS) - SdT - pdV или du - d(TS) = -(SdT + pdV). (1.2)
При анализе системы с фазовым превращением, (к такой системе относится
процесс термической дистилляции морской воды) равновесное ее состояние
определяется р = const и Т = const. Тогда на основе объединенного уравнения
термодинамики TdS = dh + Vdp при условии dp = 0 и dT = 0 с учетом (1.2)
находим
dh-d(TS)<-SdT+Vdp = 0,
что равнозначно d(h - TS) <, 0. Эта величина представляет собой изобарно-
изотерм'ический потенциал Гиббса
Ф = h - TS,
характеризующий условие равновесия термодинамически открытой системы
при 6.Ф < 0. Для системы с V = const и Т = const, таким критерием равновесия
служит изохорно-изотермический потенциал
F = u - TS
16

и условие dF <, 0.
Процесс опреснения морской воды определяется затратами энергии,
участвующими в превращении исходного рабочего тела в рабочий продукт.
Расход энергии на ведение процесса зависит от потерь температуры, давления.
Получение пресной воды достигается ее разделением с морской, оцениваемой
минимальной работой обратимого изобарно-изотерл^ического процесса
RT. °2
Е„ш1 = flnabdn,
п.-п. ^
где П], пг начальное и конечное числа молей раствора; То - температура
процесса; аь -активность воды.
Минимальная энергия, затрачиваемая при разделении воды и солей, как
отмечалось выше, увеличивается с возрастанием температуры и концентрации
исходной воды. При приближении температуры процесса к температуре
окружающей среды затраты расходов энергии (эксергии) уменьшаются, что
позволяет повысить энергозначимость принятого способа опреснения.
Критерием термодинамической эффективности опреснительной установки
может служить эксергетический КПД
Ле = ЕпшДДео + Ае„ - ДО.
где Део - снижение эксергии исходного энергоресурса; Ден затраты ее на
приводные устройства; Дещ повышение термохимической эксергии
опресняемой воды. Этот показатель позволяет сравнивать различные способы
опреснения. Оценка термодинамического совершенства процесса опреснения
требует знания параметров морской воды различной концентрации и
температуры. Уравнение состояния для морской воды можно выразить в виде
f(p,p,T,N) = 0,
где р - плотность; р - давление; Т - температура; N - число различных веществ в
единице объема. Если принять гипотезу о постоянстве солевого состава, то
морскую воду можно моделировать как раствор, подчиняющийся законам
сильно разбавленных электролитов, в котором растворителем является чистая
в°Да, а растворенным веществом морская соль. Тогда уравнение состояния
ДР,р, Т, Ь) = 0, где b = G"/( G1 + G") - содержание соли в растворе в весовых
Долях; G -количество растворителя, кг; G" количество растворенного
вещества, кг.
Содержание солей в исходной воде в мольных долях, с весовой, мольной
и массовой концентрацией соответственно находится
n0=G/7//( GV + G'V); пь = 1- Пс,

где Пс, p. - мольная доля солей в растворе и условный молярный вес морской
соли; пь, д' - мольная доля и молекулярный вес чистой воды;
bg = G'7U; b„ = GV'/U; bm = G'7g/U,
где U - объем смеси, м3; g - масса вещества в 1 м3 смесн.
Чтобы установить значения энтропии и энтальпии термодинамической
системы, пользуются изменениями парциального потенциала Гиббса i го
компонента раствора
Fi + Fi' = R T lnau
где F/ - изобарно-изотермический потенциал при стационарном состоянии; aj -
активность компонента в растворе.
[9(Fi - F/ya T] =(F, - Fi')/T - RT(d \na/&T\.
Так как (9F/9 T) p = S; (9 lna/9T)p = (h' - h)RT2, a (h' - h) - приращение энтальпии
при изотермическом расширении, то приращение энтропии составит
AS = -R(nb lnab + Пс lna,) - RT(nb 91паь/9Т + Пс'9 faajffl)
и энтальпии
Ah = -RT2(nb 91паь/9Т + Пс д haJcfY),
где аь, а- - активности чистой воды и морской соли; R- газовая постьянная.
Значение активности по данным [ 11 ] определяется
1п(аь/(1- Пс)) = ао + aiiic + а2\к + аз пЛ
где ао, ai, а.г, а3 - коэффициенты, зависящие от температуры.
Активность солей находится
Кас/Пс) = \n(Bc'/aJ) - V-^ din—.
^. Пс 1-Пс
С учетом, что din = d(Pnc2) получим
1-IU
к

htfa.V) = f -^(KPO = -pnc(2 - nO I J* —5.5-10-*p, (1.3)
где ас'- активность солей в начальном растворе припс-» 0.
В соответствии с (1.3) при изменении концентрации и температуры
установлено, что с ростом концентрации Inaj для солей возрастает, а для воды
падает, а с повышением температуры происходит снижение Эс.
Термодинамические параметры при изобарной теплоемкости Ср
целесообразно оценивать по уравнениям
dT
S = JJCp T due,
h= JJCpdTne.
Значения S и h в пределах концентрации b =9 % и Т =363 К практически
совпадают, а с ростом b =12 % и Т =399 К они отличаются на 12 %.
1.4. ТЕРМОДИНАМИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ ТЕРМИЧЕСКОЙ ДИСТИЛЛЯЦИИ
Процесс термической дистилляции морской воды осуществляется при
изменении ее агрегатного состояния, сопровождаемого разделением на
дистиллят и концентрированный раствор. При этом изменение эксергии в таком
изобарно-изотермическом процессе примет вид
de = (l-^)dq + RT^.
Т аь
где dq количество теплоты, участвующей в процессе; То температура
окружающей среды.
В процессе термической дистилляции морская вода нагревается до
температуры насыщения, а затем происходит процесс парообразования и
следовательно
e=J(l-I?)CpdT+J(l-^)dh + RjT^. (1.4)
, 1 ,1 , аъ
Первое слагаемое определяет теплоту, необходимую для нагревания морской
воды от Т0 до температуры насыщения Т при неизменной концентрации.

TJCp(l-^)dT = Cp(T'„- То-Т'ньД).
то т То
(1.5)
Значение температуры насыщения морской воды
Тн
Тн-
rH-2RTHb'
где Тн, Гн - температура насыщения и скрытая теплота преобразования чистого
растворителя. Уравнение (1.5) получено при условии Ср =const. На рис. 1.15-1.17
показаны изменения эксергии, затрачиваемой на нагревание исходной воды в
зависимости от температуры Т'н при различных Т0и концентрациях.
е„, «дж/и-
№
60
20
То-273К у
/
/
/ ШКУ
О
^
К/
V
ътуУ
'
271 ж гп зоз .ил
т„.к
Рис. 1.15. Эксергия нагрева морской воды в зависимости от Т'н и Т0
При малых начальных концентрациях опресняемой воды затраты эксергии на
нагревание несколько ниже, что связано со снижением физико-химической
депрессии.
еи,«дж/п-
• 2
■ — 1 -—■ 1 1 I ' '
2ЯЗ 30.1 323 341 363
Тн.К
Рис.1.16. Изменение е„ от температуры при концентрациях 1- b=3.5%; 2-b=2%;
Т0 = 273,15К

Повышение Т'н приводит к росту эксергии нагревания, что частично объясняет
современную сдерживающую тенденцию ограниченного повышения
параметров при дистилляции.
ец.жДж'жг
№
60
40
'20
283 303 323 343 363 383 Ти.К
Рис.1.17. Эксертия морской воды при Ср = const для режима нагревания
1- b=3.5%; 2-b=2%; Т0 = 273,15К
Если рассматривать изменение эксергии при зависимости теплоемкости от
температуры и концентрации, то ее значение
ен = АСТ'н - То'- Гн1А + BflV - То3) - С(Т'Н2 - Т02) -
Тр
+D(Th- T0)-Fln$i, (1.6)
То
где коэффициенты уравнения А=(4.18ч-50.75) 10V-14 Ю"6!)3; В=2.82106;
С=2.86КГ| + 4.23 10"*Т0; D=9.64 10"3 + 0.57Т0; F=9.64 103Т0. Для таких условий
расход эксергии на нагревание уменьшается на 40 % по сравнению с расчетами
по (1.5). Это объясняется меньшим значением теплоемкости чистого
растворителя, что подтверждается увеличением расхода эксергии с
возрастанием температуры для морской воды с меньшей концентрацией
(рис.1.18).

Бн, *Дж/«г
2М
2№
2 3 4 ч/Ьо
Рис. 1.18. Влияние кратности концентрирования со на эксергию испарения
при Т0 = 273.15К, Т^н = ЗЗЗК; b =3.5%; b =2%
Увеличение концентрации (рис. 1.19), снижение параметров процесса приводят
к уменьшению эксергии нагревания. Это положение указывает на
необходимость определения ен опреснительных установок по выражению (1.6).
4
2
2 3 « Wh,
Рис..1.19.3ависимость минимальной эксергии процесса от кратности
концентрирования при увеличении То
Доля эксергии, затрачиваемой на испарение составляют
2 Н Н
где Тн, Т н, гн, г н температуры кипения и соответствующие значения
скрытой теплоты парообразования при начальной b и конечной Ьх
концентрациях исходной воды. С увеличением концентрации наблюдается рост
е„, а ее значение выражается
J43
»3_03
-273

e^rVl-^lnco).
Vh
где © = bj b - кратность концентрирования.
Третье слагаемое уравнения (1.4) является минимальной теоретической работой
разделения морской воды на чистую воду и более концентрированный раствор,
численно равный изменению изобарно-изотермического потенциала. Если
процесс протекает при температуре окружающей среды, то первое и второе
слагаемые выражения (1.4) будут равны нулю и для получения воды
потребуется эксергия только для процесса разделения
emi„ = -RTj^=-RThA.
2 а а2
При реальном изменении параметров процесса и зависимости теплоемкости от
Т'н и Ь, величина е^ принимает вид
е™, = [2.8 Ш^ОУ - То3) - 33.7(ТУ - Т„2) - 25.4 10Лр Ь2 -
-ОЮ^рЬДт'н- То - Т'н 11Д +2R^f ) - Ф р2(- Т01пГ" + ^RT" -4.18*5"),
То гн 2 гн гн
где ф = (1-ю2)/ ©2
На рис. 1.19 представлены результаты определения зависимости е,пш от ш при
То=293К; b=3.5 % T'h=333K. При нахождении отдельных составляющих
уравнения (1.4) установлено, что на нагревание расходуется от 2.5 до 9.7 %
затраченной энергии. Наиболее энергоемким является парообразование (63.3-
89%), при затратах на работу разделения 1.3-35.2%. Эти величины рассчитаны в
пределах температур от 0 до 100°С; концентраций 2-16% при степени
концентрирования 2-4.
1.5. ТЕРМОДИНАМИЧЕСКИЕ ОСОБЕННОСТИ ОПРЕСНЕНИЯ ОБРАТНЫМ ОСМОСОМ
При термодинамическом подходе к оценке процесса опреснения
обратным осмосом установлено, что затраты энергии на этот процесс меньше,
чем при дистилляции. Однако, справедливо отметить, что теоретический
минимум работы в идеальном процессе предполагает его полную
необратимость, поэтому сравнение скрытой теплоты парообразования и
теоретического минимума не применимо. Расход энергии в реальных
Установках сопровождается действием движущих сил, возникающих в
Результате разности температур, давлений, концентраций, не имеющих место в

обратных процессах. Это не позволяет сравнивать низкопотенциальную
тепловую энергию процесса термической дистилляции с дорогостоящей
электрической, необходимой для установок обратного осмоса. При опреснении
обратным осмосом отсутствует фазовое превращение исходной воды, что
позволяет снизить затраты энергии на разделение до минимальной
термодинамической энергии. Эта работа определяется отношением
коэффициентов активности морской воды и конечного продукта и процентным
значением сбрасываемого рассола.
Минимальная работа разделения для любого процесса опреснения
П2
W,„i„ = -RTofln-^dn,
п. Р°
где pi, ро давление над раствором и пресной водой; ni, П2 - начальное и
конечное числа молей раствора. Применительно к процессу обратного осмоса
этот минимум энергии на 1м3 получаемой воды
С1 Г* f
Wmin =RT0(-—- )опр + gc6p(—Г )с6р " &«*(—=- )исх,
К1„ К10 К10
где gc6P, gMcx - удельные расходы сбрасываемой и исходной воды по отношению
к производимой пресной; G/RTo свободная энергия всех участвующих в
процессе сред.
Эксергетический баланс любого процесса опреснения включает три
составляющих
е = et + ер + еь,
где е(, ер, еь - значения эксергии, связанные с температурными изменениями
процесса, давления и концентрации. По аналогии с (1.4) величина е,
затрачиваемой на протекание процесса выражается
е = G[Cp(T - Т0) - Ср Toln^ + (р - р0)/р - nbR Т01пх],
То
где G - количество исходной воды, участвующей в процессе.
Процесс обратного осмоса сопровождают все три составляющих, однако
доля ei в этом балансе наименьшая. Число молей чистой воды на массовую
единицу поступающей на опреснение воды

Пь-(1000-1^-Ущь
Р
где bi - массовая концентрация i -го химического компонента; р - плотность
раствора; цъ - молекулярный вес чистой воды.
x = in/(nb-£—),
где Р - число частиц, генерируемых при диссоциации; щ - молекулярный вес i-
го химического компонента.
Энтропия процесса
S = RTo=E3+ET-Aex,
где Е, - электрическая энергия цикла; Ет - его тепловая энергия.
Эксергетическая разница входного и выходных потоков, поступающих ei
в цикл и ек находится
л m
вх= Zei" Zek
i=l k=l
Так как при опреснении методом обратного осмоса преобладают затраты
электрической энергии, то термодинамическую эффективность процесса удобно
производить с помощью коэффициента замещения
э2-э,
где Qi, Q2. расход тепловой энергии термического и осмотического циклов; Э],
^г расходы электрической энергии. Этот коэффициент сравнивает
энергетические затраты термического опреснения и обратно-осмотического.

Глава вторая
ФИЗИЧЕСКАЯ СУЩНОСТЬ ПРОЦЕССА ОПРЕСНЕНИЯ МОРСКОЙ
ВОДЫ
2.1. ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА ПРИРОДНЫХ ВОД
Несоответствие количества и качества природной воды возрастающим ее
потребностям во все большей степени требует от науки дать ответ, как
восстановить запасы и восполнить ее> дефицит на основе использования
неограниченных ее масс в Мировом океане.
Из всех известных на земле веществ наиболее распространенное - вода, с
запасами в 1.5 1018 м3 Гидросфера нашей планеты достигает 70.8 % земной
поверхности, из этой доли на моря и океаны приходится 361 млн. км2, а по
объему -1370 млн.км воды. Большие количества воды сосредоточены в земных
недрах, содержащие 24.3 млн. км или 1.7% общего запаса воды на земле. Как
морские, так и подземные воды определяют водный баланс планеты (97.5%), и
только 2.5% мировых запасов приходится на пресноводные источники. В
табл.2.1 представлены данные мирового водного баланса и водных ресурсов
Земли, подтверждающие, что большая часть водоисточников планеты содержит
воды, имеющие высокую концентрацию солей, что не позволяет прибегать к их
прямому использованию.
Как видно из рассмотрения данных наибольшая доля пресноводных
источников сосредоточена в ледниках (69.5 %) и только 0.4 % пресных вод
восполняют мировые запасы за счет активного природного водообмена.
Средний годовой водный баланс земного шара характеризуется следующими
величинами:
Расход влаги км3
Испарение с океанов и морей 447160
Испарение с суши 72840
Приход влаги
Осадки, выпадающие на поверхности 411600
морей и океанов
Осадки, выпадающие на поверхности 108400
суши
Суммарный водообмен 520000
Годовой речной сток, за счет которого обеспечивается водоснабжение, равен
43690 км .

Таблица 2.1
Мировой баланс гидросферы
Источник
Мировой океан
подземные воды
соленые
пресные
Ледники и стационарный снежный покров
Ледники вечной мерзлоты
Вода озер
пресных
соленых
Вода болот
Почвенная вода
Вода в атмосфере
Вода в руслах рек
Биологическая вода
Объем
тыс.км
1.338.000
12.870
10530
24064.1
300
91
85.4
11.47
16.5
12.9
2.12
1.12
Доля
общих
96.5379
0.9286
0.7597
1.7362
0.0216
0.0066
0.0062
0.0008
0.0012
0.0009
0.0002
0.0001
запасов
пресных
30.0606
68.6972
0.8564
0.2598
0.0328
0.0471
0.0368
0.0061
0.0032
Естественных пресноводных источников уже сегодня становится недостаточно
Для покрытия потребностей в воде, в связи с резко возросшим количеством
населения Земли и увеличением ее технико-технологического использования.
Крайне изменяющиеся климатические условия в ряде регионов Земли нарушают
природный водообмен и создают значительный дефицит в пресной воде. По
Данным Международной Ассоциации по опреснению к 2005 г. человечество
°Удет испытывать стрессовую ситуацию из-за недостатков в воде, так как
продолжается рост городского населения (65 %), потребляющего свыше 600л
в°ды в сутки на коммунально-бытовые нужды. Возрастающий расход воды
имеет место в сельском хозяйстве. Большая доля воды потребляется химической
и энергетической промышленностью. Так при мощности электростанции,
Ристающей по замкнутому циклу в 1 млн. кВт для восполнения утечек

потребуется воды более 30 млн.м3/год, а при теплофикационном эта величина
достигает 750-1000 млн.мэ/год. Только при производстве 1т химического
волокна необходимо подать производству 3000-4000 м воды.
По данным Института водных проблем РАН (табл.2.2) наблюдается
значительное увеличение потребления воды промышленностью.
Таблица 2.2.
Расход пресной воды и удельная выработка продукции на 1 м воды
(по данным на 1990г.)
Год
Сельское хозяйство
Промышленность
Удельная сто-
имость продук-
ции на 1м
воды, руб.
1980
1990
2000
2005
Валовый
обществен-
ный
продукт
млрд.руб.
126.8
156.3
193.0
214.5
Расход
пресной
воды
м3/руб
177.0
217.2
268.3
298.1
Удельный
расход
воды
млрд.руб
1.39
1.39
1.39
1.39
Валовый
обществе
нныи
продукт
млрд.руб.
792
1233
1784
2138
Расход
пресной
воды
m'V руб
100.0
123.3
137.4
145.4
Удельны
й
расход
воды
млрд.руб
0.13
0.10
0.077
0.068
Сельское
хозяйство
0.72
0.72
0.72
0.72
Промыш-
ленность
7.92
10.0
12.98
14.7
Интенсивная эксплуатация водных источников не единственный фактор
возрастающих недостатков пресной воды. Состояние качества вод природных
источников резко ухудшается в связи с загрязнением их бытовыми и
промышленными стоками и отсутствием экологической защиты.
За последние 30-50 лет произошло значительное обострение водной
проблемы. Большое влияние при этом оказала ирригация земель, из-за которой
годовой сток рек во всем мире снизился до 30-50%. Наиболее рациональной
формой аккумулирования запасов пресной воды являются водохранилища,
число которых на земле достигло более 35 тысяч.
Однако при этом следует учитывать огромные капиталовложения на их
сооружение и многие сопутствующие их эксплуатации последствия. Это
затопление земельных массивов, обрушение береговых очертаний водоемов,
заболачивание и зарастание водной акватории, изменение экологической
обстановки в районах с суровым климатом. Территориальное

перераспределение стока крупных рек на современном этапе неэффективно, да и
связано с собственным водосбором водонесущих рек.
Как справедливо отмечается в [ 1 ] маганизирование подземных вод и
использование айсбергов встречается с большими экономическими
трудностями. Получаемые при этом воспроизводимые количества воды
оказываются незначительными. Решение водной проблемы наряду с
энергетической и продовольственной стоит в ряду первоочередных задач,
разработку которых должна реализовать наука
2.2. ОПРЕСНЕНИЕ МОРСКИХ И СОЛЕНЫХ ВОД
Возможные пути воспроизводства пресной воды на планете (переброска
каналами многоводных рек, транспортировка айсбергов) не во всех регионах
реализованы. В то время как по всей ее территории имеются минерализованные,
сбросные и морские воды, опреснение которых при создании
высокоэффективных технологий опреснения навсегда устранят существующую
проблему дефицита воды.
Опреснительный процесс до настоящего времени не может конкурировать
с использованием воды пресноводных источников. Это обстоятельство
объясняется тем, что к природной воде человечество привыкло относиться как
природному дару. Опыт последних десятилетий показывает, что это мнение
сегодня ошибочно, так как стоимость воды, продаваемой водопроводными
станциями резко растет из-за изменения в природном водообороте и
увеличивающихся затратах на очистку воды при загрязнении водоемов и
водохранилищ промышленными и бытовыми сбросами, а также расходами на
транспортировку воды.
Решение проблемы водоснабжения за счет опресненных морских и
соленых вод возможно при условии изыскания и создания экономичных
технологических схем, способных получать воду по стоимости сопоставимой с
природной в неограниченных количествах и высокого питьевого качества. В
течение последних лет в научном мире проведены многочисленные
исследования, позволяющие приблизиться к ответу на этот вопрос.
По своей физической сущности снижение концентрации растворенных в
воде веществ достигается в процессе водоподготовки при ее обессоливании.
Обессоливание воды до состояния, пригодного как для технологического, так и
°ытового применения, принято называть опреснением. Опреснение может быть
0сУЩествлено либо путем извлечения собственно молекул воды из раствора,
либо удалением ионов солей. Первый требует затрат энергии на изменение
Тегатного состояния исходной воды. Второй не сопровождается фазовым
ереходом в парообразное или твердое состояние, но по энергетическим
стратам во много раз превышает первый, хотя теоретически извлечение солей,

наиболее высокое содержание которых в морской воде (3.5%), должно быть
менее энергоемким. Классификация современных методов опреснения строится
на основе характера сил, обеспечивающих отделение солей от молекул воды или
способа воздействия на раствор.
В технологии опреснения сточных, солоноватых и соленых подземных
вод, вод морей и океанов можно выделить классификационную структуру,
построение которой определяется следующими признаками:
I. По характеру процесса.
1. С изменением агрегатного состояния опресняемой воды: термическое
(дистилляция, гелиоопреснение ); с использованием холода (естественное и
искусственное вымораживание).
2.Без изменения агрегатного состояния:
химическое (ионный обмен, осаждения солей с помощью реагентов,
электролиз);
мембранное (электродиализ, обратный осмос);
экстракционное и адсорбционное (экстракция органическими
растворителями, газогидратная экстракция, адсорбция на пористых
электролитах);
биологическое (с использованием водорослей, живых организмов,
бактерий).
П. По потребляемой энергии.
1.0дноцелевые (получение пресной воды опреснением, очистка сточных
вод).
2.Многоцелевые (выработка электроэнергии теплоты, воды и извлечение
подобных продуктов).
3.Сфера использования (промышленное, коммунальное,
сельскохозяйственное).
Ш. По конструктивному использованию.
1.Построенные на основе одного метода опреснения (дистилляция,
обратный осмос);
2.Комбинированные (дистилляция и обратный осмос, дистилляция и
производство побочных продуктов);
3. Одноступенчатые, многоступенчатые, однорядные, многорядные,
вертикальные, горизонтальные.
Процессы термического опреснения сопровождаются нагреванием
исходной воды до температуры, превышающей температуру кипения при
данной концентрации солей в ней и давлении с последующим кипением.
Свободные молекулы воды приобретают энергию теплового и колебательного
движения, которая позволяет им преодолевать силы внутримолекулярного
притяжения, и выносится через поверхность раздела фаз (вода-пар) в
аккумулирующее пространство. Сольвенты, не обладающие соответствующим
запасом энергии не в состоянии преодолеть поверхностное натяжение, остаются
зо

растворе. Поверхность испарения выполняет функции фильтра,
пропускающего молекулы воды и задерживающего ионы растворенных солей.
Паровая фаза при прохождении через массу опресняемой воды не
растворяет солей и при охлаждении позволяет получить воду в виде дистиллята,
что определило название метода опреснения-дистилляция. Термическая
дистилляция солесодержащих вод может выполняться на установках простого
выпаривания с помощью греющих поверхностей погруженных в большой ее
объем.
1-корпус; 2-исходная вода; 3-греющий
пар; 4-вторичный пар; 5-сепаратор;
6-конденсатор; 7-охлаждающая вода;
8-дистиллят; 9-конденсат греющего
пара; 10-емкость; 11-продувка испари-
теля.
Рис.2.1. Схема установки поверхностного типа
Установки этого типа характеризуются высокими расходами теплоты на
парообразование. Большей эффективностью отмечаются установки мгновенного
вскипания. Нагретая до температуры несколько выше температуры кипения,
чем в камере испарения вода поступает в ее объем, где происходит образование
вторичного пара за счет вскипания под вакуумом с последующей его
концентрацией в специальном теплообменнике, а рассол перепускается в
следующие камеры многоступенчатой установки, давление в которых от
ступени к ступени понижается (рис.2.2).
Такой метод дистилляции имеет возможность получать неограниченные
количества воды при относительно невысоком расходе энергии.
В технологии термической дистилляции нашел применение процесс
выпаривания исходной воды в тонкой пленке, генерирование которой
происходит на вертикальных или горизонтальных поверхностях нагрева При
вертикально-пленочном поступлении воды ее поток создается вставленными в
каждую трубку теплообменного аппарата насадками, образующими щелевой
проход для воды, что позволяет ей двигаться по греющей поверхности с тонкой
пленкой.
фи горизонтально-пленочной организации пленочного режима горизонтальные
ФУбы теплообменника омываются пленкой воды, подаваемой специальным
оросителем (рис.2.3).

Но рециркуляцию J сброс
1-головной подогреватель; 2-теплоиспользующие ступени;
3-поддоны для сбора дистиллята; 4-деаэратор;
5-теплоотводящие ступени; 6-8-насосы;
9-перепускные пороги
Рис.2.2. Схема установки мгновенного вскипания
1-испаритель; 2-компрессор;
3,4-теплообменники;
5-ггусковой подогреватель;
6-вакуумный насос.
1 сброс
Рис. 2.3. Схема установки тонкопленочного типа
Этот новый принцип парообразования позволил снизить температурный напор
поверхности нагрева - жидкость, что сказалось на энергетическом совершенстве
цикла опреснительной установки. Одновременно такая технология позволила
применить компрессию производимого вторичного пара с соответствующим
снижением за счет этого затрат теплоты на первоначальный нагрев опресняемой
воды. Гелиоопреснение технологически не отличается от обычных
дистилляционных установок с той лишь разницей, что для первоначального
нагрева воды используются специальные теплообменники со стеклянной
поверхностью, питаемые теплотой солнечной энергии.
Природный и искусственный холод служит основой технологии
опреснения вымораживания. Солевой раствор в таких схемах подвергают
разделению на две фазы: кристаллы пресного льда, образующиеся при
32

медленном замерзании и рассол. Кристаллы имеют игольчатую форму и
находятся в массе рассола, который при более низкой температуре. Полученные
кристаллы затем определяют от рассола, отмывают и расплавляют. Схема
искусственного вымораживания требует наличия в ее цикле холодной машины и
в качестве хладагента легкокипяших хладагентов (рис.2.4).
Рис.2.4. Схема вымораживающего опреснителя
1-фризер; 2,5-компрессоры; 3-промывная колонна; 4-плавильник льда; 6-
конденсатор; 7-промежуточный сосуд; 8-дросселирующий клапан; 9-насосы;
10,11-теплообменники; 12-колодец; 13-бак соленой воды; 14-бак пресной воды;
вода: 15-пресная, 16-соленая; 17-рассол; 18-ледяной шлам; хладагенты: 19-
жидкий, 20-газообразный
Метод отличается меньшими расходами энергии на организацию процесса, но
возникают дополнительные ее затраты (прессования кристаллов, отмывка,
плавление), а также сложное конструктивное исполнение.
Среди весьма перспективных методов является технология обратно-
осмотического опреснения. Физическая сущность этого процесса состоит в
фильтровании через сборку полупроницаемых мембран морской или соленой
В°ДЫ, которые обладают селективной способностью пропускать только
молекулы воды, задерживая солевые компоненты. Протекание процесса
представлено схемой на рис.2.5.
Если растворы с различной концентрацией разделить мембраной, то
молекулы воды стремятся передвигаться так, чтобы выровнять концентрацию
Раствора с обеих сторон мембраны. За счет такого перетекания объем исходной
оды увеличится. Давление, обеспечившее равновесную концентрацию при
Жадном разности уровней по обе стороны мембраны называют осмотическим.

а 6
i
И - - -
X
Вода: а -пресная, б -морская
А - прямой осмос; Б - устано-
вившееся равновесие;
В - обратный осмос.
Рис.2.5. Принцип процесса обратного осмоса
При создании повышенного давления на концентрированный раствор, можно
превзойти давление осмотическое, что приведет к обратному перепуску молекул
воды в сторону менее концентрированного раствора. На этом принципе
реализована технология обратно-осмотического опреснения. Обратно-
осмотические установки обладают возможностью опреснения как
высокоминерализованных вод, так и очистки сбросных и возвратных вод, что
позволяет применять их не только для получения пресной воды, но и
использовать в схемах водоподготовки тепловых станций, а также получения
питьевой воды высокого качества. Принципиальная схема такой установки
(рис.2.6) содержит фильтровальную установку, очищающую поступающую на
опреснение воду, насосный агрегат для создания высокого давления на
полупроницаемых мембранах, а также систему мембранных модулей, в которых
протекает процесс разделения исходной воды на чистую воду и рассол.
Насос рециркуляции
w\
Исходная вода
Фильтр песчаный Фильтр картонажный
Грубая очистка
Бах
Насос
Питьевая вода
COi
Дозатор
I
Рис.2.6. Схема обратно-осмотического опреснителя

Этот метод опреснения характеризуется относительно меньшими расходами
энергии на ведение процесса, не требует затрат дорогостоящей тепловой
энергии. Однако его широкое практическое использование до настоящего
времени сдерживается из-за меньшей производительности установки, трудности
опреснения морской и соленой воды высокой концентрации, низкой
механической прочности модулей. К числу разновидностей установок обратного
осмоса следует отнести технологию опреснения электродиализом. Этот процесс
основан на переносе ионов растворенных в воде солей в электрическом поле,
создаваемом погруженными в нее электродами. Движение заряженных ионов
раствора, направленное: катионы перемешаются к катоду, а анионы - к аноду. С
возрастанием барьерного потенциала на электродах начинается разряжение
контактных пластин камерной ванны с восстановлением на катоде ионов
металлов и иона водорода, который выделился в процессе диссоциации воды.
Образовавшийся газообразный водород удаляется из опресняемой воды, члены
(ОН") в соединении с ионами натрия переходят в щелочь. Молекулы кислорода
взаимодействуют в анодной камере с хлором, формируют кислоту. Для
предотвращения обратной реакции в камерах, где расположены анодные и
катодные пластины устанавливают ионоселективные мембранные перегородки,
через которые проходят или только катионы, или только анионы. Оставшаяся
после электродиализа вода постепенно удаляется из камер. Особенностью этого
метода является его ограниченная возможность опреснения вод с высокой
минерализацией. Его можно использовать с целью производства кислот и
щелочей. Энергоемкость получения конечного продукта воды достаточно
высока, а производительность не велика.
Как показывает предварительный анализ всех современных методов
опреснения на современном этапе каждый из них не достиг абсолютного
совершенства. Этим объясняется сдерживающее их использование при
опреснении морских и соленых вод. Однако эти суждения, дающие только
общие трактования о физической сущности процессов опреснения, не являются
определяющими в решении проблемы воспроизводства запасов пресной воды не
планете и должны рассматриваться в комплексе с другими путями ее получения.
Многие из возникающих трудностей и недостатков могут быть устранены
совершенствованием процесса, рациональным конструктивным решением,
перестройкой цикла опреснительной установки, снижением энергозатрат,
привлечением нетрадиционных энергоисточников, комплексной переработкой
исходной воды до сухого остатка с извлечением побочных продуктов. Все эти
МеРЫ приведут к существенному снижению стоимости процесса опреснения и
Pacump^ сферу его использования. Эти положения подтверждаются числом
°преснительных установок, на которых получают воду во всем мире с
сУммарной выработкой более 20 Ю6 м3 в сутки.

Глава третья
ДИСТИЛЛЯЦИОННЫЕ ОПРЕСНИТЕЛЬНЫЕ УСТАНОВКИ
3.1. СОСТОЯИЕ И ТЕХНИЧЕСКАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА ТЕРМИЧЕСКИХ ОПРЕСНИТЕЛЬНЫХ
УСТАНОВОК
Из числа функционирующих опреснительных установок наиболее
широкое распространение нашли термические дистилляционные установки,
общее число которых достигло 2820 единиц. Наибольшее количество таких
установок было построено в 1979-1981гг. и составило 75% от общего числа
опреснителей различного типа. В этот период суммарная производительность
работающих по такой технологии установок составила около 2 млн.м /сут
пресной воды. С 1992г. наблюдается некоторое снижение числа сооружаемых
термических опреснителей, и их доля составляет до 40%. Однако с 1996г. вновь
начинают преобладать установки, работающие по такому принципу Установки
с производительностью от 100м3/сут и более вырабатывают почти
8.4млн м3/сут, а имеющие производительность свыше 4000м3/сут
7.8млн.м3/сут Этот показатель подтверждает остающийся приоритет метода
дистилляции, при помощи которого вырабатывается до 80% всей опресняемой в
мире воды (до 22млн.м3/сут). Такое положение объясняется следующими
достоинствами дистилляционных опреснительных установок: простотой
конструкции, высокой производительностью качеством получаемой воды,
надежностью в эксплуатации, низкой стоимостью конечного продукта,
использованием низкопотенциальной теплоты атомных и тепловых
электростанций, возможностью полной автоматизации на базе ЭВМ,
многоцелевым использованием, включая переработку рассола.
Эффективность установок такого типа резко возросла из-за создания
новых агрегатно-технологических схем с высоким термодинамическим
совершенством их энергетического цикла. Это достигнуто интенсификацией
теплообмена, применением термокомпрессии, повышением начальной
температуры нагрева опресняемой воды в результате предварительной ее
обработки. Большое внимание уделено правильному выбору параметров, схемы
организации выпаривания, регенерации теплоты, кратности концентрирования,
конструктивному исполнению и комплексному использованию.
В основу классификации дистилляционных опреснительных установок
могут быть положены следующие признаки:
1) по принципу действия испарительные, мгновенного вскипания, с
пленочными аппаратами, с промежуточным теплоносителем, с кипением в
псевдоожиженном слое;
2) гидродинамике режима с естественной и принудительной циркуляцией
исходной воды;
1А

3) по способу использования теплоты вторичного пара - с термокомпрессией, с
регенерацией и без нее;
4) по роду теплоносителей - с водяным, паровым, газовым и электрическим
обогревом, а также нагревом, жидкометаллическими, масляными,
гидробофобными средами и нагретыми металлическими телами;
5) конструктивному исполнению трубчатые, пластинчатые, спиральные, с
ребристой, волнистой, и желеобразной поверхностями; вертикальные,
горизонтальные и наклонные, одно- и многоступенчатые, однорядные и
многорядные, башенного типа;
6) по способу контакта поверхности нагрева с жидкостью погруженными в
большой объем, с полностью заполненными водой трубами и пленочным ее
омыванием; ударно-струйными, гравитационными, центробежными и с
завихренными потоками;
7) по практическому использованию - стационарные и транспортные (судовые,
автомобильные, космических аппаратов);
8) по энергообеспечению - с подачей теплоты атомных или тепловых станций,
газотурбинных и дизельных установок, котельных, солнечной энергии,
низкопотенциальной теплоты систем охлаждения различных производств.
Наибольшее значение из всех приведенных признаков имеет первый.
Некоторая часть опреснительных установок выполнена по схеме с
испарением. Большая их часть находит применение на судах. Процесс
дистилляции в них протекает путем теплообмена между греющей
поверхностью, погруженной в большой объем. Парообразование происходит
при глубоком вакуумировании, что способствует снижению накипеобразования.
^ти установки экономически малоэффективны, так как отличаются высокой
чувствительностью к колебаниям режима, требуют создания высокого
температурного напора на поверхности нагрева, имеют сильное
накипеобразование, низкое использование теплоты, а также значительные
габариты. Усовершенствование этого типа установок было достигнуто в
конструкции теплообменников с вынесенной зоной кипения и прямоточной
схемой подачи опресняемой воды. Некоторые особенности процесса
выпаривания позволили длительное время получать на них воду
Удовлетворительного качества. Так в испарительном аппарате температура воды
в Теющих трубках поддерживается несколько ниже температуры ее кипения в
внесенной зоне, представляющей собой расширительную камеру. Это создает
предпосылки к плавному пуску установки, исключает пульсации, обеспечивает
оыстрый выход на заданный вакуум и производительность.
Сильное накипеобразование приводящее к закупорке вертикальных
Wo, опрокидывание циркуляции не позволили в дальнейшем использовать и
■пускать в массовом количестве такие установки. Их общее число не
превысило 140 единиц.
37

Наибольшее количество строящихся и действующих установок (1185
единиц) общей производительностью до 12 млн.м3/сут разработаны по схеме с
опреснением воды по принципу мгновенного вскипания. За последние 20 лет
резко возросло как число таких установок, так и их производительность. Так в
1969г суммарное получение воды составляло 622860 м3/сут, а уже 1992г. это
значение достигло 7.79 млн.м3/сут Максимальная производительность одного
агрегата 36тыс.м3/сут, и их находится в эксплуатации 8.5% от общего
количества. Большая часть (81%) работает на опреснение морской воды,
отдельные установки включены в схему водоподготовки ТЭС и очистки
сточных вод промышленных предприятий. Технология опреснения в такой
установке имеет ряд существенных преимуществ-перед обычным кипение при
контакте с поверхностью нагрева. Процесс генерирования вторичного пара
протекает в свободном пространстве испарительной камеры, в которой
отсутствует греющая поверхность. Это исключает образование накипи,
повышает производительность каждой ступени из-за мгновенного вскипания
поступающей воды и превращения ее в пар при глубоком вакууме, в ступенях.
Отличительной чертой таких установок являются: простота конструктивного
исполнения, неограниченное число ступеней, прямоточный поток опресняемой
воды, высокая степень ее концентрирования на выходе. Это позволяет получать
в одном агрегате высокие производительности.
Установки мгновенного вскипания как транспортные, так и стационарные
выполняются многоступенчатыми. Это связано с тем, что при такой технологии
в отдельной ступени температура проходящего через нее предварительно
нагретой опресняемой воды понижается незначительно, и при одноступенчатом
испарении для обеспечения заданной производительности потребуется подать
большое количество воды, а теплоту рассола потерять безвозвратно. На это
указывают расходы теплоты при такой схеме до 5 106кДж/м3
В многоступенчатой схеме за счет регенерации теплоты и рациональной
рециркуляции рассола удается понизить расход теплоты. Организация
движения исходной воды в таких установках выполняется, как отмечалось
выше, либо по прямоточному принципу, либо с рециркуляцией рассола. В
первом случае установка имеет повышенные потери теплоты и может
устойчиво работать лишь при большом расходе воды, поступающей на
опреснение. Термодинамическую эффективность тепловой схемы удается
улучшить регенеративным подогревом опресняемой воды теплотой вторичного
пара каждой ступени.
Установки прямоточного типа находят использование на судах, так как
небольшое число ступеней в них позволяет обеспечить поддержание глубокого
вакуума и тем самым полнее использовать перепады теплоты по ступеням.

