/
Text
Н.П. Крюков
АППАРАТЫ
ВОЗДУШНОГО
ОХЛАЖДЕНИЯ
Н. П. Крюков
АППАРАТЫ
ВОЗДУШНОГО
ОХЛАЖДЕНИЯ
МОСКВА, ХИМИЯ, 1983
6П7
К 856
УДК 62-712.66.0
Крюков Н. П.
Аппараты воздушного охлаждения.— М.: Химия, -
1983 — 168 с., ил.
Рассмотрен опыт эксплуатации аппаратов воздушного охлаж-
дения иа предприятиях химической и нефтехимической промыш-
ленности. Изложены вопросы, связанные с тепловыми и аэроди-
намическими испытаниями этих аппаратов. Приведены норматив-
ные материалы по периодичности и объему ремонтных работ. Дан
анализ наиболее характерных случаев отказа оборудования.
Предназначена для эксплуатационного персонала и механиков
химических производств, занимающихся эксплуатацией, испыта-
ниями и ремонтом машин и аппаратов химических производств.
168 с., 34 табл., 72 рис., 32 литературные ссылки.
Рецензент В. И. ГОРОБЕЦ
2801020000-050
К 050(01)-83
50.83
© Издательство «Химия», 1983 г.
СОДЕРЖАНИЕ
Введение 1 2 3 4
Основные условные обозначения 6
Глава I. Аппараты воздушного охлаждения в химических и нефтехи-
мических производствах
1. Актуальность замены водяных холодильников воздушными 7
2. Технические характеристики и области применения АВО 9
3. АВО в крупнотоннажных производствах 14
4. Схемы включения АВО в технологические линии 27
Глава II. Эксплуатационные (поверочные) расчеты аппаратов воздушно-
го охлаждение 33
1. Общие принципы расчета 33
2. Особенности расчета параллельной, параллельно-последовательной и
комбинированной схем обвязки АВО 41
3. Сопоставление различных схем обвязки 46
4. Пересчет аппаратов воздушного охлаждения на режимы, отличные от
расчетных 50
Глава III. Испытания аппаратов воздушного охлаждения 53
1. Подготовительные работы на объекте испытаний, измерительные при-
боры и устройства 53
2. Теплотехнические и аэродинамические испытания АВО 60
3. Обработка материалов испытаний 63
4. Анализ экспериментальных данных 74
Глава IV. Результаты промышленных испытаний АВО в условиях хими-
ческих производств 83
1. Оценка работы теплообменных секций по температурным и скорост-
ным полям 83
2. Эксплуатационные аэродинамические характеристики и их влияние иа
работу АВО 92
3. Обобщенная тепловая характеристика АВО 102
4. Пути повышения эффективности АВО 105
Глава V. Регулирование АВО 110
1. Общие задачи и параметры регулирования ПО
2. Регулирование по температуре атмосферного воздуха 120
Глава VI. Эксплуатация АВО а технологических линиях 123
1. Эксплуатация воздушных конденсаторов совместно с компрессорами в
аммиачных холодильных машинах 123
2. Эксплуатация воздушных конденсаторов Совместно с паровыми тур-
бинами в силовых установках 132
3. Эксплуатация холодильников технологических сред 143
4. Эксплуатация воздушных холодильников компримирующего оборудо-
вания 151
Глава VII. Техническое обслуживание и ремонт АВО 156
Литература 161
Предметный указатель 163
ВВЕДЕНИЕ
Высокие темпы развития химических и нефтехимических
производств, создание совершенной технологии требуют решения
одной из важнейших задач промышленности: сокращение пот-
ребления воды, расходуемой для отвода избыточного тепла тех-
нологических процессов. В большой степени эта задача решает-
ся при внедрении в производство теплообменных аппаратов воз-
душного охлаждения (АВО). Отечественные конструкции АВО
разработаны институтом ВНИИнефтемаш, в котором на базе
обширных экспериментальных исследований созданы теоретиче-
ские основы теплового и аэродинамического расчета аппаратов.
Номенклатура выпускаемых промышленностью АВО, их ис-
полнение позволяют использовать воздушное охлаждение в са-
мых разнообразных технологических процессах и сократить
потребление охлаждающей воды до 80%.
Применение воздушного охлаждения позволит вновь проек-
тируемые производства размещать независимо от источников
водоснабжения. Место строительства может быть максимально
приближено к запасам сырья или районам потребления готовой
продукции. Замена водяного охлаждения воздушным в дейст-
вующих производствах даст возможность не только сократить
потребление воды оборотного или прямого водоснабжения, но и
снизить эксплуатационные затраты, связанные с ремонтом тепло-
обменного оборудования и его обслуживанием.
Эксплуатационные показатели работы систем воздушного ох-
лаждения с использованием АВО во многом определяются тем-
пературой атмосферного воздуха и значительно улучшаются
при ее снижении относительно расчетного значения, Следует
подчеркнуть, что при отрицательных температурах до 30% теп-
лового потока может рассеиваться в результате естественной
конвекции. Основной статьей расходов при эксплуатации АВО
является стоимость потребляемой электроэнергии. Однако, ис-
пользуя эффективные методы регулирования АВО изменением
угла поворота лопастей, частоты вращения вентилятора и поло-
жения жалюзи, можно существенно снизить энергетические
затраты.
Широкое внедрение АВО было бы невозможно без проведе-
ния промышленных испытаний, сопоставления и анализа расчет-
ных и фактических теплотехнических данных, обобщения и учета
различных эксплуатационных показателей.
Опыт эксплуатации АВО и результаты промышленных испы-
таний в условиях химических и нефтехимических производств
показывают, что эффективность использования воздушных холо- i
дильников во многом определяется выбором схем внешней тру-
4
бопроводной обвязки теплообменных секций. Применение парал-
лельно-последовательных и комбинированных схем позволяет
существенно увеличить теплопередачу и эффективность использо-
вания поверхностей теплообмена. Большой интерес представляет
применение АВО совместно со вспомогательными холодильными
установками, которые могут использоваться не только для доох-
лаждения продукта, но и для предварительного охлаждения воз-
духа перед поступлением его в основные теплообменные секции.
Наращивание мощностей химических и нефтехимических
производств в дальнейшем потребует не только совершенствова-
ния конструкций АВО, но и повышения объема и качества их
изготовления, а также повышения требований к исследователь-
ским и проектным работам, уровню организации эксплуатации
и обслуживания. Между тем специальная литература по опти-
мальному использованию АВО в технологических линиях хи-
мических и нефтехимических производств практически отсутст-
вует.
Предлагаемая книга призвана частично восполнить этот про-
бел. Особое внимание в книге отводится вопросам испытания,
регулирования и эксплуатации АВО в крупнотоннажных произ-
водствах. В книге обобщен опыт производственного объединения
«Союзхимпромэнерго» по испытанию и наладке АВО, а также
данные, имеющиеся в периодической научной литературе.
Автор признателен К. Т. Игнатову за помощь в подготовке
рукописи и выражает благодарность инженерам В. А. Хараху,
М. А. Соболеву, А. В. Киселеву и С. Г. Елину, принимавшим
участие в проведении экспериментальных работ и промышлен-
ных испытаний систем воздушного охлаждения.
Для написания разделов «Эксплуатация воздушных конден-
саторов совместно с компрессорами в аммиачных холодильных
машинах» и «Эксплуатация воздушных конденсаторов совместно
с паровыми турбинами в силовых установках» (глава VI) был
привлечен инженер Ю. И. Огладков.
Автор выражает глубокую благодарность канд. техн, наук
3. 3. Рахмилевичу за ценные советы и замечания, которые были
учтены при подготовке рукописи к печати. Автор будет призна-
телен читателям за отзывы и критические замечания о книге.
ОСНОВНЫЕ УСЛОВНЫЕ ОБОЗНАЧЕНИЯ
Рб
Pp; Рк, P
Hn- GCT; Hдин
Zl
tz
Gsx
^вых
<И
fCT
Vn; Gn
^ви
vE; св
Г’в. ср’> Un
(^р)уз
Q
q
Fyen Fp
Kp, Кф
Ng', Nb
Ир, Иф
Пс
ч
<р
°ВН
Он. п
®ср
л
р
— барометрическое давление;
— рабочее давление; давление конденсации; парциальное
давление;
— полное, статическое и динамическое давление, развивае-
мое вентилятором;
— температура атмосферного воздуха на входе в аппараты
воздушного охлаждения (АВО);
— температура охлаждающего воздуха перед теплообмен-
ными секциями;
— температура охлаждающего воздуха на выходе из АВО;
— температура охлаждаемого или конденсируемого продукта
на входе в АВО;
— температура охлаждаемого или конденсируемого продукта
на выходе из АВО;
— температура конденсации;
— температура испарения;
— температура стенки трубы;
— объемный, массовый расход охлаждаемого или конденси-
руемого продукта;
— скорость движения продукта в трубах;
— объемный, массовый расход охлаждающего воздуха;
— средняя скорость воздуха на выходе из АВО; поверхност-
ная скорость воздуха по длине секций;
— объемная массовая скорость воздуха в узком сечении ореб-
ренной поверхности;
— тепловой поток;
— плотность теплового потока;
— установочная расчетная поверхность теплообмена по ореб-
рению;
— расчетный, фактический коэффициент теплопередачи;
— мощность, потребляемая электродвигателем привода венти-
лятора; мощность на колесе вентилятора;
— расчетный, фактический запас поверхности охлаждения;
— частота вращения;
— коэффициент сужения сечения;
— коэффициент оребрения трубы, аппарата или относительная
влажность;
— коэффициент увеличения поверхности трубы, аппарата;
— плотность охлаждающего воздуха, конденсируемой или
охлаждаемой среды;
— коэффициент теплоотдачи внутри трубы;
— коэффициент теплоотдачи наружной поверхности трубы;
— средняя логарифмическая разность температур.