3.2. ОПРЕСНИТЕЛЬНЫЕ УСТАНОВКИ МГНОВЕННОГО ВСКИПАНИЯ
Установки этого типа находят применение как в судовых, так и
стационарных условиях. Их наибольшая эффективность достигается в том
случае, когда необходимо произвести из морской воды большое количество
дистиллята. Это относится к рыбообрабатывающим и пассажирским судам и
городам с большим населением. Это подтверждается опытом многолетнего
использования их в тех регионах планеты, где практически отсутствуют
пресноводные природные источники. Кроме этого тенденция сооружения и
эксплуатации таких установок объясняется сравнительной простотой их
конструкции, устойчивостью режима, а также наибольшей степенью
освоенности промышленным рынком. Многие страны выпускают установки с
чисто коммерческими целями (Германия, Франция, Бельгия и др.). Среди
современных судовых опреснителей мгновенного вскипания отечественного
производства наибольшее распространение нашли установки серии М с числом
ступеней от 3 до 5 с производительностью 60,120,240 м3/сут Они выполнены по
прямоточной схеме, отличающейся меньшей чувствительностью к изменениям
греющего пара, поступающего в головной подогреватель, простотой и
удобством технического обслуживания. На рис.3.1 приведена принципиальная
схема установки М5, имеющая следующие характеристики:
производительность-240 м3/сут, число ступеней-5; давление греющего пара
83.4кПа, расход пара 4200кг/ч. Установки нашли применение на
рыбообрабатывающих и транспортных турбогазоходных судах с большими
расходами пресной воды. Принцип действия такой установки построен иа
последовательном мгновенном испарении морской воды в пяти ступенях с
линейным расположением в общем корпусе (рис.3.1).
Рис.3.1. Судовой опреснитель мгновенного вскипания
14

Морская вода из-за борта после предварительного фильтрования на фильтре 1
насосом 2 для предварительного подогрева прокачивается через пучки труб,
встроенных в каждой ступени конденсаторов вторичного пара 3, конденсатора
главного эжектора 4 и поступает в основной головной подогреватель 5, где
нагревается греющим паром от энергетической установки судна до
температуры 75-80°С и через насадки 6 вводится в ступени, в каждой из
которых эжектором 6 поддерживается вакуум ниже чем в предыдущей, что
обеспечивает вскипание воды и образование вторичного пара. Следовательно
процесс парообразования протекает при поступлении исходной воды в каждую
камеру в перегретом состоянии по отношению к температуре насыщения в них.
Установке предусмотрен двухступенчатый эжектор, выполняющий две
функции: первой ступенью он забирает паровоздушную смесь из головного
подогревателя и ступеней испарения, с последующей ее конденсацией в
конденсаторе 7 и перепуском конденсата в первую ступень, вторая ступень
отводит остаток сконденсировавшейся смеси в накопитель. Воздух
конденсатора 7 удаляется в атмосферу. Для поддержания необходимого
перепада в ступенях предусмотрены фазовые пороги, служащие в качестве
сопротивлений перепуску вторичного пара. Конденсат вторичного пара после
охлаждения на конденсаторах 3 собирается в сборниках 8 и свободным сливом
накапливается в емкости 9, из которой насосом откачивается в судовую
цистерну. Схема установки оснащена рядом регулирующих устройств. С тем,
чтобы исключить засоление дистиллята и переполнение емкости 9 на
магистрали установлены регулятор уровня 10 и расходомер 11 и
электромагнитный клапан 12, срабатывающий от сигнала измерителя солемера
13. Это позволяет подавать дистиллят либо в цистерну, либо на сброс.
Регулирование магистрали конденсата греющего пара выполнено по подобной
схеме. Камеры оснащены сепарационными устройствами, снижающими вынос
капель рассола со вторичным паром и засоление дистиллята. Перепускные
линии дистиллята между имеют гидравлические затворы, что также
обеспечивает необходимый температурный перепад на ступенях. Большое
количество судовых установок мгновенного вскипания выпускают зарубежные
фирмы. На рис.3.2а,б показаны агрегатированные установки, выпускаемые
фирмой «Месо» (США), принцип действия которых представляет схема рис.3.3.
Морская вода поступает в корпус глубоковакуумного испарения, в нижней
части которого расположен поверхностный нагреватель, получающий теплоту
от охлаждающей воды судового двигателя. Температура кипения воды в
корпусе 45-50°С. Вторичный пар после сепаратора охлаждается и собирается в
сборнике дистиллята, откуда откачивается дистилляционным насосом. Схема
оснащена большим количеством регулирующей аппаратуры, позволяющей
обеспечить устойчивую работу установки. Получаемый дистиллят имеет
солесодержание 5 10"4 %. Широкий диапазон производительностей (табл.3.1),
позволяет использовать установки на судах с различной потребностью в воде.
40

Рис.3.2. Общий вид установки «Месо» производительностью 27м /сут
а) с использованием электрообогрева; б) на охлаждающей воде двигателя.
Таблица 3.1
Характеристики установки «Месо»
Характеристика
Производительность,м3/сут
Температура охлаждающей
воды ДВС. °С
Расход морской воды на
испаритель. м3/ч.
Расход охлаждающей воды
__Ч£Р_ез конденсатор, м3/ч.
расход электроэнергии, кВт
Размеры, мм
длина
ширина
——_ высота
-—. Масса, кг
ST100
9
0.75
12.7
1.5
1150
775
1600
727
Тип
ST200
18
1.5
26.1
1.9
1550
975
1600
1227
установки
ST300
24
74 - 90.5
2.27
39
2.3
1725
1075
1675
1659
ST400
36
3.02
51.7
2.8
1800
1350
2250
2000
ST600
54
4.54
77.1
3.7
1875
1575
2525
2680

Охлаждающая р ty-J у—. Z
На охлаждсмн ДВС
Рис.3.3. Тепловая схема опреснения «Месо»
1-опреснитель; 2-конденсатор; 3-сепаратор; 4-эжектор; 5-солемер;
6-контролирующие приборы расхода и давления; 7- насосы; 8-теплый ящик
Оригинальное решение для судовой установки мгновенного вскипания
6А-25 получено Г.Я.Лукиным, где линейное расположение ступеней заменено
цилиндрическо-сегментальным [9 ]. Это позволило значительно уменьшить
габариты установки при одновременном повышении производительности
(рис.3.4), которая составила при шестиступенчатом исполнении установки
25м3/сут Характеристики этой установки приведены ниже.
Производительность, м/сут 25.
Удельный расход теплоты, кДж/кг - 820.
Греющая среда
Давление пара, кПа
Расход пара, кг/ч
Удельный расход пара
Длина, мм
Ширина, мм
Высота, мм
Масса, кг
вода или пар.
более 2.
390.
0.38.
1830.
1500.
2190.
2600.
42

В установке конденсаторы вторичного пара выполнены вертикального типа и
пасположены над каждой сегментообразной камерой. Головной подогреватель
располагается сбоку в верхней части корпуса установки и нагревает морскую
воду паром.
4 5
Рис.3.4. Принципиальная схема расположения камер испарения в судовой
установке 6А-25
1-корпус; 2-конденсатор; 3-перепускные пороги; 4-вход воды; 5- выход воды.
Насосы, обслуживающие схему расположены на раме ниже корпуса.
Предусмотрена вся регулирующая и контролирующая работу установки
аппаратура. Более 300 единиц такой установки используются на судах
рыбодобывающего флота. В дальнейшем установка была усовершенствована
ведением в ее схему горизонтально-пленочной приставки, что увеличило
количество получаемого дистиллята до 60м3/сут На рис.3.5 показан общий вид
установки этого типа. На заднем плане располагается установка, работающая по
"Ринципу мгновенного вскипания, а на переднем видны ступени
т°нкопленочной приставки. Основные показатели двух модификаций установок
данывтабл.3.2.
"а современном этапе разработки схем процесса дистилляции
Рских и соленых вод определяют стационарные установки, работающие на

принципе мгновенного вскипания. Их производительность при сочетании
многоагрегатного конструктивного решения достигла 380тыс.м /сут
производимой воды. Определилась тенденция и ведутся проработки
одноагрегатной схемы с выработкой ЮОтыс.м /сут
В отечественной практике сооружены и успешно эксплуатируются
установки в г. Шевченко, г. Фергана, г. Тобольск, г. Волжский, г. Первомайск.
Так в г. Шевченко работает установка на 15120м воды в сутки, в г. Фергана две
установки по 14400м /сут Среди зарубежных стран наибольшее число установок
этого типа имеют Саудовская Аравия - 1417 единиц общей выработкой
3569тыс.м3/сут (26.8% мирового количества), Объединенные Арабские
Эмираты - 290 установок, 1330тыс.м3/сут производят 10.2%, Кувейт -133
установки с получением 1390тыс.м3/сут опресняемой воды (10.5%).
Как отечественные, так и зарубежные установки выполняются с двумя и
тремя контурами рециркуляции рассола, что способствует повышению
использования теплоты. Важное значение в обеспечении устойчивой их работы
имеет предварительная подготовка опресняемой воды. С этой целью для
предотвращения карбонатной накипи прибегают к нескольким способам:
рециркуляция кристаллов размолотого мела, или раскисление серной кислотой.
Первый был применен на основе проработок ВНИИводгео и
СвердНИИХиммаша введением в установку при ее запуске из осветлительного
устройства меловой пульпы, которая в дальнейшем не выводится из установки
(рис.3.6,а).
Рис.3.5. Общий вид установки 6А-25 с тонкопленочной приставкой
44

Таблица 3.2
Характеристика комбинированной судовой опреснительной установки
Показатель
Производительность
^йсло ступеней мгновенного вскипания
~~ Число ступеней горизонтально-
пленочной приставки
Температура нагрева воды
Поверхность нагрева
конденсатора
головного подогревателя
горизонтально-пленочного испарителя
Общая поверхность нагрева
Удельный расход теплоты
Давление греющего пара
Расход пара
Удельный расход пара
Размеры
Длина
Ширина
Высота
Масса
размерность
м3/сут
°С
м2
i
и
кДж/кг
кПа
кг/ч
-
мм
мм
мм
кг
тип установки
6МР-50
50
6
1
85
25.8
9.2
24
50
600
6-7
540
0.26
2290
1540
2360
3300
6МР-60
60
6
2
85
25.8
9.2
43
98
550
6-7
600
0.24
1900
2700
2360
3900
В принятой трехконтурной схеме рециркуляции после подогрева в
охладителе дистиллята 5, конденсаторе 4, а также подогревателях трех
последних ступеней поток деаэрированной воды проходит все встроенные
подогреватели ступеней и, смешиваясь с потоком первого контура, подается к
головному подогревателю 2, где догревается до температуры 100-120°С паром и
направляется в рабочие ступени. Рассол ступеней второго и третьего контуров
насосами 11 подается на нагрев в самостоятельную группу подогревателей
Данного и предыдущегр контуров и затем подмешивается к потоку,
поступающему на испарение в их ступенях. Это позволяет поддерживать на
ходс в каждый контур соответствующую температуру, принятую из технико-
к°номических соображений с учетом растворимости сульфата-кальция в
водной воде. Одинаковая степень рециркуляции для всех контуров и
номерное распределение поверхностей теплопередающей части установки
воляет унифицировать подогреватели ступеней и сократить расход металла
и* изготовление. Установка содержит 31 теплоиспользующую ступень и 3

теплоотводящих. По компоновке оборудования и систем установка выполнена
трехкорпусной с размещением в каждом 13, 12 и 9 ступеней.
Производительность по дистилляту составляет 14400м /сут при коэффициенте
относительной выработки 8.5м3/т пара и расходе исходной воды 3600м /ч.
Электрическая мощность, расходуемая на собственные нужды 2600кВт.
Суммарная поверхность теплообмена 20200м2 Занимаемая площадь - 2300м
В схеме с подкислением морской воды (рис.3.66) компоновка ее агрегатов
выполнена по аналогии с предыдущей с той лишь разницей, что подготовка^
опресняемой воды производится концентрированной серной кислоты, которая
из емкости 8 насосом - дозатором впрыскивается в ее поток. Образовавшаяся
углекислота отделяется в декарбонизаторе 9 с последующей деаэрацией
совместно с другими газами в деаэраторе 3.
Рис.3.6. Опреснительная установка со ступенями мгновенного вскипания
а - с рециркуляцией затравочных кристаллов;
б - с обработкой исходной воды кислотой;
1-камера вскипания; 2-головной подогреватель; 3-деаэратор; 4-коцденсатор;
5-охладитель; 6-фильтр; 7-осветлитель; 8-емкость для кислоты; 9-декарбо-
низатор; 10-смеситель; 11-емкость для щелочи
Для защиты поверхностей нагрева от воздействия подкисленной водЫ
предусмотрена дозировка небольшого количества щелочи при снижении
величины рН ниже 8-8.5. Аналогичные технологические схемы реализуются в

установках сооружаемых зарубежными фирмами. С тем, чтобы оценить
современные достижения при эксплуатации опреснительных установок,
остановимся на рассмотрении некоторых из них.
Технико-экономические показатели, которые обеспечиваются
термическими опреснительными установками во многом зависят от источника,
обеспечивающего их морской водой. Как известно, концентрация солей
морских акваторий различна и, это в значительной степени определяет условия,
на которые должна проектироваться установка. Это относится к выбору схемы
предварительной подготовки исходной воды, допустимой предельной
концентрации рассола на выходе, принимаемой начальной температуре нагрева.
Эти положения должны быть предварительно оценены фирмой изготовителем.
■7. Общий вид установки мгновенного вскипания производительностью
1000м3/сут

Важную роль в последующей эффективной эксплуатации установки играет
энергоисточник, так как стоимость затрат на получение для нее тепловой
энергии определяет стоимость производимого дистиллята. Поэтому каждая
страна выбирает такой источник, который обеспечивает наиболее
оправданную стоимость. В настоящее время это либо индивидуальные
котельные, либо тепловые станции с отбором пара на установку, либо
газотурбинные или дизельные станции с утилизационными котлами.
Большое внимание разработке опреснительных установок уделено в
Объединенных Арабских Эмиратах. С 1975г сооружаются установки с
небольшой производительностью (рис.3.7), общая выработка которых достигла
в настоящее время почти 700тыс.м3/сут Непрерывно возрастает получение
пресной воды на установках как малой, так и большой производительности
(рис.3.8).
-» ♦ »-
О О О (О
годы
3o3ww0itnbid>
Рис.3.8. Рост выработки на установках мгновенного вскипания в ОАЭ.
В отдельных наиболее крупных городах потребление опресненной воды
распределяется в пропорции, показанной на рис.3.9.
В таблице 3.3 представлены данные всех построенных в АОЭ установках
мгновенного вскипания.
4S

к t
а ж
Рис.3.9. Количество опресненной воды, потребляемой городами ОАЭ
Таблица 3.3
Опреснительные установки мгновенного вскипания Объединенных Арабских
Эмиратов
Местонахождение
Суммарная
производит ель-
ность, м3/сут
Число
установок
Год пуска
Фирма
Аль-Мирфа
1000
1
1987
Esco USA
Аль-Мирфа
73800
1996
Ansaldo I
Аль-Силла
4000
1992
Sidem F
_Аль-Дабах
_Джебел Дханна
500
1982
Krupp G.
2000
1979
Toyo J.
-Джебел Дханна
2000
1987
Esco USA
„АбуДаби
JQi^Ajib-Hap Ист
57660
1977
Sidem F.
JOMM-Aju^-Hap Вест
irv^ : —<-
82000
19*»ЬАль-Нар Вест
36000
1979
Sidem F.
1981
IHIJ
-ЛдьТмиилах «А»
109500
■^JlIgBHiuiax «B»
32640
Джебел Али
345600
272760
jnax-JTay_
22700
1986
Sidem F.
1994
Sidem F.
1995/96
Italimpianti I
1993
Weir
Westgarth GB
1995
Р"с.3.10а,б приведен общий вид двух установок, построенных в Юмм-Аль-
Р> Характеристики которых даны в табл.3.4.
49

Таблица 3.4
Основные данные установок в Юмм-Аль-Нар (ОАЭ)
Показатель
Производительность,
м /сут
Число установок
Фирма производитель
Дата выпуска
Число ступеней
Относительная выработка,
кг/кг
Температура нагрева
исходной воды,°С
Энергообслуживание
UNE/1-3
18500
3
Сайдем -
Франция
1979
16
6
90
Газотурбин
ная
станция
UNE/4-6
26640
3
Италим-
Пленти-
Италия
1987
18
7.3
106
Газотурбин
ная
станция
UNE/1-6
14800
6
EHI-
Япония
1981
18
6
90
ГЭС
UNE/7.1-8.2
22200
4 1
Сайдем -
Франция
1986
16
6
101
ГЭС
N
Среди современных установок мгновенного вскипания наибольший интере!
представляют две установки Taweelan «А» и «В» (рис.3.11), построенные в A6yi
Даби французскими и итальянскими фирмами. Характерной их особенностью
является повышенная начальная температура нагрева опресняемой воды.
Установка серии «В» самая крупная в мире из числа работающих по принципу
мгновенного вскипания. В табл.3.5 представлены показатели, сооружаемой в
центральной части Абу-Даби установки «Mirfa».
Таблица 3J
Характеристика опреснительных установок в г. Абу-Даби (ОАЭ]
Показатель
Произволительность,м3/сут
Число установок
Потребности города в воде
Фир ма-изготов итель
Год пуска
Число ступеней
Относительная выработка,
кг/кг
Температура нагрева
морской воды,°С
Taweelan «A»
32640
4
106.560
Sidem - France
1990-94
16
7.3
101
Taweelan «В»
58000
6
281.200
Italimpainti -
Italy
1995-96
20
8.0
112
Mirfa
24600 i
3
59940
Anasaldo - Italy
1996
19
7.0
105
50

Установки большой производительности со схемой мгновенного
вскипания сооружены в индивидуальной зоне Jebel АН в г.Дюбай (табл.3.6).
—~
Производительность,
м3/сут
Число установок
Количество воды,
потребляемой
городом от
установки, м3/сут
^ Дата запуска
Число ступеней
Относительная
выработка
Температура воды на
входе в установку,°С
Источник энергии
Фирма изготовитель
УстановкаО!
11100
5
15
1980
-
6.0
90
противодав-
ленческая
турбина
Sumitomo
Japan
Характер
Установка!^
25900
3
21
1983
19
7.5
ПО
против одав-
ленческая
турбина
Franco Tosi
Italy
Таблица 3.6
шстики установок в г.Дюбай
Установка Е
25900
4
28
1988
-
.
газовая
турбина и
утилизаци-
онный котел
Enviro-Genis
USA
Установка G
27750
8
60
1993
18
8.5
105
газовая
турбина и
утилизаци-
онный котел
Weir
Scotland
При разработке агрегатно-технологических схем установок этого типа большое
внимание уделяется максимально возможному снижению их металлоемкости,
что, в частности, определяет расположение конденсаторов расширительных
камер (для большинства схем они выполнены в виде секций с поперечным
расположением трубок). Однако такое исполнение при большом числе ступеней
требует значительного количества соединительных перепускных
"трубопроводов, что увеличивает металлоемкость установки. Это привело в
рассмотренных выше схемах к применению длиннотрубных поверхностей
аждения в конденсаторах с перепуском трубок через несколько ступеней. С
ью повышения интенсивности теплообмена трубки выполнены с желобчатой
еРхностью, что на 30-40% позволило увеличить значения коэффициента
°передачи. При возведении опреснительных установок большой
зводительности встает проблема занимаемых площадей из-за развитого
чества ступеней и общего удорожания строительства.
si

б)
Рис.3.10. Общий вид опреснителей мгновенного вскипания:
а- производительностью 22700м /сут.
б- производительностью 27250м7сут.

б)
c-3-П.Общий вид установки мгновенного вскипания производительностью
32,6тыс.м3/сут(а) и 58тыс.м3/сут(б).

Однако с увеличением производительности установки достигается
сокращение капитальных затрат на 20-30%. Это оказывает влияние на
строительство, как правило, установок большой производительности. Примером
тому многокорпусные установки, сооруженные в Саудовской Аравии и
Кувейте. Так в Аль-Джобал (Саудовская Аравия) в 1983г введены четыре
опреснительные станции, в составе каждой из которых 10 установок
мгновенного вскипания. Каждая станция производит до 237000м3/сут пресной
воды. Они разработаны и смонтированы японскими фирмами. Подобная
станция для опреснения морской воды высокой концентрации (4.5%),
вырабатывающая 267000м3/сут в 1984г. вошла в действие в г. Аль-Кхобар, по
проекту французской фирмы «Sidem», а также в г. Джеддах (227000м3/сут) и
г.Макках-Тайф (223000мэ/сут), имеющие каждая по десять установок. В
Кувейте с 1985г. работают 12 установок (г. Доха-Вест), построенные японской
фирмой «Sasakura» с общим количеством производимого дистиллята
392000м3/сут Единичная производительность таких установок достигает 23500-
27500м3/сут Морская вода для них с температурой в летний период 35, а в
знмний 27°С поступает от водозаборной системы, состоящей из открытого
водовода и 12 пар циркуляционных насосов большой производительности.
Каждая пара обслуживает одну установку, а два насоса являются резервными.
Подогреватели испарительных камер выполнены с поперечным расположением
труб, что позволяет уменьшить габариты установки, содержащей 22 ступени
мгновенного испарения. Камеры первых трех и последней ступени изготовлены
из нержавеющей стали, а остальные - из углеродистой с покрытием эпоксидной
смолой. Конечная температура, достигаемая после регенеративного подогрева в
ступенях, на головном подогревателе равна 90.6°С, что несколько ниже, чем в
других выполненных установок. Это объясняется тем, что используемые в
системе предварительной подготовки исходной воды химические
антинакипины поликарбоксилатного и полифосфатного типов не показали их
высокой надежности при эксплуатации, это привело к необходимости
предварительного раскисления морской воды серной кислотой и позволило
повысит ее нагрев до 113°С. Удаление неконденсирующихся газов
обеспечивает спаренная трехступенчатая эжекционная установка. Для
периодических чисток подогревателей и ступеней испарения применяется
однолинейная шариковая система, в которой используются резиновые шарики с
числом чисток 2 раза в сутки. Коэффициент относительной выработки при
эксплуатации составляет около 5кг/МДж, затраченной теплоты с конечным
содержанием солей в дистилляте 0.025%. Рассол со степенью
концентрирования 1.5-2 сбрасывается в водоотводный канал. Часть этого
рассола имеет возможность возвращаться в водозаборную систему для
регулирования температуры воды, подаваемой в опреснительную установку. В
головном подогревателе поверхности нагрева выполнены из медно-никелевых
труб с присадкой железа и марганца, трубы имеют толщину стенки 2.45мм,

ру)Кный диаметр 39мм и длину 14.3м. Конденсаторы трех ступеней
циркуляции изготовлены из титановых труб диаметром 29x0.711мм при
длине 19.9м, а всех регенеративных ступеней из медно-никелевых труб
ппиной 19.9м при тех же размерах, что и в головном подогревателе.
Энергетическое обеспечение вышеуказанных 40 установок в Саудовской
Аравии производится 6 станциями суммарной мощности 50МВт. Установки
мгновенного вскипания выполняются с двумя тенденциями организации
движения потока опресняемой воды: продольного и поперечного. Для принятых
скоростей потока (1.6-2м/с) размеры корпуса испаряемой камеры при
поперечном движении значительно меньше, чем при продольном. Возможно
уменьшение скорости потока, способствующее повышению надежности
эксплуатации установки за счет незначительного для таких режимов
коррозионного и эрозионного износа испарительных камер.
При продольной компановке затраты энергии на прокачку морской воды
меньше, так как гидравлические потери ниже, а это снижает затраты энергии
обслуживающих установку насосов. Возрастающее потребление пресной воды
городами с большим числом населения при ограниченности территорий под
застройку опреснительных станций с выработкой пресной воды от 150 до
300тыс.м3/сут, с входящими в их состав значительным числом агрегатов
выдвигает тенденцию строительства опреснительных установок, способных в
одном агрегате получать до 100тыс.м3/сут опресненной воды. Такая попытка
предпринята японскими фирмами. Для ее энергообеспечения подается пар из
отбора конденсационной турбины мощностью 237МВт. Отборы пара имеют
давление 38, 10 и 2 кПа с использованием, соответственно, каждого для
привода циркуляционного насоса, эжекторной установи и головного
подогревателя. Установка рассчитана на 48 теплоиспользующих и 3
теплоотводящих ступени. Нагрев воды в количестве 20900 м3/ч в головном
подогревателе осуществляется до температуры 110-120°С. Расход пара на все
нужды установки около 420Т/ч при затратах электроэнергии 4500кВтч,
Удельный расход теплоты 0.14 10бкДж/мэ Количество сбрасываемого рассола
4200м /ч при его кратности концентрирования 1.72. Установка характеризуется
высоким показателем использования греющего пара равным 12.5.
Аналогичный проект прорабатывается немецкими специалистами для
ооружения установки равнозначной производительности для Объединенных
Рабских Эмиратов. Одним из наиболее важных решений для этой установки
ляется отказ от рециркуляционной агрегатно-технологической схемы,
^изуемой во всех современных большой производительности установках
0венного вскипания и возврат к прямой схеме. При рециркуляционном
нципе прохождения воды через ступени установки достигаются следующие
"имущества:
" Уменьшается потребление исходной воды и расходы химреагентов;
" минимизация проблем с коррозией при деаэрации;
55

-компенсация возникающих воздействий сезонных колебаний
температуры при рециркуляции и подогреве воды.
Эти факторы определяют их преобладающее использование. Однако для тех
регионов, где наибольшее значение имеют простота конструктивного решения
и стоимость эксплуатационных затрат прямоточная установка более
эффективна. При этом конструктивные изменения в составляющих установки и
их размеры остаются в пределах действующих схем. Это относиться к размерам
таких элементов как конденсатор, испарительные камеры, сепаратор. Не
претерпевают изменений и технологические особенности функционирования
установки: поддерживаемых уровень рассола, время его пребывания в камерах,
скорости воды в трубках конденсаторов. Несколько возрастает (до 18%) по
сравнению с общепринятыми схемами нагрузка на фазовых барьерах между
ступенями и составит для установки в 100тыс.м3/суг до 1300мэ/ч.м.
Крупномасштабное увеличение производительности скажется на выборе
материалов элементов установки и ее фундаментах. Конструктивное решение
установки можно рассматривать как в однопалубном, так и двухпалубном
вариантах. При однопалубной конструкции ширина установки составит 29м и
длина 110м. Длина камеры испарения 6м. Для установки такого типа
возрастают диаметры трубопроводов и клапанов примерно на 30%, увеличение
производительности низкоскоростных насосов поднимется на 70%. Размеры
конденсатора, водяных сборников на 30% превысят их значения по сравнению с
самыми большими находящимися в эксплуатации устшовками. Анализ
показывает, что дальнейшее повышение производительности в одном корпусе
(150-200тыс м3/сут) произойдет изменение размеров камер испарения до 50м по
ширине и 8м по длине. Предполагается, что тепловые и гидродинамические
процессы мгновенного парообразования не претерпят отклонений в
сопоставлении с действующими установками.
В табл.3.7 представлены сопоставимые данные для установок с
различными агрегатно-технологическими схемами.
К числу положительных факторов установок с большой
производительностью следует отнести возможность из-за
глубокорасположенного фундамента (до 11м ниже уровня NopcKofi акватории)
обеспечить хорошую подачу исходной воды к циркуляциошым насосам, что
будет способствовать их надежной работе.
Необходимо указать на некоторые эксплуатационные особенности,
которые могут иметь место в установках, обеспечивающих производство воды
от 60-100тыс.м3/сут При выборе ширины испарительных камер должно быть
установлено минимальное значение нагрузки рассольных камер, которое
обусловлено сложностью гидродинамики, определимой рабочими
параметрами. Увеличение нагрузочных проемов может умен>шить допустимый
уровень рассола в ступенях, а также вызвать его отклонение в случае резких
колебаний режима установки. Это приведет к возрастанию тепловых потерь и

неустойчивости перемежающихся потоков пара и газа между ступенями и на
353ЛЮЗИ сепараторов.
Таблица 3.7
Сравнительные характеристики опреснительной установки на 100тыс.м3/сут
Характеристика
Производительность,
м3/сут
Относительная
выработка
Температура нагрева
воды, °С
Конечная температура,
°С
Концентрация морской
воды, %
Кратность
концентрирования
Число ступеней
Количество подаваемой
волы, т/ч
Суммарная поверхность
. нагрева, м2
__Длина установки, м
— Число трубок
Поверхность
теплообмена, м2
ЛйРЗЧадь сепаратора, м2
Испарительные камеры:
Ширина, длина
прямоточ
ная
на 18
ступеней
100000
8
115
32
4.5
1.14
18
34500
187200
108
2950
10400
'1260
29/5.3-8.9
Тип
прямоточная
на 20
ступеней
100000
8
115
32
4.5
1.14
20
34500
180000
118
2300
9000
1300
29/4.8-7.4
установки
с рецир-
куляцией
(пред-
лагаемая)
100000
8
112
32
4.5
1.35
17/3
36500/
32900
206400
116
2880/2190
10600/
8600
1300
29/5.3-7.8
с рецир-
куляцией
(условная)
100000
8
112
32
4.5
1.35
17/3
36500/
32900
220430
109
3270/2590
11310/
9360
1180
29/5.35-7.8
Увеличение проемов уменьшает время пребывания рассола в ступени и
Жет критически сказаться на динамике установки и вызвать нарушения
^има и относительной выработке. Так в установке 100тыс.м3/сут ширина

испарительной ступени рекомендована равной приблизительно пяти единицам,
длины (29x6). Недоработка в ступени компенсируется за счет разницы в
количестве пропускаемого через ступень потока и уровня рассола, а также
временем его пребывания в ступени. Этому способствуют фазовые барьеры,
которые создают кратковременный сдерживающий эффект перетекания рассола
из ступени в ступень.
Расширению допустимых пределов и устойчивости работы ступени
способствует u-образная форма проемов. Оценка оптимальных уровней рассола
по ступеням, выполненная К.Вангником [ 32,46 ] для различных режимных
параметров показала, что наилучшие гидродинамические характеристики
ступеней достигаются при нагрузке 1300м3/чм (рис.3Л 2).
1 ■«
№гр)ПП1!роеш.тЛ|<ис 1100 1300 1500 «jL»-U»l6t.U-l05t i
Уровень pvtxorai.M 0.45 0.5 0^5 QAe-U-34t;t^ll5*C i \
I В 10 П 12 »3 U 15 '8 17 II \9 »
Hncp стуэтиш
Рис.3.12. Изменение уровня рассола в ступенях на летнем и зимнем
режимах для различных нагрузок
Выбор размеров конденсаторов для ступеней так же зависит от величины
нагрузки проема (рис.3.13). Так с учетом принятого равным значения
1300м3/ч м видно, что наиболее целесообразно для установки 100тыс.м3/сут
пресной воды наилучшая длина труб конденсатора составляет 29м при их
диаметре 48мм. Диаграмма позволяет оценивать размеры конденсаторов и
других установок.

10 Дгш» трубжи, и
Рис.3.13. Зависимость для определения размеров конденсатора
t,x=l 15°C; tBbra=32°C; R=1.0 104м2град/Вт; d=8
В установках крупномасштабного типа каждый из элементов требует
строго обоснованных размеррв, так как большие потоки протекающей через
ступени воды и нарушения режима могут сказаться на надежности работы
установки и возникновении аварийного режима. Для большинства таких
установок применяют нестандартное оборудование. Так конденсаторы и
головной подогреватель должны иметь: оптимальную длину труб; минимальные
потери давления и мятие вторичного пара в застойных зонах и энергии,
удаляемой при эжектировании; эффективную и полную очистку поверхностей
парами; приемлемую ширину трубных узлов; хорошее термическое
расширение трубок; отсутствие вибрации. Конфигурация ступеней
опРеделяется длиной выпускаемых промышленностью труб. На рис.3.14
Риведены варианты для возможной их компоновки.
Для схемы (4) основные проблемы для конденсатора и камеры испарения
пеРепуск рассола между отдельными модулями и она наиболее приемлема при
не труб 40м. Вариант (2) приемлем в случае использования труб длиной
ее 25 м, а в установке (3) потребуется увеличить нагрузку проходного
ния до 1500м3/чм. Такое решение чаще всего реализуется в установках с
рециРкуляцИей рассола.

А. Поперечно-трубное В. Поперечно- трубное
20 ступеней 20 ступежй
Г
L,-
4»
а.
F».
F. =
25 m В„ = 29 m
•3 шт Ц, = 5-7т
2300 W„= UOOmVhm
9000 m2
8.8 m1
С. Поогртчно- трубте
20 ступеней
И
^^^^^^^^^^^^=
U = 29 m В„ = 29 m
dj = 55 mm L„ = S ■ 7 m
n, = 1750 Wo=.300m'/hm
F, = 9080 in2
F, = 8 m2
D. Длнянитрубнос
32 ступснед
<=УХ=Ь
1 I
U = 25m
d. = 48 mm
«4 = 2:100
»> = 9000 m'
F, = 8.8 m2
B„ = 25 m
U, = 5 7m
W„ = 1500 mJ/hm
I_ = 5 7 m B„ = 26 m
di = 20 mm Ut = 5 -6m
n, = 13700 W„= 1450mVhn,
Fi = 5400 m1
,F,.= Ю nr
Рис.3.14. Возможные схемы конфигурации ступеней установки
мгновенного вскипания
1 - длина трубки; d - диаметр; п - число труб; Fy - площадь поверхности нагрева
конденсатора; Fq - площадь трубной доски; Вс - ширина ступени; Lc - длина
ступени; W0 - нагрузка проходного сечения
Конструкции конденсаторов установок мгновенного вскипания имеют
несколько проблем, приводящих к увеличению их размеров, прежде всего это
потери давления. Снижение давления потока вторичного пара в сепараторах,
охладительной секции эжекции, трубных пучках приводит к падению
температуры конденсации. Так, например, в низкотемпературных ступенях
установки производительностью 30тыс.мэ/сут эта температура снижается на
0.5°С. Это 10-15% среднего температурного напора, достигаемого при
теплообмене. Одновременно это аккумуляция неконденсирующихся газов в
застойных зонах парообразования. Этот недостаток вызывает падение на 10%
значение коэффициента теплопередачи и уменьшает эффективно работающую
поверхность конденсатора на 20%. Неконденсирующиеся газы являются
причиной коррозии трубок, достигающей 25% от общего их числа. Это
определяет необходимость оптимизации поверхностей конденсаторов и их
компоновку в корпусе опреснительной установки.

В установках большой производительности конденсатор располагают по
одной из возможных схем (рис.3.14).
Рис.3.15. Расположение конденсаторов в установках большой
производительности: а - боковое; б - в средней части ступени
Во всех установках мгновенного вскипания деаэратор представляет собой
самостоятельный элемент и забирает на себя до 45% объема
неконденсирующихся газов, удаляемых эжекционной установкой.
С -т-Л"Тг^6в гоцевгру 1-ой ступени с обеиксторои
| ' Труб* от гшмшиго шшнрсвлсвя го ооягру 1-«в
и
Рис.3.16. Расположение деаэратора внутри ступени испарения
аэратор; 2-конденсатор; 3-разбрызгивающие трубки; 4-решетка из прутков
-труба
по длине ступени; 6-труба от головного подогревателя в центре ступени

В одной из прорабатываемых на получение ЮОтыс.м/сут пресной воды
схем опреснения по принципу прямоточного испарения деаэратор
предполагается разместить в первой ступени (рис.3.16), длина которой
увеличена на 2.5м. Объем удаляемых газов достигает 65%. Энергия,
затрачиваемая на эжектирование значительно ниже
Проводимые сравнительные анализы установок с различной агрегатно-
технологнческой схемой показывают, что по удельным стоимостным затратам
при равной производительности прямоточная установка обойдется в
1190долл/(м?/сут), в то время как работающая по рециркуляционному принципу
1520долл/(м3/сут), что на 21% ниже, чем в современных крупномасштабных
установках. Стоимость производимого установками дистиллята определяется
налоговыми условиями и для таких установок составляет 0.35-1.0долл/м
Наряду с установками большой производительности в мировой
стационарной практике работает очень большое число установок
производительностью от 100 до 10000м3/сут в одном агрегате. Примером таких
установок могут служить выпускаемые фирмами Krupp, Toyo, Serck, Esco, Sidem
агрегаты с большим диапазоном производительностей. Так фирма «Krupp»
поставляет опреснители от 250 до 500м3/сут получаемого дистиллята с
температурой нагрева исходной воды 90°С. Для первого типа установки расход
энергии 66 кВт, а для второй 117 кВт при коэффициенте относительной
выработки 7.2. Японская фирма «Тоуо» поставляет на рынок (рис.3.17)
опреснители с производительностью до 1850м3/сут с нагревом предварительно
прошедшей кислотную обработку воды до 117°С. Относительная выработка
достигает значения 7.5. Потребляемая мощность 350кВт. Однокоргтусный
агрегат американской фирмы «Esco» может вырабатывать при потребляемой
мощности 500кВт 2000м3/сут, а при 350кВт до 1000м3/сут пресной воды.
На рис.3.18 показаны две установки с получением 750м3/сут на каждой,
работающие в Саудовской Аравии и построенные для маленького города
итальянской фирмой «ITALIM1ANTI»
Как видно из рассмотрения нескольких разновидностей установок
мгновенного вскипания, они различаются по своей конструктивной компоновке
и расширению оборудования.
3.3. ЭЛЕМЕНТЫ И КОМПОНОВКА ОБОРУДОВАНИЯ УСТАНОВОК МГНОВЕННОГО
ВСКИПАНИЯ
Опыт проектирования и эксплуатации установок мгновенного
вскипания определил несколько подходов к разработке элементов, из которых
компонуется агрегатно-технологическая схема. Прежде всего это относится, как
отмечалось в п.3.2, к расположению конденсаторов, играющих основную роль в

омировании габаритов установки. Большое значение имеет правильность
бора места размещения головного подогревателя и его горизонтальная или
Рис.3.17. Общий вид установки производительностью 1000м3/сут фирмы
«Тоуо»
Рис.3.18. Установка производительностью по 750м3/сут

вертикальная ориентация. Важными элементами являются эжекционнац
установка, деаэратор и декарбонизатор, которые требуют особого внимания при
эксплуатации. Производительность установок этого типа предъявляет высокие
требования к циркуляционным насосам как подающим исходную воду, так и
откачивающим дистиллят. Среди функционирующих схем конструктивные
вопросы достаточно хорошо проработаны. К числу основных требований,
позволяющих повысить эффективность схемы современной установки такого
типа, и с связи с этим предъявляемых к ее элементам, относят:
- прямоточный принцип действия при отсутствии ступеней рециркуляции;
оснащение циркуляционными скоростными насосами без больших
регулирующих клапанов с мощностью не выше ЗкВт/м ;
улучшение конструкции водозаборных плотин и камер, способствующих
работе установок на низких уровнях рассола в ступенях при минимальных
необратимых потерях;
- совершенствование конфигурации пучков труб в конденсаторах;
- создание новых форм проточных линий в ступенях;
- разработка покрытий для снижения коррозии и накипеобразования.
На рис.3.19 наглядно видны все элементы, которыми оснащается
крупномасштабная 35-ступенчатая установка производительностью
15600м3/сут, построенная в Иране.
Рис.3.19. Макет установки в г.Конарак (Иран)

(t, переднем плане виден вертикальный подогреватель. Двухступенчатый
эжектор с конденсатором расположен на верхней площадке. Обслуживающие
насосы вынесены под основную платформу. Там же находятся дозаторы
химобработки морской воды. Камеры с длиннотрубными (22м) конденсаторами.
Горизонтальное расположение головного подогревателя выполнено фирмой
«ITALIMPIANI» (рис.3.20) в установке с выработкой 14400м3/сут воды.
Конденсаторы с продольным расположением труб длиной 25м.
Рис.3.20. Многоступенчатая опреснительная установка в г.Дела (Италия)
сди конденсаторы оснащаются трубками длиной 14-16м, то они как правило
е,°т поперечное расположение (рис. 3.21). Головной подогреватель этой
ановки горизонтальный с расположением вдоль ее ширины. На рисунке 3
однотипных установки с производством 22800м^/сут воды каждая.
Стремление получать максимально возможное количество дистиллята в
ом агрегате 75-150тыс.м3/сут вызывает необходимость выполнения
Ухпоточных камер испарения с размещением элементов по схеме, показанной
наРис.3.22а,б.

Рис.3.21. Опреснительная станция в Бахрейне с 21-ступенчатыми установками
yt"i I
19600
II ибер II 17600 II 166М II isaolj
3000 3000ЭООО ЗОМЗОЯ
Ц606
117600
Рис.3.22. Модуль установки (а) и схема размещения основных элементов
крупномасштабной установки
1-сгупени; 2-трубные пучки конденсаторов; 3-сепаратор; 4-основание; 5-
головной подогреватель; 6-паропровод

В большинстве установок средней и малой производительности
оНСТруктивное исполнение аналогично показанному на рис.3.23а,б,
применительно к 16-ступенчатой установке, конденсаторы которой выполнены
ю труб диаметром 26.4/1.2мм при длине 12.6м.
Рис.3.23. Продольное и поперечное сечение типовой ступени
'-конденсатор; 2-камера испарения; 3-сепаратор; 4-отводная трубка эжекторной
системы
При разработке конструкций корпусов установок мгновенного вскипания
ои из задач является максимальная экономия дорогостоящего материала
Р" этом должны учитываться
J технологические и функциональные
аничения, накладываемые на приемлемую геометрию проходных сечений
рассола и дистиллята В шоперечном сечении они имеют прямоугольную,
иугольную, эллипсоидальную, круговую и другие формы. В связи с тем,
н _каяадая ступень образует отдельную камеру, работающую под давлением,
/р 0димо чтобы она была обеспечена соответствующей жесткостью
с_ Щ продольных и поперечных переборок, из которых формируется

3-
окно порота
корпус боковая
боковая стен»
сборник конденсата
трубная поддержка
трубная доска Ш
трубная доска С
Рис.3.24. Некоторые формирующие ступень детали
Рис.3.25. Общее устройство камеры вскипания
1-конденсатор; 2-накопитель дистиллята; 3-рассольная камера; 4-сборн
дистиллята; 5-поперечная переборка; 6-продольная переборка; 7-трубные доо
конденсатора

Габариты камер составляют в большинстве случаев по длине 1.2-4м, по высоте
1 g-бм. Расположение основных элементов камеры видно из рис.3.25.
Тенденция сокращения площади, занимаемой установкой может решаться
при вертикальном расположении ступеней. В такой конструкции (рис.3.26)
постигается совмещение короткотрубных вертикальных конденсаторов со
спиральной ориентацией камер, повышается интенсивность испарения за счет
течения слоя опресняемой воды по наклонной поверхности. Отдельные ступени
образованы наружным корпусом 1, внутренним корпусом конденсатора 2,
спиральной наклонной поверхностью 3 и вертикальной перегородкой 4.
Рис.3.26. Вертикальная компоновка установки мгновенного вскипания
Рассол
по
выходит из окон 5, вырезанных в вертикальных переборках и движется
наклонной спиральной поверхности. В свободном объеме ступени
Р исходит образование вторичного пара, который через окна 6 поступает в
"Денсатор. Дистиллят по желобам 7 стекает в поддон. Высота ступени от 2 до
при диаметре корпуса 6м в установке, способной получить 19000м3/сут
^стиллята.

Представление о размещении оборудования и обслуживающих
опреснительную установку мгновенного вскипания энергоисточников,
химподготовки, баков аккумуляторов пресной воды, насосной станции,
водохранилища и сбросных каналов дает схема, показанная на рис.3.27. Эта
опреснительная станция состоит из 6 опреснительных установок, собранных из
11 модулей в каждой весом от 175 до 275т.
Рис.3.27. План крупномасштабной опреснительной станции
Пар на головной подогреватель подается из отборов 6 паровых турбин
давлением в ЗКПа. Общая мощность станции 732МВт, в состав которой входят
6 котлов производительностью 650т пара в час. Весь комплекс содержит
турбинный зал (1) размерами 360x66x27м, строения для электро- и
регулирующего оборудования (2), электроподстанцию на 132кВт (3), установку
водоподготовки (4) и деминерализации воды (5). В опреснительной части

находятся насосная станция (6) размерами 115x35x16м, имеющая 18 насосов.
Шесть из них подают морскую воду на опреснители, шесть на охлаждение
конденсаторов турбин и остальные служат резервом. Пуск насосов
осуществляется от подстанции (7). Водонакопительная установка (8) включает 4
бака объемом 78тыс.м3 каждый. Поступление морской воды к установкам (9)
происходит по стальным трубам диаметром 2.5м катодной защитой. Сброс
рассола и морской воды выполняется по открытому каналу 75м шириной.
Пресная вода потребителю транспортируется по 2 линиям с трубами диаметром
1.2м. На этой установке получают 346тыс.м3/сут.
Более упрощенную планировку имеет установка, рассчитанная на
получение 56750м3/сут дистиллята (рис.3.28) от трех опреснителей (1).
щ
fer
©
©■©
Рис.3.28. Компоновка оборудования опреснительной станции
производительностью 56750м3/сут
^Ргообеспечивающая газотурбинная станция (2) мощностью 200МВт
Отает на утилизационные котлы, подающие пар на головной подогреватель.
Сосная станция (3), имеющая 4 насоса забирает воду из плотинной дамбы (4).
с°сы заглублены на 11м, что снижает расход энергии на их привод.