Глава I
АППАРАТЫ ВОЗДУШНОГО ОХЛАЖДЕНИЯ
В ХИМИЧЕСКИХ И НЕФТЕХИМИЧЕСКИХ ПРОИЗВОДСТВАХ
1. Актуальность замены водяных холодильников
воздушными
Более 65% потребляемой пресной воды приходится на долю
промышленности, из них на охлаждение оборудования ~30%.
В действующих химических производствах вода в исключительно
больших количествах потребляется производствами аммиака,
метанола, азотной кислоты, хлора, пластмасс и др. Только один
компрессор для азотоводородной смеси типа 6М40-320/320 пот-
ребляет около 450 м3/ч оборотной воды, а холодильники моно-
этаноламинового раствора в производстве аммиака расходуют
до 1800 м3/ч охлаждающей воды.
В химических и нефтехимических производствах, как прави-
ло, применяют систему оборотного водоснабжения, для эксплуа-
тации которой требуется мощное насосно-градирное оборудова-
ние (градирни с естественной и принудительной вентиляцией,
отстойники, фильтры, разветвленная сеть трубопроводов). Си-
стема оборотного водоснабжения имеет ряд существенных недо-
статков: на испарение в атмосферу теряется 8—12% общего
объема циркулирующей воды, поэтому требуется дополнитель-
ная подпитка свежей водой; вода насыщается кислородом, что
приводит к повышенной коррозии теплообменного оборудования;
при длительной эксплуатации в охлаждающей воде накапли-
ваются жесткие осадки, микрофлора и ил. Образующиеся в труб-
ном и межтрубном пространстве теплообменников различные
виды отложений резко ухудшают процесс теплопередачи.
Стоимость охлаждающей воды в оборотных системах зависит
от климатического района, уровня эксплуатации, состояния обо-
рудования, наличия водных бассейнов и ряда других факторов.
Для современных химических производств с развитой схемой во-
доснабжения стоимость 1000 м3 воды находится в пределах 5—
10 руб., а в отдельных случаях достигает 15 руб.
Обследование химических и нефтехимических производств
показало, что эффективность эксплуатации оборотных систем
зависит от атмосферных условий, в частности от температуры
атмосферного воздуха. В летний, наиболее напряженный, период
эксплуатации при средней температуре атмосферного воздуха
23 °C температура воды на входе в теплообменное оборудование
достигает 28 °C, а в отдельных случаях 30—32 °C вместо приня-
тых в расчете 25 °C. На ряде производств повышение темпера-
туры охлаждающей воды может быть связано с наращиванием
7
мощностей, интенсификацией работы оборудования без рекон-
струкции и расширением оборотного водоснабжения.
При существующей тенденции расширения производственных
мощностей действующих предприятий возникают серьезные труд-
ности в обеспечении их охлаждающей водой, особенно в засуш-
ливых районах с напряженным водным балансом. В связи с этим
приобретают важное народнохозяйственное значение вопросы
исследования новых способов и схем охлаждения, обеспечиваю-
щих эффективный отвод в окружающую среду тепла техноло-
гических процессов.
Одним из таких способов является воздушное охлаждение.
Несмотря на то, что воздух в сравнении с водой является плохим
теплоносителем (при ^ = 20 °C его теплоемкость примерно в
4 раза, а теплопроводность в 2,4 раза ниже воды), конструкции
АВО и схемы обвязки в технологических линиях позволяют
эффективно применять их вместо теплообменников с водяным
охлаждением. Однако системы с АВО будут эффективны только
в том случае, если 75—90% общей тепловой нагрузки может
Таблица 1-1. Технико-экономические показатели систем
водяного и воздушного охлаждения
Новомосковское п. о. «Азот» Днепродзер- жинское п. о. «Азот» Северо- донецкое п. о. «Азот»
Показатели И а * *
о со О х о со 1=1 Г- ° X о со 14 п о со
со о < СО О СО о СО О
Температура атмосфер- ного воздуха, °C 23,0 23,0 23,0 23,0 28,1 28,1 27,4 27,4
Характеристика про- Охлаждение Конденсация Охлажде- Конденса-
цесса М ЭЛ а мм иака ние соляро- вого масла ция паров метанола
Количество циркули- рующего продукта, тыс. т/год 4 380 4 380 175 175 800 800 • 96 96
Расход воды на охла- ждение, тыс. м3/год 14 879 17 9 223 19 4 000 — 7 520 —
Удельные капиталовло- жения на 1 т продукта, руб. 52 130 1 131 1 868 102 162 135 445
Расход электроэнергии на привод вентилято- ров, МВт-ч/год — 3 675 — 2 090 — 676 — 712
Удельные эксплуата- ционные затраты на 1 т продукта, руб 33 13 453 184 50 18 544 78
Годовой экономический эффект, тыс. руб. — 126 — НО — 67 — 40
Срок окупаемости до- полнительных капита- ловложений, лет 3,9 2,7 1,9 0,9
8
быть реализовано при разности температур продукта на выходе
из АВО (Ux) и воздуха на входе в ABO (Л) не менее 12—15 °C.
Меньшее значение (12 °C) следует относить к охлаждению жид-
ких продуктов и процессам конденсации без охлаждения пере-
гретого пара (газовой фазы), а большее значение — к процессам
охлаждения многокомпонентных смесей с конденсацией одного
или нескольких компонентов.
При выборе вариантов системы охлаждения с Аых — А =
= 12—15 °C необходимо проводить экономический расчет; ре-
шающим условием для экономичности системы охлаждения яв-
ляются минимальные капитальные и эксплуатационные затраты
в нормативный срок окупаемости. В табл. 1-1 приведены срав-
нительные технико-экономические показатели систем водяного и
воздушного охлаждения для условий Новомосковского, Днепро-
дзержинского и Северодонецкого производственных объединений
«Азот».
Из табл. 1-1 следует, что создание систем охлаждения с при-
менением АВО требует существенно больших капитальных зат-
рат, однако невысокие эксплуатационные расходы обусловли-
вают экономическую эффективность этих систем в сравнении с
водяными.
Приведенные в табл. 1-1 сроки окупаемости дополнительных
капитальных вложений заметно различаются. Это связано с тем,
что в условиях Новомосковска процессы охлаждения моноэта-
ноламинового раствора (МЭА) и конденсации аммиака должны
осуществляться при /Вых— Л = 10— 12 °C, а для районов Днеп-
родзержинска и Северодонецка разность температур 4ых —
> 15 °C.
2. Технические характеристики и области
применения АВО
Аппараты воздушного охлаждения общего назначениия пред-
назначены для конденсации, охлаждения парообразных, газооб-
разных и жидких сред с температурой от —40 до 300 °C, дав-
лением до 6,4 МПа. Стандартизованные АВО общего назначения
делятся на три основных типа: АВМ(ГОСТ 13935—68 и ОН26-
02-34—67)—аппарат воздушный малопоточный; АВГ (ГОСТ
12854—72 и ОСТ-26-12-176—70) —аппарат воздушный горизон-
тальный; АВЗ и АВЗ-Д (ГОСТ 13934—68, ОН-26-02-36—67 и
ОСТ 26-02-537—72) — аппарат воздушный зигзагообразный. Об-
щий вид аппаратов приведен на рис. 1-1 —1-3.
Основными элементами АВО являются; теплообменные сек-
ции, вентилятор, аэродинамические элементы и несущие конст-
рукции.
Теплообменная секция представляет собой пучок оребренных
труб, расположенных в шахматном или коридорном порядке по
ходу движения охлаждающего воздуха. Концы труб заделаны
в трубные решетки и закрыты крышками с отверстиями для
ры № 8 типа 06-320, а в АВГ
вентилятору ЦЛГИ-УК-2М.
Аэродинамические элементы
тилятора, диффузор и коллектор. Несущие конструкции, на ко-
Рис 1-1. Малопоточный аппарат типа
АВМ.
подсоединения внешней трубо-
проводной обвязки. В зависи-
мости от количества ходов про-
дукта крышки выполняются с
определенным числом перего-
родок.
Осевой вентилятор с приво-
дом от электродвигателя нор-
мального или взрывозащищен-
ного исполнения предназначен
для подачи охлаждающего воз-
духа в теплообменные секции.
Вентилятор может быть уста-
новлен на оси двигателя или
редуцирующего устройства.
В отечественных аппаратах
применяются вентиляторы диа-
метром 0,8; 2,8; 5,0 и 7,0 м с
числом лопастей от 3 до 8. В
АВМ используются вентилято-
АВЗ тип колеса соответствует
АВО включают обечайку вен-
торых монтируются теплообменные секции, выполняются метал-
лическими или железобетонными.
Аппараты АВМ оснащены одной теплообменной секцией с
трубами длиной 1,5 или 3 м и соответственно комплектуются
Рис. 1-2. Горизонтальный аппарат типа АВГ.
1(1
одним или двумя вентиляторами диаметром 0,8 м, которые сое-
динены с валом электродвигателя мощностью 3 кВт.
Аппараты АВГ имеют три независимые одна от другой сек-
ции с трубами длиной 4 или 8 м и соответственно оснащены од-
ним или двумя вентиляторами диаметром 2,8 м с приводом от
электродвигателей мощностью до 40 кВт. Привод вентиляторов
осуществляется через конический редуктор, валы которого рас-
положены под углом 90°.
Наиболее крупные из стандартизованных аппараты типа
АВЗ имеют шесть теплообменных секций с трубами длиной
6 м. Привод вентилятора диаметром 5 м осуществляется от
специального тихоходного электродвигателя мощностью 100 кВт
при 4,2 с-1. Вентилятор соединен с валом электродвига-
теля.
Аппарат типа АВЗ-Д имеет шесть теплообменных секций
с трубами длиной 8 м, установленных по зигзагообразной схеме.
Охлаждающий воздух подается от двух вентиляторов диаметром
2,8 м с приводом, аналогичным приводу аппаратов типа АВГ.
Теплообменные секции аппарата типа ЛВЗ-Д по своим харак-
теристикам полностью соответствуют секциям АВО типа АВЗ.
Максимальная поверхность теплообмена аппарата типа ЛВЗ-Д
при коэффициенте оребрения ф = 9 составляет 7000 м2, при
Ф = 14,6 составляет 10 200 м2.
В табл. 1-2 дана техническая характеристика аппаратов воз-
душного охлаждения типов АВМ, АВГ и АВЗ. Указанные аппа-
раты имеют материальное исполнение Б1—Б5, М1У, MIA и ис-
пользуются при давлениях ру = 0,6; 1,6; 2,5 4,0 и
6,4 МПа.
Отношение расхода воздуха к поверхности теплообмена
аппаратов типа АВГ определено при угле поворота лопастей 20°
и скорости вращения вала вентилятора 7 с-1.
Рис. 1-3. Зигзагообразный аппарат типа АВЗ.
11
Таблица 1-2. Техническая характе
Тип АВО Число рядов труб Число ходов по трубам Поверх
1,5 3
Малопоточный АВМ 4 1, 2, 4 105/150 220/310
6 1, 2, 3, 6 160/225 325/465
8 1, 2, 4, 8 210/300 440/600
Горизонтальные АВГ 4 1, 2, 4 — —
6 1, 2, 3, 6 — —
8 1, 2, 4, 8 — —
Зигзагообразные АВЗ 4 1, 2, 4, 8 — —
6 1, 2, 4, 8 — —
8 1. 2, 4, 8 — —
Примечание. Числитель <р —9; знаменатель q>=14.
Кроме аппаратов общего назначения промышленностью серийно выпу-
скаются нормализованные аппараты специального назначения:
Тип аппарата Поверхность теплообмена, м2 Рабочее давление, МПа
АВГ-Т — трехконтурные . . АВГ-В — для охлаждения вяз- 7 060-20 400 0,6—6,4
ких продуктов 890—3 590 0,6—6,4
АВГ-ВВ — для охлаждения высоковязких продуктов . . . 695—1 390 0,6—2,5
АВОВ — для охлаждения воды 12 600 0,6
АВ Г-16 0 — для ох ла ж д ен и я природного газа 7 920 16
АВГ-125 то же 2 900 16
АВГП-160 » 960 16
Конструкции отечественных АВО отличаются широким диапа-
зоном поверхности теплообмена и различным материальным ис-
полнением основных узлов и деталей. В табл. 1-3 приведены
марки материалов, из которых изготавливаются основные детали
аппаратов. Широкая номенклатура дает возможность эффек-
тивно использовать АВО в самых разнообразных технологиче-
ских процессах на Новомосковском, Щекинском, Северодонец-
ком, Невинномысском и ряде других производственных объеди-
нений «Азот».
В зависимости от рабочего давления в аппаратах применяют-
ся разъемные, коробчатые или коллекторные камеры секций. Ко-
робчатые камеры используют при давлении до 10—15 МПа; они
имеют прямоугольное сечение. В этих камерах доступ к трубам
с внутренней стороны обеспечивается через отверстия, заглушае-
мые резьбовыми пробками, которые расположены против каждой
теплообменной трубы. Эти отверстия используются для визуаль-
ного осмотра состояния развальцовки, оценки степени загрязне-
ний, а также для очистки и подвальцовки труб. Толстостенные
коллекторные камеры, применяемые при давлениях 20—32 МПа,
1£
ристика нормализованных АВО
ность теплообмена, м2 при длине труб, м Отношение расхода воздуха к поверхности теплообмена. (мЗ/ч)/м2
4 6 8
— — 228/146
— — — 136/84
— — -— 95/55
875/1250 — 1770/2500 286/188
1320/1870 —. 2640/3800 170/110
1740/2500 —. 3500/5100 118/112
— 2650/3750 — 272/176
— 4000/5650 — 164/97
— 5300/7500 — 110/65
имеют круглое сечение и снабжены теплообменными трубами,
которые соединены сваркой.
В табл. 1-4 приведены параметры АВО, используемых в неко-
торых технологических процессах химических производств; эти
параметры убедительно свидетельствуют об эффективности при-
менения АВО. Анализ материалов обследования действующих
производств химической промышленности позволяет сделать вы-
вод о том, что АВО только общего назначения можно заменить
60—80% всего существующего теплообменного оборудования.
Применение АВО в системах охлаждения действующих про-
изводств сдерживается тем, что многие технологические про-
цессы рассчитаны на использование воды и низкие конечные
Таблица 1-3. Материалы основных деталей АВО для работы
в районах с умеренным климатом
Исполне- ние АВО Трубы внутренние • Трубные решетки Крышки
Б1 Сталь 10 и 20 Сталь 16ГС Стали 20Л-П и 20Л-Ш
Б2 Сталь Х5М Сталь Х5М Стали 20Х5МЛ и
БЗ Сталь Х8 Сталь 0X13 Сталь 0Х22Н5Т Двухслойные 20Х5ТЛ Сталь 10Х18Н9ТЛ
Б4 Сталь Х18Н10Т Сталь 0Х21Н6М2Т Сталь 0Х17Н16МЗТ 16ГС + Х18Н10Т Двухслойные То же
Б5 Сталь Х17Н13М2Т Латунь ЛОМш 16ГС + 0Х17Н16МЗТ 16ГС + Х17Н13М2Т Сталь 16ГС с на- Стали 20Л-П
MIV MIA Латунь ЛАМш Сплав АМг2 и АД1 плавкой из аатуни Л062-1 Сталь 16ГС Сплавы АМг5 и АМгб 20Л-Ш
• Наружные трубы изготовляют и* сплава АД-1.
13
Таблица 1-4. Характеристика некоторых технологических процессов,
в которых возможно использование АВО
Характеристика процесса Температура, °C Плотность теплового потока, Вт/м2 Рабочее давление, МПа Тип АВО
вход ВЫХОД
Ректификация метанола Авг
конденсация метанола 45 40 340 1,1
65 40 580 0,06 АВГ
65 50 630 0,06 АВЗ
охлаждение метанола 50 40 310 0,8 АВЗ
60 40 550 0,6 АВГ
70 40 490 0,3 АВМ
охлаждение эфирных га- зов Моноэтаноламиновая очистка 45 40 70 1,1 АВМ
охлаждение моноэтанол- аминового раствора 80 35-40 680 1,2 АВЗ
конденсация водяных ла- дов 100—110 35-40 700-900 1,0-1,2 АВЗ
конденсация аммиака Разделение воздуха 120—145 35-40 250—300 1,4-1,6 АВЗ
охлаждение газообразных 140 40 470 — АВГ
сред в межступенчатых и 140 65—70 700 — АВГ
концевых холодильниках 140 50 520 0,7 АВГ
компрессоров Производство капролактама 140 40 460 0,5 АВГ
конденсация циклогекса- на, метилциклопентана, бензола 90 60 900 0,1 АВЗ
охлаждение циклогексана 110 60 900 0,08 АВМ
охлаждение и конденса- ция паров дихлорэтилена 100 60 820 0,03 АВГ
температуры выхода продукта (30—35°C), хотя и в этом случае,
используя ЛВО в комбинации с существующими теплообменни-
ками, можно существенно уменьшить потребление воды на ох-
лаждение.
3. ЛВО в крупнотоннажных производствах
Широкое применение ЛВО в химической промышленности
связано с освоением производства аммиака мощностью 1360т/сут.
Практически во всех звеньях технологической схемы крупнотон-
нажного производства аммиака, где требуется отвод тепла, ис-
пользуются системы воздушного охлаждения: при конденсации
отработавшего водяного пара паровых турбин привода компри-
мирующего оборудования; в качестве холодильников технологи-
ческого воздуха, природного и синтез-газа; при компримирова-
нии и конденсации аммиака; при очистке азотоводородной смеси
и регенерации очистных растворов.
Первоначально установки оснащались импортными АВО фирм GEA и
Hudson Italians, а впоследствии на производствах со смешанным оборудова-
14
Рис. 1-4. Общий вид конденсаторов водяного пара фирмы GEA.
нием наряду с АВО импортной поставки стали применять аппараты воздуш-
кого охлаждения отечественного производства.
АВО фирмы GEA представляют собой трехвентиляторные агрегаты с шат-
ровым расположением теплообменных секций (рис. 1-4). В основании шатра
размещена обечайка вентилятора, а редуктор и асинхронный электродвигатель
привода вентилятора размещены внутри шатра с напорной стороны вентиля-
тора. Трубные пучки теплообменных секций имеют по три ряда труб и отли-
чаются один от другого только размерами.
В аппаратах применяют прямоугольные ребра толщиной 0,28 мм с пере-
менным шагом по ходу воздуха соответственно 4; 3 и 2,5 мм.
Технические характеристики АВО фирмы GEA, используемых в качестве
конденсаторов водяного пара приводных турбин компрессорных установок,
приведены в табл. 1-5.