Глава четвертая
ХАРАКТЕРИСТИКИ ПРОЦЕССА УСТАНОВКИ МГНОВЕННОГО
ВСКИПАНИЯ
4.1. ТЕПЛОВАЯ СХЕМА УСТАНОВКИ И ЕЕ ПОКАЗАТЕЛИ
Совершенство тепловой схемы опреснительной установки зависит от
следующих требований:
1) обеспечение заданной производительности;
2) правильное обоснование начальной и конечной температур процесса
дистилляции;
3) оптимальное количество ступеней для данной схемы;
4) рациональный режим для фазовых порогов;
5) правильное распределение располагаемого теплоперепада со
ступенями;
6) наиболее приемлемые удельные расходы теплоты и энергии всеми
элементами установки.
Достижение оптимальных показателей определяется стоимостью топлива и
электроэнергии на энергобеспечивающем источнике. Поэтому при проработке
вопроса о сооружении установки в данном регионе следует произвести оценку
этих величин, так как от этого зависят капитальные затраты и себестоимость
получаемого дистиллята. В соответствии с возможностями региона
теплоснабжение установки может осуществляться от индивидуальной
котельной, из отбора пара турбин тепловых и атомных электростанций,
газотурбинных станций с утилизационными котлами, за счет бросовой теплоты
промышленных предприятий, охлаждающей воды двигателей внутреннего
сгорания. Перед выбором принципиальной тепловой схемы необходимо решить
следующие вопросы:
1) оценить целевое назначение установки и определить ее
производительность;
2) установить от какой энергообеспечивающей установки будет
осуществляться теплоснабжение схемы;
3) обосновать параметры греющего пара или другого теплоносителя и
место его отбора;
4) принять конструкцию конденсаторов;
5) выбрать схему подготовки воды.
После этого приступают к разработке тепловой схемы с учетом:'
- технико-экономического обоснования необходимого числа ступеней;
потребного числа контуров циркуляции с разделением ступеней на
теплоиспользующие и теплоотводяшие;
- решения вопроса о месте включения деаэратора (по независимой схеме
или как ступени установки);

- определения для транспортировки сред количества насосв;
- потребного числа охладителей дистиллята и главного конденсатора;
- типа эжекционной установки и деаэратора.
Методика расчета тепловой схемы строится на составлении материальных и
энергетических балансов по ее отдельным элементам конечной оценкой
удельных тепловых показателей и коэффициента относительной выработки.
Полученные данные при дополнении их уравнениями теплопередачи позволяют
определить размеры поверхностей нагрева. Дополнением к расчету является
для установки мгновенного вскипания оценка режима фазовых барьеров и их
рациональных размеров.
При проектировании в построение теоретической модели вводят
несколько допущений, чтобы получить удельные показатели установки, с
помощью которых можно сопоставить различные компоновки агрегатно-
технологических схем. К числу таких предположений относят:
в полученном конечном продукте (дистиллята) отсутствуют солевые
компоненты. Это допущение приемлемо, так как температура нагрева исходной
воды принимается ниже допустимых пределов растворимости солей;
удельная теплоемкость для всех потоков сред (рассол, дистиллят,
морская вода) постоянны;
коэффициенты теплопередачи в конденсаторах и головном
подогревателе постоянны;
скрытая теплота парообразования вторичного пара всех ступеней и
потока рассола постоянны;
- переохлаждение конденсата и перегрев пара незначительно сказывается
на энергетическом балансе установки, (это приемлемо из-за большой разницы
скрытой теплоты парообразования в сравнении со значением, вызываемым
переохлаждением и перегревом на несколько градусов);
влияние мощности насосов и вспомогательных элементов не
принимается во внимание при анализе схем;
- потери теплоты в окружающую среду незначительны из-за достаточной
степени изоляции элементов установки.
Удельными показателями, при помощи которых можно произвести
сравнение эффективности любой из анализируемых схем являются:
коэФфициент относительной выработки, представляющий отношение
количество дистиллята, выработанного установкой GA к количеству
атраченного на его производство пара Gn
о.

или коэффициент энергетической эффективности
г,- °*
Gm
как отношение Ga к расходу топлива Gm;
удельная теплопередающая поверхность, как отношение общей
теплопередающей поверхности всей установки к производительности по
дистилляту
удельная величина, расходуемой в установке морской воды к полученному
количеству дистиллята
удельный расход охлаждающей воды к производительности установки
°д
Эти удельные показатели, в конечном счете определяют стоимость
производимого дистиллята.
Современные установки мгновенного вскипания, как отмечалось ранее,
могут иметь как одноступенчатое, так и многоступенчатое исполнение, в
зависимости от их назначения (судовая, стационарная). По конфигурации схемы
они выполняются с рециркуляцией рассола или прямоточного типа. На рис.4.1
представлена схема установки (а) с рециркуляцией рассола и отдельная ступень
мгновенного вскипания (б).
Поступающая в установки морская вода Gmb с температурой tm
нагревается теплотой вторичного пара последних регенеративных ступеней до
температуры Тр и после этого поступает в основные ступени. Энергетический
баланс всей установки можно выразить, как энергию, получаемую в головном
подогревателе и передаваемую исходной воде, сбрасываемому рассолу и
дистилляту
G'„,Cp(To -1,) = (G«, - Gnoa) СрСГп - U) + Gp Cp(T„ - t») + Ga СР(ТД - U) +
Qi,

rne G'mb - рециркулирующий расход морской воды, кг/с;
Q оЯ - количество добавочной воды после регенерационных ступеней, кг/с;
Q - количество сбрасываемого рассола, кг/с;
G - производительность установки по дистилляту, кг/с;
X - температура морской воды на выходе из головного подогревателя, °С;
t, - ее температура на входе в головной подогреватель, °С;
Хп - температура воды после регенеративных ступеней, °С;
Хя - температура дистиллята на выходе из установки, °С;
Ср - теплоемкость, кДж/кг°С;
Q, - тепловые потери установки, с неконденсирующимися газами, ступеней
паром эжектора, поверхностью корпуса установки, кДж/с.
'^^-пД^орбонизпор
Головной
»-)
' ~
—
1 —
-.1
^^:-:^x^:-v-:-:-Xv>:vCvvX':::-s>:-;-:v>-:-:-:>:-'.
1 1
Вторичный пар
Отражатель
Р,
.
ч-:-:-x-:^■::^^:■:■:-:■:v;■^^^>:■^^x■:;^:::;^
Сспарвтор
и *
"*~
Рис.4.1.Рассчетная схема установки мгновенного вскипания
Так как Gp = Сод - вд, а Тя = Т„ - 5 Тр = Тп, то
G'M>Cp(T0-t,) = GM>Cp(Tn-t>(.) + Q,. (4.1)
111/1 считать, что потери в окружающую среду отсутствуют, тогда количество
> отдаваемой испаряющимся рассолом vj ш, и образующимся
^Иллятом в ступени определяется

G'MBCp(Ti.I-Ti) = G'M,CpATi.
Это соотношение характеризует теплоту, получаемую рециркулирующиц
потоком G'mb за счет регенеративного нагрева на конденсаторах основных
ступеней (1< i < n - 1с) или холодной воды, поступающей на опреснение Gm, в
ступенях (n k + 1) < i < п. В действительности часть теплоты теряется
ступенью при деаэрации и при теплообмене с окружающей средой. Поэтому
протекающий через конденсаторы регенеративных ступеней рассол G'mb или
через ступени рециркуляции морская вода практически получает количество
теплоты, равное tijG'mbAT. Величина л* характеризует КПД ступени и для
регенеративных ступеней
Ом.Ср^-у.) _ At,
* 0'м.Ср(Тм-Т;) AV
а рециркуляционных
._ в-СД-1м) _ 1 At,
Л' О-СрСГи-Т,) шАТ;'
значение m =—~- относительный коэффициент расходов, работающих в схеме
G MB
потоков морской воды.
Часть теплоты теряется ступенью и равна
(1-Л0С'»СрАТ;.
Тогда тепловые потери всей установкой
Qi = G'„C„£(1 - HOG'», CpATi = (1 - r|y)G'„ Ср(Т0 - Тр),
i=i
где г)у - КПД ступеней всей установки.
С учетом величины потерь Qi уравнение (4.1) примет вид
G'„Cp(T„ - ti) = G™ Ср(Тр - U) + (1 - г\,уУт Ср(Т„ - Тр).
Откуда находят располагаемый теплоперепад на все установки

Тр - U = 2 [(Т0 -1,) - (1 - %)G'm,(T„ - U)].
l-m(l-7y)
В конденсаторы регенеративных ступеней морская вода в количестве G'm
поступает с температурой Тр и выходит с температурой t]. Теплота, получаемая
угим количеством воды G'^Cp (ti-Tp) возвращается рассолом и дистиллятом с
температурным перепадом Т0 - Т^. Откуда для всех ступеней регенерации
СшСр(1,-Тр)- §G'„CpAti= EG'^Cp^iATi
i=l i-l
или
G',nCp(trTp) = ripe Gub Ср(Т0 - Tn-k),
где Прс - КПД регенеративных ступеней.
Подогретый в конденсаторах рассол поступает на первую ступень
установки с температурой Т„ и в количестве (G'„b - Gjd отводится из нее с
температурой Тр.
С тем, чтобы оценить эффективность подогрева исходной воды в
ступенях установки вводится показатель gm, как отношение количества
рециркулирующего потока к производительности равный примерно
8» = ^- = ^^(Тв-Тр).
При анализе этих величин для каждой ступени можно получить более точную
зависимость
1
g™ 1-(1-х)п'
де п" число ступеней в установке, а
х--*
С„АТ
11
НИе температуры нагрева морской воды Т0 на величину g^ показано на

т.
1 1 1 1 1 1 1 1 r 1—
60 90 120
Рис.4.2. Зависимость величины gra от начальной температуры нагрева морской
ВОДЬ1
Как видно из графика существенного влияния на g^, температуры Тр,
достаточной в ступенях реджекции не наблюдается, что позволяет сделать
вывод о наибольшей приемлемости прямоточной схемы. Это подтверждают
проработки установки [ 32 ] с такой схемой на 100тыс.м3сут. Однако,
прямоточные установки мгновенного вскипания имеют некоторые недостатки,
по сравнению с рециркуляционными. Для регуляции тепла всю морскую воду,
охлаждающую конденсаторы, пропускают через испарительные камеры, что
увеличивает потери с рассолом и не позволяет получить высокую степень
концентрирования рассола. С тем, чтобы получить выпадение накипи в
последних секциях конденсаторов и головном подогревателе, необходимо
обрабатывать кислотой большое количество исходной воды. Кроме того,
система рециркуляции улучшает эксплуатацию установки в зимний период.
Коэффициент относительной тепловой выработки является одним из наиболее
значимых показателей эффективности тепловой схемы опреснительной
установки, так как характеризует количество, производимого установкой
дистиллята в кг/с к количеству теплоты, передаваемой теплоносителем в кДж/с.
Эта величина
G„ Q„

Все удельные показатели, определяемые при тепловом расчете и в особенности
d, оказывают влияние на эксплуатационные и капитальные затрать
опреснителей мгновенного вскипания. При уменьшении числа ступене"
сокращаются расходы на дорогостоящие поверхности нагрева конденсаторов
Для того, чтобы достичь наименьшей стоимости установки необходиМо
рационально проанализировать экономическую выгоду, достигаемую
дополнительным подключением к установке нескольких ступеней, требующих
увеличения затрат на разделительные переборки, трубные доски и водянЫе
камеры пресной воды и возможной экономии на стоимости поверхностей
нагрева конденсаторов. Максимальное число ступеней лимитируется перепадом
давлений между ступенями, создающем движущую энергию потоку рассола
особенно в последних ступенях установки, работающих ири наиболее низких
температурах. Соотношение между числом рециркуляционных и
регенеративных ступеней определяет оптимальную величину d, которая равна
Рт]ДТ
Оптимизация значения d производится с целью получения минимальных
годовых эксплуатационных и капитальных затрат при максимально допустимой
температуре нагрева морской воды в головном подогревателе, заданной
производительности и относительных капиталовложениях. Наибольшая
тепловая эффективность установки достигается при низких стоимостях
потребляемого ей пара, головного подогревателя, поверхностях нагрева
конденсаторов, корпуса установки, насосной и вакуумной систем. Последняя
при перевентилировании установки вызывает увеличение удаления
неконденсирующихся газов и, следовательно, снижение КПД ступени и d.
Недовентилирование уменьшает тепловые потери, но ухудшает коэффициент
теплопередачи в ступенях.
С тем, чтобы обеспечить наилучшую величину d необходимо уделить при
рассмотрении возможности сооружения установки большое внимание
геометрическим размерам ступени, скорости пара и площади ступени, их числу,
нагрузке корпуса, тепловым потерям, КПД ступеней, вентиляционной системе,
допустимой кратности концентрирования, конструкции фазовых порогов,
конденсаторов и других элементов установки.
4.2. АНАЛИЗ УДЕЛЬНЫХ ПОКАЗАТЕЛЕЙ ТЕПЛОВЫХ СХЕМ УСТАНОВОК МГНОВЕННОГО
ВСКИПАНИЯ
Как показано выше, в настоящее время среди эксплуатируемых
опреснительных установок мгновенного вскипания можно выделить несколько
разновидностей. Прежде всего это малоступенчатые установки с числом
ступеней, не превышающим четырех или пяти с отсутствием рециркуляции
рассола, многоступенчатые рециркуляционные, прямоточные с
86

Условия, обеспечивающие наилучшее функциони]
подтверждаются данными показанными на рис.4.6-
I
з St, j ,
Число ступеней п
Рис.4.3. Изменение тепловой эффективности установки от числа ступеней
о
1 /■'
! /
i
Т0 ■ 9П°С
^_,_-
^^---
-п * JC
п ■ ЗГ
n . 2S
п - 74
п - :с
и ' 13
Величине Kf/G'«,Cp
Рис.4.4. Зависимость d от величины
K"F"
при различном числе ступеней
84

4
GJG..,
S i
$
G^O...
GJG. • 6
Число ступеней, п
Рис.4.5. Влияние удельной поверхности нагрева конденсаторов на тепловой
показатель
Как видно из графиков, построенных по приведенным выше зависимостям для
Т0 = 90°С, температурный перепад на конденсаторах регенеративных ступеней
5tkj при меньшей их величине и большем числе ступеней (рис.4.3 )
обеспечивает более высокую эффективность энергетической
работоспособности установки. В тоже время возрастание перепада температур в
испарительных камерах 5Ti вызывает обратную реакцию.
Число ступеней, п
Рис.4.6. Изменение тепловой эффективности установки при различных 5tj и 5Т*
(рис.4. 3!) для конденсаторов; и для испарительных камер.
85

более развитой поверхности дорогостоящих конденсаторов. Значение
показателя gm можно преобразовать к виду
Од _
-(1 °f )C"(T°~T")
G мв 2G мв i
и в соответствии с (4.2) получим
G. Л-Т.
^--Wi- —М-
2Gm. T0-t,
г 2(j мв £4 + £мс. + а
ДТ ДТ
п + кттд
Уравнение (4.6) показывает, что коэффициент относительной выработки d
зависит от числа ступеней и величин 8tn и St*.
Поверхность нагрева любого конденсатора регенеративных ступеней
находится из его тепловой нагрузки
G'^CpAtj = Ki FiAti /ln( !~ ","t'*1).
Ts - Л„, - ts
На основании вышесказанного можно получить
— ^-=ехр(-^-).
Лк Gm»Cp
Тогда температурный перепад в конденсаторе
Дч = iiiATs = Sty [exp(-bS_) - 1].
GmbCp
Для конденсаторов рециркуляционных ступеней уравнение нагрузки
82

G^CpAtj = чG'^CpATi = К;FiATi/ln( '* "').
■гкуда для конденсаторов этих ступеней
М-8Мехр( .КД )-1].
р
Так как общая площадь поверхностей конденсаторов в регенеративных F' и
рекуперативных F" равна
F = (n-k)F'+kF".
Для определения удельной поверхности нагрева всей установки имеем
df=j-=g^[(£iJs)ln(i+^i:)+Js-in(i + ^mAT'')>
Gfl Ga k' V *k k"m V <5t"k '
где величины с индексом штрих относятся к регенеративным, а два штриха
рециркуляционным. Коэффициент d, характеризующий тепловую
эффективность опреснительной установки, потерями теплоты в головном
подогревателе и теплообменом в конденсаторах, и рассчитывается
Gn r 2GM. £j. + , + f/VexKn^)_1-
АТп GMBn
На рис.4.3 приведены результаты оценки влияния числа ступеней установки п и
величины 8t в регенеративных ступенях на d. Как показывает график, с
Увеличением числа ступеней значение d возрастает, но с ростом располагаемого
теплоперепада на ступень регенерации наблюдается его уменьшение.
Эффективность зависит от теплонапряженности поверхностей нагрева
конденсаторов (рис.4.4).
При постоянном значении Т0 и улучшении условий теплообмена в
конденсаторах с ростом числа ступеней имеет место повышение величины d.
величина удельной поверхности нагрева в конденсаторах установки
Значительно сказывается на тепловом показателе (рис.4.5). Снижение df
Уменьшает d.
83

tl = 4+1 + Z(tm " Wl) = ti*i + Z Пш ДТт.
Соответственно температурная разница
Т. -1, = 8U + Л;ДТ| + Z (1 - Лт)ДТт. (4.3)
m=l
Если просуммировать значения, входящих в (4.3) величин для всех ступеней, то
получим
Т„ -1, = 8tR + aATR = 8tR + аТ°~Уп-к, (4.4)
п-к
где 8tR - среднее значение Tj - ti в регенеративных ступенях, равное
6tR= —Ц-Z^ti ;а = (1 - Цк)/2 + (1 - tiR)(n - к)2; nR = -^- Z7, - средний КПД
n-ki=1 n-ki=1
для всех ступеней.
Следовательно, значение предельной разности температур Т0 - tj определяется
величинами 5tR, потерей температуры на парообразование рассола и средним
КПД ступеней. В ступенях рециркуляции морская вода получает,
соответственно, количество теплоты
Лл G mbCpATj = G„BCpAtj,
здесь Atj - повышение температуры исходной воды в ступени.
Потери температуры испаряющимся рассолом в этих ступенях составляют
(Tn-k - Тр)тт||с = Тр - t„B,
где т|к - средний КПД рециркуляционных ступеней.
Повышение температуры ступеней в этой части установки
ТР - tm = ATi + Stj - Z( 1 - Лтт)ЛТ„„
m=i
где T)m - средний КПД ступени.
С учетом повышения температуры в ступенях рециркуляции и общего их числа
конечная разность температур составит
80

2кт^т
(к-1)(1 + ^т)'
ip " 1мв - — 777Г-. Г °lk,
(4.5)
T -T
или полагая, что Tp . ^ = 1апДТк и дТк = _2—Е. f получим
п
Тр - ^ = -^-(Т,, - Тр)( 1 - Лкт)81к/2п.
к-1
Тогда располагаемый теплоперепад
То-Тр = Й(ТТ^)51к
или
T0-Tp = nAT=n(T°"t»).
п+ кшт^
При совместном решении уравнений (4.4) и (4.5) находим
л n+ km^k
установок вск;ипания определяют удельный расход теплоты
и коэффициент о,тносительной выработки дистиллята установкой, который
характеризует затр1аты хеплоты на получение кг дистиллята
ё_2330Од_ 23300,3,
Q О'мвСр(Т0-1,)'
большинстве построенных установок этого типа работают с d = 6-8, что
Позволяет выполни^, размеры поверхностей конденсаторов. В ряде случаев этот
Показатель лежит в пределах 13-14.5, что позволяет повысить степень
(^пользования эне]рГИИ теплоносителя в противовес стоимости установки из-за
81

где Qn - количество теплоты, отдаваемой насыщенным паром в головном
подогревателе;
г" - скрытая теплота парообразования пара.
нгплота, воспри1щмаемая морской водой в головном подогревателе
Qm» = G'„,CP (То - ti) = G'^m Q„,
где Лт - КПД головного подогревателя.
Тогда
d- ,G/?7ni (4.2)
о„ср(т0-у
Как видно из Сравнения (4.2) d зависит от значения (Т0 ti), которое
определяется параметрическими величинами отдельных ступеней.
Температурный Напор в любой i - ой ступени
Ti-t = 5tni+5^ = 5ti.
Величина 5t; определяет разность температур испаряющегося рассола и
конденсирующегося дистиллята ступени, обусловленная необратимыми
потерями темперггуры, расчетной температурой кипения, потерями давления в
сепараторе и трубках конденсатора 5tn. Температурный потенциал 5tic это
разность между температурой конденсирующегося вторичного пара и
рециркулируюигщ потоком исходной воды, уходящей из конденсатора.
Значение 6tk зависит от коэффициента теплопередачи в конденсаторе ступени и
его поверхности нц-рева.
Аналогично для i -1 ступени
Т.-.1 - ti = ATi + 5tj.
^шшература на выходе го головного подогревателя при известной температуре
^■юбой ступени находится
Т. = Ti + 2(Ты - Тт) = Т, + £Д Тш.
m"l m=»l
Температура реци]кулирующего потока на выходе из первой ступени
79

Массовый и солевой балансы для этой схемы позволяют построить
математическую модель, которая определит величину коэффициента
относительной выработки на установке. В соответствии с обозначениями на
схеме получим G'm = Gp + Gj н b0 G'^ = bpGp. Энергетический баланс в
головном подогревателе и конденсаторе
G„r" = Си.СрСГо -1|) hG/ = G'^CpCTo -1,).
Процесс теплопередачи в головном подогревателе и конденсаторе
Gnr" = Kra FraAtra и Gf = К, FxAt„
Т — t t - t
при этом Atn, = ° ' и AtK = —^—f-,
Т"-Т0 T„-t,
где Твт - температура вторичного пара;
коэффициент относительной выработки
d_Ga_G'M.Cp(T0-T,K_(T0-T,)r
G„ G'MBCp(T0-t,)f (J*-UV
где f, г" - скрытая теплота парообразования воды и пара.
Температурный перепад в ступени ДТСТ = Т0 - Ti, а величина Т„ -1] равна сумме
температурного перепада в ступени, термодинамических потерь (недогрев и
депрессия) AtnOT, а также перепада температур на конденсаторе AtK. Тогда Т0-1|=
АТ„ + Atnar + Д^.
Откуда коэффициент d для одноступенчатой установки
d- ^
Расчеты, выполненные при заданных исходных значениях параметров в
пределах реализованных в современных установках мгновенного вскипания
(Т,= 90°С, Ti = 40°С, Тп = Т0 + 10°С, Т„. = 30°С, At„OT = 2°С, At. = 3°С)
показывают, что одноступенчатая установка отличается наличием следующих
недостатков:
- относительная выработка в такой установке ниже, чем расход пара на
Нее;
R7

дополнительным смесителем и компрессией вторичного пара. С тем, чтобы
судить о достоинствах и показателях каждого из этих типов установок
необходимо ответить на следующие вопросы: какое число ступеней в установке
наиболее приемлемо, на какую температуру следует нагревать морскую воду в
головном подогревателе, следует ли выполнять установку двухсекционной с
наличием регенеративной и рециркуляционной секции, целесообразное число
ступеней в последней, как использовать рециркулирующий рассол, назначение
потока охлаждающей воды. Для того, чтобы дать ответ на эти вопросы следует
провести сравнительный анализ нескольких тепловых схем установок
мгновенного вскипания при однозначных исходных параметрах - температур
греющего пара, нагрева морской воды, рециркулирующего потока, исходной
воды, термодинамических потерь, конечный перепад температур в
конденсаторах, начальном и конечном солесодержании опресняемой воды.
Следует выдержать допущения, о которых говорилось в п.4.1. В основу
сравнения можно положить одноступенчатую установку (рис.4.7), так как
другие схемы компонуются из ряда аналогичных ступеней.
Морская юда
Греющий пар
G„uye,T"»C
Сбор дистиллята
Конденсатор
Конденсат
Н_1
п 11 irri4
Морская тепа
G'№ кг/с, VC
Морская иода
Gy.+G'„, кг/с
Дистиллят
Од «"/с
Рассол
0,кг/с;Т/С
Сепаратор
Рассол
Рис.4.7.Схема одноступенчатой установки
88

- количество, поступающей на опреснение морской воды многократно
превышает выработку дистиллята;
- большой расход реактивов на подготовку воды;
высокий удельный расход воды на охлаждение конденсаторов, что
потребует больших энергозатрат на привод насосов.
[Сепаратор
Греющий.
парОюкг/с
Г*С"
| Конденсат |< |
^ШЩрЩ *-
Морская вола
Ош+С», кг/с
Дистиллят
Сд кг/с
Морская водв
С», кг/с, Та'С
Рассол
G* кг/с; Vе
Рис.4.8. Схема прямоточной установки
С другой стороны такая установка характеризуется:
- соленость сбрасываемого рассола существенно ниже, чем допустимая с
точки зрения выпадения накипи;
- поверхности нагрева головного подогревателя и конденсатора меньше
из-за больших значений температурных потенциалов для них;
удельная поверхность нагрева головного подогревателя обратно
пропорциональна коэффициенту относительной выработки;
термодинамические потери наблюдаются только в головном
подогревателе, но они на имеют значения для конденсатора.
89

Оценка величины d для прямоточной установки указывает на ее ■
несколько раз меньшее значение по сравнению с одноступенчатой. Для первой,
при оговоренных параметрах, коэффициент d = 1, для второй d = 6. В такой
схеме не используют для удаления излишков теплоты в головной подогревателе
охлаждающую воду. Снижаются температурные перепады Atra л At*. Примерно
в 4-5 раз. Однако, возрастают поверхности нагрева конденсаторов, расход
морской воды по отношению к количеству получаемого дистиллята. Наряду с
этим установка работает при низкой концентрации рассола на выходе, что
сказывается на накипеобразовании в трубках конденсатора и головного
подогревателя и температуре недогрева, а следовательно, величине
термодинамических потерь. Как и в одноступенчатой установке удельная
поверхность нагрева головного подогревателя обратно пропорционально
выработке d, потому, что количество сэкономленной теплоты в головном
подогревателе за счет регенеративного подогрева исходной воды расходуется
на получение дополнительного количества дистиллята. При одновременном
увеличении значения d удельная поверхность нагрева в установках
прямоточного типа понижается.
Стремление понизить расход морской воды, поступающей в тепловую
схему установки, привело к созданию установок с рециркуляцией. Это
сокращает расход реагентов и оборудование схемы химподготовки.
Рециркулирующий поток имеет более высокую температуру, чем исходная
вода, что сказывается на снижении тепловых затрат в установке. Простейшей
.схемой для реализации этого процесса может быть схема со смесителем
потоков исходной воды и рассола на выходе из последней ступени (рис.4.9).
^епвратор
Гроошмй пар|
G",tr/c.
Конденсат
м
рециркуляция
Са.кг/с, Т °б
Морская волЦ
|G'„, «г/с.
Морская,
вода
С,, хг/с,.
Ьо, */.,(„
^Дистиллят]
Одкг/о
Рециркуляция
G'iu.-Gp кг/с
т °с
Сброс
рассола Gp,xr|
Т. "С /с
Рис.4.9. Схема установки со смесителем

В такой схеме энергетические потоки в камере испарения связаны
уравнением
О'У^ОрС/Гп-иЭ + ОдСрСТд-и). (4.7)
Для головного подогревателя
G"r" = G'MBCPCr0-t,). (4.8)
Общий баланс для испаряющегося рассола
С'м.СрСГ.-ТлНОдЛ (4.9)
где г" - средняя скрытая теплота парообразования вторичного пара.
Смеситель, как самостоятельный элемент установки по балансу энергопотоков
описывается зависимостью
(С™ - G™) СР(ТП - U) = G'm Ср(Тр - U), (4.10)
где Т„, Тр - температуры испаряющегося рассола в n-ой ступени и добавляемого
рассола, соответственно. Совместное рассмотрение уравнений (4.7) и (4.8) дает
СрцСрСГ., -1.) = —\- G„ Ср(Тп - U) + G„ СР(Т„ - U).
ьр-ь0
Если пренебречь термодинамическими потерями в последней ступени и
полагать Тп = Тд, то получим
ОрцСрСГ. -1.) = (т-^г- + 1)G« Cp(T„ - U)
ьР-ь0
ИЛИ
ОрцСрСГ. -1,) = -\- Од СрСГп - U). (4.11)
ьр-ь0
^ Учетом уравнений (4.9) и (4.11) можно найти

*" (Т„-Трц) = Ср-—Е—(Тп-и).
7 _j ^ rb -b
T„-t, г 1
Так как —2 приблизительно равно — находим, что для такой схемы
Т0 - Tn d
d =
_b„
ср—^СГп-1-.)
ь„-ь„
При преобразованиях уравнения (4.10) с выражением потоков Gp„ и Gm через
Gfl установки
*" СГп-Тр) = Ср-—>— (Тп-и),
т.-тп ьр-ьс
Откуда Т„ - Трц = Т„ - ti или
11-Трц = Т„-Тп. (4.12)
Уравнение (4.12) показывает, что падение температуры испаряющейся
исходной воды равно возрастанию температуры движущегося рассола в трубках
конденсатора. Величина температурного перепада в конденсаторе определяется
как и для одноступенчатой установки. Тогда удельная поверхность нагрева для
отдельного конденсатора рассчитывается
F г"
Сд kraATrad
Основное преимущество, достигаемое в рассматриваемой схеме - повышение
температуры рециркулирующего рассола на последней ступени В связи с этим
требуется меньшее количество теплоты на испарение рассола, возрастав"!
относительная величина —— из-за уменьшения Т0 - Тп.
°д
Однако возрастут расходы энергии на привод насосов и концентрации
солей в первой ступени, что скажется на ухудшении условий эксплуатации
установки, вызванных выпадением накипи на поверхностях конденсатора ■
головного подогревателя. Высокое содержание солей в рассол? вызывает рост
92

термодинамических потерь. В этой схеме наблюдается снижение
температурного перепада на ступень, что влияет на размеры трубной
поверхности конденсатора. Главная цель добавления в тепловую схему
установки рециркуляционной секции это устранение избыточных расходов
теплоты в головном подогревателе. Она служит для регулирования
температуры проходящего через установку рассола. Это достигается возвратом
регулируемого количества энергии процесса испарения рециркулирующего
рассола и излишков энергии от регенерации к исходной воде.
Преимуществом наличия рециркуляционной секции является
снижение расходов на предварительную подготовку большого количества
исходной воды при отстое и фильтровании. Поэтому интенсивная подготовка,
которая включает деаэрацию, борьбу со вспениванием, и накипеобразованием
выполняется только для основного потока, который меньше, чем в прямоточной
схеме. При сопоставимом рассмотрении компоновки рециркуляционной секции,
содержащей одну, две и три ступени видно, что одноступенчатая секция
(рис.4.10) практически неприемлема. Так как в соответствии с температурной
диаграммой температура входящей в секцию морской воды возрастает до
значения Т„, в тоже время температура вторичного пара Т" меньше, чем Тп на
величину термодинамических потерь. Следовательно, температура горячего
потока Т" пересекается с профилем холодного t™ T„, и в результате
потребуется иметь весьма большую поверхность у конденсатора.
с» т.
C.-HVt,
Подогреватель
I Ступень [
■»-АТ„
Рис.4.10. Одноступенчатая рециркуляционная секция и ее температурная
диаграмма

Аналогично можно показать, что и для двухступенчатой секции значение
температурного перепада ДТСТ значительно ниже, чем в трехступенчатой. Хотя,
по конструктивным и эксплуатационным признакам, реализация такой схемы
возможна, тем не менее низкое ДТСТ будет резко повышать требуемую
поверхность нагрева у конденсаторов. Высокие предельные значения ДТ„,
которые можно получить в трехступенчатой секции обеспечивают ей
предпочтение.
Морская вода
GVkt/cVC
Рис.4.11. Схема установки с трехступенчатой системой рециркуляции
Анализ установки мгновенного вскипания с трехступенчатой секцией
(рис.4.11) должен строится на уравнениях регенеративной рециркуляционной
частей. При этом в описание первой можно положить уравнения дл!
одноступенчатой модели и зависимости (4.7, 4.8) для установки со смесителем
Суждение об особенностях процессов в рециркуляционной секции дакл
следующие уравнения для ее ступеней
bnG',e + bpG'p = ЬрцСод + (G'™ - Ga)bn.j.
Откуда
b„ = [ЪрцСод + (G'„ - G,)Ivj - bpG'p] / G'm.

Если принять bn.j = bp, то получим
b„ = [ЬрцОпоя + (G'«. - Од)ЬР - bpG'p] / G'„.
Так как Gnw, = G'p - Gfc то концентрация нагретой морской воды на выходе из
подогревателя составит
Ь = [(Ьрц - ЬрУЗпод + G'm, bp] / G'„,.
На основании энергетического баланса для всей установки находи
G"r" = G^CpCTn - u) + G'p Cp(Tn - U) + GA CP(T„ - U).
Из этого уравнения количество, поступающей на опреснение воды
G„.=
G"r"-GnoaCp(Tn-tM.)
Cp(Tn-tMJ
Для потребной поверхности конденсатора любой регенеративной секции
Fj =
_ (Gnc + GwJCpCtj-tHi)
При значении
КЬЛ1Ь
In-1 -' **
T\-t
1 М
Т -Т
и ч" tj+i = — —, где m - число ступеней в регенеративной секции.
m
Общая поверхность нагрева будет вычисляться по соотношению
F = Fm+(n-j)Fk+Fj.
Коэффициент относительной выработки
G' .С0пДТст

При сравнении всех представленных схем при заданных близких к реальным
температуре на выходе из головного подогревателя, числе ступеней и
термодинамическим потерям по приведенной системе уравнений для
теоретической производительности установки Gfl = 1кг/с можно найти их все
удельные показатели. На рис.4.12,а показана зависимость d = f (T0) при числе
ступеней, равном 23, двадцать, из которых регенеративные для трех значений
величины термодинамических потерь. Как видно из графиков наибольшая
тепловая эффективность достигается в установке, работающей по последней
схеме. Величина d растет с повышением Т0. Относительная поверхность нагрева
gr (рис.4 12,6) наименьшую величину имеет в одноступенчатой установке с
тремя ступенями рециркуляции. Повышение верхнего значения температуры
нагрева воды снижает потребную поверхность нагрева у конденсаторов
ступеней.
п_ - Удельная поверхность нагтдаа, м2/(га-/с) (ОМВ)
Отмоотгелъная выработка 310 '
85 И Ю Ш 10В 110 11Б
Температура Т„."С
Рис.4.12. Зависимость величин d (а) и gf (б) от начальной температуры нагрева
морской воды
Расчетные данные, характеризующие влияние числа ступеней на
вышеуказанные удельные характеристики при фиксированном значении
термодинамических потерь (рис.4.13) позволяют сделать вывод, что
прямоточная схема при равных температурах Т" уступает установке,
содержащей рециркуляционную секцию.
Этот тип установки имеет наилучшее эксплуатационные показатели (рис.4.14).
Удельные расходы морской воды, рециркуляционного потока и концентрации
солей в рассоле с ростом температуры Т" снижаются. Степень
концентрирования, которую можно получить на такой установке наивысшая по
сравнению с другими типами (рис.4.15).

1 -
"s „
at transfer area
6 Й
2
1
и и
MB fc-—^
fIMB BEEirr^
OMB •—_^_
ATo^.it
-*-■-■
-4-M
6)
Температур* Т^с
Рис.4.13. Зависимость d (а) и gf (б) от числа ступеней
Температура Т„,с
Температура Т*.
Рис.4.14. Эксплуатационные показатели установки с рециркуляцией рассола

E floooo
О.
О.
x ssooo
Я
«
te soooo
-►-MB
-«-ПМВ'
—-OMB
1 Температура Т,;, °C
Рис.4.15. Влияние температуры Тга на "предельную степень концентрирования ш.
£
Температура Т,,'С
Температур* Т„ *С
Рис.4.16. Удельные показатели по расходу воды на установку (а) и
сбрасываемому рассолу (б)
Наибольшее количество сбрасываемого рассола и пропускаемой через ступени
морской воды имеют прямоточная и одноступенчатая установки (рис.4.16).
Сравнение всех установок указывает на наибольшую эффективность
установки с рециркуляцией потока. Однако, как было отмечено в п.3.4
прямоточный тип при достаточно большой производительности более
100тыс.м3/сут эта схема может стать конкурентоспособной с данной, что
объясняется не только тепловыми выгодами, ио и конструктивными
признаками.

Все сказанное подтверждается следующими выводами:
Одноступенчатая установка неэффективна в связи с очень высокой
удельной энергетической мощностью, так как расход потребляемого пара выше
количества получаемого дистиллята, а мощность насосов на подачу морской
воды очень велика в сравнении с производительностью.
Прямоточная установка позволяет повысить относительную выработку
по сравнению с одноступенчатой примерно в шесть раз, но для такой схемы не
решена проблема подачи большого количества морской воды на опреснение.
Явное решение этой проблемы з необходимости введения рециркуляционной
секции в установку.
С применением схемы, содержащей смеситель можно поднять величину
d до 8, однако, эта схема имеет большой избыток рециркулирующего потока и
высокую концентрацию опресняемой воды в ступенях. Это скажется на
накипеобразовании.
Повышение тепловой эффективности в установках прямоточного и
рециркуляционного типов сказывается на капитальных затратах из-за
увеличения числа ступеней. С их ростом потребуется большая поверхность
нагрева конденсаторов, что отражается на стоимости производимого
дистиллята.
Выполненный анализ приводит к выводу о том, что установки
мгновенного вскипания по своему термодинамическому совершенству не могут
быть признаны приоритетными, и необходимо определять направления,
которые позволяют получить более высокую тепловую эффективность.
4.3.П0КАЗАТЕЛИ ЭЛЕМЕНТОВ УСТАНОВКИ МГНОВЕННОГО ВСКИПАНИЯ
Одним из наиболее важных параметрических показателей
опреснительной установки мгновенного вскипания, определяющим потребную
поверхность нагрева и коэффициент относительной выработки d и,
следовательно, эксплуатационные и капитальные затраты, является величина Т0
" U. Температура морской воды, поступающей на установку определяется тем
Регионом, где сооружается установка и временем года. Опыт
Функционирования реальных установок показывает, что в зимнее время
оптимальной является tc=10°C, а в летнее 35°С. Значение температуры нагрева
воды в головном подогревателе связано со способом химподготовки. Так при
кислотной обработке Т0 лимитируется величиной 120°С. Полифосфатная
подготовка допускает верхний предел температуры примерно 90СС и около
Ю С при высокотемпературных добавках. Однако, на ряде установок были
Доведены испытания, в которых вода покидала головной подогреватель с Т0 =
^0-140сС. В этом случае установки были оснащены специальными агрегатами
ионнообменной схемой обработки морской воды с регенерацией анионита.
Редпосылки для повышения температуры Т0 дает схема очистки поверхностей

нагрева шариками, вводимыми в поток холодной воды, поступающей в
конденсаторы (рис.4.17).
rnw
3-
— VViVVV AAVV/ ^ Л'Л-
ФИЛЬТР ВсДОКЦ-с
■ ■■|«чр»*с
м- Линия отключения
L — ._. !
Стеклянный
J Шариковый ^онтролер
Воздух
«ВД-—Л-*^
Распределитель^
V I
.Пневматический акгивато|
А-+ и
9
Рис.4.17. Схема опреснительной установки с очисткой поверхности шарами
Резиновые шарики из накопителя (1) специальным насосом (2) подаются в
магистраль, питающую установку морской водой. После прохождения
конденсаторов и головного подогревателя они поступают в шариковый фильтр
(3), из которого возвращаются в накопитель. Основные элементы схемы
показаны на рис.4.18. В схеме с такой очисткой поверхностей от
накипеобразователей предварительная подготовка морской воды выполнена с
использованием антинакипина «Belgard», позволяющего нагреть воду до 102-
105°С. Шарики были изготовлены из специальной резины с введением
наполнителей, способствующей очистке труб. При испытаниях были
опробованы шарики диаметром 2 и 5мм с различной твердостью и
шероховатостью. При большом диаметре они находятся в работе более
длительный срок при условии, если падение давления в конденсаторе выше,
чем обычно. Шарики малых диаметров удовлетворительно работают в
конденсаторах с протекторной защитой.

3d—■ й(Ш
Вход воды
холодной
^J
Воздух
п
Сброо
г-КРУ
Заслонка
/
-mz
Выход воды
горячей
Рис.4.18. Элементы установки для очистки поверхностей труб опреснителя
1-подающая труба; 2-отводящая труба; 3-накопитель шаров; 4-насос; 5-схема
Регулирования с клапанами
Такая очистка позволила повысить температуру Т0 до 140°С. Стремление
повысить температуру на выходе из головного подогревателя объясняется
следующими достигаемыми преимуществами:
1) использование меньших поверхностей нагрева при соответствующем
Увеличении температуры перепада, повышении коэффициентов теплопередачи
и Уменьшение необратимых температурных потерь;

2) уменьшение удельной величины —— и ——, следовательна
°д °д
производительности насосов и расходов энергии на их привод;
3) снижение времени действия вакуумной системы и улучшение
взаимодействия в ступени рассола и дистиллята.
В тоже время повышение Т0 вызывает ряд недостатков в работе
установки:
1) возрастание стоимости пара, получаемого установкой;
2) возникновение проблем по борьбе с высокотемпературной коррозией и
термическими расширениями элементов;
3) рост давления в корпусе установки и поднятие давления на
рециркуляционных насосах.
Наряду с температурными параметрами для опреснителя мгновенного
испарения имеют значение размеры испарительной камеры. Количество
протекающего через ступень рассола через единицу ее ширины является
конструктивным параметром, определяющим ширину ступени, и,
следовательно, стоимость корпуса установки, а также необратимые потери в
ступени. В тоже время этот параметр характеризует напряжение в корпусе и
возникающие нагрузки в камерах испарения.
Расходная нагрузка корпуса оценивается показателем —— в кгч/м, где
В
В- ширина ступени. Так как поток рассола должен иметь достаточное время
нахождения в ступени для того, чтобы выполнить уравновешивание увеличения
расходной нагрузки корпуса потребуется выполнить ступень большей длины, с
тем, чтобы сохранить КПД ступени. При увеличении производительности
установки значение См, должно быть равным 150000 кгч/м в маленьких
установках и 1 10е кгч/м в больших, чтобы обеспечить соответствующую
ширину ступени. Значение этого параметра можно найти
С4
N=—^=380000+65000Gj, где Ga в млн.гал./сут. Практически достигнутые
В
значения расходных нагрузок корпуса (1.16-1.26) 106 для длиннотрубных
установок и (0.8-0.9)10* кгч/м для установок с поперечно расположенными
конденсаторами. Второй геометрический параметр длина ступени
определяется теми же требованиями, что и ее ширина.
Минимальная длина ступени, позволяющая получить КПД в 99% может
быть рассчитана по приближенной формуле
L - 0.0187(—^— - 8.5)(— )312[ДТ°6 + (0.0914 + 0.61)1,
14900 Tj V "

где N расходная нагрузка корпуса, кгч/м; ДТ температурный напор
ступени,°С; 1 - длина плиты отражателя, м; Tj - температура насыщенного пара
при давлении в ступени, °С.
Скорость вторичного пара в ступени связана с выносом капель раствора в
паровой поток и загрязнением дистиллята. С достаточной точностью ее
значение равно
V-g-x(l-x)H
LB &
С.ЛТ
где х находят по уравнению х = —-—, a Ag величина максимального
г
удаляемого выноса капель рассола. Наиболее приемлемой скоростью пара
считается V = 4 м/с.
В совершенстве процесса парообразования в установках мгновенного
вскипания большое значение имеет уровень рассола в ступенях. Увеличение
уровня сверх допустимого налагает отпечаток на конструкцию фазовых
барьеров и мешает проходу через них. В обеспечении заданных параметров
установки решающую роль в основном играют формы фазовых порогов,
нагрузка проходных каналов между ступенями, производительность насосов и
изменение рабочих режимов. Поэтому для нормального функционирования
установки требуется оценка приемлемых уровней рассола (нижних и верхних),
потоков между ступенями, колебаний уровня рассола, понижение скорости
вторичного пара, движущегося к конденсаторам. Верхний предел уровня
определяет производительность насосов, допустимую скорость вторичного
пара, заброс водяного потока на сепараторы или чрезмерный вынос солей с
паром. Знание гидродинамических показателей фазовых порогов и
особенностей прохода рассола через них позволяет получить оптимальные
условия эксплуатационного режима и обеспечить экономическую
эффективность опреснения.
Испарительные камеры установки разделены внутри продольными и
поперечными перегородками с тем, увеличить количества потоков опресняемой
воды, а также с помощью нижней части последних создать перепускные
барьеры, поддерживающие необходимую разницу давлений между смежными
ступенями. В качестве перепускных устройств наибольшее применение нашли
Продольные фазовые пороги и придонные окна с сопловыми насадками.
Современные установки в большей степени оснащены первыми. Конструктивно
встречаются несколько разновидностей фазовых порогов (рис,4.19).

F
£_[>.тНЧТч- ЧГ">1 еИьЛ Ж
Рис.4.19. Различные типы фазовых порогов
Оценку действия фазовых порогов можно рассматривать как с
термодинамической, так и гидродинамической точек зрения. Поток истекающей
через порог среды условно разделяется на две зоны: в первой движется
двухфазный поток содержащий большое количество паровой фазы, а вторая,
соприкасающаяся с массой жидкости, накапливаемой на дне камеры,
представляет собой жидкостный поток. На основе модели проскальзывания
между фазами двухфазного потока его уравнение выражается в виде суммы
энергии на проталкивание потока через фазовый порог' энергии,
соответствующей моменту образования двухфазной среды; движущей силы
двухфазного потока н его статической энергии
d(W"V" + W'V) + dE + Fdp = 0.
(4.13)
Величина скорости паровой фазы V" = xG/ctp", жидкой фазы (1 - x)G/(l - а)р',
где х - степень сухости пара; р', р" - плотность жидкой и паровой фаз; а - доля
свободного пространства в потоке (относительное разряжение); 1-х - влажность
пара. Значения W" = xGFa, а W = (1 - x)GF(l - а). После подстановки этих
соотношений в (4.13) получим
а \-а F
(4.14)

При адиабатном истечении насыщенного водяного пара наблюдается его
переход в метастабильное состояние (то есть состояние пересыщения с
последующим скачком конденсации). Если принять, что поток, движущийся
через порог, однородный, термодинамически равновесный и адиабатный, то
уравнение (4.14) примет вид
G4^r)+(l^)!x + dp=o.
а \-а
Степень сухости находится
а(1 - 2а) + а(1 - 2а)2 + 2^(1 - а)2 + а(1 - 2а)
х = —
2^(1-а)2+(1-2а)
При рассмотрении каждой из фаз раздельно, уравнения энергии можно записать
— (W'V') + F'^ =0
dz dz
—(W"V") + F"^ =0.
dz dz
После преобразования подстановкой F и F" получим
— — (W" V") - — — (W V) = 0.
F'dz ' F dz '
Опсуда с учетом значений W, W", V, V"
d ■, x2V" (l-x12V
-HG2M(—)+V V]. (4.15)
dz a \-a
После интегрирования (4.15) в интервале z = 0 до z, где z - длина камеры
испарения, можно установить характеристику а

a2-ox[x(l- — )-2} + xz— =0.
Решение этого уравнения дает
J(x2-2x + x2—)2+4x2 —
a=[2-x(l-^)]*+I: W VL.
v V 2 2
Эта зависимость описывает соотношение между качеством протекающего пара,
скоростными характеристиками потока и величиной а, являющейся функцией
степени сухости пара, скоростей пара и жидкости.
С тем, чтобы оценить скорости V и V", а следовательно, величину
ширины и высоты порога, следует определить значение а, которое находят
1
a 1,0-*)^"
х ff
Конструктивная реализация применяемых в камерах перегородок и порогов
формируют поток жидкости и увеличивают время ее пребывания и путь в
камере, а также турбулизуют поток, что улучшает прокипание жидкости. Но их
наличие приводит к росту гидравлического сопротивления, повышает уровень
рассола. При соответствующей конструкции порога типа II (рис.4.19) в
высокотемпературных ступенях (130-80°С) позволяет обеспечить
безбарботажный режим вскипания, при котором улучшается прокипание
морской воды, и повышается предельное значение напряжения объема камеры
с сохранением качества производимого дистиллята. В таких камерах для
средне- и низкотемпературных ступеней (80-35°С) режим испарения носит
барботажный характер.
Конструктивные параметры, способные обеспечить барботажный
характер испарения зависят от формы и высоты проходного сечения канала, так
как ширину его определяет размер труб конденсаторов камеры испарения и, как
показано выше, они связаны с термодинамическими особенностями процесса
парообразования. Температура поступающего из предыдущей в последующую
ступень рассола превышает соответствующую давлению и концентрации в
последней, что вызывает явление, именуемое непрокипания перегретой
жидкости. Этот процесс снижает использование располагаемого
температурного напора и сказывается на удельных показателях установки.
Степень прокипания рассола оценивают показателем

р=
tj-tM
ti-X-Д.
где tj, Tj - температуры рас'сола на входе в ступень и пара, соответственно; &\ -
физико-химическая депрессия.
В современных схемах ступеней низкого давления для исключения
непрокипания переток рассола выполняют снекоторым дросселированием из-за
малых перепадов давлений (0.5-5кПа) без испарения в нижних его слоях, что
определяет конструктивное решение фазовых порогов. Для ступеней высокого
давления Д^ = 2-3"С и Др^ = 5-15кПа, непрокипание практически отсутствует,
что позволяет прибегать к более простым формам порогов. Оценку параметров
фазовых порогов производят на основе гидродинамики истечения рассола в
ступень, которую определяют условия парообразования в камере, зависящие от
конструкции порога, перепад температур и давлений в ступенях. На
рис.4.20а,б,в показаны две разновидности порогов: с простым щелевым
отверстием (а) и щелевым отверстием и вертикальной перемычкой (в).
Ступеньi
Стенг» ступени
Ступень i+1
Рис.4.20. Параметры гидравлической модели течения через щель с
незатопленным потоком (а), с затопленным потоком (б) и через щель с
перемычкой (в)
Первый тип порога (а) встречается, если гидродинамическая инерция
Восходящего потока выше, чем нисходящего и гидравлического скачка. Во
Втором случае тот же тип порога, но при условии затопления нисходящего
(проходящего через щель) потока. Для этого фазового порога можно
представить процесс истечения в форме уравнения энергетического баланса,
описывающего перетекание из камеры i в камеру i+1

H1+PL+V=H2+P^+^.
ёР 2g gp 2g
Скорость двухфазного потока в смежных ступенях
G„ G„
/г-
v, = —f;v2-р-
ВН,' ВССН0'
где Gp - количество протекающего рассола, В - ширина щели. Коэффициент Сс
зависит от нисходящего уровня Hi, высоты щели Н,, и перепада давления между
ступенями Др = Pi - pj+i и рассчитывается
Сс = 0.6145 + 0.0592z - 0.05121Z2 + 2.5633z3 - 4.1897z4 + 2.4606z5, (4.16)
Н0 . AplO5
здесь z = —; h = — .
Н, + h gp
Переход из состояния, в котором уровень равен Н2 в состояние,
характеризующее режим гидравлического скачка Н3 описывается зависимостью
igH22 + -^- = igH32+4IL-- (4.17)
2 В2ССН0 2^ В2Н3 '
Приведенные уравнения (4.16-4.17) позволяют определить изменение профиля
уровня в ступени данного типа по всем ступеням установки (рис.4.20).
Как видно из представленных графиков, изменение уровня по ступеням зависит
от начальной температуры на входе установки и ее величины в головном
подогревателе. Для ступени такого типа как при максимальных, так и
минимальных параметрах наблюдаются резкие колебания уровня в средних
ступенях установки.

2 3 t I щ г в • 10 II 12 1.1 ч IS 1A 17 li IS 20
Ступень
I ? 1 * * A t 9 i 10 II 12 13 14 15 16 17 111 1Я 20
Ступень
Рис.4.21. Изменение уровня рассола по ступеням установки с незатопленным
порогом при номинальной нагрузке установки:
1-t™ = 105°С; U = 32°С; 2- WKB'C; tMB = 28°С; 3- U = 98°С; U = 18°С;
I'-tn, = 100°С; 2'- tm=98°C; 3'- tra = 96°С при U = 18°С
Если нисходящий уровень К» ниже, чем высота Hw в ступени с
Дополнительной вертикальной перегородкой, то уравнение для потока
принимает вид

.+0_08**2J^L
где коэффициент истечения ц = 0.605 +
1000(H3-HJ "- Hw
Для остроконечных перегородок с Н3 S Н„ величина Сг=1. При условии, что
уровень На выше, чем Hw или равен ему этот показатель определяется
Н3-Н„
Изменение уровня по ступеням установки при второй разновидности ступени
иллюстрирует рис.4.22. Наличие этого элемента значительно снижает колебания
уровня и повышает устойчивость работы установки.
L,
> 0.*
-
1 1
hrr_
IT-
___L...
....
•4 -
1
- H
i
1 i
i
-=4! i
■
i
i !
■ 1
"^
■
~^
! 1 ■] 1
H-f--+ ■■[■■■]
Н-1--Г -
-h-г- f-i-
'-{--h
[
1 I
! i
!
-
• !■ i \
■ i 1 -
I ■■ ! | 1
...
.
i
J 1 1 L.
— 2
— 3
i-
L
i
1 [
1. J
i ! !
IP
-
2 5 4 Ь в 7 в 4 10 П 12 13 U IS 1в IT IB 10 П
Ступень
07
X
Уровень рассола,
U2
.1
kLp
I
i
1 I
1 i
1 i
И-4-]
—■—J—
I—l—•*—1
' !
-4.
i
i
i 1 !
i ! '
1 [
! !
— 1*
— 2'
— 3'
1 !
4 •
I ? 1 л 5 4 ' Ч Ч Ы P I? О «« '4 1С »» '* '9 W:
Ступень
Рис.4.22. Уровень рассола по ступеням установки с фазовым порогом,
содержащим дополнительную переборку

Напряжение объема камеры в этом случае находится
N = C,u,(H3-Hwy"
С возрастанием N (м /мс) при неизменных значениях размерных характеристик
фазовых порогов происходит увеличение перепада давления между ступенями
Ap = Pi-PHi-
В пределах температур 105°С и 90°С потери давления между ступенями
для более высоких параметров имеют большее значение (рис.4.23). Для
установок с фазовыми порогами, имеющими перемычки, они ниже, чем без них.
Как показывает опыт эксплуатации установок мгновенного вскипания тип
фазовых порогов с промежуточной перегородкой обычно используется при
больших производительностях установки, когда нагрузка корпуса выше, чем
750тыс.кгч/м. При этом они могут быть как с заглубленным, так и свободным
потоком. Основным показателем для таких ступеней является величина
коэффициента Сс (рис.4.24), которая рассчитывается по уравнению расхода
рассола GP=CCF -y/2gpAp, согласно которому можно установить, что
ДР = Р]_1Р2.+(Н1-ССН0).
Р Р
Этот показатель служит для определения потерь скорости в ступени и
применительно к ступени с заглублением — = ——— + (Н| - Н2). Численно Сс
Р Р
лежит в пределах 0.6-0.7. Если нагрузка корпуса установки ниже 750тыс.кгч/м,
то одной из конструкций может служить любая из представленных на рис.4.25.
Для такого типа порогов Сс = 0.5-0.6.
Как отмечено выше, эффективность работы фазовых порогов зависит от
степени прокипания. Если принять, что струя жидкости, истекающая в
высокотемпературную ступень формируется из двух зон, в первой из которых
Движется двухфазный поток, а вторая представляет поток жидкости, то для
каждой из зон степень прокипания описывается зависимостью
Pl = y(t.-t,)2(l-lo)3/2,
(4.18)
fc-(l-P,){l-exp[-n'(l-1,-l,).
коэффициент у при оценке pi и р2 зависит от параметров процесса
° Уравнении (4.18) h - линейный размер струи, Lj - протяженность струи без
парообразования, 1 - длина ступени. Коэффициент n' = aF/CpV„ при значениях
ш

а- коэффициент теплопередачи, V0 - скорость потока, Ср - теплоемкость. Если
истечение рассола происходит через пороги низкотемпературных ступеней в
форме свободной безнапорной поверхности рассмотренной выше, то
коэффициент n' = 2Fm/CpGp"3, где m = (ССЛ/2Ё)М; Gp секундный расход
рассола через единицу ширины ступени; F - межфазная поверхность, равная
F=f0—-; £, - удельная межфазная поверхность. С достаточной точностью этот
Но
показатель можно рассчитать по уравнению
„ . . xthip" ч
Р = 1-ехр(-—-fjt),
Gpt„
где tH' температура насыщенного пара при давлении в ступени; At
температурный напор на ступень; г, р" - физические параметры пера.
Ступень
Рис.4.23. Изменение давления между ступенями для установки с различными
начальными и конечными параметрами:
1-1„, - 98°С; t„ = 18°С; 2- tra=103°C; t„ = 28°С; 3-1„, - 105°С; tM. = 32°С

Величина х = afo/Cpp'g , характеризующая качество фазового порога. По
имеемым экспериментальным данным х = 0.47-0.59м2с/кг в зависимости от типа
порога. Наиболее высокое значение х имеет форма порога с промежуточной
перемычкой. Степень прокипания является важным показателем для работы
ступени, так как оценивает интенсивность парообразования и позволяет
выбрать наиболее рациональную конструкцию порога.
с*
ов.
о.:-
00 JJI Л! Я .« Л .06 07 О» ХЯ 0.1
ЛР,кПа
Рис.4.24. Зависимость коэффициента Сс от перепада давления в ступени
При эксплуатации, с целью обеспечения необходимого уровня в последней
ступени, его поддерживают при помощи регулятора расхода. Опреснительные
установки мгновенного вскипания не требуют большого количества
регулирующей аппаратуры, но отклонения некоторых параметров в процессе
работы контролируется. Прежде всего это относится к температуре нагрева
исходной воды, что связано с необходимостью выпадения сульфатной накипи в
головном подогревателе. В связи с чем температура греющего пара не должна
превышать б°С по отношению к температуре рассола на входе в него.
Уменьшение количества рассола через головной подогреватель ведет к
опасному вскипанию рассола, вызывающему резкое накипеобразование на
трубах.
Важным конструктивным элементом опреснительной установки является
Конденсатор, конструкция которого, как отмечалось, может быть с поперечным
"стоком, где направления циркулирующего рассола внутри трубок
Перпендикулярно паровому потоку ступеней и с параллельным потоком, где эти
Направления параллельны. В первом типе водяные накопители перепускают
п°ток от ступени к ступени. В длиннотрубной конструкции накопители
Расположены вдоль длины установки.
Скорость охлаждающей конденсаторы морской воды не может быть ниже
Уровня загрязнения, аккумуляции накипи и, возможно, достигаемых
m

коэффициентов теплопередачи. В тоже время она должна гарантировать
приемлемую мощность насосной установки. Это обеспечивается размерами
камеры испарения (длина, ширина), диаметром трубок конденсатора и
производительностью.
Рис.4.25. Перепускные пороги в ступенях низкого давления
Длина камеры регламентируется хорошим прокипанием в ступени, а ширина -
скоростью выноса капель рассола со вторичным паром на ряды трубок.
Конструкция трубных пучков в современных установках имеет три
конфигурации: прямоугольную с горизонтально движущимся потоком пара, с
потоком, движущимся вертикально и круглой с радиальным паровым потоком
(рис.4.26).
Рис.4.26. Типы конструктивных поверхностей нагрева в конденсаторах

В этих конфигурациях образуемые трубками каналы сообщаются с
неконденсирующимися газами, находящимися в паре, и поступают в
газоохладительную секцию, чтобы из нее забираться эжектором. Вертикальные
пучки монтируются вокруг газоохладительной секции и подвигаются вверх к
каналу для удаления. Поверхности охлаждения воздуха выполняются как 2-5%
от общей поверхности конденсатора. Поверхность конденсатора влияет на
производительность и стоимостные показатели установки. Для маленьких
конденсаторов, которых пар проходит через пучки менее 1м предусматривать
проходы нет необходимости. Высокая скорость пара предпочтительнее, в
пределах допустимого давления и удалением неконденсирующихся газов. На
рис.4.27 показан длиннотрубный конденсатор с прямоугольными пучками труб
и течением пара в горизонтальном направлении.
h
w —
II
III
IV
т\
2/3h
J
I
- vt —
II
III
^r
T .P
Секция
коннектора
Газоохлаждающш
секция
Рис.4.27. Прямоугольная компоновка поверхностей конденсатора (а) и
расположение труб (б)
Требуемое число трубок рассчитывается из уравнения баланса ступеней.
Вертикальная ориентация трубок определяется как S = —р. Шаг р принимают
Равным р = -сЦ, где do наружный диаметр. Вертикальный размер пучка
4
п=0.668ра, где а число труб в вертикальном ряду. Горизонтальный размер
2В=рЬ, где b - число труб в горизонтальном ряду. Для охладителя газов высота
2
ее принимается равной — h. Для круглой конфигурации общее число трубок
Находят nt + Па = m(2nd - m +1) или iu = т(2па - т) Hd + т, где nt - общее число

трубок; па - число трубок по наружному диаметру; m - число рядов. Диаметр
круглого корпуса конденсатора D* = па— р = 1.0825dgiid.
4.4. ОПТИМИЗАЦИЯ ПАРАМЕТРОВ РАЗЛИЧНЫХ СХЕМ УСТАНОВОК МГНОВЕННОГО
ВСКИПАНИЯ
Определение удельных показателей и влияние на их значение основных
параметров процесса установки мгновенного вскипания в конечном итоге
влияет на экономические характеристики процесса термической дистилляции.
Решение этой задачи можно произвести на принципе оптимизации процессов в
основных элементах установки. Определение оптимальных параметров
производится в результате теоретического анализа технологической схемы
установки на основе принципов математического моделирования. Оптимальные
параметры находятся из их целесообразного сочетания значительного числа
основных и частных параметров, а также конструктивных особенностей узлов и
элементов установки. Математическая модель представляет собой
формализованное описание количественных соотношений между параметрами
установки, допущениями, удельными показателями и величиной критерия
оптимальности.
Принимая во внимание, что алгоритм для расчета модели процесса,
описывающей устойчивое состояние работы установки, состоит из набора
сложных нелинейных уравнений, встречающихся со сложностью их
линеаризации обычными теоретическими методами, необходимо для
построения алгоритма прибегать к упрощениям с соблюдением сильных и
сходящихся процедур, таких как секанс метод и фиксированной точкой
итерации. С этой целью модель можно представить как три раздельные части:
секция регенеративная, секция рециркуляции и головной подогреватель. Для
этих двух секций должны быть установлены уравнения процессов в них. Кроме
этого необходимо описать соответствующими уравнениями процессы в
отдельно взятой ступени с разделением на те, которые характеризуют расход
рассола через головной подогреватель, неиспарившейся части рассола,
протекающей в испарительной камере и массы образующегося вторичного
пара.
Наиболее важными принимаемыми характеристиками при формировании
алгоритма являются:
разложение всех нелинейных уравнений, описывающих поведение i -
той ступени на три составляющие с зависимостями для каждой в форме одного
уравнения с одной независимой переменной;
- использование надежных сходящихся процедур итерации, включающих
в себя только одну независимую переменную, которая значительно упрощает
процесс вычисления;
1 1А

- гибкость в изменении некоторых конструктивных величин, констант или
геометрических параметров, которые облегчают анализ и оптимизацию
процессов установки;
- принятие в расчет большого числа изменения режима, существующих в
этих установках с таким подходом, чтобы результаты согласовывались с
реальными процессами.
При разработке математической модели схемы опреснительной установки
необходимо предварительно составить модели отдельных ее элементов.
Тепловая схема рассматривается как направленный граф, направления связей
которого и движение энергопотоков (дистиллят, исходная вода, пар) совпадают.
При этом должны входить уравнения, учитывающие изменение внутренних
параметров отдельных ее элементов. Модель включает систему ограничений
(целевое назначение, условия эксплуатации, свойства рабочих сред, предельно
допустимые параметры). При разработке алгоритмов исходят либо из системы
уравнений одного элемента (ступени испарения) с последующим
использованием этого алгоритма для всех ступеней, либо решают замкнутую
систему уравнений для всей установки. В первом случае характеристики всей
установки определяются их значением для одной ступени, так как в ней
обеспечивается парообразование, конденсация и движение энергопотоков.
Для составления по такому принципу алгоритма установки, схема которой
приведена на рис.4.1,а ее ступени с параметрами на рис.4.28 необходимо
предварительно установить оптимальные значения температуры морской воды
на выходе из головного подогревателя, которая уменьшит вероятность
образования накипи в ступенях установки, будет способствовать получению
минимальных удельных расходов теплоты на производство дистиллята для
заданного энергообеспечивающего источника.
Следует принять значения температур на входе в первый подогреватель-
конденсатор и рециркулирующего рассола. Эти величины зависят от сезонной
температуры воды, поступающей на опреснение.
Из условия обеспечения начальной температуры на первой и последней
Ступенях принимают методику разбивки теплоперепадов по ступеням и на этой
основе задаться необходимым числом ступеней в установке мгновенного
вскипания.
В рассматриваемой схеме учтено распределение ступеней на
теплоиспользующие и теплоотводящие, однако возможны варианты когда
Необходимо учесть возможность параллельного питания подогревателей-
Конденсаторов опресняемой водой, что часто имеет место, как отмечалось
Ранее, в установках большой производительности.
"се показатели, описывающие парообразование и сепарацию пара в ступени
Рассматриваются при установившемся режиме. В частности, масса пара,
•Образующегося в первой ступени Gi рассчитывается
1 17

m.
Ти.
P.
otj
Rl
<ll
Ш
i
-I4 LMTD
Gi
1l
^^ssss4^s.\^44\^^4^r4VV\<?^\\4V^4^sv4^444,'''444,-4^'-':^1-v'-'--1-'-'-':i-^v'
(C-Oi
14
(C.T.b).,
I
Gl
J
Cb!
Gy
rrV-i
Ci. Cpi ДТ", It",
»i li Tj
I- - -^
I
-^ 'V
(G'^O,
l+l
b,
I
IG,
G,
6
1
P'|p"
B
L
H
Gp
T*
AT"
-*—
-*—
G'„
v
ID
G,
G. 1р'ы
-*—
в
-|с-.дт-;дн-,
Ccli
<G'
H.T,t),
H
H,
1ччччччччччччччччк1чтчкчччччччччччччччччч1ччиччччччччччччччччччччччкччччччччч^чччччч^ччччччччччилчччччччччччичччччччччччччччччччччччччу^чч1тиччччччччччччччччччч^
Рис.4.28. Параметрические величины ступени мгновенного вскипания.

G, = G'„Cp,blLllt (4.19)
где Cpi - теплоемкость испаряющегося рассола, кДж/кг°С; г/' - скрытая теплота
парообразования, кДж/кг. Температура неиспарившегося рассола,
поступающего во вторую ступень, определяется в соответствии с температурой
насыщения образующегося napaTHi
Т, = T„i + At„ + 5,
где 5 - температурная депрессия, "С; AtH - температура недогрева, °С.
Удельный расход рассола в кг/мс через камеру испарения
Gp= 105.6+ 18.06 G^
здесь G4 - количество дистиллята, производимого ступенью.
Длина камеры испарения из расчета получаемого из рассола пара
Ь,= -°^-, (4.20)
где V - скорость пара, м/с.
Ширина ступени
Gp
а высота щели
H.= ^(2gAp)w,
где Лр - перепад давлений в ступени, кПа; Сс - коэффициент, определяемый по
Рис.4.24.
Разница давлений оценивается
Ар = р.-Р2 + р'(Н,-Н2). (4.21)
Р. р" в уравнениях (4.19) и (4.20) плотность пара, кг/м3.

С учетом температуры насыщенного пара в смежных ступенях
здесь R - газовая постоянная, кДж/кг°С.
Температурная депрессия в ступени
8 = b(B0 + C„b),
где b - соленость рассола в весовых единицах.
КоэффициентыВ0 = (6.71 + 6.43"Ю-2! + 9.74W5!1)!О"3 иС0 =(22.238+9.59 Ю3Т+
9.42 10-5Т2)10"5
Изменение концентрации рассола, перетекающего из первой камеры во вторую
bi относительно первоначальной концентрации морской воды Ь0 вычисляется
Ь, = -?^-. (4.22)
Потеря давления на трение пара при прохождении проволочной сетки
отражателя влаги рассчитывается по формуле
Др8 = 3.310-131п4(т1)-
Значение понижения температуры насыщения пара в соответствии с падением
давления Др8 при проходе через сепаратор определяется зависимостью
Т,2*1п "
ATg Л P.-^d. . (4.23)
1 + T,^ln Pl
r'i Pi - APdi
В этой зависимости Apdl - потеря давления в сепараторной первой ступени, кПа;
pi, Ti - давление и температура пара в ступени, кПа,°С.
Все вышеприведенные уравнения служат основой для программного
обеспечения расчета ступени установки. В то же время требуется выделить те
соотношения, которые описывают основные процессы, протекающие в
конденсаторах ступени. Прежде всего это относится к количеству теплоты,
отдаваемой паром через поверхности конденсатора морской воде, проходящей
через него в первой ступени, которое оценивается

Q = G'm.C'p.O, -12) = a.r-kD, = k,F, -L=±, (4.24)
Ri
где cci - коэффициент теплоотдачи; Вт/м^С; t|, t2 - температура морской воды на
выходе из первого и второго конденсаторов, °С; к! - коэффициент теплоотдачи;
Вт/м2оС; Fi - площадь конденсатора, м2; D! - количество пара, производимого
ступенью, кг/с.
Коэффициент тепловой эффективности ступени и поверхность Fi через
параметры ступени описываются как
С'р.СЧ-ЧУ, G'mCpl(t,-t2)
Tii = —- и ri = ,
Cpl(T.-T,)r", khz±L
R.
при R2 = T„g - t2; Ri = Тю - ti; C'pi, Cpi - теплоемкости раесолов, проходящих
через конденсатор и камеру испарения соответственно. Из совместного
рассмотрения этих величин получим
Т„, -1, k,F,
-^ *- = exp | '-L.,
Тми - *1 ®кв Cpi
где Ср| средняя теплоемкость в первой ступени, кДж/кг°С. Температура
рассола на выходе из трубок и конденсатора
-k F
ti = Т„ - (I™ -t2) exp LL .
Коэффициент теплоотдачи со стороны конденсирующегося пара принимают
k a,(4-) "•
10 условия, что коэффициент а2 можно найти a2dA 0.023Re08Pr04, а
a,=n -7-, \1ёй7Л37' ,
«r=u.72g 5L2 ^ где m число трубок в конденсаторе, а
m^(T„B-Tc)d0
121

i"=r"{l+0.6&Cv[Tm - 0.5(ti + t2)]}, ZRi - термические сопротивления материала
труб и накипи. Число трубок в вертикальных рядах конденсатора равно
ть = —7=JJ— или mb = 0.564 Jn\ ,
v2 h
и при треугольном расположении mT = 0.48mt0505, где h - шаг трубок; Dk -
диаметр корпуса.
Общее количество труб в конденсаторе рассчитывается в соответствии со
значениями а\, аг по уравнению
mt=G'mCpl(t,-t2)=J^ (4.25)
кяс10ьЬ—Ь- Ч doV
Ri
здесь V - скорость пара, м/с.
Различие в расчетных уравнениях для первой ступени и всех остальных
регенеративной части установки состоит в том, что через любую из них
Z+I
проходит не С™ исходной воды, a G'm ZGn количество рассола. В тоже
i
время для любой z ступени, аккумулируемая масса вторичного пара от первой
2+1
до z-1 ступени равно £Gn. Поэтому все уравнения сохраняют свой вид с
1
соответствующей заменой указанных величин. Что касается ступеней
рециркуляционной части установки, то для них расчетные зависимости (4.21)-
(4.25) требуют замены протекающей исходной воду на величину (G'm + G"mb),
где G"„b - подпиточное количество морской воды.
Конденсаторы этих ступеней на основании уравнения теплового баланса
пропускают количество морской воды, равное
Za(Dk+dkyk
ft' = JLJ - ft"
^ MB „ , , . ^J MB'
Cp'(tn.j-tM.)
На основании массового и солевого балансов последней ступени имеем, что
концентрация и рециркулирующего рассола
bp = bP'--^(V-bp"),
G„
122

где bp', bp" - концентрация рассола регенеративных ступеней и подпитки.
В соответствии с общим балансом всей установки получим
G"„.bp" = GA + Gpbp'
При солесодержании солей в производимом установкой Ga дистиллята равном
Ьд. Если принять, что Ьд = 0, то количество получаемого продукта
Ь '—Ь " Ь м
Од = -*—!- G"M, a Gp = -L G"m.
bp' bp'
С тем, чтобы определить расход пара на опреснение составим уравнение
теплового баланса головного подогревателя
G„r"^m = G'HBCpl(T0-t1).
В соответствии с температурным режимом головного подогревателя величина d
равна
i"'7ra[E(G,„-lDi)Cpi(bLllL)]
d= ! ! Li .
G'^C-p.^-t.)
Значение Т0 - ti = ДТУ' + 6tn + ДТв + Alk, где ДТ/' - температурный перепад в
ступени испарения; 5tn термодинамические потери; Att температурный
перепад в конденсаторе; ДТ8 - по уравнению (4.23).
Поверхность нагрева головного подогревателя
Fra =
. (T0-t.) ■
' (Т -Т )
(Tn-t,)
где km - коэффициент теплопередачи головного подогревателя, Вт/м2 °С; Тп -
температура греющего пара, °С.
Температура на выходе га первого конденсатора при расходе пара равном G„
Т0-1,ехр(^Ц
ti - Т„ - (Тп - Т0)ехр<-^Ц, а температура Тп = ^" .
°" 1.ехр(^п£ш.)
Gn
Удельная поверхность нагрева для всей установки составит сумму поверхностей
нагрева конденсаторов регенеративной, рециркуляционной секции и головного
подогревателя
I n-j
о соответствии с приведенными выше уравнениями формируется алгоритм
Расчета для каждой из составляющих тепловую систему частей:
Регенеративной, рециркуляционной и головного подогревателя.

На рис.4.29 приведена блок-схема алгоритма для i-ой ступени регенеративной
секции.
Deitnc desifn vtiuej for A . N| , T0 ino"Tn -40 *C
DcTmc initial tueiiej for Tv | . T\ , Uo ""d D[. Sel 0 «э J, 0 ■» k
Write inilitt |ueii«s for T», ,T| шли D, inlo the file Ttmp
DeHnctcxluT »T.>D.1l.er. MUl, ej лпЛ geometric constant*
md coefficients cnierinf into the vecton o.j, i"[IJ].
Read initial values For Tvl ,Ti and D| from Ihc file Temp
T~
£|(Tvi.Tj , Dj. tj. q,) => Tvn. 4+1
Tvn - Tvi =» 4TV ; Tvn + 4Ty/»T =* Tvl
T
-^ I 4Tv I >"eT)> L)
glOVl.T,.1. Tj, Dj. q2) => Tin
Tin-T,=>4T Tin+4T/«T=*T|
-<J 4T I > e7>
hlal, »,CTv[.Ti-|. Tl. Dj. 4j) =» 0»
l-(DiuJc) -Di„(k.l) )tD|(It) • Di(k-1))»4>
D„,-D|-»4D ; D|+4D/io'"»D|
I
-^ I API >eT)>
Write the valuta for Tvi , Tj "id Dj tnto tbc file Tttnp
Write Ihe vijuu of mlJ calculated vuiiblo inlo the Dala Ьажв
Tj =»Ti.i ;'q+i =» t| .0 =»fc
Ты -Tj =»ЛТ :TTJ -ЛТ^Ту. Г Ti-ATWTj
X
<~^r> L<
(Ч+IQ) •4+l(j-l))/('oQ)-,oO-n)e *t
4+l - Tn =э 41 to - utftt *» to
■^ 144 >E5~^>
Рис.4.29. Алгоритм расчета ступени на ЭВМ

«^17,
Ге»ед
РисАЗО.а. Характеристики установки мгновенного вскипания.

удельный расход рсиир^лиру.ош-рассоле
Удельный расход охлаждающей воды

Этот алгоритм содержит пять циклов, четыре из которых согласовывают только
одну вариацию параметра. Цикл первый - температуру Т пара, образующегося в
i-ой ступени; второй - температуру неиспарившегося рассола в ней, третий -
количество произведенного дистиллята Ga, и пятый - температуру рассола t: на
выходе из конденсатора этой ступени.
Рассматриваемый алгоритм позволяет получить основные соотношения
между наиболее показателями, от которых зависит стоимость производимого
такого типа установкой дистиллята. Расчеты на ЭВМ позволили Х.Эль-
Дессовкаю [ 30 ] построить диаграммы (рис.4.30) связи числа ступеней;
температуры нагрева воды с удельными характеристиками установки d, gf) gMB, a
также сопоставить их значения для реальных установок с приведенными
расчетами на ЭВМ.
Как видно из графика (рис.4.30, а) с увеличением числа ступеней
коэффициент относительной выработки d возрастает к последней ступени, а
его величина имеет наибольшее значение при более высокой температуре
нагрева исходной воды. Это можно объяснить тем, что испарительная
способность по мере перепуска рассола от ступени к ступени возрастает.
Максимальная величина d в пределах анализируемых температур нагрева
морской воды для установки мгновенного вскипания равна 9,5. Наименьшее
значение соответствует температуре 98°С и составляет 8.
Рассматриваемые регенеративные ступени также характеризуются
неоднозначными коэффициентами относительной выработки.
В тоже время изменение Т0 и п во взаимодействии с потоком исходной
воды, поступающей на подогреватели-конденсаторы (рис.4.30,г) указывает на
снижение потребного ее количества при более высоких параметрах.
Из рассмотрения графиков можно сделать вывод, что при варьировании
переменных параметры по-разному проявляют себя. Поэтому для установления
оптимальных удельных показателей тепловой схемы установки мгновенного
вскипания следует переходить на расчеты с использованием ЭВМ.
Проанализированный подход к оптимизации является упрощенным и
позволяющим либо получить дополнительные зависимости, характеризующие
работу установки, либо сопоставить эффективность различных схем между
собой. Так по оптимизации, выполненной А.Ель-Нашаром [ 28,29 ] с
использованием вышеуказанных уравнений и допущений при принятом
равенстве количеств поступающей в установку морской воды G„, и
рециркулирующего через установку рассола G'^ наблюдается линейный
характер изменения в зависимости от Т0 производительности установки и
показателя d (рис.4.31) при одинаковых параметрах (кратность
концентрирования ш = 1.2; tM„ = 30°С).
Принятие более строгой математической модели процесса установки
Мгновенного вскипания, базирующейся на межступенчатом тепловом и
материальном балансах дает возможность получить при оптимизации не только

удельные показатели, но и выяснить влияние их на стоимостные
составляющие установки.
- G'„ -J*» ><в/а
U 70 75 М 85 90 95 100 10S 110
Температур» Т„
Рис.4.31. Изменение эксплуатационных характеристик установки от
максимальной температуры нагрева морской воды:
a-d = fiTo);Ge = f(Te)-6.
В основу этой модели положены следующие уравнения в соответствии с
обозначениями, принятыми на рис.4.32
*—
Дистиллят
Ряссол
о„ти
Трубный
пучек
Рециркуляция
G'«. t-i
Конденсат
G, „t.
Путь
продукта
Вторичный пар
Gn,T,
Испарение
рассола
Дистиллят
0,4.,
Ряссол
O..T,
Ступень
Рис.4.32. Схема взаимодействующих ступеней
Для конденсатора ступени
ti+i = и + (tt - Uexp(xO,

k-F
где для ступеней (i = 1,2,-J) *i = - ' ' •
G«cpi
При составлении теплового баланса регенеративной ступени можно получить
G'„BC'Pj(tj - tn-i) = G^j.i)C ""pit^i-i) + Gp(j.i)C Др(Ц) "Гц - G^C ^t^ - GpjGe.
Для ступени в секции рециркуляции
Gp(j-i) + G^i) = Gpi + G^ и Gp(i.i)b(i.i) = Gpi bj.
Уравнения баланса смешивающих потоков между двумя секциями
G"mnb0 + (G„ - G"„„)bpn = G'„bp
и
G"mnCp(j+i)tj+i + (Gmb - G"MBn)Cpn = G'„|Cpptp,
где С'ш количество подмешиваемой воды; Срр, tp и bp теплоемкость,
температура и концентрация рециркулирующего рассола на выходе из ступени
У
С учетом возможной линеаризации и числа степеней свободы (разница
между числом вариаций и числом уравнений) в качестве важных величин для
каждой ступени можно принять внешний и внутренний диаметры трубок, их
Длину, ширину ступени, поверхность теплообмена, фактор загрязнения
накипью, уровень рассола.
Для головного подогревателя варьируют поверхность нагрева, диаметры
труб и длину, и у всей установки максимальную температуру нагрева морской
воды, входную температуру в регенеративной секции, количества
рециркулирующего рассола и исходной воды, кратность концентрирования.
Оптимизирующая функция, описывающая стоимостные показатели
Установки имеет следующий вид
к
3 =ц>ь...аш,ас а„) + £к)У). (4.26)
" Уравнении ал,... a^ - представляют независимые переменные, число которых
Принято для таких установок равным пяти (Т0, Tj, G"„b, Gm,, со), а а^,... a^, -
Вычисляемые неоптимизируемые переменные, параметры внешних источников
v^Ma, b0), эксплуатационные показатели (Ga, Ьд). Стоимостная функция включает
стоимость энергозатрат к|... к* (стоимость пара, электроэнергии, химреактивов)

и их удельные расходы (yi-..ук)- Вычисление неоптимизируемых переменных а*
как функции от независимых а; может быть проведено в форме а<у = fi^a»,... a„,).
При оценке этих функций предполагают равенство констант в уравнениях
модели, описывающей рабочий процесс в установке с дополнением теми
величинами, которые влияют на совершенствование экономичности установки.
С учетом удельных показателей: стоимостей греющего пара к„,
потребляемой главными насосами электроэнергии к, и антинакипинов к,
величина 3 находится
3 -кА +кА + к,^ -^-ЗД-'.) + k.^ +кД, (4.27)
°д °д °д °д °д °д
где ZNj - суммарная мощность основных насосов; G», da - полный и удельный
расходы антинакипинов. Для заданных независимых переменных каждая из
входящих в уравнение (4.27) величин Ga, t|, da, G"mb, EN; определяются
значениями Т0, Т,, G„b, G'mb, со, a do зависит от Т0 и со.
Так как задача оптимизации требует линеаризации нелинейной функции
цели, то на независимые параметры рабочих процессов в элементах установки
накладываются ограничения
T0min < Т0 < TV"; Timin£Ti2STim,,x;
Gmin j* r> j* r~* max. /-v min ^» r^t ** r*t max.
MB S Gmb ^ <Jlffl ,G„b SGmbSGot ,
Представленные неравенства указывают на возможность принимать при
оптимизации значения независимых параметров только в допустимых пределах.
Из неоптимизируемых параметров выделяют только те, которые существенно
влияют на выбор оптимальных (соленость и температура исходной воды,
температура окружающей среды).
Процесс минимизации функции стоимости 3 сводится к ее линеаризации
в форме
3(аП)... ain, ас*,... а™) = 3(au0,... a*0, ■„•,,.. О + £—фн) + £— d(aq),
м еай j-i caCj
при условии, что
i-l
3q 3q + 2j _ Vfti - ajj ),
где ajj0, acj° - представляют текущие (на современном этапе) эксплуатационные
условия установки.

Отправной точкой при установлении стоимости являются действующие в
настоящее время удельные энергозатраты, на основе которых может быть
выполнен анализ установки. При оценке факторов оптимизации, линеаризация
функции стоимости и системы ограничений производится из допустимых
значений существующих рабочих показателей установки. Линеаризация
выполняется путем оценки производных целевой функции, относящихся как к
независимым, так и определяемым параметрам. Производные, которые не
определяются численно находятся при помощи уравнений математических
моделей установки.
Стоимостную функцию в явном виде выразить достаточно сложно и,
поэтому поиск ее минимума производится с помощью ЭВМ. К числу
определяемых величин обычно относят коэффициент относительной выработки
d, производительность установки Од и расход пара G„, в зависимости от
переменных Т0, Т;, Gmb, G'mb и со.
Реализуемые программы предусматривают изменение входных
параметров в допустимых при эксплуатации установки пределах,
устанавливающих соотношение между входными и выходными параметрами по
схеме, описанной ранее и позволяют найти
d= г5.48 To0Jff„-*-MG„*uT,°-lla>-0:U,
Од = ЗЮ^То'^О'™09^™006^0-39©005,
Оп = 7.46 10^ToU3G'J 24Gj 2ТГ'(00-26,
d. = 32.25-0.8To + 5i0-3T2.
250 300 35D 400 450 500 290 300 390 «00 450 до
Производительность, кг/с Производительность, кг/с
Рис.4.33 Оптимальные значения d и эксплуатационные составляющие
стоимости: а-пар; б-энергия насосов; в-антинакипины

В соответствии с этими значениями возможно получить величину стоимости
производимой воды
3, = ^к„ + х,^а. к'*. + x2|bs- к» + -^-d.x3k.,
где X], х2, хз коэффициенты, зависящие от единицы стоимости пара,
рециркулирующеи воды и исходной воды. При принятых ограничения
70<То(°С)< ПО; 3000 < G'm (кг/с) й 4000; 3000< G„b ^ 4000, 23 < Ti 5 35; и
1.2<со< 1.4. Величина оптимальной относительной выработки d и стоимостные
характеристики были посчитаны в зависимости от Ga (рис.4.33).