Таблица 1-5. Технические характеристики АВО фирмы
Характеристика Компрессорная установка
природного газа синтез- газа воздуха аммиака
Число АВО 1 2 2 2
» секций в аппарате 3 3 3 3
» рядов труб 3 3 3 3
» ходов по трубам 1 1 1 1
Поверхность теплообменника аппа- 12 534 28 665 18 740 18 740
рата по оребрению, м2
Коэффициент увеличения поверхно- 13,9 13,9 13,9 13,9
сти
Длина труб, мм * 4 100 6 000 5 100 5100
Число труб в аппарате 1 980 3 078 2 376 2 376
Диаметр вентилятора, мм 3 962 5 486 4 877 4 877
Скорость вращения вентилятора, с-1:
номинальная 4,7 3,5 3,9 3,9
при регулировании 2,3 1,8 1,9 1,9
Мощность электродвигателя, кВт 38 90 63 63
Передаточное отношение редуктора 5,22 7,05 6,35 6,35
Используются трубы толщиной 1,7 мм и с размером эллипса 55X18.
15
Таблица 1-6. Параметры конденсаторов в условиях
Невинномысского производственного объединения «Азот»
Параметры Компрессорная установка
природного газа синтез- газа воздуха аммиака
Количество продукта, кг/ч Температура, °C 18 000 72 600 54 550 52700
пара на входе 70,2 70,2 70,2 70,2
конденсации пара 70,1 70,1 70,1 70,1
конденсата на выходе 67 67 67 67
разность температур /вь1х — /2 39 39 39 39
Рабочее давление, кПа 32 32 32 32
Производительность вентилятора, тыс. м3/ч 417 904 630 592
Общая тепловая нагрузка, МВт И,6 52,0 35,6 14,1
Плотность теплового потока, Вт/м2 935 900 950 900
Аппараты воздушного охлаждения в системе вакуумной конденсации во-
дяного пара полностью определяют параметры пара на выходе из турбины,
т. е. непосредственно влияют на эксплуатационные характеристики турбины.
АВО рассчитаны на температуру атмосферного воздуха 28 °C и имеют высо-
кие значения плотности теплового потока 900—950 Вт/м2 (табл. 1-6).
Результаты обследований конденсаторов водяного пара показали, что
коэффициент теплопередачи находится в пределах 37—41 Вт/(м2-К) и до тем-
пературы атмосферного воздуха 29 "С поддерживаются оптимальные давление
и температура конденсации. При дальнейшем повышении температуры атмо-
сферного воздуха в охлаждающий воздух должна подаваться вода с целью
адиабатического снижения его температуры. Для этого предусмотрены фор-
сунки тонкого распыления воды на всасывании вентилятора по всему пери-
метру его обечайки.
Эффективный процесс изменения агрегатного состояния вещества в АВО
возможен, если образующийся конденсат стекает по внутренней поверхности
трубы без образования экранирующего слоя. В эллиптических трубах конден-
сат движется в нижней части сечения, оставляя свободной для теплообмена
остальную поверхность, значительно большую, чем при круглом* сеченин. По-
этому, несмотря на значительную длину (до 6100 мм), снижение плотности
теплового потока по длине секции незначительно, хотя по мере накопления
конденсата тепловое сопротивление пленки возрастает.
Поскольку изменение температуры атмосферного воздуха существенно
влияет иа параметры АВО, предусмотрено трн способа регулирования: жалю-
зирование поверхностей, изменение скорости вращения двигателя и угла по-
ворота лопастей вентилятора. '
Опыт эксплуатации конденсаторов показал, что ни один из этих способов
регулирования не обеспечивает оптимальные параметры пара в широком диа-
пазоне изменения температуры охлаждающего воздуха. Например, при темпе-
ратуре окружающего воздуха ниже —15 °C не исключается возможность
замерзания конденсата внутри труб, а полное отключение вентиляторов и
переход на конденсацию в режиме естественной конвекции, как правило, не
обеспечивает оптимальные параметры работы Наиболее сильные замерзания
наблюдаются в нижних рядах труб по ходу охлаждающего воздуха.
Изменение угла поворота лопастей в большинстве конструкций АВО мо-
жет быть осуществлено только на остановленном вентиляторе, что исключает
возможность такого регулирования при суточном колебании температуры, до-
стигающем 15—16 °C.
16
Успешно применяются АВО в качестве холодильников в си-
стеме компримирования газа азотоводородной смеси (АВС) для
обеспечения регламентируемых температур газа на входе в сту-
пени и корпуса сжатия компрессоров (рис. 1-5).
На всасывании первой ступени компрессора синтез-газа экс-
плуатируется четырехвентиляторный АВО с горизонтальным
расположением на напорной ступени вентилятора одноходовых
трехрядных теплообменных секций. Привод четырехлопастных
вентиляторов осуществляется через клиноременную передачу от
электродвигателя мощностью 22 кВт. Для регулирования темпе-
ратуры газа на выходе АВО в боковых стенках всасывающей
камеры вентилятора расположены жалюзийные решетки, обеспе-
чивающие сокращение расхода воздуха при понижении темпера-
туры газа ниже расчетного значения (28°C). Для этой же цели
предназначены жалюзи, расположенные между группами венти-
ляторов, что позволяет осуществлять рециркуляцию горячего
воздуха с выхода теплообменных секций на всасывание венти-
ляторов. Рециркуляция горячего воздуха будет тем интенсивнее,
чем плотнее закрыты жалюзи в верхней части аппарата. Тепло-
обменные секции наклонены по ходу движения синтез-газа, поэ-
тому при конденсации водяных паров исключена возможность
образования пленки флегмы и обеспечивается равномерность
теплопередачи по поверхности. АВО имеет коэффициент теплопе-
редачи 30,5 Вт/(м2 • К) при расчетном тепловом потоке 7,6 МВт.
Технические характеристики АВО фирмы Hudson Italiana представлены
в табл. 1-7, а их проектные параметры работы в табл. 1-8.
°ис. 1-5. Принципиальная схема компримирования азотоводородной смеси
(АВС):
/—линия АВС; 2, 5, 6, 8, 9 —холодильники воздушного охлаждения; 5—сепараторы;
газовый холодильник; 7 —аммиачный холодильник; 10 — линия циркуляционного газа;
КНД, ДСД и &ВД—соответственно корпуса сжатия низкого, среднего и высокого да-
вления.
7
т А б Л И ц а 1-7. Техническая характеристика АВО в устанеаке компримирования азотоводороднои смеси
Характеристика Позиция АВО по рис. 1-5
2 5 6 8 9
Число рядов труб » ходов по трубам Поверхность теплообмена по оребрению, м2 Коэффициент увеличения по- верхности Размер труб диаметр, мм длина, м Диаметр вентилятора, мм Частота вращения, с_| . Мощность электродвигателя, кВт 3 1 7335X2 26 25,4 12,2 3657 5,2 22 3 1 4531 25 25,4 12,2 4267 4,4 22 3 1 4820 25 25,4 12,2 4267 4,4 22 3 3 3808 22 38,1 н,о 3657 5,2 22 - 4 4 7378 27 38,1 12,2 4267 4,4 22
Промежуточный и концевой холодильники синтез-газа размещены на вса-
сывающей стороне вентилятора, что обеспечивает равномерное распределение
потока воздуха по поверхности теплообмена.
Существенное преимущество расположения вентиляторов над теплообмен-
ными секциями заключается в том, что при компактном размещении АВО на
технологической площадке скорость воздуха на выходе из АВО достигает
10—12 м/с вместо 2,5—4,5 м/с при расположении секций на напорной стороне
вентилятора, тем самым резко снижается вероятность рециркуляции горячего
воздуха как между последовательно работающими вентиляторами, так и ме-
жду отдельными аппаратами. Для повышения к. п. д. вентиляторов применено
сотовое уплотнение радиального зазора. Уплотнение высотой 18—25 мм и ши-
риной до 150—200 мм выполнено из алюминия и по внешнему виду напоми-
Таблица 1-8. Параметры работы АВО в установке компримирования
азотоводородной смеси (АВС)
Параметры Позиция АВО по ри£. 1-5
2 5 6 8 9
Количество продукта, т/ч Температура, °C 67,4 65,3 62,8 62,5 61,9
АВС на входе 143 142 150 119 121
АВС на выходе 43 49 49 49 39
разность температур ^вых — 15 21 21 21 11
Рабочее давление, МПа 2,6 5,3 10,2 22,0 33,6
Производительность вентиля- тора, тыс. м3/ч 300 379 397 526 306
Общая тепловая нагрузка, МВт 7,6 5,3 — —— 4,5
Плотность теплового потока, Вт/м2 515 390 — —- 610
Коэффициент теплопередачи, Вт/(м2-К) 30,5 22,0 28,7 30,0 26,5
Рис. 1-6. Принципиальная схема компримирования и конденсации аммиака:
/ — линия газообразного аммиака: 2, 3, 5—ступени сжатия компрессора: 4— межступен-
чатый воздушный холодильник (АВО); 6— воздушные конденсаторы аммиака; 7—ресивер;
8 — линия жидкого аммиака.
пает пчелиные соты. Края ячеек податливые, что исключает повреждение ло-
пастей вентилятора при сохранении минимального зазора. Эффективное уплот-
нение в сочетании с регулированием АВО изменением угла поворота лопастей
обеспечивает экономичное использование аэродинамической схемы.
Охлаждение циркуляционного газа осуществляется в восьмивентилятор-
ном агрегате при рабочем давлении 31,8 МПа. По конструкции, схеме регули-
рования и условиям эксплуатации АВО полностью аналогичны рассмотренным
выше. Эффективное применение АВО для охлаждения и конденсации аммиака
в технологических линиях стало возможным при переходе на более высокие
давления и температуры конденсации. Если при водяном кожухотрубном обо-
рудовании температура конденсации составляла 35—36"С, а предельное дав-
ление находилось в пределах 1,5—1,6 МПа, то в крупнотоннажных производ-
ствах давление конденсации холодильных агентов достигает 2,5 МПа при тем-
пературе конденсации 40—55 °C.