Глава пятая
ТЕРМИЧЕСКИЕ ОПРЕСНИТЕЛЬНЫЕ УСТАНОВКИ
ТОНКОПЛЕНОЧНОГО ТИПА
5.1.ХАРАКТЕРИСТИКА ПРОЦЕССА ОПРЕСНЕНИЯ В ТОНКОПЛЕНОЧНЫХ УСТАНОВКАХ
Стремление создать установки, опресняющие морскую воду на
использовании низкопотенциальной теплоты, при которой снижается
выпадение накипи на поверхностях нагрева, с высокой интенсивностью
рабочего процесса, когда можно получить рациональные коэффициенты
относительной выработки, при этом обеспечить хорошие габаритные
характеристики установки, привело к появлению в технике опреснения нового
метода термического выпаривания исходной воды в форме тонких пленок,
подаваемой на поверхность нагрева. Этот метод позволил реализовать новую
агрегатно-техническую схему опреснительной установки с теплообменниками
тонкопленочного типа. Такой теплообменный аппарат генерирует пленку
выпариваемой воды на поверхности нагрева, имеющей как вертикальную, так и
горизонтальную ориентацию. Вода поступает в трубки теплообменника при
вертикальном их расположении через щелевые каналы, создаваемые
специально встроенными насадками. При горизонтальной поверхности нагрева
воду подают специальные оросители. Возможно организовать пленочный
режим при введении внутрь трубок оросителей с перфорацией по длине.
Диаметр оросителя меньше диаметра трубки теплообменника с длиной, равной
ее длине. Рис.5.1 иллюстрирует принципы организации пленочного течения
опресняемой воды.
Вторичный Вторичный
пар 1 пар 4
1 | ' Морская
вола
Е-
и
г
«1
е- I
X
а)
ч
Вторятчиый
пар ММ
Вторичный
пар -^
Морская
/вода
(-ЧЧ- +
Нагрев ' б)
Рассол
Горячий воздух
или пар
Морская
# вода
Рассол
"Морская
Рассол т вода
Рис.5.1. Схемы организации пленочного течения выпариваемой жидкости:
а-вертикально-пленочная; б-горизонтально-пленочная; в-струйно-ударная
133

Одной из возможных форм организации такого режима в установках
небольшой производительности является раскрутка жидкости специальными
роторами.
В течение многих лет опреснители такого типа прошли обстоятельную
обкатку, что позволило ввести в эксплуатацию 649 единиц с общей выработкой,
превышающей 585 тыс.м3/сут пресной воды. Наибольшее число таких
установок (16%, 112единиц) находится в США, Иране (9.0%, 65 единиц),
Саудовской Аравии (8.8%, 62 единицы), Испании (9.3%, 65 единиц) к общему
числу во всех странах. Большой интерес к установкам этого типа объясняется
прежде всего тем, что работа теплообменного аппарата с тонкопленочным
режимом течения нагреваемой воды эффективнее процессов, происходящих на
поверхностях, погруженных в большой объем, и в трубках, полностью
заполненных потоком жидкости, благодаря высокой интенсивности
теплообмена в тонком слое нагреваемой жидкости, малому времени контакта ее
с теплопередающей поверхностью, незначительными затратами энергии на
проведение процесса, а также низкими значениями начальной температуры
нагрева воды. В эксплуатации находится несколько разновидностей установок
этого типа. Прежде всего, это вертикально-пленочные, в которых организация
пленочного течения внутри трубной поверхности достигается за счет
размещения в каждой трубке специальных насадок, создающих щелевой проход
для жидкости.
Рис.5.2. Конструктивные разновидности пленкообразующих устройств:
1-пленкообразующая насадка; 2-струйный ороситель; 3-спиральная вставка
После истечения через щель пленка жидкости в гравитационном потоке
омывает нагреваемую с наружной стороны внутреннюю поверхность трубки. На
рис.5.3 приведена принципиальная схема установки такого типа.
Принципиально эта схема построена подобно схемам установок мгновенного
вскипания. Исходная вода после охладителя дистиллята 1 поступает в деаэратор
2. Затем она подается в первую ступень 3, выполняющую роль головного
подогревателя. Образовавшийся пар поступает в ступень 4 установки, где
выполняет функцию теплоносителя, испаряющего морскую воду, стекающую
по вертикальным трубкам тонкой пленкой. Рассол перекачивается насосами 5 в
камеру аккумулятор с тем, чтобы повысить степень упаривания исходной воды.
П4

Вторичный пар из нижней части ступеней поступает в следующую ступень для
нагрева воды и в охладитель. После объединения с конденсатом греющего пара
ступеней дистиллят уходит к потребителю.
Отсос I К Отсос
Рис.5.3.Схема вертикально-пленочной опреснительной установки
Одной из наиболее совершенных схем вертикально-трубных установок с
нисходящим течением пленки можно считать сооруженную в Абу-Даби, на
которой получают 2300 м3/сут воды. В соответствии с принятой схемой вода
предварительно нагревается до 95°С в головном подогревателе. Затем две
ступени деаэратора готовят ее для подачи в 11-ти ступенчатый вертикально-
трубный испаритель, в первой ступени которого паром из котла воду догревают
до температуры 118°С. Вторичный пар каждой предыдущей ступени отдает
теплоту стекающей пленке морской воды в последующих. Конденсация
производимого пара происходит в последней ступени. Минимальная
температура рассола на выходе из установки 50°С. Коэффициент относительной
выработки равен 8, при расходе энергии на собственные нужды - 1.23кВт/м На
рис.5.4. показана тепловая схема и компоновка ступеней этой установки.
Особенностями ее являются:
совмещение ступеней в одном общем корпусе в целях сокращения
конструктивных элементов;
- использование энергии вторичного пара при нагреве опресняемой воды;
- совмещение конденсатора в одном корпусе со ступенями испарения;
возможность получения устойчивого теплообмена при возрастании
температурного перепада.
С целью исследования особенностей режима в Англии построена опытно-
промышленная установка вертикально-пленочного типа производительностью
45м3/сут. В тепловую схему ее (рис.5.5) включены два испарительных аппарата,
°Дин из которых обеспечивает восходящий тонкопленочный поток, а второй -

нисходящий. Температура в ступени с нисходящим потоком 98°С, в
восходящей-103°С. Такое сочетание аппаратов создает конструктивные выгоды
из-за сокращения числа обслуживающих установку насосов. На основе этой
конденсат
Рис.5.4. Пленочный опреснитель с вертикальной компоновкой ступеней:
а-тепловая схема: 1-подогреватель; 2-испарители; 3-дегазатор; 4-смеситель; 5-
конденсатор; 6-питательный насос; 7-насос дистиллята; 8-насос рассола; 9-
приборы контроля.
б-компоновка ступеней: 1 - сепаратор; 2 - испаритель; 3 - подогреватель; 4 -
сифон пресной воды; 5 - сифон рассола; 6,7 - трубные доски
проработки сооружена установка с выработкой 150м /сут пресной воды
(рис.5.6). Она выпаривает воду с температурой на первой ступени 77°С на
трубках с двойной желобообразнои поверхностью диаметром 7.62см и длиной
3084м.
Рис.5.5. Схема вертикально-пленочной установки
1-энергоисточник, 2,3-испарители с восходящим и нисходящим течением
пленки; 4-охладитель дистиллята
136

Высокая тепловая эффективность, достигнутая за счет высоких коэффициентов
теплопередачи и возможности использования низкопотенциальной теплоты
(начальной температура 70-80°С) позволили выполнить установку
производительностью 1360 м /сут в Гиблартаре (рис.5.7).
Рис.5.6. Общий вид вертикально-пленочной установки
Для этой установки были проработаны два варианта тепловой схемы. В первом
варианте (рис.5.8,а) исходная вода после подогрева в предыдущих ступенях
поступает в подогреватель первой ступени 1, где нагревается паром (в
количестве 900кг/ч) ступени 3 до температуры 121°С. Затем она перепускается в
подогреватель второй ступени 2, где за счет теплоты вторичного пара этой
ступени, обогреваемой основным теплоносителем с расходом бЮОкг/ч,
ДОгревается до температуры 125°С и из сборника забирается насосом в
распределительную камеру, осуществляющую организацию пленочного
течения ее по трубкам. Ступени размещены в общем цилиндрическом корпусе 4
с сепараторами 5, через которые вторичный в количестве 5850кг/ч
перепускается в последующие ступени.
Во втором варианте (рис.5.8,6) в подогреватель подается греющий пар
котельной в количестве 1570кг/ч, а в первую ступень установки 4600кг/ч
греющего пара. Это позволяет обеспечить нагрев воды на выходе из первого
подогревателя до 125°С, что повышает эффективность работы первой ступени.

Конструктивно испарительные аппараты собраны в отдельные группы по 2, 3 и
4 ступени в каждом с расположением в одном горизонтальном корпусе.
Eire ,\?у г - jn •*.-<», n Чч-Е >i j ait *-i» ^■,^j.\-..^| ,. i -s,,. -i-j -j.j,- ааМг-с^;*-
Щ
Рис.5.7 Многоступенчатая вертикально-пленочная опреснительная установка
Общее число ступеней составляет 13. Установка работает с кратностью
концентрирования равной 2.5 при сбросе воды с температурой 50°С. Она имеет
коэффициент d = 10.
Расчеты по эффективности установки показали ее преимущество перед
установками мгновенного вскипания равной производительности, что
позволило в настоящее время проработать ряд новых схем с большой
производительностью.
Рис.5.8. Пленочные аппараты установки производительностью 1360м3/сут
а-с регенерацией теплоты вторичным паром; б-без регенерации

Характеристики одной из таких установок приведены ниже:
Производительность, м /сут 22500
Число ступеней 20
Параметры:
давление, кПа 895
температура, °С 118
Температура рассола на выходе, °С 38
Кратность концентрирования 2.7
Удельная производительность по топливу, кг/106Дж 5.0
Тоже по пару, кг/106Дж 6.25
Расход электроэнергии с учетом расходов
энергообеспечителя, МВтч 1.95
Габариты установки, м
длина 52.5
ширина 9.85
высота 6.25
Диаметр труб, мм
испарители 51
подогреватели 19
Длина труб испарителя, м 3.3
Новый подход к созданию вертикально-пленочного типа установки заложен в
конструкцию, где поверхности нагрева ступеней выполнены из алюминиевых
труб в виде специальных модулей из пластика, а корпус установки из вакуум-
уплотненного бетона. Построение установки решается на принципе
формирования отдельных модулей, из которых затем набираются ряды
ступеней. На рис.5.9 показана принципиальная схема такой установки,
иллюстрирующая общий принцип комплектования ступеней. Одинаковые
модули собираются в отдельные вертикальные сборки по пять в каждой. Затем
отдельная ступень формируется из прилегающих друг к другу сборок,
образующих в каждой ступени один широкий ряд сборок. Число их, требуемое
в одном ряду, зависит от производительности установки. Две сборки опираются
на один поддон, который вдвое шире, чем ширина одной сборки, что облегчает
их монтаж. Поддоны одновременно служат для перепуска потоков рассола и
Дистиллята, выходящих из принадлежащих им модулей. Все ступени
Размещаются внутри бетонного корпуса. Достаточное уплотнение между
сборками не допускает перетекания пара. Греющий пар поступает в свободное
пространство непосредственно к первой ступени. Для каждой ступени морская
в°да или рассол подается насосом и распределяется по всей ширине ряда

сборок и входит сверху в каждый модуль. Общий конденсатор собирает
вторичный пар от ступеней.
Рассол, перетекающий из модулей в сборки одной ступени, собирается из
поддонов в сборник 9. Из каждого сборника рассол перепускается через
соединительные трубы в верхнюю часть модулей. Часть рассола накопившегося
в сборнике удаляется бустерным рассолом 10. Менее концентрированный
рассол отбирается из нижнего потока ступени и направляется в линию
рециркуляции. Элементы отдельных модулей обозначены на рис.4.9. Корпус
каждого модуля изготавливается из пластика, в котором размещены
двухжелобчатые алюминиевые трубки. Поток греющего пара омывает трубки, и
конденсируется на их поверхности. Поверхность нагрева в модуле не занимает
всей его площади для того, чтобы получить достаточную скорость вторичного
пара. В конце треугольной секции выходные отверстия 2 служат для
вентиляции неконденсирующихся газов с поверхности вторичного пара для
последующего удаления. В конце парового прохода имеются каналы 3 для
конденсата греющего пара или дистиллята. Они попадают в вертикальный
трубопровод 4, соединяющий все модули и направляющий хщстиллят в
поддоны, и далее, как описано выше. Сепаратор 5 расположен на выходной
стороне модуля. В такой конструкции модуля трубки имеют диаметр 25мм и
длину 0.5м, что значительно ниже, чем в обычных вертикально трубных
установках (50мм и Зм соответственно). Это позволяет получить более низкие
скорости вторичного пара в трубках модуля, меньшие потери давления и
температурного нагрева на поверхности нагрева. Поток вторичного пара будет
протекать более спокойно, что скажется на качестве дистиллята. Объем,
занимаемый испарителем с малым диаметром труб при большей поверхности
нагрева, будет меньше. Особенности процесса, происходящего в модулях,
поясняет рис.5.10.
Парообразование протекает на внутренних поверхностях трубок в слое тонкой
пленки воды, стекающей вниз. Пленка создается специальными насадками,
расположенными в верхней части трубок. Греющий пар поступает в камеру 4
первой ступени по всей ширине сборки. Морская вода или рассол нагнетаются
в короткотрубные модули циркуляционным насосом 5 (рис.5.9), в каждый
индивидуально. Нагреваемая пленка воды частично испаряется и
образовавшийся вторичный пар направляется в сеточный сепаратор, которым
оснащен каждый модуль. Поток этого пара входит во вторую ступень как
теплоноситель для поверхностей нагрева. Конденсат греющего пара первой
ступени собирается в поддон 2 и возвращается в схему энергокотла. Вторичный
пар первой ступени конденсируется на второй. Из каждого модуля полученный
дистиллят стекает в поддон через трубопроводы, которыми взаимосвязаны
модули. Из поддонов хщстиллят уходит через каналы 8, расположенные под
полом. Соединительные каналы направляют полученный дистиллят в

Рис.5.9. Общий план многоступенчатой вертикальной установки
1-модуль; 2-поддон; 3-уплотнение; 4-подвод греющего пара; 5-рассольный
насос; 6-циркуляционный насос; 7-конденсатор; 8-наклонный коллектор; 9-
бункер рассола; 10- бустерный насос; 11-линия концентрированного рассола;
12-вертикальные колоны; 13-стальные балки; 14-крышка корпуса

750 пп
Вид по В - В
Вид по А-Л
Рис.5.10. Модуль опреснительной установки и его элементы
1-греющий теплоноситель; 2-выпускные отверстия; 3-щели для конденсата; 4-
вертикальный трубопровод; 5-сепаратор; 6-поток вторичного пара

специальные вакуумные сборники. Вторичный пар второй ступени проходит в
следующую, и так последовательно через все ступени.
Особенностью этой установки, модули которой выполнены из пластика,
является температура холодной воды, непревышающая 75°С. Установка
ориентирована на получение 10тыс. м3/воды в сутки. Конструктивное решение
корпуса вакуумно-уплотненный бетон снизит капитальные затраты при
сооружении установки. Подобную идею предполагается реализовать в
установке производительностью 300тыс.м3/сут в Калифорнии (рис.5.11).Для
целей уточнения особенностей рабочего режима установки сооружается
демонстрационная модель производительностью 48тыс. м3/сут пресной воды.
Тепловая схема процесса этой установки показана на рис.5.12.
"~rv
1ГГТ1~
Рис.5.11. Общий вид установки вертикально-пленочного типа на 300тыс.м3/сут
воды
Прошедшая предварительную очистку морская вода с температурой 16°С после
обработки серной кислотой и удаления двуокиси углерода проходит очищение
от воздуха в декарбонизаторе и понижает рН до 6. Далее поступает в концевой
конденсатор, где нагревается до 29.5"С в тонкопленочном режиме под
вакуумом, за счет чего полностью деаэрируется. Эта вода далее направляется в
испарительные образуемые греющими пучками труб.
Дальнейший подогрев воды выполняют подогреватели конденсаторы,
расположенные в 29 ступенях установки. Часть подогретой воды отбирается
После 16 ступеней. Остальная часть поступает в трубки верхней ступени, где
нагревается паром с давлением 160кПа до 110"С, отбираемым от турбины с
противодавлением. Конденсат первой ступени возвращается на станцию.

Алюминиевые трубки ступеней имеют диаметр 50мм и длину 3050м. На
рис.5.13 приведен общий вид трубной сборки, поверхность нагрева которой
снаружи омывает поток пара, а внутрь через насадки подается морская вода.
Вторичный пар, образовавшийся из пленки, движется в средней части трубок.
Греющий пар
Выход
конденсата
Продувка
Сброс рассола
t -Подогреватель
Рис.5.12. Тепловая схема установки в Калифорнии
Рассол каждого модуля стекает в резервуар, служащий основанием для
следующей ступени. В нем предусмотрены отверстия, через которые рассол
направляется в нижеследующую ступень за счет статического напора.
Вторичный пар из резервуара проходит через сепаратор, расположенный в
корпусе резервуара и перетекает в последующую ступень как теплоноситель.
Конденсат собирается в нижней части корпуса и удаляется из модуля по
канавкам и сильфонам снаружи ступени, и смешивается с вторичным паром в
этой ступени. Вторичный пар на выходе из ступени не конденсируется не
144

полностью, остаток (10-25%) уходит в конденсатор, где из него удаляется
воздух. Конденсат этого пара регенеративно испаряется в нижней ступени и
стекает в поддон установки. Модули пропускают пар через все 6 граней,
который входит через центральную трубу диаметром 3.3м и длиной 2.7м.
Рис.5.13. Вид отдельной сборки ступени
Рассол с трехкратной степенью концентрирования при t=32°C
откачивается, а дистиллят с t 31°C идет на подготовку воды питьевого
качества. Шестигранные модули с числом трубок в каждом 1872 штуки
комплектуют каждую отдельную ступень установки (рис.5.14). Общее
количество модулей 540 единиц. _
шш
Рис.5.14. Отдельная ступень установки

Ступень собирается из 18 модулей, размещаемых в бетонном корпусе. Высота
ступени около 5м. Башня в основании диаметром 40м, с диаметром корпуса
установки -24м, с толщиной стенок 45-60см, при общей высоте 158.5м.
Конденсаторы выполнены из длинных труб (15м) при диаметре пучка 0.9м. Все,
обслуживающее установку оборудование размещается в кессоне, заглубленном
на 24м (рис.5.15).
Рис.5.15. Расположение оборудования установки на 300тыс.м3/сут
Оценка экономической эффективности установки с такой большой
производительностью показывает, что стоимость дистиллята составит
0.49долл/м3 При общих затратах на сооружение - 34млн.долл. Внимание к
вертикально-пленочным установкам объясняется отсутствием циркуляционных
насосов, высокими коэффициентами теплопередачи.
Оценка устойчивости режима парообразования в стекающей пленке при
такой длине труб (до Зм) недостаточно высокая, наблюдается режим
захлебывания пленки на концевых участках труб, что понижает коэффициент
теплопередачи и производительность установки падает. Работа такой установки
зависит от переменных нагрузок, степени вентиляции выделяющихся при
испарении пленки газов и их вывода из трубок, чистоты исходной воды,
загрязнение которой вызывает изменение периметра шелевых каналов на входе
в трубу.
Более благоприятно протекает процесс пленочной дистилляции в
установках с горизонтально-трубчатыми пленочными аппаратами, в которых
146

образование пленки происходит при истечении опресняемой воды на
горизонтально-расположенную трубную поверхность из специальных
оросительных устройств. При этом подача воды может быть безнапорной,
гравитационной и осуществляться специальными соплами, работающими под
давлением. Тепловая схема установки показана на рис.5.16.
ОозОрат
конденсата
Рис.5.16. Принципиальная схема горизонтально-пленочного опреснителя
В установке исходная вода после конденсатора 1 поступает в первую ступень
пленочного аппарата. Вода подводится к оросителям 2, расположенным вдоль
всей длины поверхности нагрева аппарата 3. Она омывает трубки,
обогреваемые паром, и испаряется на их поверхности. Вторичный пар
предыдущих ступеней используется для нагрева в последующих, находящихся
под более низким давлением. Каждый аппарат имеет сборники-расширите ли 4.
При таком решении принципиальной схемы каждая ступень представляет собой
самостоятельный испарительный аппарат. Соединение отдельных ступеней и
перепуск энергопотоков требуют значительного количества магистралей и
перекачивающих насосов, что усложняет и удорожает установку.
Японскими фирмами разработаны схемы с башенным расположением
аппаратов этого типа, что сокращает площади на их сооружение и частично
исключает указанные недостатки. Две разновидности схем такой установки
представлены на рис.5.17 Вода после подогрева частью вторичного пара в
конденсаторах-подогревателях окончательно нагревается в головном
подогревателе, которым служит верхняя ступень и затем разбрасывается
сопловыми насадками на трубки, где испаряется в пленке, омывающей их.
Вторичный пар после сепарации идет на нагрев внутренних поверхностей
горизонтальных рядов трубок последующих ступеней, омываемых истекающей
•о перфорированных листов поддона ступени водой. Дистиллят перепускается
113 ступени в ступень через специальные боковые сифоны, и затем отводится из
Установки.

Опыт создания первых установок с горизонтально-пленочным принципом
парообразования определил их ведущую роль в спектре установок этого типа.
Так в Израиле была построена установка с размещением ступеней в одном
линейно-ориентированном корпусе. Этот тип установки в одно- и
двухкорпусном исполнении позволяет получать от 1000 до 25000м /сут пресной
воды.
I Греющий пар
Греющий пар
Ди£/пиААот а)
Рис.5.17. Горизонтально-пленочная установка башенного типа
а - однорядная; б - двухрядная
На рис.5.18 дана принципиальная схема установки производительностью
3800м3/сут. Энергообеспечение установки осуществляется от котельной
установки, отбором пара от турбины, газотурбинной установки с
утилизационным котлом или ДВС. Это расширяет возможности использования
таких установок в зависимости от имеемого энергоисточника. В
рассматриваемой схеме пар от котла нагревает воду, проходя последовательно
12 ступеней установки. Вода после подогрева в конденсаторе частично
сбрасывается, а остальная ее часть поступает в ступени испарения, содержащие
горизонтальные пучки алюминиевых труб, обогреваемых паром. Нагрев воды
на первой ступени 70°С. Ступени выполнены так, что в нижней части корпуса
одних ступеней собирается рассол, а в других охладительный дистиллят.
Конденсация вторичного пара завершается в основном конденсаторе. Эта схема
отличается от рассмотренной (рис.5.17) меньшей регенерацией теплоты, но
более компактна и менее металлоемка.
Установки, работающие по такому принципу выполняются как
однокорпусными, так и двухкорпусными в зависимости от производительности.

Общий вид однокорпусной установки, способной получить 25тыс.м3/сут
простой воды иллюстрирует рис.5.19.
-^— Грегощии пчр
Рис.5.18. Тепловая схема горизонтально-пленочного опреснителя
В табл.5.1 приведены сопоставимые данные такой установки с
высокотемпературным нагревом в 106°С и числом ступеней равным 16.
В этой установке морская вода после нагрева в подогревателях, расположенных
в верхней части камер, разбрызгивается соплами на трубки первых 12 ступеней.
Для последующих четырех она подается после выхода из 12 ступени. Это
позволяет обеспечить достаточно низкую концентрацию рассола во всех
ступенях, чтобы избежать интенсивного выпадения сульфатной накипи.
Последние ступени, имеющие более низкие температуры (60.7°С) могут
выдержать сравнительно высокую концентрацию поступающего рассола и,
поэтому проводимая рециркуляция в них снижает количество морской воды,
подаваемой в установку и, следовательно, величину затрат на водоподготовку.
Теплоносителем служит пар из отбора турбины в количестве 0.053кг/с с
энтальпией, равной 2791.3кДж/кг и температурой ЗОГС. Турбина на 1м3
получаемой воды недовырабатывает 7.25кВтч энергии при этом показателе в
установке мгновенного вскипания 11.7кВтч. Значительно снижаются затраты
на собственные нужды из-за отсутствия циркуляционных насосов большой
мощности, необходимых у последней. Установка имеет коэффициенты
теплопередачи, равные 3140Вт/(м2 °С), что сокращает потребную поверхность
нагрева до 6560м3, которая вместе с концевым конденсатором составила
9780м Камеры установки выполнены без сепарационных устройств. Общие
габариты установки 5.5x7.2x54м.
Для установки мгновенного вскипания, равной производительности при
прочих сопоставимых условиях потребуется иметь исполнение с 36 ступенями,
а для достижения равноценных энергетических показателей их число составит
°- С ростом производительности установки требуется увеличить расход
греющего пара на установку, что приводит к необходимости отбора пара от
турбины и введения для более полного перепуска потоков дополнительных
Насосов. В установке с двухкорпусным исполнением на 10000м3/сут первые

-_v
Рис.5.19. Горизонтально-пленочный опреснитель на 25тыс.м /сут.

ступени одновременно выполняют функцию конденсатора турбины, а
последняя служит для конденсации дистиллята
Таблица 5.1
Сравнительная характеристика установок
Показатель
Максимальная
температура,
°С
Давление пара
из отбора,
кПА
Коэффициент
относитель-
ной
выработки,
кг/кг
Удельный
расход
энергии на
собственные
нужды,
кВт.ч/м3
Общий
удельный
расход
энергии,
кВт.ч/м3
Расход
.топлива, кг/м3
Обшие
капитальные
вложения,
__долл/(м3сут)
мгновенного
вскипания
90
200
8
4
15.5
3.72
1613
мгновенного
вскипания
высоко-
температурная
115
320
9.5
3.8
15.5
3.72
1508
низко-
температурная
горизонтально
-пленочная
70
120
6.2
1.5
13.8
3.3
1307
высоко-
температурная
горизонтально
-пленочная
106
285
12.4
1.5
8.75
2.1
1091
На рис.5.20 показана компоновка двухкорпусной установки
производительностью 10тыс.м3/сут с числом ступеней, равным 12,

потребляющая 48т/ч греющего пара давлением 255кПа на входе в установку и
34кПа на выходе из нее.
Морская вода
Цирку дяционный
насос
Рассольный.Г
Танк
ъ±
Питательный Перепускной Перепускной
насос насис насис
Рассол
Г
дистиллята-
гз
■^
Выход воды
Q!
и
Рис.5.20. Компоновка оборудования двухлинейной пленочной установки на
10тыс.м3/сут
Процесс парообразования протекает первоначально в 6 горячих (t = 55°C) и
затем 6 холодных (t = 28-40°C) ступенях. Последние имеют большую длину
труб и меньший их диаметр. Удельный расход электроэнергии на собственные
нужды такой установки равен 2.9кВтч/м3 при общем расходе 5кВтч/м3
Установки с производительностью в 20-30тыс.м3/сут выполняются по подобной
схеме и их общий вид показан на рис.5.21.
Рис.5.21. Вид двухкорпусной горизонтально-пленочной установки
152

К числу наиболее существенных преимуществ, которыми обладают
установки, работающие по такому принципу являются:
тонкопленочный режим выпаривания морской воды характеризуется
высокими количествами образующегося пара на единицу длины трубной
поверхности;
- эксплуатационные начальные параметры и температурные перепады в
ступени достаточно низкие;
- геометрическая компоновка поверхностей весьма простая;
- высокие значения коэффициентов относительной выработки;
- малый расход электроэнергии на собственные нужды.
Эти преимущества хорошо подтверждаются данными для серийно
производимых установок (табл.5.2).
Таблица 5.2
Показатели установок горизонтально-пленочного типа
Показатель
Число ступеней
Коэффициент относительной
выработки, кг/кг
Расход пара, м3/ч
Давление греющего пара, кПа
Расход морской воды, м3/ч
Температура нагрева воды, °С
Потребляемая мощность, кВт
Удельный расход энергии, кВт
Размеры, м:
Длина
Ширина
Высота
Производительность установки, м3/сут
1200
8
9.3
5.4
120
64
75
1.5
27
5.0
9.0
2000
12
8.5
9.5
30
600
66
150
1.8
30
5.5
9.0
4750
15
14.0
14.1
44
1200
71
317
1.45
31
16.0
11.5
5000
12
10.1
20.5
225
1800
71
300
1.5
42
5.5
10.0
10000
12
8.7
48
225
3360
70
666
1.6
44
16
12
19000
13
10
79.2
33
4000
70
950
1.2
105
11.0
14.0

5J. СОВЕРШЕНСТВОВАНИЕ ТЕПЛОВОЙ СХЕМЫ ТОНКОПЛЕНОЧНЫХ ОПРЕСНИТЕЛЕЙ
Стремление сократить расходы теплоты на процесс термической
дистилляции привело к применению компрессии вторичного пара.
Конструктивное совершенство устройств, с помощью которых вторичный пар
опреснителя подвергается сжатию, а затем используется как основной
теплоноситель и нагревает морскую воду за счет повышения температуры в
процессе сжатия, позволило широко применить этот периодический цикл при
опреснении воды.
В схему установки включаются паро-эжекторные или механические
компрессорные агрегаты, в значительной степени повышающие коэффициент
относительной выработки. Одновременно потребуется меньшее количество
исходной воды и уменьшаются расходы химических реагентов на ее обработку.
Компрессия вторичного пара, как показывает опыт эксплуатации, остается
выгодной для установок небольшой производительности (до 10тыс.м3/сут). Так
при большой выработке (25тыс.м3/сут) компрессия повышает расход энергии на
собственные нужды до ПкВтч/м, в то время как без нее составляет
8.75кВтч/м3
Компрессию можно реализовать в схемах мгновенного вскипания, так и в
пленочных установках. Наибольшая эффективность наблюдается для
последних. Финской фирмой «Aquamax» разработано несколько типоразмеров
установок с механической компрессией вторичного пара для вертикально-
пленочных установок.
Принцип действия схемы поясняет рис.5.22. Морская вода подается на
наружную поверхность вертикальных трубок и стекает по ним тонкой пленкой.
Вторичный пар забирается компрессором и после сжатия поступает внутрь
трубки как греющий агент (рис.5.22,а). Стекающий рассол собирается в
поддоне. Элементы, входящие в состав установки приведены на рис.5.22,6.
Исходная вода в этой схеме проходит предварительный нагрев в
охладителях рассола и конденсата, через которые она прогоняется насосами и
затем собирается в общей камере корпуса, откуда откачивается
циркуляционным насосом в верхнюю часть трубной поверхности, где
растекается в виде пленки по трубкам. Образовавшийся пар забирается
механическим компрессором, сжимается и идет на нагрев исходной воды.
Конденсат пара сводится в коллектор и собирается в бак-накопитель В эту
линию включен вакуумный насос для удаления неконденсирующихся газов.
Отличительной особенностью этой конструкции является возможность
применения пластиковых материалов для греющих поверхностей.
Это объясняется низкими значениями термического сопротивления
материала (0,2-0,5 Вт/м°С ) по сравнению с металлом (15-45 Вт/м°С).
В табл.5.2 даны основные характеристики такой установки.
154

Щель
Морская вода ^^
Пленка
Уровень рассола
X)
{
;
Ш
ъ
>
ъ 1
>
ъ
_■-=- -z—=zr-
^N
{
J
Компрессор
/^
у^>
Трубка
Конденсат
Дистиллят
Компрессор
\-
25
LL
^ ~>
-0->
Циркуляционный
насис
Конденсатор Вакуум - насос
т—ШЯ —О
L-^-4fcU
-— Воэаух
L-O-
Насос
Дистнллятный
насос
fPft
г-бь—
Химикаты
шл—'
*- Дистиллят
Морская вода
Ч>
Рассол
Сброс
рассола
Подогреватель
Рис.5.22. Схема установки с механической компрессией
а) принцип действия; б) элементы установки

Таблица 5.2
Установки фирмы «Aquamax»
Тип
установки
VC15
VC30
VC50
VC100
VC300
VC600
VC900
VC1800
Произво-
дительность,
м3/сут
15
30
50
100
300
600
900
1800
Размеры
LxWxH
2.3x2x4.5
4x2.4x4
5x2.4x4
9x2.4x4
8x4x8
15x4x8
21x4x8
42x4x8
Вес,
т
3.5
4.5
5.5
10
35
60
80
160
Энергопоказатели
Потребля-
емая
МОЩНОСТЬ,
кВт
6.5
12.5
20
38
106
210
315
630
Удельный
расход
энергии
13
10
9.5
9
8.5
8.5
8.5
8.5
Общий вид установки на 300м /сут и компрессора представлен рис.5.23. Такая
установка работает при очень низких температурах и потребляемой
компрессором мощности, что определяет малые эксплуатационные расходы.
Температурный перепад равен 2,3-3°С, в то время как в обычных
установках 4-6°С. Она имеет высокую тепловую эффективность,
незначительные расходы на химподготовку воды, характеризуется простотой
конструкции и малооборотным компрессором. Агрегатное исполнение,
отсутствие сепарирующих устройств и легкое обеспечение заданной
производительности характерные ее свойства. Высокий уровень
автоматизации и хорошее качество производимого дистиллята делают ее
конкурентно-способной для обычных установок такой производительности.
На рис.5.24 даны стоимостные показатели составных частей установки (а)
применительно к схеме на 300м3/сут и удельные расходы в сравнении с
обычной установкой (б).
Подобного типа одноступенчатая судовая установка выпускается фирмой
«МЕСО», процесс парообразования в которой основан на принципе вакуумного
вскипания в трубах с механической компрессией пара.
Вторичный пар с температурой 101,5°С и давлении 7 кПа забирается
компрессором и сжимается до давления 24,5 кПа и температуры 106°С.
Совместное производство фирм «МЕСО» и «TARGA» привело к
созданию большого числа установок, характеристики которых приведены в
табл.5.3.
156

Две установки стационарного типа с механической компрессией показаны
на рис.5.25 и 5.26. Первая из этих установок, как видно из рисунка, содержит
два компрессора, обеспечивающие ее производительность 1370м3./сут.
Рис.5.23. Термокомпрессионная установка с механическим компрессором
а- общий вид; б- компрессор.
1
-
-
-
■
■■-.,
-г
.
—' -*
•г.И
м
2
в) "
. 1,
2
• .-
;Х
,■
-
-
-
Расход энергии Капитальные затраты
1- обычная
установка
2- «Aquamax»
а) на300м7сут
б) на 800 м'/сут
1
0.9
0.8
0.7
0.6
0.5
0.4
0.3
0.1
0.1
-
I
->
УМВ
«Aquamax»
/>/fs-
Г
А1
F i.
Поверхности нагрева
П Эксплуатационные
И расходы
Вспомогательное
оборупованне
Рис.5.24. Показатели установки фирмы «Aquamax»
Вторая установка способна получать 900м3/сут воды с компьютерной схемой
Управления имеет один компрессор с электрическим приводом.
157

Представление об агрегатированных установках для использования на судне по
800 и 1200м3/сут пресной воды типа PES800MMS и PES1200MSS раскрывает
рис.3.2.Они производят 75 и 110м3/сут воды при расходе энергии 36,5 и 48кВт
соответственно и имеют массу 3780 и 6750кг.
Таблица 5.3
Показатели установок MECO-TARGA
Производи Мощность Мощность Расход Расход Расход Размеры
тельность, двигателя насосов, энергии на пара, мор- LxWxH
л /сут
10
30
60
100
500
900
1400
1800
компрес-
сора, кВт
7.9
15.9
24.3
59
208
397
596
794
кВт
0.5
1
1
3
10
20
30
40
ановку,
кВт
21
48
84
130
570
949
1424
1898
кг/ч
18
43
72
112.5
472.5
720
1080
1440
ской
воды,
кг/мин
15.2
45.6
87.4
178.6
782.8
1432.6
2135.6
2865.2
2.34х
1.52x1.7
2.79x1.57
х1.91
3.2х1.9х
2.34
3.96x2.57
х2.69
7.01x5.59
х3.56
13.7х4.3х
3.56
10.4x7.32
х3.56
10.4х9.3х
3.56
Стартовый пуск всех вышеописанных установок осуществляется от
энергоисточника с соответствующей тепловой схеме температурой.
В стационарных установках большой производительности прибегают к
использованию компрессии пара эжекцией. Так в Объединенных Арабских
Эмиратах построен комплекс из четырех агрегатов производительностью
4550м3/сут каждый. Тепловая схема установки изображена на рис.5.27.
Каждый испаритель состоит из 4-х ступеней горизонтально-пленочного типа.
Начальное нагревание воды происходит в последней ступени установки, после
которой вода насадками разбрызгивается на поверхности нагрева. Паровой
эжектор забирает часть пара из последней ступени и после сжатия направляет
его в трубки ступеней. Вторичный пар из одной ступени перепускается в
158

последующие, где конденсируется на трубках и выводится из установки.
Эжектор установки получает пар низкого давления из котла.
По своим показателям установка очень экономична. Величина
относительной тепловой эффективности (количество дистиллята,
производимого кг греющего пора) составляют от 8-17 в зависимости от
стоимости топлива.
Рис.5.25. Двухкомпрессионная установка и ее элементы.
Параметрические величины и энергопотребление составляют:
Производительность,м3/сут
Температура после конденсатора, °С
Солесодержание, г/л
Морская вода
Начальная температура,°С
Расход,м3/ч
Рабочее давление, кПа
Греющий пар
Давление, кПа
Расход, м3/ч
Температура конденсата, °С
Соленость конденсата, г/л
Пар на эжектор
Давление, кПа
Расход, м3/ч
4550
38
0,01
33/16
1300
350
2400
22
62,7
0,005
2400
22,7
159

Удельные показатели
Расход электроэнергии, кВт.ч/м3 1,0
(без насосов морской воды)
Размеры
Длина, м 12
Диаметр, м 4,8
Масса, т 60
Примененные в установке материалы преследовали цель получения ее
наиболее низкой стоимости. Корпус и накопители дистиллята выполнены из
слаболегированной стали, три верхних ряда труб в ступенях титановые и
остальные алюминиевые. Конденсатор из нержавеющей стали с алюминиевыми
трубками.
Наиболее существенными преимуществами этой установки следует признать:
низкое значение верхней температуры свело к минимуму накипеобразование;
-отсутствие системы рециркуляции рассола, сказалось на расходе энергии
насосами;
-количество конденсата незначительно превышает расход пара, включая
эжектор, что компенсирует прямые потери паро-водяного цикла;
конденсат возвращается в котел после дополнительного нагрева в
деаэраторе до 105°С;
получаемый дистиллят по солесодержанию соответствует воде питьевого
качества.
160

Эта установка, общий вид которой дан на рис.5.28,послужила основанием
к созданию комплекса на 10 тыс.м3/сут.
Как показывает анализ принцип компрессии вторичного пара дает
значительный выигрыш в расходе пара от энергоносителя как в схемах с
пленочным так и мгновенного вскипания режимами.
Греющий пар
а кг/с р, Охладцщощщ, вода
6.88 КГ/С ТабЗ'С
39.45кг/с 39.45 КГ/С
ф.
тиа с
—I
I
I
Конденсат вкг/с
Вода на опреснение*
Л.
®.
Т. И С
К кг/с , 13.2 кг/с
39.45 КГ/С Ьэ.45кг/
Т-50'С
©.
т=«б с
13.2КГ/С
fc0
Конденсатор
Морская вода
6*г/с
Дистиллят
Рассол
52.6 КГ/с
Рис.5.27. Принципиальная схема горизонтально-пленочной установки с
компрессией пара эжектором.
На рис.5.29 даны две сравниваемые при равных производительностях
(29тыс.м3/сут) установки, в схему которых включены осевой и радиальный
компрессоры. Эти установки сопоставлялись при начальной низкой
температуре 49°С и расходе пара компрессором первой 130,5кг/с и тремя
второй-81 кг/с. Тепловая эффективность каждой 15 и 11 кг дистиллята на кг
затраченного топлива. В сравнении с обычными установками этот показатель на
25-30% выше.
Рис.5.28. Вид установки на 10 тыс.м3/сут.