Самая крупная установка конденсации аммиака включает в себя шесть
АВО фирмы Hudson Italiana общей тепловой производительностью 30,7 МВт
и поверхностью теплообмена по оребрению 6 X7655 м2 (рис. 1-6).
Газообразный аммиак с температурой /вх = 171 °C охлаждается до тем-
пературы конденсации — 54,4 °C. Тепловой поток на охлаждение газовой
фазы (перегретого пара) составляет 20—30% от общей тепловой нагрузки. На
установке принята четырехходовая схема движения аммиака, хотя ее не сле-
дует считать оптимальной, исходя из интенсивности теплопередачи и распре-
деления тепловых потоков. Практика свидетельствует, что в многоходовых
схемах движения газообразного продукта конденсат отбирается прерывисто,
что приводит к неустойчивой скорости жидкости внутри труб и образованию
заливных зон.
По расположению аэродинамических элементов и теплообменных секций
рассматриваемые АВО аналогичны аппаратам в схеме компримирования азо-
товодородной смеси. Регулирование работы АВО осуществляется как измене-
нием угла поворота лопастей вентиляторов, так и отключением отдельных вен-
тиляторов.
Конденсаторы абсорбционной холодильной установки
(рис. 1-7), включающие шесть АВО, выполнены по двухходовой
схеме движения аммиака: первый ход аппарата предназначен
49
Рис. 1-7. Воздушные конденсаторы абсорбционных холодильных установок
1—линии газообразного аммиака; 2—АВО; 3—ресивер; 4— манометр; 5—линии жидкога
аммиака.
для охлаждения газообразного аммиака с /Вх = 52сС до tK =
= 40,3 °C, а второй ход — для конденсации аммиака. Регулиро-
вание работы аппаратов осуществляется жалюзированием теп-
лообменных секций или изменением угла поворота лопастей вен-
Таблица 1-10. Параметры работы АВО в схеме
компримирования и конденсации аммиака
Параметры Рис. 1-6 Рис. 1-7
поз. 6 поз. 4 поз. 2
расчетная температура атмосферно- го воздуха, °C 28 28 23
Количество Продукта, т/ч Температура, °C газообразного аммиака на 82.,6 67,9 36,9
выходе 54,4 43,3 40,3
на входе 171 79,4 5'2,0
разность температур /,,Ых — h 26,4 15,3 17,3
Рабочее давление, МПа 2,5 0,8 1,6
Производительность вентилятора, :ыс. м3/ч 314 266 490
Общая тепловая нагрузка, МВт 30,8 1,7 11,5
Плотность теплового потока, Вт/м2 670 418 256
Коэффициент теплопередачи, Вт/(м2-К) 28,0 17,0 35,8
тилятора.
Технические характеристики применяемых АВО и их проект-
ные параметры работы приведены соответственно в табл. 1-9
и 1-10.
В схемах производств большой единичной мощности, в част-
ности производства аммиака, АВО эффективно используются к
во вспомогательных технологических процессах. На рис. 1-8 при-
ведена принципиальная схема очистки азотоводородной смеси
и регенерации очистного раствора, в которой используются две
группы АВО: аппараты охлаждения бедного и полубедного ра-
створа поташа после регенераторов (поз. 4 и 5 на рис. 1-8); ап-
параты охлаждения СО2 и конденсации водяного пара (поз. 3).
Технические характеристики АВО приведены в табл. 1-11, а па-
раметры их работы — в табл. 1-12.
Таблица I-9 Техническая характеристика АВО
в схемах компримирования и конденсации аммиака
Характеристика Рис. 1-6 Рис. 1-7
поз. 6 поз. 4 поз. 2
Тип аппарата воздушного охлажде- ния Горизонтальный Hudson Italiana АВЗ
Число рядов труб 4 4 8
» ходов по трубам 4 3 2
Поверхность теплообмена по ореб- рению, м2 7655X6 4015X1 7500X6
Коэффициент увеличения поверхпо сти Размер труб: 25,6 20,0 19,6
диаметр, мм 25,4 38,1 28,0
длина, м 12,2 12,2 6,0
Диаметр вентилятора, мм 3657 3657 5000
Частота вращения, с~* 5,2 5,2 4,2
Мощность электродвигателя, кВт 22 22 100
Рис. 1-8, Принципиальная схема очистки азотоводородной смеси и регенера-
ции очистных растворов:
н ~.Н5°ЧИ11кевиый С1,|тез-газ; 2—абсорберы; 3, 6, 9—холодильники воздушного охлажде-
ия; 4—регенераторы; 5—полубедный раствор; 7—насос; 6 — бедиый раствор; 10—уравни-
тельная линия.
20
21
Таблица 1-11. Техническая характеристика АВО в системе очистки
азотоводородной смеси и регенерации очистных растворов
Характеристика Рис. 1-8 Рис. 1-9 Рис. 1-Ц
ПОЗ. 6 поз. 9 поз. 3
Тип аппарата воздушного ох- лаждения Горизонтальный Hudson Italiana АВЗ-Д АВЗ
Число рядов труб 3 4 3 8 8
» ходов по трубам 1 2 1 1 1
Поверхность теплообмена по оребрению, тыс. м2 5,3X2 10,5 23,8 10,2X2 5,3X3
Коэффициент увеличения по- верхности Размер труб: 20 26 20 19,6 12,0
диаметр, мм 38,1 25,4 38,1 28 28
длина, м 12,2 12,2 12,2 8,0 6,0
Диаметр вентилятора, мм 4267 4267 4267 2800 5000
Частота вращения, с~‘ 4,4 4,4 4,4 7,1 4,2
Мощность электродвигателя, кВт 22 22 22 40 100
Рис. 1.9. Принципиальная схема охлаждения кон-
вертированного газа:
— подогреватель; 2 —АВО; 3, 5 — сепараторы; 4—линия
конвертированного газа.
поташа
горизонтального типа
По конструкции АВО раствора
их теплообменные секции размещены на всасывающей сторон,
вентилятора, уплотнение радиального зазора вентилятора сото
вое, регулирование работы осуществляется изменением угла по
ворота лопастей. Охлаждение углекислого газа и конденсаци;
водяных паров происходят в двух аппаратах горизонтальной
Таблица М2. Параметры работы АВО в системе очистки
азотоводородной смеси и регенерации очистных растворов
Параметры Рис. 1-8 Рис. 1-9 Рис. 1-10
ПОЗ. 6 поз. 9 поз. 3
Расчетная температура атмос- ферного воздуха, °C 28 34 28 23 23
Количество продукта, т/ч Температура, °C: 880 446 114 228 55
продукта на входе 114 95,6 102 120 78
продукта на выходе 103 70 60 40 40
разность температур ^ВЫХ 74 42 32 17 17
Рабочее давление, МПа 0,36 3,7 0,14 3,1 0,17
Производительность вентиля- тора, тыс. мэ/ч 342 328 327 285 540
Общая тепловая нагрузка, МВт 17,5 н,з 21,6 16,2 9,3
Плотность теплового потока, Вт/м2 1650 1070 910 790 580
Коэффициент теплопередачи, Вт/(м2-К) 31,2 33,4 25,9 31,0 25,2
Рис. 1-11. Горизонтальный аппарат"
типа АВГ-Т:
’ и И — соответственно верхний, сред-
и нижний ряды теплообменных сек
чии; 4 — потоки охлаждающего воздуха.
Рис. 1-10 Принципиальная схема охлаждения па-
рогазовой смеси:
1 — испаритель; 2—регенератор; 3 — линия парогазовой
смеси; 4-АВО; 5 —сборник флегмы; 6—линия выброса СОг;
7—линии конденсата.
22
Рис. 1-12. Принципиальная схема компримирования природного газа?
1 — линия природного газа; 2—подогреватель; 3,6—ступени сжатия компрессора; 4—мез
ступенчатый АВО; 5— сепаратор; 7—запорная арматура; 8— байпасная линия; 9— АВ
байпасной линии.
Таблица 1-13. Техническая характеристика АВО природного газа
и технологического воздуха
— Характеристика Рис. ЫЗ Рис Ы2
поз. 3 воз. 6 | поз. 8 поз. 4 поз. 9
Число рядов труб 6 4 8 4 5
» ходов по трубам 1 1 1 1
Поверхность теплообмена, тыс. м2 5,6 7,1 5,1 1,9 1,3
Коэффициент увеличения по- 23 25 26 25 24
верхности Размер труб:
диаметр, мм 38,1 38,1 25,4 25,4 25,4 12,2
длина, м Диаметр вентилятора, мм 10,9 4267 10,9 4267 10,9 4267 12’2 3048
Частота вращения, с-1 4,4 4,4 4,4 22
Мощность электродвигателя кВт 22 22 11 11
И
типа, теплообменные секции которых размещены на нагнета-
тельной стороне вентилятора. Температура регулируется жалю- ков. Техническая характеристика
зями, расположенными в боковых стенках корпуса на всасываю- ~
щей стороне вентилятора; жалюзи обеспечивают сокращение
расхода воздуха при снижении температуры. Между группами
вентиляторов расположены жалюзи, позволяющие осуществлять
рециркуляцию горячего воздуха на всасывании вентилятора. На зльного зазора — сотовое, регулирование —
выходе воздуха из АВО установлены жалюзийные решетки, при " -------------*
помощи которых можно уменьшить расход воздуха, а при от
крытых жалюзях рециркуляции увеличить подачу нагретого воз-
духа на всасывание.
В системах очистки азотоводородной смеси и регенерации
проектные параметры работы
приведены в табл. 1-13 и 1-14.
Для охлаждения технологического воздуха используются два
твухвентиляторных агрегата; теплообменные секции располо-
жены на всасывающей стороне вентилятора; уплотнение ради-
ального зязппя — ептгт™ ""рсз - изменением угла по-
лорота лопастей. Аппараты отличаются от используемых в си-
стеме компримирования азотоводородной смеси числом рядов
труб; если в ранее рассмотренных промежуточных холодильни-
ках число рядов труб не превышало трех, то в промежуточных
очистных растворов используются отечественные стандартизо)
ванные и нормализованные аппараты типа АВЗ-Д и АВ-3, прин-
ципиальные схемы включения которых в технологический цикл
приведены на рис. 1-9 и 1-10.
По конструкции и характеру движения теплоносителей аппа-
раты типа АВГ-Т существенно отличаются от горизонтальны^
АВО. Аппарат имеет три ряда горизонтально расположении.
секций: пять в верхнем ряду, четыре в среднем и три — в ниж|
нем (рис. 1-11). Охлаждающий воздух подается одновременно во
все 12 секций четырьмя осевыми вентиляторами диаметром 2,8 м.
Нагретый воздух от нижнего ряда отводится в атмосферу по rod
ризонтальным каналам, а от секций среднего ряда — по верти-
кальным воздуховодам, расположенным между теплообменными
элементами верхнего ряда. В аппарате предусмотрено регулирси
вание жалюзированием и изменением угла поворота лопастей
вентилятора.
На рис. 1-12 и 1-13 приведены принципиальные схемы ком|
примирования природного газа и технологического воздугЯ!
с АВО, используемыми в качестве промежуточных холодильни-
Рис 1-13 Принципиальная схема охлаждения технологического воздуха:
-линия всасывания технологического воздуха из атмосферы; 2, 5, 7, 9 — ступени сж.ю--
компрессора; 3, 6, 8—межступенчатые АВО; 4—сепараторы.
24
25
Таблица 1-14. Параметры работы АВО технологического воздуха и природного газа гериалов, которые имеют значительно меньшую массу, большую устойчивость к воздействию атмосферных условий и что осо- бенно важно, их можно взаимозаменять без статической пепе- балансировки колеса вентилятора. р Опь" эксплуатации АВО в рассмотренных технологических процессах показал, что эти аппараты удовлетворительно поддер- 'п’^асчетРны^Х^пй^1"6 темпеРатУРные параметры потоков
Параметры Рис. 1-13 Рис. 1-12
поз. 3 поз. 6 ПОЗ. Я поз. 4 ПОЗ. 9
Расчетная температура атмо- 28 28 28 28 28
сферного воздуха, °C Общее количество продукта, т/ч 67,3 67,3 66,3 28,6 19,1 цо расчетных значении температур атмосферного воздуха Для обеспечения необходимых температур потоков при повышении
Температура, °C: газа на входе газа на выходе 177 49 193 49 166 49 132 49 149 49 температуры охлаждающего воздуха выше расчетного значения \ВО оснащают системой подачи деминерализованной воды в ох- щждающии воздух или непосредственно на оребренную поверх- юсть теплообмена. f J поверх
разность температур 21 21 21 21 21
Рабочее давление, МПа 0,3 0,7 1,6 1,9 1,8 Применение АВО возможно и в более шпппки»
Производительность вентиля- тора, тыс. м3/ч Общая тепловая нагрузка, МВт 376 2,5 450 293 -3,5 490 376 2,5 500 145 1,4 780 150 обеспечением высокой эффективности и надежностных"* ра* и.ты, если Дифференцированно подходить к определению и вы- юру основных параметров работы аппарата, его типоразмера и хемы включения в технологический цикл. Р
Плотность теплового потока, —
Коэффициент теплопередачи, Вт/(м2-К) 8,6 9,0 14,6 21,0 — 4. Схемы включения АВО в технологические линии
В“б°Р сх'емы„внешней трубопроводной обвязки АВО и тепло-
сект:
воздуха применены
процессе охлаждения возду’в
х twKyoTioiYii и тепло-
мениых секций влияет на эффективность использования по-
Л рхности теплообмена и число единиц оборудования особенно
ри охлаждении и конденсации многокомпонентных смесей, хо-
эдильных агентов с высокой зоной перегрева.
Схемы внешней трубопроводной обвязки бывают параллель-
Ные, параллельно-последовательные и комбинированные, в ко-
>рых наряду с АВО используются рекуперативные теплообмен-
[КИ пбииППГП Тппп
холодильниках технологического
с числом рядов труб до восьми. В
внутри труб выделяется влага, поэтому теплообменные сект
имеют наклон в сторону движения продукта, что исключает о
разование застойных зон жидкости.
Если для воздушных холодильников в схеме компримиров
ния синтез-газа расчетные коэффициенты теплопередачи нах яки обычного типа
дятся в пределах 22—30 Вт/(м2-К), то для холодильников тс
нологического воздуха они составляют 8,5—15Вт/(м2-К), т.
более чем в два раза ниже, хотя аппараты по еврей конструкт
и характеру движения теплоносителей одинаковы. Уменьшен:
значений коэффициента теплопередачи обусловлено теплофиз
ческими свойствами теплоносителей, скоростями движения, те
мическим сопротивлением пленки конденсирующейся влаги.
Конденсация влаги и образование пленки конденсата и
охлаждении газовых потоков не только увеличивают терми1 едполагает распределе-
ское сопротивление, но и влияют на выбор числа ходов в тепл
обменной секции, следовательно и скорости движения охлажда
мого газа, что не позволяет достичь высоких коэффициент!
теплоотдачи. Как правило, в воздушных газоохладителях, г
предполагается выделение влаги, используются одноходов:
АВО.
Как уже отмечалось, в крупнотоннажных производствах nf
меняют практически все типоразмеры отечественных АВО, а тг
же аппараты импортной поставки. Следует отметить, что за [
бежом используют вентиляторы с лопастями из полимерных м
| Наиболее распростра-
(енной является парал-
1льная схема внешней
[убопроводной обвязки,
оказанная на рис. 1-14.
1а этом рисунке изобра-
дны АВО типа АВЗ с
естыо секциями. Схема
ие теплоносителя равно-
?рно во все агрегаты и
1-14. Параллельные схемы
обвязки:
(Параллельная схема обвязки АВО;
'параллельная схема обвязки
ообмениых секций АВО типа
1 — линия подачн продукта;
1запорная арматура; 3-8 — тепло-
। обменные секции.
26
27
Рис. 1-15. Параллельно-последовательные схемы обвязки:
а—схема для охлаждения парогазовых смесей с высокой степенью перегрева; б—с *1
с раздельным доохлаждением конденсата или газовых составляющих; в—схема па
лельно-последовательной работы теплообменных секций АВО; 1 — линия подачи продуй
2—АВО; 3—линия промежуточного отбора; 4—ресивер; 5— линия доохлаждения жидкое
6—линия доохлаждения газовых составляющих; 7—12—теплообменные секции Л
13—запорная арматура.
параллельную обвязку теплообменных секций. Основное ,
стоинство рассматриваемой схемы — простота трубопроводя
коммуникаций, возможность регулирования отключением 1
верхности и вентиляторов. Однако эта схема может примени
ся только для охлаждения жидких и газовых теплоносите.
или при конденсации продукта без зоны перегрева. Налич
параллельной связи АВО и секций не позволяет достигнуть I
соких скоростей движения теплоносителей, а увеличение xoj
в трубном пространстве приводит к резкому возрастанию п
равлического сопротивления и выпадению конденсата в про'
жуточных ходах при охлаждении многокомпонентных смес
Параллельно-последовательные схемы обвязки (рис. I-
отличаются большим разнообразием в зависимости от осущ^
вляемого процесса.
Схема на рис. 1-15, а дает удовлетворительные результаты
парогазовых смесях с высокой степенью перегрева. Первый А
28
по ходу движения продукта рассчитан на охлаждение газовой
фазы до температуры насыщения, а два вторых — на конденса-
цию компонентов и доохлаждение неконденсирующихся состав-
ляющих Конечные температуры 4ых конденсата и газовых со-
ставляюших будут примерно одинаковыми. Если по условиям
технологического процесса требуется получить разные темпера-
туры конденсата и газовых компонентов, применяют схему по
рис. 1-15,6. По этой схеме к ранее рассмотренному варианту до-
бавлен еще один АВО для охлаждения газовых компонентов или
конденсата в зависимости от требований технологии. Разделение
флегмы и газа происходит в ресивере, после которого одна со-
ставляющая идет на доохлаждение, а другая возвращается
в технологический цикл или удаляется как шлак. При охлажде-
нии и конденсации парогазовых смесей в больших объемах такая
схема дает хорошие показатели, поскольку процесс осущест-
вляется в оптимальных условиях. Особенно эффективно в этой
схеме используются АВО для доохлаждения компонентов, в ко-
торых газ или конденсат полностью заполняют сечение тепло-
обменных труб.
При изменении агрегатного состояния холодильных агентов
применение рассматриваемой схемы обвязки АВО дает возмож-
ность раздельно проводить процессы охлаждения перегретого
лара, конденсацию и переохлаждение. В других вариантах прак-
тически не удается переохладить конденсат, так как всегда над
пленкой и слоем жидкости находится насыщенный пар, а уве-
личение поверхности АВО при прочих равных условиях хотя и
понижает значения tK и Рк, но сохраняет примерно равными тем-
пературы конденсата и газовых составляющих, т. е. tK ~ /вых.