Воздух
Газовая турбина
Паровая турбина
fcl Котел, Рёгу
Генератор д,,фф^3р Подогреватель Т
*0
Регулятор
cd
X
i ■
Питание
ТрЕ^Комп рессор-
Поширева-кш,
Ооэдух f-rtj-1
2М
I
;№&J
Сброс
« <
'
_, Пар
, S
Рециркуляция
-Турбина—| Генератор
-Q-^J
Регулятор
Компрессор I
»Перегреватель
□ !
вторичный пар
Морская вода |
Рис.5.29.Установки большой производительности с компрессией пара.
Предварительно установка пленочного типа была проработана как
одноступенчатая с получением 11тыс.м3/сут пресной воды (рис.5.30). На
вертикальные поверхности нагрева, формируемые 44тыс. трубок диаметром
25мм, вода поступает через специальный ороситель.
Вал —" ~ьт=.-р1~ Компрессор
Рис.5.30. Одноступенчатая установка с радиальным компрессором.
162

Компрессор забирает пар с давлением 11,5кПа и сжимает его до 15,6кПа. Пар
на компрессор предварительно сепарируется. Конденсат вторичного пара
собирается в поддон и отводится из установки.
Если сравнивать установки с механической компрессией при равных
условиях, то их показатели эффективности несколько ниже. Так для
производительности в 1500м3/сут расход электроэнергии на электропривод
компрессора мощностью 545кВт равен 12, а при эжекторном сжатии
2кВт.ч/м3
5.3. ОЦЕНКА ТЕПЛОВОЙ ЭФФЕКТИВНОСТИ ТОНКОПЛЕНОЧНЫХ ОПРЕСНИТЕЛЕЙ
Основное различие в режимах парообразования термических
опреснительных установок заключается в процессах теплопередачи,
протекающих на поверхностях нагрева. Тонкопленочные опреснители более
эффективны как с термодинамической так и теплофизической точек зрения по
сравнению со схемами мгновенного вскипания.
При расчете тепловых схем определилась тенденция решения нескольких
задач, каждая из которых должна после соответствующего анализа
способствовать снижению затратна получение пресной воды.
К числу этих задач относятся.
-составление алгоритма, основанного на математической модели тех
процессов, которые протекают в отдельной ступени установки, так как все
остальные ступени при многоступенчатой схеме работают идентично.
Математическая модель содержит систему уравнений изменения температур,
давлений и уровней испаряемой воды;
-термодинамический анализ элементов установки и эксергетических
потерь в ее элементах. Оценка эксергетического К.П.Д и связь величины потерь
со стоимостными затратами на процесс опреснения;
-оценка процесса теплопередачи для передающих поверхностей и
установление их оптимального размера.
Рассмотрим современный методический подход к решению этих задач.
Для установки с вертикально-пленочной ступенью (рис.5.31) температура
морской воды в камере изменяется по закону
л. _„ w;(t„-t.)
где W„ количество воды, поступающей в верхнюю камеру ступени; W,
общее количество воды в камере; t„, t, - температура воды в верхней и нижней
камерах; х - время.
Изменение концентрации солей в верхней камере

dbj _W(bH-b,)
dx WH '
где WH - количество рассола в нижней камере.
Рассол я следую-
щей ступени
Рис.5.31. Расчетная схема вертикально-пленочной ступени
Для температуры рассола в нижней камере
dtH _ (Wro,-Dm)Cp(tro,-tH) + C,,WH(tH-tH) Q.
dx
cpwB
cpwH
где Wn„ - количество испаряемой в пленке воды; D^ - количество вторичного
пара из пленки; WH - количество рассола, поступающего в нижнюю камеру из
предыдущей ступени.
При условии, если —''-Ах -(tk - t^ < 0, то в этом случае, поток пара за счет
dx
испарения в рассольной камере D„ = 0. В этой формуле tk - температура кипения
в данной ступени. В том случае, когда —''-Ах -(tk - t„) i 0, количество пара в
dx
нижней камере находится как
D„ =
QiAx-CW^-tJ
ГсрДт

Концентрация опресняемой воды в нижней камере изменяется по зависимости
<*Ь„ _WH(bH-bH) + Wnn(bB-bH)
dx WH
где b„ b„ - концентрация воды верхней и нижней камер; Ь'„ - концентрация
рассола в нижней камере.
Давление в ступени
dP_5 p [Dji+(h;n-hBj]|DIBI[i+(i;n-iBn)] G |
dx 3Dra| c;tm cptn kj*
где DV - количество пара из предыдущей ступени; Dra - количество греющего
пара; h"™, h'Bn, hBn- энтальпии пара зеркала испарения нижней камеры,
вторичного пара и пленки, соответственно.
В каждой ступени температура греющего пара
Ht -^-(Droi+D'II-Gk-DB)
dtm =_P_dr
Поверхность нагрева ступени, необходимая для нагрева пленки жидкости
до температуры кипения
CBW к-t
F.--2—1пЬ—Ь.,
kF tk-tk'
где F - суммарная поверхность нагрева ступени.
Температура пленки на выходе из трубок при Fc > 1
t™ = fk[l-exP(-—)] + t,exp{-J^);
при Fc5 11™ = t
Количество вторичного пара трубной поверхности нагрева
при Fc > 1
n .kFQ-FJCt,-^)
Г-=Р

при Fc^ 1
Количество конденсата греющего пара
fr.^S-^+o-flft
n-t„
In 4
tk-tB im-ik
tv-tn
Представление модели в динамике позволяет варьировать режимные
параметры и с помощью ЭВМ определить все отклонения, которые могут иметь
место при эксплуатации.
Для горизонтально-пленочных аппаратов можно рекомендовать
несколько методик расчета их тепловой схемы с учетом работы ступени без
компрессии и при ее наличии. При расчете принимаются допущения подобные
тем, что сделаны при определении эффективности установок мгновенного
вскипания.
1. Температурные потери во всех ступенях одинаковы.
2. Количество вентилируемой массы и потоки энергии незначительны.
3. Коэффициенты теплопередачи одинаковы во всех ступенях.
4. Каждая ступень имеет равные поверхности нагрева.
5. Не учитывается возможность самоиспарения дистиллята.
6. Энтальпия низкотемпературного вторичного пара может быть
приблизительно равна hm = rm.
7 Потоки рабочих сред одинаковы по ступеням.
8. Отсутствует головной подогреватель.
Применительно к схеме, показанной на рис.5.32 поверхность нагрева
каждой ступени при равенстве коэффициентов теплопередачи kj находится
F- Qi
■Г CI
kjAtj
или для всей установки
i-i
Суммарный теплоперепад на установку

5>ti-wfn.-X&n.
i-1 i=l
здесь U и f л, - температуры греющего и отводимого пара первой ступени;
п
YAtn - средние тепловые потери. При принятых допущениях £ At n =nt„.
Откуда
i=l
F„-
1
*■ tm-'ra-ntn i-1
ZQi
Gn. t„
Рис.5.32. Тепловая схема горизонтально-пленочной установки
Среднее количество вторичного пара, поступающего в (i + 1)-ую ступень,
меньше, чем для i -той ступени на величину пара, потребную для нагрева. Это
разница между догревом в i -той ступени и вторичным паром, генерируемым
рассолом из каждой (i - 1)-ой.
Теплота, передаваемая в первой ступени равна
Q, = Gra(l+^-)Ah",
где G3 - доля пара эжектора, кг/ч; Gra - расход греющего пара, кг/ч; Ah"
разница энтальпий пара на входе в первую ступень и его конденсата.
Общее количество дистиллята и конденсата в первой ступени определяется
G„ = Gn,(b3-)^.
Gra Г
Теплота, трансформируемая во второй ступени

Q2 = Grt(l+^J-)Ah" - [Ст1С^и - tk) - ^eLCp(t, -12)],
/-»
где степень концентрирования © = ——; tb t2, tk - температуры морской воды на
Gp
входе в первую и вторую ступень и на выходе из конденсатора установки,°С.
Для третьей ступени
СЬ = От(1+-°^-)Дп" - {G^jCpKt, - tk) + (t2 - tk)] - 2 °^ -Cp(t2 - t3)},
Gm n со
здесь G„b - общее количество, поступающей в установку воды, кг/ч.
Для любой ступени
Qi = GnXl+^Ah" - {^-СрС, - tk) + (t2 - W) +...+(tM - tk)] -
-(i-l)^-Cp(tM-ti)}. (5.1)
n со
Общее количество теплоты, передаваемой во всех ступенях установки
Q=ZQi
i=l
Это количество теплоты складывается из трех составляющих
Q = Qbt - (qn - q„),
где qBT, qn, q„ -количество теплоты вторичного пара, догрева и испарения, Вт.
Каждая из них является частью уравнения (5.1). Значения qn и qH малы по
величине и их можно не учитывать. Тогда температурный перепад на ступень
будет равен
At_ tM.-t'n,-PAtn
n-1
где t»o, - температура морской воды на выходе из головного подогревателя (это
первая ступень установки).
Температура рассола в любой ступени

ti = W[(tm-fn,)--AtJ.
n
Так как доля
qn=^Cpt(tM-tO (5.2)
n
i-1
Тогда £( tui - tk) можно найти
i-l
I {tm -[(U - t'm)1 - AtJ - tk } - n(tra- At) - ^-(U - t'm) - nAtk. (5.3)
i=i n 2
Количество на выходе из конденсатора установки
П Т|э
при условии, что
-=Q1 = Gm(l+—)Ah",
П Т|э
т|э = —— - коэффициент, характеризующий работу эжектора.
Gn,
В соответствии с уравнениями (5.2) и (5.3) можно определить величину
Доля самоиспарения q„ вычисляется
чи=^-Ср[1-1р+ At(n-1)].
п со
Все три величины qBT, q^ qM позволяют оценить суммарное количество теплоты,
участвующей в процессе парообразования. Количество, подаваемой на
опреснение воды лимитируется либо степенью концентрирования ш, либо
необходимостью обеспечить потребную плотность орошения поверхности
нагрева. Эта величина оценивается как

Gmb= —*
G. со
n to -1
Количество теплоты, расходуемой в конденсаторе установки
(^ = Q . G,r" = Qk = ^ - Sn-i".
n n пэ
Получаемое в первой ступени количество теплоты
Qi = Gm(Gra + G,) г" = Gm(l+—) г" = S.
Т|э П
Откуда расход греющего пара
п Т1э +1 Ah"
Температура морской воды на выходе из конденсатора
t =t +rQr ^ \ r" i_L_
п т)э +1 Дп G^Cp
Этот поток воды после конденсатора поступает в опреснительную установку.
Если необходимо уменьшить количество подаваемой в установку морской
воды, то часть воды G^ из конденсатора сбрасывается. Полученный тепловой
баланс позволяет определить потребную поверхность нагрева для установки
F - 1 П°-
k« (tra-tra-nAtn)
и соответственно для конденсатора
F=-Q_
kkAtk
гдеАИ('.-У-(';-У
/(tra-tk)
17(1

С тем, чтобы рассчитать удельный показатель, определяющий относительную
выработку полученные выше значения находят
1* =,
При сравнении установок горизонтально-пленочного типа и мгновенного
вскипания с заданной производительностью в 1000м3/сут при двух вариантах - с
парокомпрессией и без нее для тонкопленочной установлено, что по потребной
поверхности нагрева (рис.5.33) и получения равных значений d
тонкопленочный опреснитель, работающий при давлении греющего пара
ЮОкПа, должен иметь большую поверхность теплообмена. При этом принято,
что начальная температура поступающей нагретой воды в первой 60°С, а во
второй 105 СС.
-умв;
-тоу.
16 Выработка, d
Рис.5.33. Поверхность нагрева установок в зависимости от коэффициента
относительной выработки
Если давление греющего
парокомпрессию с отношением
пара повысить
до ЮООкПа и применить
1, то улучшения эффективности не
наблюдается (рис.5.34). В тоже время парокомпрессионная тепловая схема
требует меньшую поверхность нагрева (рис.5.35) по сравнению с
тонкогшеночной без нее.
20000
Пар ЮООкПа
-УМВ
-«-ТОУ+KJ
2 Л 6 6 10 12 14 16 Выработка, d.
Рис.5.34. Потребная поверхность нагрева в функции от d
1 -установка мгновенного вскипания; 2-парокомпрессионная горизонтально-
пленочная
171

При увеличении начальной температуры воды в обеих схемах до 105°С
(рис.5.36) наблюдается значительное снижение поверхности нагрева, даже без
парокомпрессии. Однако анализ показывает, что повышение температуры
нагрева морской воды в установке тонкопленочного типа имеет оптимум, при
котором наблюдается наибольшее значение d (t = 110°C, d = 14). Дальнейшее
возрастание ее не влияет иа эффективность процесса дистилляции.
160000
160000
•^ коооо
.- 120000
| 100000
В 60000
J 60000
К 40000
20000
о
Рис.5.35. Сравнение поверхностей нагрева у двух тонкопленочных установок
Стоимость установок при d 8-9кг/кг примерно одинакова, а достижение
большей выработки дистиллята делает первую менее экономичной, но следует
учитывать, что такое значение d в установке мгновенного вскипания можно
получить при 24-ступенчатой схеме, в то время, как для пленочной необходимо
только 4 ступени.
10000
-j 6000
£ бооо
3 4000
о
U 20O0
О
Рис.5.36. Влияние температуры нагрева воды на величину необходимой
поверхности
С тем, чтобы установить влияние параметрических (температура нагрева
морской воды, температурный перепад в ступенях), а также конструктивных
элементов на тепловую экономичность тонкопленочного типа проведен анализ
схем в одноступенчатом исполнении и четырехступенчатой установки,
описание которой изложено в п.5.2.
На основании энергетического баланса одноступенчатой горизонтальной
установки, диаграмма TS, для которой приведена на рис.5.37, а схема на
рис.5.38, получим
-TOY J
-ТОУ+Kl
10 12 и 16 Выработка, d
4 6 8 10 12 14 16 Выработки, d

(Gm + G3'XV' - h,') = Gm.CpCT! - T,.') + Gf„
где Ь," -энтальпия пара на входе и выходе; G3' - количество пара, отбираемого
из установки эжектором, кг/с; Т„'- температура воды на выходе.
Этрошш, ^Дж/(к|К)
Рис.5.37. Диаграмма TS -ступенчатой парокомпреесионной установки
1-температура на выходе из испарителя; 2-тоже на выходе из сопла из эжектора;
3-тоже на выходе пара из эжектора; 4-тоже пара на входе в первую ступень; 5-
тоже конденсата греющего пара на выходе ступени
Количество теплоты для нагрева исходной воды, Вт
QH = G^CpRT, - Тц.) - TJni + Сдг(1 - Ь_),
MB *ВП
где Т0 - температура рассола на выходе из установки; Тм - температура воды
после конденсатора.
С учетом полезной теплоты образующегося пара ( на выходе из эжектора)
Площадь составит
Qh" - (Gm + G,')(h," - V) - ВД - Si').
где G3' - расход пара на эжектор от отбора.
Уменьшение потребного количества теплоты за счет эжекции вторичного пара
оставит AQH = QH' - QH- Поток пара, произведенного в испарителе частично
забирается, эжектором и остальная его часть идет в конденсатор, где исходная
вода подогревается этим паром. Тепловой баланс конденсатора выражается
Gkrk = GmbCpCTm, - Тмв').
Количество теплоты, участвующей в процессе нагрева в конденсаторе

Qk = Ga.CpICr,. - T„') - TJn-Je- ].
С учетом имеющихся тепловых потерь
Qk' = СкГк(1--^).
ВХОД РОДЫ Опресняемая вида
горжчей Ступень I (подогреватель) г
Четный ряд
,, Нечетный ряд
Дистиллят
Продукт 1 Ga
. Мореная вола и рассол
" Дистиллят и греющая вода
- Вторичный пар
Сброс рассола
♦Выход мирский
виды
Води ш опреснение
Подогреватель
Греющая
Опресняемая вода
I 11 I I I I м i I, i i i ■, i i i и i i
Пар
т
т
Рассол от предыдущей ступени
Ступень i . Q.j "Гц
]—>• Пар
0„
I I I I I I I I I I I II
Парит
Рассол G,/2,Tp, Рассол G,/2,Tpi
Рассол в следующую ступень
о:т,
предыдущей ступени
"(ID
'* 'f
Рис.5.38. Схема энергопотоков горизонтально-пленочной установки

Возможная разница составит AQk = ОУ - 0> При рассмотрении всей установки
потребное количество энергии составит Qy = Gm(h" h'3) или в удельном
с-»
выражении qy = —— (h" - h'3).
°д
Общий энергобаланс одноступенчатой установки равен
Gra(h" - h',) = G3'h'3 + Gkh'„ + (G„ - GJhp - G„hM.
Удельная экономия тепловой энергии на установку
Aq=^TU[(h"-h'3)-T0(S"-S')].
°д
Дополнительные количества теплоты, получаемые за счет отбора вторичного
пара Gj, вторичным паром, поступающим в конденсатор Gk и разности G'^ - Gfl
выражаются
Q, = G3'[(h',-h'„)-TaCpln^]
MB
ИЛИ
СЬ = G,'CP[(T, - Тм) - TJn-^- ],
вносимого вторичньш паром в конденсаторе
Qk-GktCr-'-T'^-TJn^i],
* MB
разницей полученного дистиллята по отношению к поступившей на опреснение
воды
Од = (G„ - GA)[(T„H + е - T'm) - TJn^Jti ],
* MB
где Т„" - температура насыщенного пара в ступени; е- к.п.д. эжектора.
Значение к.п.д. эжектора в соответствии с его энергобаллансом
c_G3'[(h3"-hH')-T0(S,-SH")]
G„I[(h"-h,")-T0(S"-SJ)] '

Если провести определение показателей для тепловой схемы
четырехступенчатой установки, описание которой изложено выше (п.5.2), то ее
первая ступень будет иметь
(Gn, - G,') (h", - h'„) = G„iCp[(Ti - T„) + Gfllr,
и
Aq«. = (Gra + G,') [(h", - h'H) - T„(S, - S„')] -
- GieICp[(T1 - T„) + TJni] - Ge,r,(l-i).
*мв *вп
В этой зависимости h' - энтальпия (Gm + G3') количества конденсата из первой
ступени. Часть этого конденсата возвращается в котел, в то время, как величина
G3' переходит в дистиллят. Вторая ступень соответственно
Gfliri + (Gmbi - Gji)Cp[(Ti - Т2) = Gmb2Cp[(T2 - Тмв) + G^
и
ДЧн2 - G,,r,(l-b.) + (G», - GAi)Cp[(T, - T2) - TjA -
т, т2
- 0,вг,(1-J-) - С^СДО - Т„) - TJni].
Потоки Ga\ и (Gmbi - Gfli) нагреваются паром и рассолом из первой ступени, в то
время, как поток Gwij и G^ генерируют вторичный пар во второй ступени
(Ga2=Gp2 + G„2).
Количество пара от испарения пленки
Gia-(Giei-GAi)Cp(T,-T2yrI,
а от самоиспарения рассола
GP2 = Gjiri - GMB2Cp^rI - Тм„у г2.
Для любой 1-ой ступени уравнения имеют подобный вид.
Концевой конденсатор установки описывается
GUn = Gmj Ср(Тмв - Т'мв),
Aqk = Gkrn(l-^) - Gj'CpKT» - Т'„) - TJnb».],
*П * MB
где Gm»11 - количество исходной воды на охлаждение конденсатора.
176

Количество производимого дистиллята на установке
G« = LGi = Gi + Gi+...+ Gn.
Значение Gn = G,' + G^.
В основу анализа показателей для данной установки положена величина
г*
d=——, значение которой находится после расчета Ga и Gra, определяемая
перепадом температур на установку AT.
Уменьшение этой разницы (температура насыщения компрессированного
пара минус температура кипения испаряемой в пленке воды) может быть
достигнуто или увеличением поверхности нагрева или коэффициента
теплопередачи со стороны греющего пара.
Для одноступенчатой установки (рис.5.39) с: компрессией пара эжектором
G„
повышение AT вызывает снижение
при одновременном росте удельного
расхода теплоты.
& 2500
Темпераггурный перепад
Рис.5.39. Удельные показатели установки пленочного типа
Необходимость применения для компрессии пара высокого для
тонкопленочной установки значительно выше, чем у установок мгновенного
вскипания. Однако, если обе схемы работают на паре, получаемом от котла,
Расходы топлива на них одинаковы. Если они потребляют пар из отбора
турбины, то первая оказывается более эффективной. Высокие значения
тепловой эффективности могут быть достигнуты даже в одноступенчатой
Установке.

Уменьшение ДТ увеличивает необходимую для парообразования
поверхность нагрева (рис.5.40) и соответственно стоимость установки.
g и_| ■ i—■ i ■ i ' i ■ i i i ' I
5' 2 4 6 8 10 12 К 16 ДТ
Рис.5.40. Влияние AT на поверхность нагрева опреснителя
На рис.5.41 можно видеть, как изменяются в зависимости от перепада на
ступень удельные расходы теплоты на элементах установки.
«Дж/кг еоо
-I——1—■—I——i ' I '—г-■—г ■ I
2 U 6 3 10 12 14 16 AT
Рис.5.41. Удельные расходы энергии на элементы установки тонкопленочного
типа
При многоступенчатой схеме с пароэжекцией эффективность ее существенно
зависит от числа ступеней (5.42). С ростом температуры на первой ступени
наблюдается уменьшение ——, при этом наибольшее значение имеет место при
Gm
большем числе ступеней в установке.
Наибольшую поверхность нагрева требуется обеспечивать при равных
значениях Ti в установке с большим числом ступеней (рис.5.43). При этом

разница между значениями падает с повышением температуры. Удельный
расход энергии наивысший в установке, где число ступеней минимальное.
| 9
» в
-5
4
-| I I I I I '«с
вО 70 ВО 00 100 НО 120
Темперитура.Т,
Рис.5.42. Влияние температуры на входе в первую ступень установки на ——
В 370
1 320
5 z70
§• 220
n
о
I170
120
s
5 70
) V"
\з
\ \
\ 2
V
\^
\
а)
_,
1 -n = 6;2-n = 8;3-n = 10
кДж/кг
80 70 (О SO 100 НО 120
Температур», Т„
«О 70 80 90 100
Температур», Т„
Рис.5.43. Зависимость удельной поверхности нагрева (а) и расхода энергии на
установку (б) от Т и числа ступеней п.
сп.ку г-
Конденсат
Многопоточнын подогревательСМЮО
Подогреватель^Ю q
Сепаратор (DS) -^*-
Дистиллят
Рассол
Рис.5.44. Тепловая схема установки с регенерацией теплоты.

Повышение эффективности установки можно обеспечить, если объединить
тепловые потоки рассола и дистиллята в схему с регенерацией с включением
дополнительного многопоточного подогревателя (рис.5.44).
С тем, чтобы перейти к расчету схемы на ЭВМ рассмотрим
многоступенчатую горизонтально-пленочную установку, выполненную по
двухрядной схеме, выпускаемую фирмой «Сасакура» на пределы
производительности от 500 до 10000м3/сут с числом ступеней от 6 до 10. Такую
установку (рис.5.38) можно рассматривать как состоящую из четырех
структурных блоков: нагревательный блок, функции которого выполняет первая
ступень, испарительный блок, включающий п-1 ступень и подогревательный, в
количестве п-1 единицы.
Первый блок, схема которого приведена на рис.5.38,а, описывается по аналогии
с ранее рассмотренными уравнениями баланса масс и энергии
GMB' = GpI + GBnIHbp = b0-^-,
Gpi
G|Cp"(T| - Тг) = GB„ihi" + GpiCp' Tpi - G„' Cp T„
p.. fc|F|(T.-^)
т. - t„.
In-! EL
t2-tpI
Для блока испарительного (рис.5.38,б)
G
Gp(i-2) = Gpi + G„ni и bpi = Ьи-
p«
Gpi
GBn(i-i)ri-i - Qit(i-i) - G„njhi" + GpiCpi Tpi - Gp(i-2) Cpfij) T^).
Величина Qk(i-i) - это теплота, передаваемая к исходной воде в i-1 конденсаторе.
Эти уравнения описывают процессы в ступенях Е4 и En- Для ступеней Ег и Ез
уравнения массы и энергии имеют вид
G , G
-^- = Gpi + GBni и bpj = bp 1 —f-,
2 2Gpi
G ,
G.n(i-I)ri-I " Qk(i-1) *= Gmbi" + GpjCpi Tpi - —— Cp| Tp|,
где i = 2 или 3.
180

Каждая из ступеней установки описывается
Qmi = GBn(j-l)ri.i - Qk(i-I) - №(Т„т " TBn(i-I) + Atj).
Величина коэффициента теплопередачи
ki= t 1 t , (5.4)
ttli a2i
где an, a2i коэффициенты теплоотдачи конденсации греющего пара и
испарения пленки, соответственно.
Любой из конденсаторов-подогревателей (от i=l до п-1) характеризуется
уравнениями
г\ -г г гг т \ ^Ь^кСГвт ~ Тк(1+1)) - (Tini - Тц)
^ki - WMBUp^lfc-il^t+I); 7~ Зт "1 '
. К1вти Jlc(i+l)J
(твп1-ти)
Qk(n-l) = ОмвСп.1(Т)с(п-1) - Тмй).
Коэффициент теплопередачи для конденсатора-подогревателя рассчитывается
по аналогии с уравнением (5.4).
Конечный конденсатор установки описывается
i=n
6д= ZGBiri»
М
i=n-l
Qkk = G,nnh„" + £ G^ Ср/Тда = GtaCjnafJmi - Thbi),
M
Для всей установки находим
Gvb' = Gfl + Gp(„-i)+Gpn,
Gm'bo = Gj^n.^bj^n-o+Gpnbpn,
Gib)c(Ti - T2) = (Gmb - Gvb') Cp Tm,2 + GBn(„.i)Cp(„.i)Tp(n-l) +
+ GpnCpnTpn + GflCp'Tfl - GmbCpTvbi-
Схема компьютерной программы для расчета горизонтально-пленочной
Установки показана на рис.5.45.
181

Given data and system
maters mJw.mh,T,w(l).Th(l)
Start Iterative calculation*
for the heater (El)
—, I .T~
|Адвцте ATnra4 C|
ElUmate Th(2) and Qv depending on Tr»(2)
also.calculate my(0
Calculate Uh«nd LMTDhfrom T=, (1)
also,find out Чь - JLh»LMTDh'Uh
Compare Q^wlth Oil
new value for mv(l)
,and estimate
call It rn^(l)
| Increas ATnt ^t-
is [m¥(l)-m;(l)]
<small number
1 Уяя
From 1iw-(2),Th(2) and assuming equal
temperature dlstrlbuUon find Tb(l),t,(l)
|Start calculation for erfactsE2...nT|
IX
-ЧГ
Find m,(l).Uev(i).Up(l)
c(l) and mD!l)H
СЪешле
t¥£fa
Ь.Т
|)+Тг»-(г)]/г
Find qc = A «LUTDc'U
From qc find T.w(2)
Is [Tiw(20)-T!nr(2)]<
вт&Л number
1 Vr^
Print TUO.c(0.m.(l).Ue(l).TB,(i)
up(i). ud <Wd4<2)S',nr(2).ue ic shc)
Рис.5.45. Схема компьютерной программы для расчета горизонтально-
пленочной установки
182

При реализации программы на ЭВМ следует учесть следующее:
1. Необходимо задаться приблизительным значением разницы температур
морской воды на входе и на выходе, ориентируясь на реально действующие
установки.
2. Исходить из предположения, что потери температуры во всех
элементах установки одинаковы.
3. Сделать первые оценки температуры нагретой воды на выходе Тг в
предположении приблизительных значений потоков и температур дистиллята и
рассола.
4. Оценить тепловую нагрузку для головного подогревателя и значение
температуры на выходе из него.
5. Выполнить оценку величины образующегося пара в подогревателе GB„i.
6. Рассчитать первое значение количества рассола в подогревателе Gpi, на
основе баланса масс.
7 Определить концентрацию рассола на выходе из подогревателя.
8. Найти значение коэффициента теплопередачи к].
9. По величине к] определить нагрузку Qj.
10. По значению Qi уточнить значение GBni.
11. Потоки вторичного пара, полученного в подогревателе GBni, при шагах
5 и 10 уточнить. Если различие будет значительным, то принять новые значения
At„ и повторить операции, начиная с п.2.
12. После получения наилучших значений Qj оценить величину Тюй.
13. Температура рассола, распределяемого по ступеням вычисляется по Тг
и Т,о2, в последней итерации.
14. При равенстве потерь в конденсаторе-подогревателе и, принимая
ATk=Ti((i_i) - Tki постоянным находят по уравнению баланса величину Qfc.
15. Находят количество вторичного пара в ступенях по их уравнениям.
16. Оценивается тепловая нагрузка основного конденсатора и уточняется
значение Тмв2.
17. Сравнивают полученную величину Т„в2 с полученной в п.12. При
удовлетворительном совпадении печатают значения TPj и GBni и Ge.

Глава шестая
ТЕРМОДИНАМИЧЕСКИЙ АНАЛИЗ ТЕРМИЧЕСКИХ
ОПРЕСНИТЕЛЬНЫХ УСТАНОВОК
6.1. ТЕРМОДИНАМИЧЕСКИЕ ПОКАЗАТЕЛИ И ИХ ВЛИЯНИЕ НА ПРОЦЕСС ОПРЕСНЕНИЯ
При рассмотрении возможности применения опреснительных установок
для целей водоснабжения прежде всего ориентируются на удельные расходы
тепловой и электрической энергии и стоимость получаемой воды в
сопоставлении с естественными пресноводными источниками. Получить ответ
на этот вопрос возможно в том случае, если проведена оценка
термодинамических процессов, сопровождающих опреснительную технологию.
Зависимости, получаемые при расчете тепловой схемы на основа
материальных и энергетических балансов ( п.5.5) не учитывают качественных!
особенностей процесса дистилляции. Поэтому такой показатель, как удельный
расход теплоты (d), не может служить универсальной характеристикой ее
эффективности.
Совершенство процесса опреснения с качественной точки зрения]
оценивают при помощи эксергетического к.п.д. и удельного расхода эксергии
е '=пЛе-
dex i=l dex
где е0- полезно использованная эксергия; Де;- потери эксергии в элементах
установки; удельный расход эксергии, равный dex=eq+e„+eT.
В последнем соотношении составляющие имеют значения: eq- эксергия
теплового потока горячего источника; е„- затраты эксергии на привод насосов;
ет- повышение термомеханической эксергии опресняемой воды.
В свою очередь эти составляющие определяются величиной эксергетических
значений, затрачиваемых на разделение, нагревание, испарение и теплообмен
при опреснении морской воды.
В главе первой были приведены некоторые данные, позволяющие судить о
значимости отдельных составляющих, характеризующих термическую
эффективность, без конечного влияния их на эксергетический к.п.д.
Термодинамическая характеристика, какой является этот к.п.д. хорошо
согласуется со стоимостными показателями, что позволяет судить о технико-
экономическом совершенстве опреснителей различного типа. Одновременно
эксергетический анализ связывает показатели энергоисточника, работающего
на установку с ее собственной эффективностью.
1S4

Наиболее удобно прибегать к отысканию потерь по элементам установки,
а затем по их значению определять эксергетический к.п.д., так как этим
достигается более полный анализ тепловой схемы.
Основные потери имеют место в результате необратимости процесса
теплообмена в головном подогревателе, конденсаторе и ступенях установки.
Дополнительно наблюдаются потери на трение рабочих сред, а также
механические потери в компрессорах и насосах.
Каждая из принципиальных схем (мгновенного вскипания, пленочная,
термокомпрессионная) имеет свои потери. На рис.б.1. выделены потери
свойственные установке мгновенного вскипания.
Рассол Сброс ДиетиЛ- ¥схв9нлш
dodti лит 8ада
Рис.6.1. Эксергетические потери в установке мгновенного вскипания
Потеря эксергии при нагреве исходной воды в конденсаторах ступеней
^t = CpT„Gfl(ln;X"
Т -Т
■)■
(6.1)
т т
В каждой камере вскипания при перетекании воды из ступени в ступень потеря
составит
^зш^
2Тп(1дТ + Тп)
где Т0- температура окружающей среды; Т- температура пара, поступающего в
конденсатор ступени; Т„- температура насыщения пара в ступени; ДТ-
температурный перепад на ступень.
Потеря эксергии в головном подогревателе
Aen, = Gm[(h"-h')-T„(S"-S')],
(6.2)
где h ,h ,S и S -энтальпии и энтропии пара и конденсата.

В соединительных магистралях потери для пара Ле и для жидкости Ле составят
при давлении р и потерях на сопротивление Лр
A._T0GraAp(Cp-Cv)
Ле = ,
Де'=Ь£-*Р.
рТ'
Потери эксергии в окружающую среду через поверхности камер испарения F'
Ле« =
где Т- средняя температура в камере.
Потеря на обслуживающих насосах
_ kF'(T'-T0)2
Ле„=-М1-Л;)л«К,
здесь Тн температура жидкости на входе в насос; п,м,Ли - механический и
внутренний к.п.д. насоса; N- мощность насоса.
Потери сопутствующие истечению исходной воды из системы
Ae0 = Gp[(h'-ho)-T0(S'-S0),
где Ьо^о-энтальпия и энтропия окружающей среды.
Для тодпсопленочной установки (потери в которой видны из схемы рис.6.2)
* v
Г
'
ч..
N
"~~-
jy
7/"
"^ ^
—
е i ю п п is
Чаллв ступеней
Рис.6 2Эксергетические потери установки пленочного типа.
1-суммарные потери; 2-потери в подогревателях; 3-потери при испарении
пленки жидкости.
186

Процесс разделения морской воды происходит в тонкой пленке, на что
требуется меньшее количество исходной воды и поэтому эксергия для
испарительной камеры находится
Aee'-ToKW-?-—)+Дес,
где Твп- температура вторичного пара, генерируемого из пленки; Тт- тоже
греющего пара.
В подогревателях-конденсаторах потеря определяется зависимостью (6.1), а для
первой ступени аналогично (6.2). Вес остальные рассчитываются как показано
выше. Сумма всех потерь характеризует общую потерю работоспособности
установкой. Это значение позволяет установить эксергетический к.п.д.
Ч«=1
Ае;
где епода- эксергия тепловой энергии от источника.
Удельная потеря эксергии для всей установки с допущением равномерного
распределения теплоперепадов по ступеням и одинаковой их
производительности, при условии Ср= const составит
\Х = T0[(W;J- - «VA - Cp(n 1тД
Аи1
1-ю T„
где d„nl, d„nn- удельные производительности 1-ой и последней ступеней, © -
кратность концентрирования; Г], Г2,ТН1, Т™- теплота парообразования и
температура в этих ступенях; Т;= (T„i+ Tm)/2.
Удельные расходы эксергии с возрастанием числа ступеней снижаются
(рис.6.3).
ц, %
Ю 15 Число ступеней
Рис.6.3. Удельная потеря эксергии с увеличением числа ступеней в установке.

Подобный результат имеет место и при раздельной оценке потерь. Наибольшая
их доля приходится на подогреватели конденсаторы (рис.6.3) в установке
мгновенного вскипания и потери на испарение пленки жидкости.
Потери эксергни, кДж/ м3 хю3 2
О 10 20 30 ~~ 40 Число ступеней
Рис.6.4. Зависимость потерь эксергии в установке мгновенного вскипания (а) т
тонкогшеночной (б) от числа ступеней. 1-суммарные; 2-в конденсаторах; 3-приш
вскипании рассола.
Наиболее оправданным следует признать для опреснительной установки
оценку т|ех в форме
— г __ cmin
Лех-—,
где П - суммарная потеря эксергии в процессах, протекающих в установке.
Значение минимальной эксергии emjn с достаточной точностыя
определяется
ешь = 2КТ0Ь0[1-Ср(Т,'"То)'Гн].
Основными составляющими, от которых зависит П являются потери в
процессах разделения, теплообмена и гидродинамики.
Потери эксергии при разделении
П„ = T.(Spi - Sp(i.i)) + d(Si„' - Spi).
Ее значение для теплообмена
ПТ = Т0(^-^),
где Qr количество теплоты, вносимое в испарительную камеру греющим
паром;
Q2 - тоже, воспринятое вторичным паром
Величина гидравлических потерь эксергии составляет
Ч^
\
\
^.
Ч
ч
.^1
2
^ 3
188

■ w. w
Ц. = Т.£[&„(П« + ^ pBX) - Gta,(p + -м- Рвых)],
i=l
где WBX, WBbre -скорость движения воды; рщХ ,ршых- параметры морской воды на
входе и выходе из испарительного аппарата.
В относительной форме эти потери можно выразить
П„
Ир =
-,Мт =
п.
-,Цг =
п.
Величины удельных потерь находятся из уравнений теплового и материального
балансов установки.
Количество эксергии, потребляемое установкой равно сумме
необратимых потерь в элементах и эксергии, затраченной на разделение
W = £rV + £nri" + £ерам. + £lV + £nri" +
i-1 i«l i=l i=l i»l
+ П„ + Пк + Прс.
На рис.6.5. приведены данные, показывающие изменение удельных потерь
эксергии в процессе термической дистилляции для установки мгновенного
вскипания (1) и горизонтально- пленочной (2) в зависимости от числа ступеней.
96
94
V
у<.
Цр.% —
0,4
0,2
^
"
ks
i
1
^>
1
K-J
/
£^<"
^«^ "\^
^
Т-уГ
Цг,%|
1>
*
^
0 2 4 6 8 Число ступеней
Рис.6.5. Удельные потери от теплообмена, разделения и гидродинамики.

При анализе результатов (рис.6.5) видно, что наибольшие потери, как по
величине так и по их возрастанию, проявляет процесс теплообмена в элементах
установки. Меньшие р^ у установки мгновенного вскипания. Доля потерь цг
весьма незначительна. Наблюдается тенденция уменьшения др с ростом числа
ступеней.
Эксергетический к.п.д. в камерах испарения сравниваемых установок
падает для обеих схем. При меньшем числе ступеней преимущество имеет
установка мгновенного вскипания, а при большом их числе тонкопленочная
(рис.6.6). ч» %
90
80
70' . , , ,
3 g 9 Члсло ступеней
Рис.6.6. Эксергетический к.п.д. камер испарения для установки мгновенного
вскипания (1) и горизонтально-пленочной (2).
В подогревателях этих установок пех(рис.6.7) примерно одинаков.
л»'/.
80
60
40
20
2
2 4 6 8 Число ступеней
Рис.6.7 Эксергетический к.п.д. подогревателей.
На величину т|ех оказывают влияние начальные параметры греющего пара,
подаваемого на установку. Анализ эксергетических показателей указывает на
необходимость изыскания более совершенных конструкций теплообменников в

установках термической дистилляции, интенсификации теплообмена в них, что
поднимет т)ех ДЛЯ всей установки.
6.2. ТЕРМОЭКОНОМИЧЕСКИЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ ОПРЕСНИТЕЛЬНЫХ УСТАНОВОК
Чисто термодинамические уравнения не определяют выбор оптимального
типа установки, если они не связаны с ее технико-экономическими
показателями, так как происходящие при опреснении воды процессы
одновременно сопровождаются как тепловыми, так и соответствующими
экономическими затратами. Связь между ними можно осуществить через
коэффициент технико-экономического совершенства
ф = Ва
Фо i=mK+3-'
к С;
где Cj- стоимость вводимой в установку эксергии; £(Kj+3j)- сумма капитальных
и эксплуатационных затрат.
Так как увеличение т|ех вызывает возрастание суммарных затрат, то
эффективность установки в большей степени оценивает величина фл значение
которой изменяется от 0 до 1.
Ниже приведены уравнения, в которых найдена переменная
составляющая удельных затрат, как функция удельного расхода эксергии.
Критерий оптимальности показателей опреснительной установки можно
выразить через удельный расход энергии - показатель, включающий эксергию
теплового потока греющего источника eq, эксергию на прокачивание воды е„ и
удельную поверхность теплообменных устройств gf.
Величина расчетных затрат, определяющих себестоимость дистиллята
может быть представлена следующим выражением через параметры установки
Z,= Beq+fle„+Egr
Коэффициенты В, Д, Е зависят от экономических показателей и равны:
В = —^—+0.68ф^Ь.;
Д = С + фЬ.;
т
Е = ф—'-,
т

где Ст, С, стоимость топлива и электроэнергии; Кэ, К„, Кт удельные
капиталовложения соответственно на 1 кВт установленной мощности
электростанции, насосов и на 1 м 2 поверхности теплообменников; т| к, т\ rt -
к.п.д. котла и турбины; т время использования установки в году; <р -
коэффициент, зависящий от доли амортизационных отчислений и нормативного
коэффициента.
Для тонкопленочной установки эксергии eq и е„ находятся по формулам
„_Н_Л То V г - l Un пЧ.Л П-1 (Т0-ТН-ДТ„)
ед-й^-—),е„-——[(рн-рт)+А,—-Ср —— +
Ти РЛА п 2к1Дти
(dT - d0 - сДтн)п ln-^ "—^ '—*—
+ А2 ^Ь ],
K2(To-T,,-AtJ
здесь Т„ - температура греющего пара энерго источника; р - плотность воды;
Г|И - к.п.д. насоса; К|,к2 - коэффициенты теплопередачи головного подогревателя
и конденсаторов ступеней; р„ - требуемое давление пресной воды; рт - вакуум в
последней ступени; Ai, Аг - коэффициенты, зависящие от типа теплообменника.
Удельный расход теплоты
. _ Гср . СрДтн П + 1
n 2d0 п
где dc^GJGta - удельный выход дистиллята.
Суммарная поверхность теплообменных устройств в установке
n(d0rcp-CpAT„
к2(Т„-Ти-Дтн)
где Т0, Т„ - температура греющего пара и исходной воды; Дт„ - недогрев в
ступени.
Термоэкономическое моделирование позволяет производить структурные
изменения тепловых схем и устанавливать оптимальное решение для них.
Оно помогает исследовать большое число альтернативных решении, чтобы
найти наиболее рациональное из многих других.
Для расчетов по такой программе необходимо располагать:
банком данных термодинамических параметров (давление, температура,
энтальпия, энтропия) всех потоков и происходящих в установке процессов;
192

- величинами, позволяющими определить стоимость топлива, энергии, воды,
сбрасываемых сред;
отработанной системой, в соответствии с которой можно обеспечить
экономию, видоизменить процессы, согласовать и решить возможные варианты.
Эта программа позволяет связать эксергетические характеристики со
стоимостными, что дает возможность получить более точные значения
стоимости производимой воды
Как уже отмечалось1 ранее задача оптимизации состоит в минимизации
объективной функции
3 = ICIGr+ICJC-ICsN, + CI> (6.3)
где Ст, С, - стоимость топлива и электроэнергии; GT - удельный расход топлива;
N,- удельный расход электроэнергии; Q< - удельная стоимость оборудования; К
- капитальные затраты на сооружение установки; Q - постоянная остаточная
стоимость.
Капитальные затраты в основном зависят от поверхностей нагрева установки и
находятся
К= CfF,
где Cf- удельная стоимость поверхностей; F - суммарная поверхность.
Для электроэнергии и производимого дистиллята уравнение (6.3) без учета С,
примет вид
3 = C,GT + iCJXf - C,N, - C^G»,
здесь С™ -стоимость морской воды; Gm, -ее расход.
Суммарный эксергетическии баланс всех потоков рабочих сред на установку
равен &,+ емв+Zei +е0 -ет, где е,, вмв, &г, е0- эксертии электроэнергии, морской
воды, топлива и сбрасываемого рассола; 2е; потери эксергии всеми
элементами установки. Целевая функция в соответствии со вторым законом
термодинамики
1(Сл + CCf) + ZCde0 + (С - Cd)ет - (С, - Cd)е„ = 3, + 32 (6.4)
где 3], Зг - целевые функции, подвергаемые минимизации с помощью ЭВМ, как
два слагаемых уравнения (6.4).
Стоимостной показатель потерь эксергии
Ca_CTGT+C3N + CM>GtlB
ет+е, +ею
Каждое из значений эксергии находится