В схеме по рис. 1-15,6 могут использоваться различные типы
н число АВО независимо от технологического процесса (охлаж-
дгние паров и газов или конденсация).
На рис. I-I5, в приведена параллельно-последовательная
рема внешней трубопроводной обвязки теплообменных секций
отдельного АВО. В этой схеме в зависимости от распределения
епловых потоков охлаждение газовой фазы происходит в одной-
1вух секциях, а процесс изменения агрегатного состояния — в сс-
ыльных. Такая последовательность работы теплообменных сек-
1нй оптимальна при использовании АВО в качестве конденсато-
ров холодильных компрессоров, используемых в технологической
инии (охлаждение рассола, получение захоложенной воды и
Параллельно-последовательные схемы имеют существенные
реимущества по сравнению с параллельными, но их трубопро-
дная обвязка более сложна. Аппараты и теплообменные сек-
чи, работающие в режиме охлаждения газа и пара, должны
1ть оборудованы промежуточными отборами для отвода кон-
' нсата из трубного пространства. При понижении температуры
-мосферного воздуха конденсация усиливается, что приводит
увеличению гидравлического сопротивления, а в отдельных
29
6
Рис. 1-16. Комбинированные схемы обвязки: I
а—схема с дополнительным холодильником водяного охлаждения; б—двухконтур! я
схема охлаждения; в—схема с параллельным включением АВО и параллельно-последЖ
вательной обвязкой теплообменных секций; г—схема с вспомогательным холодилы ы|
циклом; / — линия подачи продукта; 2—7—теплообменные секции; 8 — линия вторичная
теплоносителя; 9—кожухотрубный теплообменник; 10—АВО; 11— компрессор; 12—иена
ритель; 13— дроссель. 1
случаях к созданию гидравлических пробок. Конденсат отвс!<
дится, как правило, в выходной коллектор или через гидравлй!
ческий затвор в сборник конденсата. Опасность накопления гя
быточиого количества конденсата практически исключается при
регулировании системы изменением расхода охлаждающего воя
духа. Это позволяет поддерживать на АВО номинальный ур<я
ирмь теплового потока, а следовательно эксплуатировать аппараЯ
* ----
охлаждающего воздуха, превышающих расчетную температуру.
Если холодильник рассчитан как пиковый, то при его отключе-
нии охлаждаемая среда должна отбираться до теплообменника,
что уменьшит его загрязнение, эрозийный и коррозийный износ.
Особенность схемы на рис. 1-16,6 в том, что основная среда
охлаждается теплоносителем, циркулирующим в замкнутом
цикле, а охлаждение вторичного теплоносителя осуществляется
в АВО. Эта схема исключает потребление воды как теплоноси-
теля в тех местах технологического процесса, где невозможно
применение только АВО, однако она перестает быть эффектив-
ной при разности /вых — 8—10°С. В качестве вторичного
теплоносителя в рассматриваемой схеме может применяться
вода, масло, рассол и др.
Схема на рис. 1-16, в представляет собой параллельное вклю-
чение АВО с параллельно-последовательной схемой обвязки
теплообменных секций. В случае эксплуатации АВО как конден-
саторов холодильных агентов эта схема по своим характеристи-
кам приближается к схеме на рис. 1-16, а, но допускает более
глубокое регулирование.
К параллельно-последовательным относится схема, приме-
няемая ВНИИнефтемашем (АВО типа АВГ-Т). Охлаждаемая
среда в АВГ-Т параллельными потоками направляется в секции
верхнего и среднего рядов, где охлаждается при высокой раз-
ности температур, а затем объединенным потоком доохлаждает-
ся в трех параллельно подключенных секциях нижнего ряда.
На схеме рис. 1-16, г применен вспомогательный холодильный
цикл. Такая схема отличается сложностью в сравнении с ранее
рассмотренными и требует дополнительных энергетических за-
трат, однако она позволяет получить /вых /ь Основной тепло-
носитель поступает в теплообменные секции АВО, охлаждается
до определенной температуры, а затем доохлаждается в испари-
теле вспомогательного холодильного цикла до температуры, рав-
ной (или ниже) температуре охлаждающего воздуха. Из испа-
рителя газообразный холодильный агент (аммиак, фреон)
отбирается компрессором, сжимается до давления, определяю
:дего температуру /к, конденсируется и дросселируется в испари-
тель. На рис. 1-16, г в качестве конденсатора использована одна
из секций основного АВО, но в зависимости от нагрузки можно
использовать большее число секций или отдельно взятый АВО.
Рассматриваемую схему целесообразно применять в безводных
Папонах или при пиковых повышениях температуры атмосфер-
ного воздуха. Регулирование в ней осуществляется отключением
холодильного цикла при достижении на выходе из АВО темпе-
ратуры /вых, а при дальнейшем снижении tx изменением расхода
охлаждающего воздуха.
На рис. 1-17 приведена принципиальная схема параллельно-
Доследовательного включения теплообменных секций конден-
саторов водяного пара фирмы GEA. Из общего коллектора
•АВО, расположенного в верхней части шатра, пар двумя
31
вень теплового потока, а следивсис.чи..^ ,
в расчетном режиме независимо от изменения температуры а
мосферного воздуха.
Варианты схем на рис. I-14 и I-15 могут успешно применять!
при /Вых — /1 12—15°С. Если /Вх > 50°C, а /вых — /1 8—10"
то целесообразно применять комбинированные схемы воздуи
ного охлаждения. Комбинированные схемы по рис. 1-16 от,т1
чаются большим многообразием и применяются не только дл
экономии охлаждающей воды, но и в технологических линия;
где применение только АВО невозможно по технологически»
конструктивным характеристикам или условиям прочное!
Схема на рис. 1-16, а предусматривает последовательную работ
АВО с кожухотрубным холодильником водяного охлажден!!!
Водяной холодильник рассчитывается на режим непрерывна
эксплуатации для номинальной температуры пли для темпера™
зо I
Рис. 1-17. Схема обвязки конденсаторов шатрового типа фирмы GEA: 1
/—турбина; 2—компрессор; 3—линия подачи papa в конденсаторы; 4—АВО; 5—линш
отбора инертных иекоиден^сирующихся примесей; линия отбора конденсата; К—ко!
денсатор; D — дефлегматор.
параллельными потоками поступает в теплообменные секции, 11
которых конденсируется около 72—77% его количества, а за!
тем по паровому пространству жидкостных коллекторов в ни>Л
ней части шатра поступает в трубы дефлегматора, где продол!
ждется дальнейшая конденсация. Так как в водяном паре пр«
сутствуют инертные неконденсирующиеся примеси, для их удЯ
ления верхняя часть дефлегматора по паровому пространств!
связана с двухступенчатой эжекторной установкой. I
В принятой схеме движения водяного пара тепловая эффеЛ
тивность использования дефлегматоров на 5—10% ниже, чей
секций конденсации, поскольку по мере выпадания конденсат!
увеличивается относительное количество инертных примесей!
уменьшается парциальное давление водяного пара, а следовЯ
тельно, и температура конденсации. I
Комбинированные схемы охлаждения используются при коя!
примировании азотоводородной смеси; в этом случае АВО экв
плуатируются последовательно с газовым и аммиачным хо.пЯ
дильниками, причем последний может быть установлен на вхоЯ
в АВО или на выходе из него, тогда он используется как дога
ладитель азотоводородной смеси перед всасыванием в корп]
компрессора среднего давления.
При анализе возможной схемы работы АВО необходим
стремиться обеспечить заданную величину теплового потока п[
максимальных значениях коэффициента теплопередачи со сг
роиы охлаждаемой среды и общего коэффициента теплопередач
при минимальных значениях поверхностей теплообмена и энерг
тических затратах. С этой точки зрения, при охлаждении жидк1
и газовых продуктов без изменения агрегатного состояния нео
ходимо увеличивать скорости продуктов, а в процессах охла!
32
дення и конденсации смесей уменьшать термическое сопротивле-
ние пленки конденсата, вести процесс доохлаждения, используя
потное сечение труб. Выбранная схема должна быть на-
дежна, гибка в работе, эффективно и экономично регулиро-
ваться.
Важно, чтобы при снижении расчетной температуры охлаж-
дающего воздуха на 25—30% была возможность останавливать
один из вентиляторов без снижения нагрузки по продукту и без
превышения регламентируемой температуры для проведения
профилактических осмотров.
Рассмотренные в этом разделе схемы трубопроводной об-
вязки АВО и теплообменных секций отдельных аппаратов яв-
ляются типовыми. В процессе теплового, аэродинамического рас-
чета и анализа каждая из типовых схем может быть улучшена
путем проектирования дополнительных обводных трубопроводов,
вспомогательных насосов, гидравлических затворов и промежу-
точных ресиверов, т.е. оборудования, которое обеспечивает вы-
сокую эффективность использования АВО.
Глава II
ЭКСПЛУАТАЦИОННЫЕ (ПОВЕРОЧНЫЕ) РАСЧЕТЫ
АППАРАТОВ ВОЗДУШНОГО ОХЛАЖДЕНИЯ
Общая методика тепловоро, аэродинамического и гидравли-
ческого расчета АВО разработана во ВНИИнефтемаше. Ниже
излагается последовательность поверочного расчета конкрет-
ного АВО по данным его технической характеристики и пара-
метрам производства.
1. Общие принципы расчета
Исходными данными для выбора АВО, его теплового и аэро-
динамического расчетов являются следующие параметры:
объемный 1% или массовый Gn расход охлаждаемого или
конденсируемого продукта;
температура охлаждаемого или конденсируемого продукта
на входе в АВО tBK и выходе из аппарата <ВЫх;
характеристика состава продукта и процесса, осуществляе-
мого в аппарате (конденсация, охлаждение, конденсация в при-
сутствии инертных составляющих и т. д.).