Q, = Q(i-£);
р
&r =(h - T0S - I|iXi)GT
В этой зависимости SuiXj = RT0£xjln a/ao, где Xi - масса и ц; - химический
потенциал для топлива; ai, a,, - коэффициенты активности.
С термодинамической и экономической точек зрения опреснительные
установки наиболее целесообразно комбинировать с энергетическими с
интеграцией на двухцелевое назначение, в которых пар высокого давления
используется на выработку электроэнергии, а низкопотенциальный пар из
отбора турбины употреблять на термическую дистилляцию. Создание такой
двухцелевои установки, в особенности с большой производительностью,
характеризуется высокой стоимостью. Разработчик, принимая во внимание все
необходимые факторы, должен гарантировать, что технологически и
экономически конструкция установки будет выбрана правильно и что
пропорциональное распределение стоимости электроэнергии и производимой
воды удовлетворено. Такое решение можно получить на основе термо-
экономического анализа, построенного на методике описанной выше.
При сравнении пропорциональным методом распределения затрат
различного типа установок двухцелевого назначения предполагается, что они
имеют идентичную производительность и обеспечиваются энергией от
одинаковых источников, что позволяет применять при оценке стоимостных
показателей так называемый электрический эквивалент стоимости энергии С,*,
как отношение полных годовых расходов Сю к количеству вырабатываемой
электростанцией энергии.
Значение d, при пропорциональном распределении можно выразить как
функцию Б, и производительности опреснительной установки Ga при стоимости
энергии С,, дистиллята Сд и пара С„. Полные капитальные расходы Сга
двухцелевои установки складываются из их величины на выработку
электроэнергии Кэ, теплоты для опреснителя КоУ, общих расходов на
электроэнергию и теплоту К0 и на сброс рассола Кр.
С0 = К, + К0у + К,, + Кр.
Общие расходы К0 пропорциональны затратам эксергии на электроэнергию е, и
пар е„ и зависит от затрат ее на топливо ет в котле, расходуемой на получение
пара и электроэнергии. Эксергия затрачиваемая только на выработку
электроэнергии е, определяется суммой потерь в турбине, конденсаторе,
генераторе, количеством вырабатываемой электроэнергии и механическими
194

потерями. Еедоля на производство исключительно пара равна е п. Эксергия e^,,
учитывающая как выработку пара, так и электроэнергии слагается из
пропорционально распределенных еэ и е'п. Эксергия топлива - это сумма затрат
ее в парогенераторе, подогревателях, насосах и на вспомогательные нужды.
Тогда величины е, и е„ можно представить
еэ = е'э + еэп , э , ,
' еп
е + е
Стоимостные затраты на производство теплоты и электроэнергии
е +е
Коу = Qi +~; ~Оэп
е + е
где СэП- осредненная пропорциональная стоимость теплоты и электрической
энергии.
Величина Кэ в дальнейшем включается в нахождение стоимостных расходов на
электроэнергию К%, производимую станцией и ее величину потребляемую
опреснительной установкой Кэсу пророрционально потребляемыми ими
мощностями N'3 и Noy на собственные нужды
N'
V3 — V э •
Л э — Л э »
N3
N
К.*-к',-^,
N,
где N, - мощность электростанции.
Суммарные затраты на производство дистиллята составят
Кд = Кр + Коу + Кэ
Результаты анализа различных типов установок термической дистилляции:
мгновенного вскипания, вертикально - и горизонтально - пленочных в широком
195

диапозоне коэффициента тепловой эффективности, выполнненого по такой
методике в сравнении с установкой обратного осмоса приведены в табл.6.1.
В основу расчетов была положена суммарная производительность на
установках 228 тыс. м3/сут, которую обеспечивают четыре прямоточных
мгновенного вскипания установки с единичной выработкой 72 тыс. м /сут,
восемь установок вертикально пленочных по 36 тыс. м3/сут и столько же
горизонтально пленочных и двеннадцать параллельных блоков обратного
осмоса по 24 тыс. м3/сут каждый.
Таблица 6.1.
Сравнительные стоимостные показатели различных типов установок
Тип установки
Мгновенного
вскипания
то же
тоже
Вертикально-
пленочная
то же
Горизонтально-
пленочная
тоже
то же
Обратно-
осмотическая
G„/G„
13,5
П,5
9,5
21
17
13,5
11,5
9,5
Максималь-
ная
температура
т,,°с
125
ПО
98
120
100
70
65
60
с*,
цент/кВт.ч
9,79
9,91
10,01
8,38
8.37
8,25
8,33
8,44
8.13
с,,
цент/кВт.ч
5,97
5,89
5,77
6.0
5.96
5.89
5,85
5.69
6.10
с*
долл/м3
1,36
1.42
1,48
0,95
0,96
0,96
1.0
1.П
0,795
При оценке величины С,к (рис.6.8) и Сд в зависимости от коэффициента
тепловой эффективности, что более целесообразно при двухцелевом назначении
использование установок тонкопленочного типа.
Термоэкономический анализ различных по принципу действия
опреснительных установок в сочетании с работающей электростанцией
позволяет оценить их как по стоимости производимого дистиллята, так и по
общим затратам электроэнергии.
Прежде всего следует сказать, что при условии высокого уровня и малых
затратах на подготовку исходной воды обратно осмотический процесс при
энергообеспечении от газотурбинной электростанции характеризуется наиболее
низким эквивалентом электрической стоимости и стоимостью конечного
196

продукта. Среди двухцелевых установок термической дистилляции
преобладание по этим показателям у установки горизонтально пленочного
типа а затем вертикально - пленочного. У первых мбжет быть получено лучшее
значение эквивалента Сэк, а у вторых ниже стоимость производимого
дистиллята. Для термических опреснительных установок эти показатели
уменьшаются с возрастанием коэффициента тепловой эффективности d и
температуры нагрева морской воды в головном подогревателе.
При одинаковых величинах d для установки мгновенного вскипания оба
показателя выше чем у тонкопленочных.
Оценка тепловых схем двухцелевых установок по стоимости
производимой воды методом эксергетического распределения дает более
правильное ее значение по сравнению с анализом по капитальным затратам.
Стоимость энергии на установку, доллДкВт.ч)
YMB
ее
ее
9.4
9.2
9
М
«.в
В.4
»л
а
ВТОУ^ ^_ __ .ГТОУ_
ОУ
9.5 11.5 13.5 15.5
Стоимость опресненной воды, долл/м3
19.3 21.5
Относнтеьная выработка, d
1.4
1.3
1.2
1 1
1
0.9
(17
—--^ —. б)
""-—. а)
..._ ВТОУ " б)
ОУ
-
3~-Поу_ 1
9.3 11.9 13.3 155 17 5 its 215
Относнтеьная выработка, d
Рис.6.8. Оценка экономической эффективности установок по Сэк и Сд.
а- по обычной методике; б- эксергетическим методом.
197

Глава седьмая
ОПРЕСНИТЕЛЬНЫЕ УСТАНОВКИ ОБРАТНОГО ОСМОСА
7.1. ТЕХНОЛОГИЧЕСКАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА ОПРЕСНЕНИЯ ОБРАТНЫМ ОСМОСОМ
Развитие мембранной технологии выдвинуло в число промышленно
используемых типов опреснительных установок, установки обратного осмоса.
В количественном отношении они опережают термические и догоняют их по
производительности. Общее число их в мире достигло 4890 единиц, а
производительность составила -2285 тыс. м3/сут. Среди стран, имеющих
наибольшее количество таких агрегатов в США сооружено 31,1% от общего
числа в Саудовской Аравии-18,8 %, Японии- 10,5%. При этом необходимо
отметить, что большая их часть (до 65%) перерабатывает сбросные и речные
воды.
Большой интерес к технологии опреснения обратным осмосом
объясняется тем, что по своим энергозатратам этот способ несколько
выигрывает по сравнению с дистилляцией, в предположении получить воду
более низкой стоимости. Анализ показывает, что производство воды по такому
принципу в последние годы снижается. Так если в 1989г. на этой основе
получено 506 тыс. м3/сут воды, то в 1992г. лишь 426 тыс. м3/сут.
Опреснение воды обратным осмосом зависит от исходной концентрации
солей, осмотического давления воды и получаемого продукта, давления на
мембрану, рекуперации энергии, остаточной энергии сбрасываемой воды.
Процесс обратного осмсса перспективен и при решении ряда технических
проблем он может стать конкурентоспособным с термической дистилляцией.
Физическая сущность опреснения обратным осмосом основана на
диффузии веществ через полупроницаемую перегородку, разделяющую раствор
и чистый растворитель Такая мембрана пропускает воду и задерживает
растворенные в ней соли. Если мембраной разделены растворы различной
концентрации, то происходит фильтрация воды через мембрану из менее
концентрированного в более концентрированный раствор. Движение воды в
обратном направлении к более концентрированному раствору, обеспечивается
созданием соответствующего давления. Если в объеме, разделенном
мембраной, с одной стороны находится пресная вода, а с другой -морская, то
пресная вода начнет через нее проникать до тех пор, пока давление молекул
пресной воды с обеих сторон не уравновесится. Полученная разница уровней
при равновесии характеризует собой осмотическое давление, которое зависит
от разности концентрации солей в опресненной и морской воде по обе стороны
мембраны.
Для того чтобы опреснить воду, необходимо создать давление на
морскую воду, превышающее осмотическое, и вызвать тем самым обратное
юа

фильтрование пресной воды. Такой процесс, как отмечалось во второй главе,
называют обратно-осмотическим. Он протекает без фазовых превращений, что
позволяет снизить затраты энергии на разделение до минимальной
термодинамической энергии (см. п. 1.5).
На увеличение энергозатрат при опреснении обратным осмосом влияет
концентрационная поляризация, так как проход молекулы воды через мембраны
вызывает повышение концентрации солей у их поверхности, что приводит к
снижению скорости фильтрации и степени опреснения из-за уменьшения
гидротации ионов вследствие падения эффективного давления, вызываемого
возрастанием осмотического. Происходящая при этом закупорка пор в
мембране солями ухудшает работу установки и требует дополнительных
расходов энергии для снижения концентрационной поляризации за счет
увеличения скорости течения исходной воды и турбулизации потока.
Общий расход энергии на ведение процесса обратного осмоса зависит от
гидравлических потерь в модулях, мощности, потребляемой насосной
установкой, прокачивающей воду, от затрат энергии на ее подвод и
предварительную подготовку
Расход энергии может быть рассчитан, МДж/м3
ФнЛ*
где v- объем опресняемой воды, м3; р- рабочее давление, МПа; т|„-К.П.Д
насосной установки; срн-коэффициент извлечения пресной воды.
Современные установки при коэффициенте фн 20-30 % и с
рекуперацией энергии на специальных турбинах Пельтона имеют общий расход
энергии от 8 до 14 кВт.ч/м3
В сравнении с термической дистилляцией затраты энергии на обратный
осмос 195-200 МДж/м3,в то время как у первой - 130-200 МДж/м3
Наиболее эффективны такие установки при опреснении солоноватых (2-
5г/л) вод и сбрасываемых вод с целью экологической защиты акваторий, на
которые они сбрасываются.
Это подтверждается тем ,что из всех находящихся в эксплуатации-
меньшая часть опресняет морскую воду.
Разделение морской и солоноватой вод с помощью мембран, из которых
формируются модули установки можно представить в виде трех потоков:
подходящего к мембране 10 .проходящего через нее Г, и отводимого I"
Разделяющую способность мембран характеризуют селективностью
1^=1-_Р. 100%,
199

где bp -молярная концентрация солей в конечном продукте ( поток I0); bf- тоже в
исходной воде ( поток Г), моль/м3
Эту способность мембран можно выразить через вторую характеристику-
коэффициент отталкивания
Ь„
или коэффициент извлечения
Фн =
Ч-)
Г
_ W
ьр/ь0
где b'p ,b0' -концентрации компонентов в потоке Г; bp, b0 -тоже в потоке 10.
Задерживающую способность мембран иногда оценивают фактором разделения
как отношение проходящих через мембрану потоков двух компонентов
разделяющей системы.
F -1l
■Г ОС
h
Удельная производительность мембран зависит от скорости фильтрования v0
а
где а= 11,6 .10"6
Концентрационную поляризацию определяют параметром
bf
где b- средняя концентрация солей в объеме с рассольной стороны.
Общий принцип обратно-осмотического процесса можно представить при
рассмотрении модели развернутой спиральной конструкции модуля (рис.7.1).
Схематически однолистовой спирально-скрученный элемент в развернутом
виде содержит две мембраны, располагаемые на специальной сетке и
образующими канал, по которому движется опресняемый поток воды под
200

давлением. Образовавшаяся в процессе обратного осмоса вода фильтруется по
направлению к коллектору, а концентрированный рассол истекает из канала.
J-" К..
Профиль концентрата Ь,,
—
v . 1
Ji
Длина
элемента| X
$>/
jjQy VSf
■^^"//™
' Профиль потока
Рис.7.1. Развертка спирального модуля
С тем, чтобы проанализировать наиболее признанные гипотезы обратно-
осмотического процесса покажем (рис.7.2) схему основных потоков,
протекающих через мембраны модуля.
Труба собирающего коллектора
£>£
Морося» »ол» А'?}';'
[родукт
Мембрана
Поверхности
канала продукта
Концентрат
Турбулюаторы
Высота канала
продукта
■"^Высота канала
концентратора
Рис.7.2. Элемент мембранного модуля
201

Эффективность процесса обратного осмоса определяется
взаимодействием мембраны с исходной водой, которое зависит от удельной
проницаемости, селективности, коэффициента извлечения, площади мембраны,
концентрационной поляризации, перепада давлений и температуры.
В настоящее время существует несколько гипотез, на которых строится
модель механизма обратного осмоса. К ним относят гиперфильтрационную,
сорбционную, диффузионную и совмещенную модели процесса.
Гиперфильтрационная гипотеза основана на предпосылке, что
полупроницаемая мембрана содержит поры достаточного размера для
проникания молекул и ассоциантов молекул воды, но недостаточного для
прохождения молекул растворенных веществ, а также более крупные поры,
способные пропускать как воду, так и гидратированные ионы.
Скорость осмотического переноса воды через единицу площади мембраны, м/с
у0С = коАл
где к,,- коэффициент водопроницаемости мембраны, м/(с.Па); Ал - разность
осмотических давлений, Па.
При фильтровании через мембрану с размерами пор, близкими диаметру
молекул воды скорость фильтрования равна
Уте=1Ргр_М_,
ц 8р 6л№п
где ц динамическая вязкость, Пах; Р- давление, Па; N- число Авогадро,
кг/моль'1; гп- радиус пор, м; 8 -толщина активного слоя мембраны, м; р
плотность воды, кг/м3; рг пористость активного слоя; М- молекулярный вес
воды, кг/(кг.моль).
При наличии крупных и мелких пор эта скорость определяется
цЪ5
Селективность по этой гипотезе рассчитывается
Re = ko(p - ДтгУ v«.
С увеличением концентрации опресняемой воды селективность и
водопроницаемость мембран уменьшается, что в соответствии с данной
моделью связано с изменением осмотического давления, влияющим на
движущую силу процесса.
202

По диффузионной гипотезе мембрана рассматривается как состоящая из
ряда слоев, верхний с высокой селективностью, доходящей до нуля и
неселективный пористый нижний подслой. Последний предполагает
значительный градиент давления в нем, что влияет на общую гидравлическую
проницаемость, так как
± = _UJ_ + _L,
j j ■ j м j '"
jr Jr Jr Jr
где Jr - общая проницаемость; J/, Jr", Jr'" - проницаемость отдельных слоев,
см/(с.Па).
Значение Jr'" сказывается на общей задерживающей способности, a Jr"
зависит только от толщины промежуточного слоя.
Процесс переноса в мембране можно представить уравнением
водопроницаемости через i -тый слой
Ji = aiiFi+ £aijFj>
j*i
где Fi, Fj -движущие силы процесса, Н/моль.
Потоки растворителя Jw и растворенного вещества Js, проходящие через
мембрану
Gw = ко(Др - Дл)
(7.1)
Dkpb
i Gs = (b„-bp)—-—,
о
где крь - коэффициент распределения растворенного вещества; Ьм -концентрация
солей в примем бранном слое; An разность осмотических давлений по обе
стороны мембраны.
В тоже время их йбъемы
Jw = Jr(Ap - 5Дя)
(7.2)
J, = юДтг + (1 - 5)bJw,
здесь го = (Jd - Jr82)b- коэффициент проницаемости растворенного вещества,
моль/(Н.с); Др - разность рабочих давлений, Па; 5 - коэффициент рефлекции; Ь-
средняя концентрация, моль/см3; Jr, Jd гидравлическая и осмотическая
водопроницаемость, см/(с.Па).
203

На основе (7.2) В.Пуш получил, что селективность находится как
J_ = _L+(Ll+rWJ^__L,
R R T D2 1
Лс ^пих Jr 14 max •> w
где 7t' - осмотическое давление; Rmax- максимальная разделяющая способность.
Для потоков с большим объемом и градиентами концентраций влияние Jw и J,
неодинаково и это следует учитывать в форме зависимостей
. dp ck
dx dx
(7.3)
J» = - ©о— + (1 - cr)bJw,
dx
где i„ удельная гидравлическая проницаемость, см2/(с.Па); ©0 -локальная
проницаемость растворенного вещества, см2/с.
После интегрирования (7.3) можно получить, что концентрации
растворенных веществ около поверхности мембраны Ь'ив объеме раствора Ь"
относятся
Ь' 1 1 , т ,, ч Ах, ._ ...
тт, = -. ■:—exp[-J«(l - о)—]. (7.4)
о 1-е? 1-а ш0
Процесс обратного осмоса можно рассматривать как течение вязкого потока
через поры и диффузии с фрикциональным взаимодействием внутри пор. Поток
растворенного вещества, приходящийся на единицу площади поры равен
J»-^ + ^, (7.5)
•t0Cf dx Cf
где Cf 1+— коэффициент сцепления; т0, т коэффициенты трения
^о
растворенного вещества и воды и мембраны и растворенного вещества,
Нс/(см.моль).
После интегрирования (7.5) получим
204

V- = £l + (1+ ^L)exp(-b£ ii ), (7.6)
b" k' V k,; л fn D, V J
i-i
где tn- коэффициент извилистости пор; fn - фрикционная площадь поры; к' = —-
Ь1
- коэффициент распределения растворенного вещества между потоком и общим
раствором.
Сравнение (7.4) и (7.6) позволяет определить выражения для входящих в
них величин: Дх = tn5; ст = I ; ш0 = к fn; = — -, которые
С( i + t0 O)0/Ax Dt
1-ст „ _
показывают, что для данной мембраны не должно изменятся только с
©о
коэффициентом диффузии растворенного вещества Dt в свободном растворе.
Величину максимальной селективности можно определить
-Knux ~* 1
b" _ kpBD8v,
Ь' kBDwvw
где к,», кв -коэффициенты распределения растворенного вещества и воды между
общей массой мембраны и массой раствора; vv, v, -молекулярные объемы воды
и растворенных веществ, см3/моль.
Значение а находят
К Cr Dwv/
В соответствии с гипотезой С.Сурираджана и Ш.Кимура опреснение
обратным осмосом достигается за счет того, что на поверхности мембраны и ее
порах адсорбируются молекулы воды, которые образуют на ней тонкий слой
пресной воды, вытесняемой через поры мембраны давлением на исходную
воду. Эта модель, получившая название сорбционной, достаточно наглядна, так
как трактует механизм разделения путем «прокачивания» молекул малого
размера и задержания крупных молекул и ионов. Из предпосылок этой модели
следует, что снижение селективности и водопроницаемости мембраны с
увеличением концентрации исходной воды происходит из-за уменьшения слоя
связанной воды, возрастания числа пор для прохождения солей и
диффузионной составляющей переноса. Теоретические положения этой
гипотезы основаны на уравнениях (7.1). Эта гипотеза не дает объяснений тому,
что даже при большой молекулярной массе растворенные вещества проникают
через мембрану, а соли со значительно меньшей массой задерживаются на 98-
205

99 %. Представленные модели процесса обратного осмоса далеко не исчерпаны
и до настоящего времени отсутствуют его строгие трактования.
IX ХАРАКТЕРИСТИКА СОВРЕМЕННЫХ ОБРАТНО-ОСМОТИЧЕСКИХ МЕМБРАН
По рекомендациям В.П.Дубляга классификацию мембран можно
производить по следующим критериям.
1.Метод получения мембран: на основе расплавов полимеров сухого,
мокрого, и сухомокрого формирования; полиэлектролитных комплексов;
выщелачивания продуктов полимера; порообразования с помощью ядерных
частиц осаждения продуктов плазменной поляризации на пористой подложке.
2.Функциональное назначение, определяемое рабочей средой.
3.Структурное назначение и материал: монолитные и пористые
мембраны.
Если в поверхностном слое плотность полимера выше плотности в
основной массе, то такие мембраны называют асимметричными.
К числу важнейших свойств относят разделяющую способность,
удельную производительность, стабильность их во времени, стойкость к
кислотам и щелочам.
Как отмечалось ранее разделяющую способность оценивают по
коэффициенту селективности или разделения. Важным является коэффициент
проницаемости, представляющий собой количество вещества, проходящего
через поверхность в единицу времени при единичном перепаде давления.
Стабильность свойств мембраны является важнейшим, так как
обеспечивает их надежность при эксплуатации. Стойкость к кислотам и
щелочам особенно необходима при опреснении, потому что влечет за собой
последующий выход установки из рабочего состояния, что проявилось при
использовании ацетатцеллюлозных мембран, мало отвечающих этому
требованию. Более надежны мембраны из ароматических полиамидов и
полисульфатов.
Изменение структуры полимерных мембран, снижение их селективности,
и производительности происходит из-за резких колебаний давлений,
температур и концентраций и нарушения состояния пор компонентами
опресняемой среды,
что в конечном итоге выводит комплектующие их модули из эксплуатации.
Работоспособность полупроницаемых мембран зависит от
осадкообразования, вызываемого выпадением солей на поверхностном слое,
которое забивает поры, нарушает гидродинамику перемещения потока и
массообмен в пограничном слое. Этот процесс приводит к увеличению
концентрационной поляризации, возникающей за счет образования у
поверхности мембраны растворенных веществ с концентрацией большей чем в
основном объеме, а также к уменьшению производительности
206

и удержания солей при опреснении. Это явление отрицательно сказывается на
процессе разделения, так как снижает эффективное давление из-за возрастания
осмотического, что определяет скорость фильтрования растворителя и
селективность мембраны.
Концентрационная поляризация одна из основных причин
эксплуатационных ограничений процесса обратного осмоса из-за негативных
явлений, влияющих на внутримембранный процесс. В связи с этим требуется
весьма тщательная предварительная обработка морской воды.
Концентрационная поляризация связана с увеличением химического
потенциала на поверхности мембраны, что уменьшает движущую силу при
фильтровании. При достижении состояния насыщения, выпадение осадка
увеличивает гидростатическое давление. Неравномерное распределение осадка
по поверхности меняет сепарационную характеристику мембраны.
Эффективность опреснения определяется общим загрязнением как
осадкообразованием так и выпадением дисперсных частиц и коррозией.
Если выразить скорость фильтрования, как функцию, определяющую
выработку мембраны, то отношение этих величин выразится так:
Jw _ / \ \Ю
J 2J2 t '
ktAp
где kt=Dt/8- коэффициент массообмена.
Как видно, значение Jw уменьшается пропорционально квадратному
корню из времени процесса t. Наступление концентрационной поляризации
происходит достаточно быстро, что требует поэтому регулярной чистки
мембран различными способами.
Процесс прохождения опресняемой воды через мембрану можно
рассматривать как ламинарный и как турбулентный.
При ламинарном постоянном потоке между параллельными мембранами
поляризационная концентрация для входного участка находится
Ь7 Ь0= 1 + 1.54т)ш при л ^ 0.02,
Ь7 Ь0= 1 + л + 5[1 - ехр(-^-)] при л > 0.02,
где л. = —-—y > п" половина высоты канала, образуемого мембранами; L- длина
3v0D,
канала; v0- поперечная скорость.
Для нижнего режима
207

Ь'/Ь0=1+тЙг,
3D,
где b0,b' - концентрации солей в исходной воде, и растворенных веществ Около
поверхности мембраны.
При турбулентном потоке
J S2/3
b'/b"=exp(^-),
где fm - коэффициент трения, рассчитываемый как fm= 0,08 Re""4; Sc=v/Dt- число
Шмидта; va -аксиальная скорость опресняемой воды; Ь" - концентрация солей в
объеме раствора.
Если учитывать наличие вихревой диффузии внутри пограничного слоя,
то получим
Ь7Ь"= еХ2^
Rci+(l-Rci)exp(A)'
А A*J,X75
2nfm v.
Для трубчатых мембран поляризационная концентрация может быть
определена
2J S2'3
b'/b"=1.33exp( w c ).
Характеристики полупроницаемых мембран зависят от значений рН, так как это
вызывает изменение их ионообменной способности. Она влияет на размер
коллоидных частиц, из которых получена мембрана, растворяет и коагулирует
их. От рН и содержания солей жесткости зависит скорость образования
сульфатных и карбонатных отложений.
Для сульфатных отложений их структура рыхлая, а для карбонатных,
плотная, покрывающая поверхность мембраны. Жесткость проявляется в
изменении селективности водопроницаемости мембран, что вызвано
изменением размера пор полупроницаемого слоя.
Выполненный анализ позволяет сделать вывод, что установки обратного
осмоса требуют обеспечения высокой степени чистоты опресняемой воды и ее
предварительной водоподготовки. Высокая начальная концентрация солей в
208

морской воде до настоящего времени является одной из причин меньшего
количества установок такого типа, работающих на морской воде. Большая их
часть работает как водоподготовительная или водоочистительная.
Основными элементами, из которых на основе полупроницаемых
мембран комплектуется обратно-осмотическая установка, являются модули,
представляющие собой довольно сложную конструкцию.
Мембранный модуль состоит из одного или нескольких элементов,
содержащих мембрану и дренажную систему, корпусные детали с
подводящими и отводящими трубопроводами. Собираемые из модулей
аппараты с подключением водоочистных и энергообеспечивающих узлов
образуют агрегатно-технологическую схему установки.
Модули подразделяют в зависимости от типа мембран, из которых они
изготовлены, а также от геометрических и конструктивных признаков.
Плоскокамерные модули набираются из мембран прямоугольной или
круглой формы и укладываются в дренажную систему. Укладка производится в
рамки, образующие между мембранами камеру, через которую течет
опресняемая вода. Иногда для турбулизации потока применяют вставки в виде
гофрированной пленки и из сетки специального плетения (рис.7.3). Модули
такой комплектации обладают следующими недостатками: высокая
металлоемкость стяжной системы, сложность герметизации при сборке, низкая
удельная поверхность мембран - 60 -300 м2/м3
Рис.7.3. Общий вид мембранного модуля а- прямоугольной; б- круглой формы.
209

Широкое распространение нашли трубчатые модули, благодаря тому, что
они предъявляют невысокие требования к очистке воды, обладают
способностью предотвращения осадкообразования, характеризуются простотой
обслуживания. Конструктивно они выполняются в виде многослойной трубы,
имеющей пористый прочный каркас и дренажную систему с укладкой на ней
мембранного слоя. Общий вид многоканального модуля показан на рис.7.4.
Все модули трубчатого типа имеют небольшую плотность упаковки в единице
объема, что не может не сказаться на количестве фильтрата, получаемого с
одного модуля. Длина модуля колеблется от 1 до 6 м при диаметре мембран от
8,5 до 25 мм. Модули работают при давлении не выше 25 МПа.
Рис.7.4. Конструкция многоканального модуля.
К основному достоинству рулонных модулей необходимо отнести
высокую плотность упаковки мембран, составляющую 300-800 м2/м3
Наряду с этим гидродинамические потери напора в них невелики, а
конструктивное исполнение из листового профиля мембраны определяет
простату реализации (рис.7.5).
Фирмой « Торай»( Япония ) освоен выпуск модулей диаметром 100-200 мм,
длиной 1000 мм с высокой селективностью мембран ( 99,5% ), выдерживающих
давление 5,6 МПа. Две модификации таких модулей SP-110 и SP-120 позволяют
получать 2,25 и 9 м3/ сут пресной воды при концентрации морской 3,5 % и
рН=5,9.
Фирмой « ФильмТекст» (США ) на основе тонкопленочных мембран ЕТ-20
создан ряд модулей SW30 с селективностью 99,3-99,8% с производительностью
6,7-8,2 м3/сут. Они рассчитаны на давление 6 МПа при размерах в диаметре
62,5-100 мм и длине 525 мм.
В связи с развитием технологии получения полых волокон предложены
модули, формируемые на этой основе (рис.7.6). Такие модули имеют высокую
210

селективность, допускают высокие давления 7,0- 12,0 МПа и выход пресной
воды от 25 до 55%.
Рис.7.5. Модуль рулонного типа.
1- мембрана; 2- сетка; 3- прокладочный материал для впитывания воды; 4-
сборник пресной воды; 5- корпус; 6- покрытие.
Устойчивая работа модулей и длительность их использования ( не менее
3-4 лет ) находится в прямой зависимости от качества исходной воды, что
накладывает особые требования к воде, включающей механическую и
химическую ее обработку.
Рис.7.6. Модуль на полых волокнах фирмы «Дюпон».
1-трубная доска; 2- сетка; 3- пористый распределитель; 4- рабочий объем; 5-
концевой стабилизатор; 6- пористый блок; 7- концевые плиты; 8-
уплотнительное кольцо; 9- поворотное кольцо.
211

Чистка мембран в ходе эксплуатации должна производится не реже
одного месяца промывкой водой до 2-3 часов и химической с интервалом в
полгода при длительном (до 10 ч) воздействии на мембрану.
7.3. Конструктивные элементы установок
Значительное число обратно- осмотических установок перерабатывает
солоноватую воду подземных источников. Находятся в эксплуатации очень
крупные для переработки сточных вод в больших объемах. Меньшее
количество установок опресняют морскую воду.
Выпускаемые многочисленными фирмами установки отличаются, как
правило, типами модулей, число м блоков и линий, принимаемых в
зависимости от заданной производительности и отдельной выработки
отдельных модулей. Их различие выражается в возможности опреснять воду
пониженной( до 1,5%) и высокой (4,5%) концентрацией. Современные
установки изготовляют периодического .и непрерывного действия. В технике
опреснения морской воды используют только последние. Соединение блоков
может быть последовательным, параллельным или комбинированным.
Опреснительные комплексы разрабатываются в сочетании термических и
обратно- осмотических частей, что влияет на конечную стоимость воды и
затраты на процесс разделения.
Высокое давление в схеме установки привело к созданию трах разновидностей
многоблочных агрегатов: без утилизации напора рабочего потока с различной
площадью мембран; с равнозначной площадью в модулях; с использованием
энергии напора воды на специальных турбинах.
Установка работающая по принципу обратного осмоса, предъявляет
высокие требования к чистоте исходной воды, так ее загрязненность вызывает
резкое ухудшение проницаемости и селективности мембран в модулях. Поэтому
схема такого типа содержит большое число устройств не имеющих отношения к
процессу опреснения. Прежде всего это относится к очистным и фильтрующим
элементам, к которым предъявляются повышенные требования. На рис.7.7
приведена принципиальная компоновка элементов, входящих в состав
установки способной работать на морской воде.
По такой схеме построены станции производительностью по 4500 м/сут в
Бахрейне. Исходная вода с концентрацией в 4,5% при температуре 29 С
поступает в первый очистительный блок А. ОПогружным насосом 1,
размещенном в специальном колодце она закачивается в отстойник
подвижными решетками 3 и удалителем шламовых и грязевых отложений 2.
После такой грубой очистки вода насосом 4 направляется в блок
водоподготовки В, где в нее добавляется дозаторами 5,6 серная кислота и
коагулянты и она проходит через песчаные фильтры 7 грубой очистки. Затем
вода собирается в накопителе 8, содержащем насосы 9 для сброса отстоя из
212

ПОСТУПЛЕНИЕ
МОРСКОЙ ВОДЫ
ПОДГОТОВКА НАКОПЛЕНИЕ
ПИТЬЕВОЙ
ВОДЫ
Рис.7.7.Развернутая схема установки обратного осмоса.

фильтров и 10 для перекачивания морской воды через картонажные фильтры
11. Предварительно перед этим воду подвергают повторному раскислению. По
завершении тонкой подготовки насосы высокого давления закачивают ее в
модули опреснителя (блок В), сформированные по двухступенчатому принципу.
Четыре ступени 12 понижают первоначальную;концентрацию примерно вдвое и
насосом 13 пропускают через три ступени 14, в которых ее концентрация
достигает 0,5%. Так как давление покидающего эти модули рассола достаточно
высокое, то он используется на гидротурбине 15, выполняющей функции
привода насоса высокого давления. Пресная вода циркуляционным насосом
подается в баки- аккумуляторы, из которых она забирается в блок Д, где ее
доводят до питьевого качества, за счет декарбонизации 16 и хлорирования 17.
Вода известкуется 18 и собирается для длительного хранения 19. По такой
схеме работают практически все установки этого типа, независимо от исходной
воды, отличаясь только числом фильтров, использованием коагулянтов, типами
гидротурбин и модулями, из которых набираются ступени. Как видно из
рассмотрения схемы она должна содержать значительное количество
водоприготовительного оборудования, так как требуемая степень очистки воды
должна быть не менее 5 мк. На рис.7.8 показано конструктивное решение
колодезной водозаборной системы для установки обратного осмоса.
Рис.7.8. Элементы водозаборного устройства.
1-каркас; 2-погружной насос; 3-очистная решетка; 4-невозвратный клапан; 5-
подъемные трубы; 6-питающий кабель, 7-разобщительный клапан; 8'
вентиляционный патрубок.
214

В развернутом виде на рис. 7.9 иллюстрируется комплекс устройств,
обеспечивающих грубую подготовку воды до ее подачи на картонажные
фильтры.
Кислота г«~ Антинысипины
Рис.7.9. Оборудование водоподготовительного комплекса.
1-фильтры; 2-буферный бак; 3-насос; 4-бак фильтрата; 5-насос промывки
фильтров.
Для ввода воды на фильтрование ее обрабатывают СЬ, FeClj, и H2S04 и
только после этого она подвергается тонкой очистке. Общий вид фильтров
приведен на рис.7.10.
Для некоторых схем японская фирма «Торай» включает вакуумный
деаэратор, так как повышенное содержание кислорода вводе сокращает время
использования модулей. Значение водоподготовки для установок этого типа
столь важно, что различными производителями рассматриваются
многочисленные варианты решения этой проблемы: флотация. Фильтрация,
нанофильтрация и другие меры в целях стабилизации ее качества.
В табл.7.1. приведены эксплуатационные показатели, характерные для
современных модулей.
Как правило установки обратного осмоса имеют при опреснении морской
воды не высокую производительность. Однако в настоящее время в мире
функционирует ряд станций производящих питьевую воду из морской с
высокой выработкой. Так во Флориде (США) на содержащей 6 блоков
установке получают 11320 м3/сут воды, в Саудовской Аравии работает
несколько опреснительных комплексов обратного осмоса ( 4000 м3/сут-
г.Джахран , два блока по 2200м3/сут -г.Дура; две установки по десять блоков с
21S

получением 56800м3/сут каждая в г. Джедда ). На 30150м3/сут сооружен
опреснитель в Санта-Барбаре (США).
Рис.7.10. Фильтровальная установка для обратного осмоса.
Это одна из наиболее крупных установок, запущенная в эксплуатацию в 1992г.
Она содержит высокоразвитую водоподготовительную установку, имеющую 12
фильтров первичной и 6 фильтров грубой очистки морской воды с
концентрацией 34450мг/л и 12 картонажных фильтров тонкой очистки.
Опреснение происходит в 12 блоках, оснащенных каждый 280 модулями
THnaSW30-HR8040 фирмы «FilmTec» со спиральным тонкопленочным
построением мембран.

Таблица 7.1.
Сравнение показателей обратно- осмотической установки с различными
модулями
Показатель
Общее рабочее
время, ч
Температура
МОРСКОЙ ВОДЬ1,°С
Рабочее давление,
МПа
Количество
исходной воды,
м3/сут
Величина рН
Конечная
температура
пресной воды,°С
Выработка,м3/сут
Коэффициент
воспроизводства,
%
Давление на
выходе, МПа
Концентрация
исходной воды,
мг/л
Тип модуля
На полых
волокнах
диаметром 100мм
14250-15330
12-28
5,5-5,8..
940-1124
6,15-6,94
13-29,5
336-439
36.5-41,1
0,07-0,2
2000
На полых
волокнах
диаметром 200 мм
7370-7450
12-28
5,3-5,75
755-970
6.15-6,94
13-29,5
340-440
41,6-46,9
0,14-0,47
2000
Рулонный
диаметром 100мм
10990-11420
12-24
5,.35-5,95
1800-2000
6.4-6,9
13-25,3
706-757
37,7-41,7
0,19-0,35
2000
Вода закачивается в 40 спаренных емкостей, в каждой из которых семь
модулей. Система работает под давлением 5,45-6,8 МПа со степенью
извлечения равной 45%. Рассол сбрасывается в океан, а пресная вода питьевого
качества после хлорирования и известкования поступает в городскую систему
водоснабжения. Общий вид этой установки показан на рис.7.11.
На рис.7.12.приведена установка во Флориде. Исходная вода с
концентрацией '3,8% поле очистки под давлением 3,4 кПа на песчаных и пяти
картонажных фильтрах под давлением 68 кПа объемом 1160г/мин поступает на
установку, имеющую в каждом блоке ПО модулей фирмы «Дюпон» с
коэффициентом воспроизводства 30%. Сбрасываемый рассол приводит в
217

действие гидротурбину, использующую 25% энергии потока в количестве
890г/мин.
Рис.7.11. Опреснитель в Санта-Барбара.
В технологической схеме реализованной в г.Джидда, работающей на воде
с концентрацией 4,12% процесс опреснения протекает при давлении 58,6 кПа.
Утилизация энергии воды определила выбор параллельной ее подачи по девяти
линиям, восемь из которых рабочие, а одна запасная. Каждый блок
запроектирован на производительность 1678м3/сут. при этом вторая ступень
состоящая из трех блоков, дает 2336м3/сут. Концентрат этой ступени
рециркулирует через первую ступень установки. Каждый блок состоит из 56
модулей со стеклопластиковым покрытием диаметром 150мм и длиной 6,5м.
После первой ступени концентрация солей 750-900 мг/л а на второй,
работающей при давлении 27,5 кПа-50 мг/л.
Рис.7.12. Опреснитель производительностью 11320м3/сут.
218

Стремление снизить потребление энергии на процесс по сравнению с
термическими опреснителями (15-16 кВт.ч/м3) приводит к необходимости
значительно повышать выработку на установку обратного осмоса, когда расход
энергии может быть достигнут 5-9 кВт.ч/м3
Проработаны проекты установок на 20000, 75000 и 700000м3/сут. К
сожалению большинство высокопроизводительных установок работают на
обработку сбрасываемых вод или воды химических производств.
В двухступенчатой схеме, предложенной американскими фирмами для
г.Рияд ( Саудовская Аравия ) исходная вода (Ь=4,2%) в количестве 67450м3/ сут
под давлением 6,2 МПа проходит первую ступень, выполненную на модулях
В-10 фирмы « Пермасеп» с разделением 30%. К насосу второй ступени,
расположенной последовательно, подводится 8227м3/сут воды (Ь=0,724%) от
модулей первой ступени с давлением 0,07 МПа, где оно поднимается до
2,8 МПа насосами и направляются в модули второй ступени В-9 с разделением
в 85% Часть продукта первой ступени (12000м3/сут) и все его количество после
второй (7000м3/сут) имеющее концентрацию солей 0,1%,.смешивают и отдают
потребителю с солесодержанием 500 мг/л. Предельное содержание солей в
рассоле 4300мг/л. Насосы мощностью 357кВт подают воду в схему в количестве
46,7 м3/мин с потреблением электроэнергии 0,45 кВт.ч/м3 Мощность насосной
станции первой и второй ступеней соответственно 6675 и 365 кВт при удельном
расходе энергии 8,4 и 0,46 кВт.ч/м3 Предусмотренная турбина утилизации
энергии воды восполняет затраты и снижает мощность всех энергопотребителей
до 5320 кВт с доведением потребления энергии до 6,72кВт.ч/м3
Технологическая схема установки на 75000м3/сут изображена на рис.7.13.
На опреснение предполагается подача воды 300.103м3/сут, которая подвергается
сложной очистке в шести сетчатых фильтрах, трех микрофильтрах,
шестиступенчатом флотаторе и отделителе, 12 ступенях фильтрационной
системы обратно-осмотического типа и затем накапливается в специальном
баке, откуда через 12 картонажных фильтров забирается насосной станцией,
имеющей 12 насосов высокого давления
бисуЛЬОЫ!
Сбоос
на очистку подулей
Рис.7.13. Установка обратного осмоса на 75 тыс. м3/сут.
1-канал исходной воды; 2-сетка; 3-микрофильтр; 4- смеситель; 5-флотатор; 6-
осадкоотделитель; 7-песчаные фильтры; 8-накопитель; 9ткартонажные фильтры;
10-перваяступень установки; 11-промнакопитель; 12-вторая ступень; 13- канал
сбрасываемого рассола; 14-отстойник рассола.
219

После первой ступени вода шестью насосами откачивается из промежуточной
емкости и направляется во вторую ступень. Давление в первой ступени 5,5, а во
второй 2,8 МПа. Начальная концентрация воды 4,4% при входе во вторую -
0,11%. Часть воды с концентрацией 0,8% из последней ступени перепускается
через первую. Мощность насосной станции для первой и второй ступеней равна
27840 и 2640 кВт. Общая мощность энергообеспечения 43795 кВт. Расход
основных реагентов в схеме водоподготовки: 96%-ой серной кислоты
ббООкг/сут; 93%-ой извести -бОООкг/сут; каустической соды-560 кг/сут;
бисульфата -1940кг/сут.
Анализ этих данных позволяет сделать вывод, что процесс опреснения
обратным осмосом по технологическим показателям очень сложен, требует
больших расходов химреагентов, что сдерживает создание установок по
производительности способных конкурировать с термической дистилляцией.
Рис.7.14. Элемент модуля и общий вид установки.
В схемах большинства установок модули располагаются
горизонтально, что связано с конструкцией модулей. Немецкими фирмами
разработана для Ливии одноступенчатая схема на модулях оригинальной
конструкции (рис.7.14) с вертикальным их расположением, на которой
получают 1500м3/сут воды питьевого качества.
Рядное расположение модулей и их блочная компоновка создают
благоприятные условия для обслуживания, однако при большом числе блоков
это требует значительного количества соединительных магистралей Поэтому
предлагаемый принцип имеет некоторые преимущества, так как позволяет
набирать модульный блок на меньшей пощади.
Выброс рассольной массы, прошедшей весьма тщательную
предварительную обработку послужил идеей к созданию установки, на которой
возможно получение такого дефицитного продукта как поваренная соль.
220

Шведской фирмой «SWECO» проработаны схемы и опытно-
промышленная установка, способная получать этот побочный продукт.
В соответствии с первой схемой ( рис.7.15 ) шахтные воды Польши,
сбрасываемые в Вислу и Одер с концентрацией солей 16000 мг/л поступают на
опреснительную установку обратного осмоса в количестве 12400м3/сут с
предварительной подготовкой на 2х ступенчатой фильтровальной установке
грубой (50мк) и тонкой (5мк) очисткой. После опреснения рассол поступает на
два параллельно работающих концентратора, где за счет нагревания происходит
его упаривание с получением дополнительного количества дистиллята.
Высококонцентрированный рассол прокачивается в кристализатор, содержащий
центрифугу для отделения солей NaCl, которая затем поступает в осушитель с
шаровыми дробителями. Обратно-осмотический комплекс (рис.7.16) состоит из
7 ступеней по 12 модулей высокого давления в каждой, способных работать с
исходной водой с концентрацией солей до 3.5%. При этом две ступени
работают на воде с концентрацией около 1% в количестве 8000м3/сут, а три с
содержанием солей 2.7% и поступлении на них 4400м3/сут, две являются
резервными.
Продует Дистилшгг
Опреснитель!
Сепаратор
Конденсат
(Кристаллизатор
TtJSSLi
Осушитель
Центрифуга
Рис.7.15. Принципиальная схема комбинированной установки.
Все элементы установки по производству соли приведены на рис.7.17.
Через концентратор проходит 92м3/ч рассола с солесодержанием 100г/л. Он
производит 56м3/ч дистиллята при поступающем на упаривание насыщенном
паре с температурой 106°С. Давление его при сбросе в конденсатор равно 40
кПа. Сбрасываемый поток в количестве 32м3/ч имеет концентрацию ЗООг/л.
Затраты энергии 18,5 кВт.ч/м3
Через кристализатор проходит 67м3/ч высококонцентрированного
рассола, который нагревается паром в 114,5°С, сжатие которого до давления
85кПа выполняет механический компрессор. Вторичный пар в объеме 50м3/ч
идет в конденсатор, а рассол в количестве 36м 3/ч спускается в специальный
танк. Соль с чистотой 99,6% и массой в 12,5т/ч удаляется из установки, а
отделившаяся влага (10м3/ч) выводится из схемы Производительность
термической установки 4390м3/сут, а обратно-осмотической 9690м3/сут.
221

Рис.7.16. Общий вид установки с концентратором.
Энергозатраты на кристаллизатор 33.9кВт ч/м , при их величине для обратно-
осмотической -4-5кВт.ч/м3 Общая стоимость установки 60 млн. долл.
В табл.7.2. представлены стоимостные показатели крупных установок
обратного осмоса. С мембранными модулями «Пермасеп» фирмы «Дюпон» на
полых волокнах с получением воды с солесодержанием 500мг/л.
Максимальное использование всех видов энергии при опреснении
морской воды как средства повышения эффективности агрегатно-
технологической схемы выдвигает требования сочетать в такой схеме
установки, различных типов: термической дистилляции, обратного осмоса,
электродиализа, что в конечном счете приводит к снижению стоимости воды.
Экономическая эффективность процесса опреснения возрастает при сочетании
термических станций, потребляющих пар от противодавленческих турбин с
включением в такую схему обратно-осмотической установки.
Экспертные оценки показывают, что стоимость тепловой энергии на
обеспечивающей станции снижается до 2-4 долл/ГДж. При определении
эффективности двух вариантов (1-ый: пять линий мгновенного вскипания и
пять обратного осмоса; 2-ой соответственно две и восемь линий)
комбинированной схемы производительностью 225 тыс. м3/сут установлено, что
второй вариант более выгоден.
Сравнение затрат для независимых установок и комбинированной равной
производительности (20 тыс.м3/сут) указывает, что экономически
комбинированная целесообразней каждой из исходных, так как стоимость воды
на установке мгновенного вскипания 0,8, обратного, осмоса 0,7, а
комбинированной 0,65 долл/мэ.

Рис.7.17 Элементы комбинированной обратно-осмотической установки.
а-концентратор рассола; б-кристализатор; в-термическая установка с
рециркуляционным насосом.
223

Таблица 7.2.
Показатели установок обратного осмоса.
Установка
Арам ко
(Саудовская
Аравия)
Бахрейн
Танаджиб
Джидда
Ки-Уэст(США)
Янбу
(Саудовская
Аравия)
Вир-Вестгартс
Произво-
дительность,
м3/сут
75000
45000
13600
12000
11300
5000
200000
Удел!
эная
энергия,
кВтч/м3
с
использо-
ванием
энергии
воды
6
10,3
6,7
без
исполь-
зования
8,2
13,3
10
10,1
Стоимость
об-
щая
190
ПО
38
31
10
12,3
325
мем-
бран
70
31
13
6-7
3-4
2,8
177
, млн.долл
обо-
рудо
вания
70
43
13
15
12
5-6
6,5
148
водо-
обра-
ботки
50
36
10
12
12
1
3
224

Глава восьмая
ЭФФЕКТИВНОСТЬ ИСПОЛЬЗОВАНИЯ МОРСКОЙ ВОДЫ
^ХАРАКТЕРИСТИКА СТОИМОСТНЫХ ПОКАЗАТЕЛЕЙ ОПРЕСНИТЕЛЬНЫХ УСТАНОВОК
Совершенствование процесса опреснения и снижение затрат на
выработку воды прежде всего направлено на уменьшение расходов энергии.
Анализ эффективности схем различных способов опреснения, работающих на
морской
воде одинакового качества, показывает, что расход энергии для них
неодинаков. В тоже время каждый из способов в зависимости от параметров
процесса, конструкции опреснителя, компоновки схемы, утилизации
отработанной энергии имеют различные значения ее потребления.
На опреснение термической дистилляцией эти затраты складываются из
ее потребления в головном подогревателе, ступенях установки, паро-
компрессионной и эжекционной схемах.
Тепловая экономичность поэтому зависит как от технологических, так и
от конструктивных факторов. Ее определяют число ступеней установки,
которое должно быть оптимальным, располагаемый теплоперепад,
гидродинамика потоков и интенсивность теплообмена, способ водоподготовки.
Сопоставить опреснители дистилляционного типа и получить
достоверные данные по их эффективности довольно сложно, так как это связано
с конструктивным различием установок принципом организации процесса,
одно- или многоцелевым назначением, стоимостью тепловой, электрической
энергии и топлива. Тепловую эффективность принято выражать
коэффициентом так называемой относительной выработки (коэффициентом
продуктивности), который определяется как отношение количества
произведенного дистиллята к затраченным теплоте или греющему пару. В
последнее время в целях сравнения различных способов опреснения и
дистилляционных установок введен коэффициент энергетической
эффективности r|D. Он характеризует отношение произведенной пресной воды
на каждые ЮООкДж затраченной энергии топлива. Этот показатель в отличие от
относительной выработки, рассчитанной по количеству теплоты, вводимой на
головном подогревателе или на первой ступени, учитывает ее расход на
эжектор, приводы насосов, т.е. все затраты топлива на получение первичной
энергии.
Несмотря на наличие, однозначно влияющих показателей, приводимые
данные следует принимать как ориентировочные, позволяющие относительно
судить об экономических достоинствах рассматриваемых схем. Наиболее
правомерно производить сравнение дистилляционных и других установок по

однофункциональному признаку с последующим анализом показателей
различных типов.
В методике экономической оценки процесса опреснения, как отмечалось
ранее, нашел использование термодинамический (эксергетический) анализ в
сочетании со стоимостными затратами, что позволило более строго определять
стоимость производимой установками воды.
В 1993 г. опреснительными установками всех типов в Мире произведено
1891000м3/сут пресной воды, это на 22% выше, чем в 1980 г., что
подтверждается данными, показанными на рис.8.1.
&
•^
1в 000 000
16.000.000
12000 000
10 000.000
ОС
—J
1
г*
и
J\
г
л
i
г
А
V
1 | | 5 ! I | | I § I I | § 5 | | i S 8 i 3 | 5f | | » S 8
Годы
Рис.8.1.Выработка воды опреснительными установками.
Количество пресной воды произведенной в 1992/93 гг. установками
мгновенного вскипания в этом объеме 55.2% (против 28.3%) в 1990/91гг.,
обратноосмотическими 33.6% (46.4%), тонкопленочными с компрессией
вторичного пара 3.8% (8.4%) и 7.4%- электродиализными. Такое распределение
позволяет сказать, что наблюдавшийся большой интерес к установкам
обратного осмоса, как обещавший более низкие энергозатраты и стоимость
получаемой воды не вполне оправдал себя. Достаточно отметить, что
большинство фирм, производящих мембранные модули не сумели достичь их
высокой эксплуатационной надежности и низкой стоимости.
В установках, где опресняется морская вода, преобладают модули фирмы
«Дюпон» (48.7%) и «Тойобо» (36.9%). За десять лет лидерство установок
мгновенного вскипания-3.1%,в то время как обратно-осмотических-2.4%. Это
видно из рис.8.2. Доля остальных установок в производстве пресной воды из

морской незначительна, что во многом объясняется стоимостью производимого
продукта. Интересны данные, указывающие на распределение установок по
континентам (рис. 8.3).
Рис.8.2.Относительная выработка пресной воды установками мгновенного
вскипания (а) и обратного осмоса (б)
Как видно из графика страны Ближнего Востока продолжают активно
лидировать в производстве опресненной воды. Это особенно подтверждается
суточным расходом воды в этих странах. Так наибольшее потребление от
опреснительных установок -1300 л в сутки имеет население Объединенных
Арабских Эмиратов, 700 л-Кувейта,600 л Бахрейна, 400 л Саудовской
Аравии. В то время как в США, Италии, России, Германии этот расход менее
50л в сутки.

I
<
0
т*
DIC
ВС
ди
гге.
пы
wu
«X
ль
—
i»
1
1
Vcyr
■
■L
Щ
■
_
и
«
■
■
■
■
1
1
■
■_
■
Mill
ч> 500000
%™°°° 1 fill
500000
400000
эооооо
200000
100000
~
llalma.ll-iB ■.__■_■
1300000
1100000
000000
600000
400000
■
■
ш
1
■
в
1
1
1
1
1
1
1
1
1
1
-
1
1
1
1
1
1
а
£ 400000
о.
Щ
0
_
_
_
■
■
■
■
1
■
■
, ,
■
1
и
■
■
m
и<
■
—
ш
ш
я
н
If
1
—
1
—
1
1
—'
1
■
f
8 8 | ! ! £ 5 S E ? s a I 1 I ! • 8 ? i 1 8 ! ! ! 8 i § S
Годы
Рис.8.3. Географическое распределение полученной опреснительными
установками воды
228

Эти результаты указывают, на все возрастающее воспроизводство
пресной воды по опреснительной технологии и ее потребление. Это безусловно,
объясняется той стоимостью продукта, которая достигнута на установках
опресняющих морскую воду.
Не подвергая предварительному анализу вопрос о стоимостных
показателях процесса опреснения необходимо подчеркнуть, что при уровне цен
на топливо и электроэнергию в большинстве стран Мира стоимость получаемой
пресной воды составила 0.45-0.65долл/м3, что приблизило ее значение к
затратам на водоснабжение от пресноводных источников.
Принимал: во внимание преобладающий принцип опреснения
мгновенное вскипание, рассмотрим несколько экономических оценок установок
различного назначения.
При одноцелевом назначении установки, энергоисточником, для которой
является паровой котел с К.П.Д, равным 0.85, с учетом потребляемой насосами
мощности от дизель-генератора с эффективностью 0.3 расход тепловой энергии,
кДж/кг, составляет
Потребности По затратам
Теплота на опреснитель 210 247.1
Пар на эжектор 6 7.1
Электроэнергия 15.6 44.2.
Следовательно, затраты тепловой энергии топлива равны 298.4 кДж/кг, а
коэффициент энергетической эффективности- 3.35 кг/МДж. Если
электроэнергию подавать от турбогенератора, то г)э несколько возрастет.
Суммарная теплота топлива потребляемого в тонкопленочной
вертикально-трубной установке - 121.3 кДж/кг дистиллята, а Г|э= 8.2кг/МДж.
Распределение затрат тепловой энергии, кДж/кг, в такой схеме
определяется:
Потребности По затратам
Теплота на опреснитель 81.4 95.8
Пар на эжектор 6 7.1
Электроэнергия 6,5 18.4.
При повышении температуры в цикле пленочной установки до 135°С
позволяет обеспечить т|э=11.8кг/МДж. Значительно улучшает тепловую
эффективность процесса термической дистилляции, в любой схеме, компрессия
вторичного пара. Даже в схеме мгновенного вскипания она поднимает
коэффициент эффективности до 11.6 кг/МДж. Он резко возрастает при
двухцелевом назначении энергетического цикла, который работает на
выработку электроэнергии и воды. На установке в г. Джидца (Саудовская
Аравия) производительностью 22тыс.м3/сут, включенной в тепловую схему
электростанции с отбором 250кПа, мощностью 98.7 МВт, с К.П.Д цикла
0,35,при расходе теплоты на опреснитель 220.8ТО6 кДж/ч при суммарном
229

потреблении 1227.7 106 кДж/ч, получен коэффициент относительной выработки
5.7 при расчетной его величине равной 3, что соответствует = 8.6 кг/МДж. При
этом доля тепловой энергии топлива на опреснительную установку снизилась
по сравнению с одно целевой схемой до 137.5 кДж/кг.
Тепловая энергия топлива распределяется
Потребности По затратам
Теплота на опреснитель 55 59.8
Электроэнергия 6,5 17.1
Утилизация тепловой энергии в установках двухцелевого назначения, в
частности, если конденсаторы станции охлаждаются морской водой, а она
затем поступает в опреснительную установку, что создает возможность снизить
стоимость затрат на эжектор и насосы. Однако такая схема работает с низким
значением d, и если она базируется на принципе мгновенного вскипания, то
затраты тепловой энергии распределяются
Потребности
Пар на эжектор 7.7
Энергия на насосы....15.1
По затратам
8.4
47.2.
36 .
без использования
W50T
_х
I
С использование»
энергии воды
-С внешним источника»
энергообеспечения
С зозотфбинныл
■ циклоп
С испопь - Относительная
зодониеп Выработка- S
~5нергии
воды
Я
^
^
,"
I
Ьез
испопь ~
задания
энергии
Поды
QmHQCutnept
~1 ноя Выра -
дотна-5
\'±
Одноиелебые ДдцхцелевыейВцхиелеоые .с утилизацией
Рис.8.4.Расход топлива опреснительными установками:
а мгновенного вскипания; б тонкопленочная вертикальная с
парокомпрессией; в- тоже горизонтальная; г- обратноосмотическая; 1-
мгновенного вскипания паровой турбиной; 2- тонкопленочная с паровой
турбиной; 3- мгновенного вскипания с парогазовой установкой; 4- тоже
тонкопленочная; 5 -тоже обратноосмотическая
230

Для снижения затрат энергии в двухцелевой установке можно
комбинировать два энергетических цикла паровой и газовый, тогда
парогенерирующий котел отдает газы газотурбинной электростанции, а пар -
паросиловой, в которой опреснительная установка действует как конденсатор,
что в значительной степени поднимает коэффициент эффективности (рис.8.4).
Установки мгновенного вскипания, работающие на органическом и
атомном топливе при одновременном производстве электроэнергии и воды,
имеют различную эффективность. С увеличением производительности
установки с 250 до 386тыс.м3/сут стоимость воды снижается (при
энергообеспечении от атомной станции в 2 -2.5 раза ниже, чем от тепловой).
Если установки будут, работать как одноцелевые, то их показатели
окажутся не столь значительными. При сравнении двух установок
горизонтально-пленочного типа и парокомпрессионной производительностью
7570 и 1890м3/сут, получено, что суммарный удельный расход у первой равен
18.6кВт. ч/м3 при удельных капитальных вложениях 3.1долл/м3 в год,
соответственно. Многочисленные факторы влияют на общую эффективность
установки, в том числе и материалы, из которых изготовлены ее агрегаты. В
частности, замена латунных труб в испарителе на алюминиевые позволяет
уменьшить при двухцелевом использовании удельные расходы энергии для
схемы с энергообеспечением от тепловой станции до 5.5- 6.4 и от атомной до
4.4- 5.4кВт.ч/м3
Экономические показатели рассчитываются для различных тепловых
источников с учетом производства электроэнергии и воды. Считается, что
эффективность капиталловложений слагается из трех составляющих: срока
физического износа оборудования, необходимости технологической замены его
более совершенным и рыночного спроса на производимую продукцию.
На рис.8.5.показано изменение производства воды и электроэнергии для
различных тепловых схем, а также стоимостных показателей.
Как видно из представленных результатов, более выгодным вариантом
является парогазовая установка с испарителем. Если представить, что каждая из
систем работает самостоятельно или в сочетании двух схем - энергетической и
опреснительной, то при принятых ценах на топливо капиталовложения во
втором случае резко снижаются. Рост производительности опреснительной
установки вызывает, естественно, возрастание затрат, но не пропорционально
этому росту. Стоимостные показатели в каждом из вариантов по воде
практически не меняются от выбора энергоисточника.
Стоимость воды, полученной установками, как видим, определяет в
большей степени потребление первичной энергии даже при их двухцелевом
назначении. Поэтому совершенствование дистилляционных установок должно
идти прежде всего по линии снижения удельных расходов энергии, но и без
значительного увеличения капитальных вложений на сооружение.

Мембранная технология опреснения воды в отличие от дистилляции
включает в статьи расходов значительную стоимость полупроницаемых
I"
о
0,5
И
й 6 С В f F
Рис.8.5.Показатели энергетических и двухцелевых установок:
А- паросиловая; В-газотурбинная; С- парогазовая; Д-мгновенного
вскипания; Е- паросиловая и мгновенного вскипания, F- газотурбинная и
мгновенного вскипания; G- парогазовая и мгновенного вскипания; 1-стоимость
энергии переменная; 2- стоимость воды переменная; 3- стоимость энергии
фиксированная; 4- стоимость воды фиксированная; а- мощность установки
200МВт, производительностью 100тыс.м3/сут; б-то же 75тыс.м3/сут; в- то же
50тыс.м3/сут
мембран. Остальные характеристики, влияющие на капитальные вложения и
эксплуатационные затраты (параметры, качество исходной воды,
производительность), остаются прежними. Следует отметить, что стоимость
конструкционных материалов в этих установках достаточно высока.
Эксплуатационные затраты составляют до 75 % стоимости опреснения воды,
где наибольшая доля (20-30 %) имеют затраты на электроэнергию, хотя они
меньше, чем при дистилляции. Расходы на периодическую замену мембран
превышают эксплуатационную составляющую в себестоимости производимой
воды. В связи с этим большое внимание при разработке установок обратного
осмоса уделяется замене металлических конструктивных элементов на
полимерные.
Электропотребление в таких установках зависит от давления,
развиваемого на модулях, и его последующего использования, скорости потока
иа мембранах, начальной концентрации воды и ее предварительной очистки.
Повышение давления определяет рост производительности, но и увеличивает
расход электроэнергии. Увеличение скорости потока и концентрации требует
больших затрат электроэнергии. В современных схемах потенциальную
энергию воды после установки направляют в гидравлические турбины, которые
служат приводом насосам, что дает выигрыш в расходуемой электроэнергии.
232

Стоимость производимой воды на условии обратного осмоса зависит от
выхода фильтрата, концентрации исходной воды и давления.
Минимальная стоимость при максимальной концентрации (5.5%)
составляет 2.8долл/м3, а при минимальной (0.35%) примерно 1.7 долл/м3 При
всех значениях производительности для установок с низким (2.75МПа) и
высоким (5.5 МПа) давлением стоимость опресненной воды сильно зависит от
концентрации.
Распределение затрат по статьям для установки и себестоимость воды
подтверждают данные, полученные при расчете установки на 75тыс.м3/сут.
Стоимость воды в установках этого типа в большой степени связана с
изменением выхода фильтрата и имеет оптимальные значения. Повышение
давления на модулях снижает затраты на получение воды. Общую стоимость
воды можно значительно уменьшить, если применять модули из более дешевых
мембран. Выход фильтрата играет определяющую роль в экономичности
процесса, не только увеличивает производительность установки и расход
исходной воды, но и способствует снижению себестоимости производимой
воды. Кроме того, эта характеристика не зависит от концентрации при заданном
давлении, что существенно уменьшает расход электроэнергии. Правильный
выбор модулей для установки - одна из главных возможностей повышения их
эффективности. Переход на модули рулонного типа и включение гидротурбин
снижают удельный расход энергии на 44-50 %.
Интерес представляет сравнительный анализ опреснения воды
дистилляцией и обратным осмосом на установках малой и большой
производительности. Это дает возможность объективно оценить каждый из
способов, принять решение о выборе наиболее целесообразного применительно
к местным условиям и установить его работоспособность.
Распределение опреснительных установок различного принципа действия
(рис.8.6) показывает, что преобладающее значение остается за
дистилляционными установками мгновенного вскипания, и если при большой
производительности этот тип опреснителя имеет явные преимущества, то при
потребностях в воде от 1000 до 5000м3/сут конкурентоспособным может стать
обратноосмотический комплекс.
К. Wangnik предлагает критериальную систему выбора трех установок:
мгновенного вскипания, обратного осмоса и с механическим компрессором. В
основу этой системы положены капитальные и эксплуатационные затраты при
постоянной производительности, равной 1000м3/сут. Соотношение между
количеством морской воды и выработкой для первой установки 14: 1, второй
3.4: 1 и третьей 2.9: 1. В сравнении приняты два варианта схем обработки воды
после ее опреснения. В первом в дистилляционных проводят подмешивание
морской воды в дистиллят, а в обратноосмотических добавляют воду после
первой ступени, затем эта вода подвергается дезинфицированию и
минерализации, во втором варианте производится обработка фильтрованием
233

через смешанный слой, на обратноосмотическом
катионитовые и анионитовые фильтры.
пропускашием через
м
?\
Tl
Ч\ i-4,9
Я 1-4,5
ffOJ,5
7СЗ-2,9
/1
II
71 +-,9
Л +-6,2
7ГЭ-2.5
5 О-2,1
6 0-0,9
Ш-О.Ч i
3-11 J
i
5000
U-26,2
i
10000
быраЪопжа боды,н'/сут
1
в
i i
3-26,2
■ 1
1 !
«,«*
i
15000
а)
i :
"».*
i i
Прочие
20 30
выработка •
оды,м'/сут
60
70
Рис.8.6. Выработка воды опреснителями различного типа:
а производительностью до 1000м3/сут; б производительностью до
5000м3/сут; 1- мгновенного вскипания; 2- вакуум-компрессионными; 3-
обратноосмотическими; 4- горизонтально-пленочными; 5- гелиоопреснением;
6- замораживанием; 7- вертикально-пленочными
В вариантах рассматривалось различное энергообеспечение: от дизель-
генератора и от ТЭС. Сопоставление трех различных установок по
капитальным вложениям и эксплуатационным расходам дает возможность
сделать вывод, что послеопреснительная обработка воды существенно влияет
на обе статьи расходов, и так как второй вариант имеет более упрощенную
систему деминерализации, он экономически выгоднее. Обработка морской
воды при обратном осмосе обходится дороже, чем в других сравниваемых
схемах. Собственная стоимость этой установки ниже, чем термических. В то же
время расход электроэнергии на процесс дистилляции меньше, чем на
обратноосмотический. По совокупности капиталовложений при равной
234

производительности выигрывает схема обратного осмоса. При
эксплуатационных затратах преимущество также за этой установкой. При
предполагаемых условиях установку мгновенного вскипания нельзя признать
самой эффективной в стоимостном отношении. Если необходима вода высокого
качества в промышленных объемах, то и обратный осмос мало приемлем. Что
касается дистилляции с компрессией, то при выработке питьевой воды обе
схемы сопоставимы. В этом варианте снабжение энергией производилось от
дизель-генераторов.
Второй вариант анализируется из условия энергоснабжения от ТЭС, и в
этом случае все три процесса практически равнозначны по стоимости
независимо от качества воды(питьевая, технологическая) при некотором
преимуществе установки мгновенного вскипания. Целесообразность
использования обратного осмоса для нужд промышленного водоснабжения
мала, и он, как и в первом варианте, выгоден только как производитель
питьевой воды. При анализе не учитывается такой важный фактор, от которого
зависит экономика процесса, как концентрация исходной воды.
Подобное сопоставление установок различного типа большой
производительности на морской воде показывает, что только производство
воды в тонкопленочных испарителях конкурентоспособно с процессом
обратного осмоса. Производительность установки любого типа определяет ее
капитальные затраты.
Технологическое совершенство процесса обратного осмоса, достигнутое в
последние годы за счет создания мембранных модулей с высокой
селективностью и высоким выходом по воде, расширяет сферу использования
установок этого типа для опреснения как морской воды, так и солоноватых вод.
Наиболее широко они используются при производстве воды питьевого качества
и очистке промышленных стоков.
Сложность сопоставления экономических оценок опреснения различными
методами затрудняется из-за того, что данные, представляемые различными
авторами, получены для конкретных регионов, в которых функционируют
установки.
8.2. ОПРЕСНЕНИЕ МОРСКОЙ ВОДЫ В УСЛОВИЯХ ПРИМОРСКОГО
края
Анализ экономических показателей различных технологических схем
показывает, что наибольшей тепловой и общей эффективностью обладают
схемы мгновенного вскипания и с тонкопленочными аппаратами, как
обеспечивающие при заданной производительности оптимальные расходы
энергии и наименьшую стоимость конечного продукта.
Экономическая эффективность станции зависит от рационального
использования теплоты, поэтому наличие в ее составе такой установки должно
235

определяться как целевым назначением, так и наиболее рациональным
включением в тепловую схему.
Опреснительная установка ТЭС может иметь различное назначение.
Во-первых служить целям покрытия собственных нужд станции, когда
производимый дистиллят идет на подпитку котлов и системы теплоснабжения.
Это особенно приемлемо в том случае, когда пресноводный
водообеспечивающий источник не позволяет в определенные периоды года
обеспечить станцию водой, а запасы морской воды неограниченны.
Во-вторых получать потребное количество воды питьевого качества для
бытового и технического использования в городах и районах. Отсутствие
пресноводных источников и большие количества морских вод оправдывает
такое назначение установки.
В-третьих производить дистиллят для самой станции, перерабатывать
рассол с получением побочных продуктов(поваренная соль, известь, цемент,-
хлор и др.), а также высококачественной воды для рыночной реализации.
При оценке эффективности опреснительных термических установок
применительно к Владивостокской ТЭЦ рассматривается второе назначение,
как в большей степени определяющее место установки в системе станции.
После реализации комплекс станция-опреснительная установка сможет
выполнять третье назначение, с включением в его состав оборудования по
переработке рассола Экономичность опреснительной установки и
себестоимость дистиллята зависят от правильного выбора параметров греющего
пара и включения в тепловую схему станции. Анализ возможности получения
пресной воды за счет опреснительной установки на Владивостокской ТЭЦ-2
показал, что принципиально могут быть приняты четыре варианта схем
включения ее в схему станции.
Первая схема основана на использовании пара редуцированного до
давления 100-200кПа,конденсат которого отводится в сборник конденсатов и
конденсатно-дренажным насосом подается в деаэратор Эффективность такой
схемы весьма низкая так как увеличиваются потери эксергии теплоты что
приводит к существенному увеличению удельного расхода топлива.
Вторая схема отличается тем, что пар отбирается из ресивера между
турбинами высокого и низкого давления, что снижает дополнительный расход
пара на турбину, связанный с включением опреснительной установки.
Третья схема, в которой пар отбирается на установку из турбины низкого
давления при давлении 70-90кПа и обеспечивает более высокий выход
дистиллята на 1 т топлива.
Четвертая схема использует пар из отбора с утилизацией теплоты
вторичного пара для подогрева главного конденсата. Удельная
производительность на 1 т топлива в данном случае наибольшая. Однако работа
по этой схеме возможна лишь при относительно малой производительности, так
как низкая температура вторичного пара требует создания глубокого вакуума в

последних ступенях многоступенчатых опреснительных установок.
Сопоставление вариантов и типов установок производилось по себестоимости
получаемого дистиллята, удельным капиталловложениям и удельным
приведенным затратам. При этом за исходные данные принято следующее
водопотребление станции по пресной воде: на собственные нужды 364,5 м3/ сут;
на подпитку котлов 2321м3/ сут; теплосети 3496м3/ сут; промконтуров турбин
969м3/ сут; нужды вспомогательных производств 444м3/ сут. Суммарное
потребление ( на 9 котлов ) 2895м3/ сут, а на полную мощность ( 16 котлов)
около 10000м3/ сут. Общий расход морской воды на ТЭЦ -485814м3/ сут. Из
расчета получения воды от двух параллельно работающих опреснительных
установок производительность их по дистилляту принята равной 20000м3 сут,с
числом ступеней для каждой разновидности полученным из условий
оптимизации тепловой схемы.
При проработке вариантов включения установки в тепловую схему
станции проанализировано несколько их типов: с испарительными аппаратами
вертикально-трубного тонкопленочного типа; горизонтально- трубного
тонкопленочного типа; мгновенного вскипания; комбинированная, содержащая
первые ступени верткально-пленочные и последние мгновенного вскипания, а
также комбинированную с горизонтально пленочными и мгновенного
вскипания ступенями испарения.
При рассмотрении схем включения было принято, что морская вода
поступает на установку после выхода из конденсаторов ТЭЦ с температурой
30°С. Установлено, что наиболее оправданным вариантом является схема, где
нагрев и испарение морской воды осуществляется за счет теплоты, отдаваемой
греющим паром из отбора. При наличии избыточных количеств теплоты на
станции допустимо использование первого варианта. При отборе пара на
опреснение изменится его расход на турбоагрегат, а также потребление
условного топлива на станцию.
Опреснительная установка, включенная по регенеративному принципу,
отдает часть теплоты производимого дистиллята питательной воде,
поступающей в парогенератор и поэтому ее можно рассматривать как элемент
тепловой схемы станции.
Если для такой установки производится отбор 1 кг пара то
дополнительный расход пара на довыработку мощности составляет ф < 1, при
уменьшении внутренней мощности турбоагрегата AN = (h" - h')Gn,, где Gra -
расход пара на опреснительную установку h',h" - энтальпии пара из отбора и
AN
отработавшего. Дополнительное количество пара G0 = , при этом h"0 -
h"0-h'
энтальпия пара на входе в турбину.
Количество необходимого для сохранения мощности турбины пара
237

G0 = Gm = Ф Gm.
Если коэффициент недовыработки мощности за счет отбора ф = 1, то на
опреснительную установку отбирается «острый» пар из нулевого отбора и
утилизация теплоты отсутствует.
При ф 0 имеет место полная утилизация пара, отработавшего в
турбогенераторе. Значение коэффициента недовыработки мощности при
развитой регенерации
Ф = (1 - v|/0)ao + (1 - v|/i)ai + +(1 - упЭоп,
где ai коэффициент связи потребителя с i той ступенью отбора; щ
коэффициент качества отбора.
Дополнительный удельный расход пара из котла на обеспечение работы
опреснительной установки
dn = 9do,
где do - удельный расход греющего пара.
Расход теплоты в паросиловой установке
Я = (1-е)(Ъ"0-п')фс1о,
где е - экономия теплоты от регенеративного подогрева питательной воды.
Удельный расход топлива на получение 1кг дистиллята
и _(l-g)(h"0-h')yd0
* ^ ■
При изменении мощности турбоагрегата от теплоты вносимой опреснительной
установкой
AN=_GJ^(h3-h'),
h3 - h" Ч '
где Ga производительность установки; h3 энтальпия, поступающих в
подогреватель греющих сред; Ьд - энтальпия дистиллята.
238

Необходимо иметь ввиду, что пар подаваемый на турбоагрегат для
недовыработанной мощности, используется для подогрева собственного
конденсата.
С включением опреснительной установки в тепловую схему станции, при
принятых параметрах отбора, расход условного топлива по отношению к
номинальному (358,8 г/ч) составил при р = 129 кПа- 373,1 г/ч при 63 кПа -
371 г/ч, т.е. расход его на опреснение с учетом утилизации теплоты в цикле
равен 14,3 г/ ч на 1 т. дистиллята и 12,2 г/ ч на 1 т. дистиллята соответственно.
Если установка будет работать как внешний потребитель, т.е. без возврата
части теплоты отбора в схему станции, то при подогреве морской воды паром с
давлением 63 кПа в зимний период расход условного топлива будет равен ЗЗг/ч,
а в летний-52,5 г/ч на 1 т. дистиллята. Эти значения, полученные при расчете
вариантов подтверждают эффективность такой схемы опреснительной
установки, которая входит в регенеративную схему станции.
Наибольший прирост мощности турбоагрегата (11,2 кВт) достигается при
отборе пара с давлением 63 кПа.

ЛИТЕРАТУРА
1.Авакян А.Б., Санин М.В., Эльпинер Л.И. Опреснение воды в природе и
народном хозяйстве. М.: Наука, 1987, 170с.
2.Дытнерский Ю.И. Обратный осмос и ультрофильтрация. М: Химия, 1978,
376с.
З.Дыхно А.Ю. Использование морской воды на тепловых
электростанциях М.: Энергия, 1974, 268с.
4.Карелин Ф.Н. Обессоливание воды обратным осмосом. М.: Стройиздат, 1988,
202с.
5.Коваленко В.Ф. Термическое опреснение морской воды. М.:Транспорт,1966,
216с.
б.Колодин М.В. Опреснение воды замораживанием. Ашхабад. Ылым,1977,
244с.
7.Колодин М.В. Экономика опреснения воды. М.. Наука, 1986, 170с.
в.Крыжановский Р. А. Ресурсы будущего. М.. Мысль, 1985,166с.
9.Лукин Г.Я. Колесник Н.Н. Опреснительные установки промыслового флота.
М.. Пищевая промышленность, 1970, 218с.
10. Сень ЛИ., Якубовский Ю.В. Парогенераторные установки на морской воде.
Л.. Судостроение, 1979,224с.
11.Слесаренко В.Н. Опреснение морской воды. М.. Энергоатомиздат]1991, 276с.
12Слесаренко В.Н. Дистилляционные опреснительные установки М.: Энергия,
1980,256с.
13.Слесарепко В.Н. Современные методы опреснения морских и соленых вод.
М.. Энергия, 1973,248с.
14. Таубман Е.И. Бильдер З.П. Химическое обезвреживание минерализованных
промышленных сточных вод. Л.: Химия, 1975,198с.
15. Тананайко Ю.М. Воронцов Е.Г Методы расчета и исследования пленочных
процессов.Киев: Техника, 1975,194с.
16. Хорн Р Морская химия. М.. Мир, 1972,398с.
17 Aly N.H. Bodrose S.D. Enhanced film condensation of steam on spirally fluted
tubes.//Desalination, vol.101, 1995, C.295-302.
18. Aly N.H. Morwan M.A. Dynamic behavior of MSF desalination plants.//
Desalination, vol.101, 1995,C.287-294.
19. Bednarsky J., Manamide M. Test program evaluate an enhenced desalination
process for Metropolitan Water District of Southern Colifornia. Proceedings IDA
World Congress on Desalinanion, Madrid, Spain, vol.1, 1997 C.227-242.
20. Bodendieck F Gertner K. Gregorzewski A. The effect of brine oriface design on
the range of operation and operation stability of MSF distiller. Proceedings IDA
World Congress on Desalination, Madrid, Spain, vol.1, 1997,
P. 173-197
240

21.Bom P.R. New concept multi-effect VTE, with falling film. Proceedings IDA
World Congress on Desalination,. Madrid, Spain, vol.4,
1997, P 113-126.
22.Breidenbach L., Rautenbach R., Tusel G.F Termo-economic assessment of Fossil
fuel Fired dual purpose power/ water plant. Proceedings IDA World Congress on
Desalination, Madrid, Spain,vol.4, 1997, P. 167-173.
23. Darwish M.A. Desalination processes: A technical comparison. Proceedings IDA
World Congress on Desalination, Aby-Dhabi, UAE, vol.1, 1995.P 149-173.
24.Darwish M.A. Thermal analysis of multi-stage flash desalting systems.//
Desalination, vol.85, P.59-79.
25.Darwish M.A., El-Refase MM., Abdel-Jawad M. Developments in the multi-stage
flash systemV/Desalination, vol. 100,1995.P.35-64.
26.Dickson J.M., Spenser J., Costa M.L. Dilute single and mixed solute systems in a
spiral wound reserve osmosis module.// Desalination, vol.89,1992, P.63-88.
27.EI-Dessouky Hisham Bingulac S. Solving equations simulating the steady state
behavior of the multi-stage flash desalination process. // Desalination ,vol. 107, 1996,
P 171-193.
28.E1-Nashar Ali M., Qamhiyeh Amer A. Simulation of the steady state operation of a
multi-effect stack seawater desalination plant.// Desalination, vol.101, 1995, P.23I-
243.
29.E1-Nashar Ali M. Al-Baghdadi Atef A., Exergy losses in multiple-effect stack
seawater desalination plant.// Desalination, vol.116,1998.P 11-24.
30.EI-Dessouky Hisham, Alatigi Jmad, Ettouney Hishan, Process synthesis: the
multi-stage flash desalination system.// Desalination, vol.115, 1998.P. 155-179.
31E1-Sayed Yehio M. On the feasibility of large vapor-compression distillaton units.
//Desalination, vol.107, 1996, P 13-27.
32. Genthner K., Wangnick K., Bodendieck F., Al-Gobaisi D. The next size
generation of MSF evaporators: 100000 m3/d. Part 1. Proceedings IDA World
Congress Madrid, Spain, vol.1, 1997, P.271-294
33. Hammond R.,Eissenberg P Emmerman D.,Jones J. Sephton H. Seawater
desalination plant for Southern California.// Desalination, vol.99, 1994, P.459-481.
34. Minnich K. Tjnner J., Neu Dorothy. A comparison of heat transfer requirement
and evaporator cost for MED-TC and MSF Proceedings IDA World Congress on
Desalination, Abu-Dhabi, UAE, vol.2, 1995, P.233-257.
35. Ophir A. Weinberg J. MED- desalination plants. Proceedings IDA World
Congress on Desalination, Madrid, Spain, vol.1, 1997, P.325-343.
36. Rautenbach R. Linn Т., Al- Gobaisi D.M.K. Present and future pretreatment
concepts- strategies for reserve osmosis seawater desalination.// Desalination,
vol.110, 1997, P.97-106.
37 Rautenbach R., Widua J., Schafer S. Reflections on desalination processes for the
21-th Century Proceedings IDA World Congress on Desalination, Abu -Dhabi,
UAE, vol.1, P. 117-136. '

38Rueda J., Hemandes J. Desalination plant of San Antonio de Portmany.
Proceedings IDA World Congress, Madrid, Spain, 1997, vol.1, P.283-386.
39.Schicrach M. Seawater reverse osmosis plant in Fujairah-UAE. Proceedings IDA
World Congress on Desalination, Abu-Dhabi, UAE, 1995, vol.3, P.91-98.
40.Slesarenko V Thermal desalination of seawater in installation of a thin filmed
type. Proceedings IDA World Congress on Desalination, Abu-Dhabi, UAE, 1995,
vol.6, P.261-280.
41.Slesarenko V.N., Slesarenko V V Peculiarities of boiling seawater in desalination
plants.// Desalination, vol.108, 1996, P. 105-108.
42.Slesarenko V V., Slesarenko V V Hydrodynamic and heat transfer in apparatuses
desalting of sea water. Proceedings IDA World Congress on Desalination, Madrid,
Spain, 1997, vol.1, P.261-270.
43. Sadhwani J. Operation cost Las Palmas 111 desalting plant. Proceedings IDA
World Congress on Desalination, Madrid, Spain, 1997,vol.2, P.261-294.
44. Sommariva C. Podesta S., Lior N. Analysis of departures from equilibrium and
irreversibilities as Duide for performence improvement of MSF plant stages and
distillate corridors. Proceedings IDA World Congress on Desalination, Abu-
Dhabi,UAE,1995, vol.1, P.302-303.
45. Strathmann H. Reverse osmosis and electrodialysis in water desalination -A
technical and commercial assessment. Proceedings IDA World Congress on
Desalination, Abu-Dhabi, UAE, 1995, vol.1, P.61-90.
46. Wangnick K., Gerthner K. Al-Gobaise D. The next size generation of MSF
evaporators. 100000 m3/d. Part II. Proceedings IDA World Congress on
Desalination, Madrid, Spain, 1997, vol.1, P.295-324.
242

ОГЛАВЛЕНИЕ
Предисловие з
Глава первая
Морская вода -рабочее тело опреснительной установки
1.1. Физико-химические свойства морской воды 5
1.2. Особенности морской воды 9
1.3. Термодинамика морской воды и процесса опреснения 12
1.4. Термодинамические основы термической дистилляции 19
1.5. Термодинамические особенности опреснения обратным осмосом. 23
Глава вторая
Физическая сущность процесса опреснения морской воды
2.1. Общая характеристика природных вод 26
2.2. Опреснение морских н соленых вод 29
Глава третья
Дистилляцнониые опреснительные установки
3.1.Состояние и техническая характеристика термических опреснительных установок. 36
3.2. Опреснительные установки мгновенного вскипания 39
3.3. Элементы и компоновка оборудования установки мгновенного вскипания 62
Глава четвертая
Характеристики процесса установки мгновенного вскипания
4.1. Тепловая схема установки и ее показатели 72
4.2 Анализ удельных показателей тепловых схем установок мгновенного вскипанш 86
4.3. Показатели элементов установки мгновенного вскипания 99
4.4. Оптимизация параметров различных схем установок мгновенного вскипания 116
Глава пятая
Термические опреснительные установки тонкопленочного типа
5.1. Характеристика процесса опреснения в тонкопленочных установках- 133
5.2. Совершенствование тепловой схемы тонкопленочных опреснителей 154
5.3. Оценка тепловой эффективности тонкопленочных опреснителей 163
Глава шестая
Термодинамический анализ термических опреснительных установок
6.1. Термодинамические показатели и их влияние на процесс опреснения 184
6.2. Термоэкономнческие характеристики опреснительных установок. 191
Глава седьмая
Опреснительные установки обратного осмоса
7.1. Технологическая характеристика опреснения обратным осмосом. 198
7.2. Характеристика современных обратно-осмотических мембран 206
7.3. Конструктивные элементы установок 212
Глава восьмая
Эффективность использования морской воды
8.1. Характеристика стоимостных показателей опреснительных установок. 225
*2. Опреснение морской воды в условиях Приморского края 235
Литература.. 240
243