По исходным данным определяется общая тепловая на-
грузка Q. В зависимости от характеристики продукта и процесса
в АВО используются следующие расчетные формулы:
при охлаждении жидких и газообразных продуктов без изме-
нения агрегатного состояния Q=* GacP(tBX— Аых)',
2 Зак. 447
Зв
При конденсации холодильных агентов с охлаждением газе
вой фазы и конденсацией насыщенных паров
Q — Gn Онач *кои)
Q — Gnr
где с₽ — средняя теплоемкость охлаждаемого продукта; г — удельная теплота
парообразования; 1Нач, Цои — начальное и конечное значения энтальпии про-
цесса.
Охлаждение многокомпонентной смеси с конденсацией од!
ной или нескольких составляющих является наиболее общим
случаем. Формула для теплового
тыре составляющих
потока включает в себя че!
Q = Qi + Qi + Qs + Qt
где Qi = G,i|Cp. chi (/Вх — /вых) —полный тепловой поток на охлаждение некой!
денсирующихся компонентов Gni; Q2 = У,Gn zjCpi (*вх — *к<)— тепловой по-
ток на охлаждение конденсирующихся компонентов Gn2 до температуры насы-
щения, соответствующей парциальному давлению; Q3 — У Gn —тепло
конденсации компонентов; Q< = У, Gn 2iCpi (tKt — /Вых) — тепло охлаждения
конденсата.
Конденсация отдельных составляющих смеси начинается
при температуре tK, соответствующей начальному парциально-
му давлению Р, и изменяется по длине теплообменных секций
в зависимости от скорости выпадения флегмы и изменения
парциального давления. При конденсации из многокомпонент-
ной смеси нескольких компонентов процессы изменения агре-
гатного состояния внутри трубы переплетаются и наклады!
ваются один на другой настолько, что не удается достаточно
точно определить конечную температуру конденсации, поэтому
приведенные формулы справедливы при допущении неизменно*
сти парциального давления Р и температуры tK.
Для расчетного определения требуемой поверхности тепло-
обмена Fp задаются плотностью теплового потока на теплооб-
менной поверхности q. При этом следует иметь в виду, что
плотность теплового потока зависит от разности температур
продукта на выходе из АВО и входящего воздуха /ВЫх— 6.
Рекомендуется принимать следующие значения q, Вт/м2:
При охлаждении жидких и газообразных продуктов без из-
менения агрегатного состояния
ых-'й- °С Жидкость Газ
8—15 До 520 290—350
15—20 470—700 350—460
20-40 700—1000 520—700
40—75 1000-1750 —
При конденсации холодильных агентов с учетом охлаждения
газовой фазы и конденсации насыщенных паров
((вых *|)' С Холодильные агенты Насыщенные пары
10—15 140—230 —
15-20 230—350 До 700
20—40 350—640 700—870
40-60 — 870-1280
60-75 — 1280—2100
При охлаждении многокомпонентной смеси с конденсацией
одной или нескольких составляющих
(*ВЫХ —*1)’ ’С Парогазовая смесь
15—20 400—580
20—40 580—750
40—60 750—930
По выбранному значению q определяют необходимую уста-
новочную поверхность теплообмена FycT = Q/q и подбирают
конкретный АВО (тип, материальное исполнение, коэффициент
оребрения <р и коэффициент увеличения поверхности ф, число
рядов труб, число ходов по трубам). Для дальнейшего рас-
чета выбранного АВО по методике ВНЙИнефтемаша опреде-
ляют расход охлаждающего воздуха. Для этого совмещают
характеристику вентилятора с характеристикой аэродинамиче-
ского сопротивления теплообменных секций; точки их пересе-
чения для различных углов поворота лопастей вентилятора
указывают соответствующее расчетное значение производи-
тельности при условиях 20 °C и 101,3 кПа.
Если принять угол поворота лопастей вентилятора равным 20°, то для
значений к. п. д. вентиляторов 0,65—0,75 производительность вентиляторов V»
будет иметь следующие значения:
Для АВО типа АВМ (при п — 23,8 с-1)
Число рядов труб 8 6 4
Производительность вентиля- 19,5* 21,5 23,5
тора, тыс. м3/ч 16,5 19,0 21,5
Для АВО типа АВГ (при п = 7,1 с-')
Число рядов труб 8 6 4
Производительность вентиля- 210 220 250
тора, тыс. м3/ч 170 200 230
Для АВО типа АВЗ
Число рядов труб
Производительность вентиля-
тора, тыс. м3/ч
(при п — 4,16 с-1)
8 6
580 650
490 550
4
720
660
* Значения в числителе соответствуют коэффициенту оребрения труб
<р=9, в знаменателе Ф — 14,6.
Для АВО, оснащенных двумя вентиляторами, расчетное значение произ-
водительности увеличивают вдвое.
34
2*
35
Расчетная поверхность охлаждения и эффективность
эксплуатации АВО существенно зависят от точной оценки рас-
четной температуры атмосферного воздуха в том или ином кли-
матическом районе. Методика ВНИИнефтемаша рекомендует
за расчетную принимать температуру, которая не превышает
в течение 95% общегодового времени 8760 ч. В связи с этим
требованием расчетная температура атмосферного воздуха для
некоторых районов составляет:
Расчетная температура, °C 22—23 . . . Район темпура. °C Район Москва, Рига, Тула, 27—28 . . . Киев, Сочи, Уфа, Брянск, Челябинск, Омск, Целиноград, Горький Одесса, Донецк
24-25 . . . Пермь, Иркутск, Ком- 32—33 . . . Невинномысск, Са- сомольск-на-Амуре, марканд, Фергана Ульяновск, Пенза
Расчетная температура атмосферного воздуха должна быть увеличена на
0,3—0,5 °C вследствие сжатия воздуха вентилятором и подогрева его от при-
вода.
На этом завершается выбор исходных данных, после чего
выполняют тепловой и аэродинамический расчеты в следую-
щей последовательности:
определяют повышение температуры охлаждающего возду-
ха, °C
РвРвСрОТ
где т — число выбранных АВО; рв — плотность воздуха, рассчитывается по
Температуре и давлению того климатического района, где предполагается уста-
новка АВО; t2 — температура воздуха на выходе из АВО; /2 = tt + А/.
Если температура воздуха t2 tBX, то следует изменить
значение q в сторону увеличения необходимой поверхности
теплообмена F, изменив типоразмер АВО или увеличив чис-
ло выбранных аппаратов;
находят среднюю температуру охлаждающего воздуха, °C
*с₽= (Л + Т2)/2
определяют скорость воздуха в узком сечении теплообмен-
ных секций, м/с
VB (273 + /ср)
"уз= ЗбООАпрДс (273 +/,)
где Fnp— свободная проточная площадь перед теплообменными секциями, м2.
Коэффициент теплоотдачи, Вт/(м2-К), со стороны охлаждающего воз-
духа [а«. п = f(vy3; /ср)] определяют по графическим зависимостям, приведен-
ным в методике ВНИИнефтемаша или рассчитывают по следующим уравне-
ниям:
для труб монометаллических исполнения МТУ и MIA при <р = 9 и ф =
= 11,4
ан. п = 67,1 1g Пуз — 0,035/ср — 6,98
36
то же, при ф = 14,6 и ф = 18,7
“н. п = 63,0 1g Пуз — 0,039/ср — 7,21
для труб биметаллических исполнения БЗ и Б4 при <р =9 и ф = 12
Ин. п — 59,3 1g Пуз — 0,035/ср — 5,46
то же, при <р = 14,6 и ф = 19,6
Он. п = 52,2 1g Пуз — 0,035fcp — 3,84
для труб биметаллических исполнения Б5 при ф = 9 и ф = 1-2
«и. п == 61,5 1g иуз — 0,046/ср — 4,3
то же, при ф = 14,6 и 4’ = 19,6
«н. п = 57,5 1g Пуз — 0,039/ср — 5,1
для труб биметаллических исполнения Б1 и Б2 при ф = 9 и ф = 12
ан. п = 61,6 1g Пуз — 0,035/ср — 5,81
то же, при ф = 14,6 и ф = 19,6
ан. п = 56,4 1g Пуз — 0,035/йр — 5,93
Коэффициент теплоотдачи со стороны продукта авн для
конкретных процессов теплообмена и определенной геометрии
поверхности теплообмена обычно находят из опыта и представ-
ляют в виде эмпирических формул, которые позволяет опре-
делить искомый коэффициент
К хт
авн == — Nu
сви
где daH — внутренний диаметр трубки; Nu = f(Re, Gr; Рг) —критерий Нус-
сельта.
Поскольку критерии Рейнольдса Re, Грасгофа Gr и Прандт-
ля Рг изменяются в широких пределах в зависимости от теп-
лофизических свойств, режима и характера движения продук-
та, при определении авн подсчитывают среднюю температуру
продукта /СР. n = (/Вх + ^вых)/2, температуру конденсации tv
и т. д.
Формулы для определения авн широко представлены в
справочной литературе.
Из практики расчетов и испытаний АВО коэффициент авн
составляет, Вт/(м2-К)
Движение газа в трубах 12—350 Конденсация иасыщеи-
» воды в трубах 580—5500 ных паров аммиака . . 3000—4000
Конденсация насыщен- до 9000
кого водяного пара . . 4000—15000 Охлаждение и коиден-
цация парогазовых сме-
сей ...................................................... 1500—3000
Коэффициент теплопередачи Д.ВО определяется по формуле:
авн ан. Ц
87
где г, — термическое сопротивление возможных загрязнений внутри теплооб-
менных труб, м2-К/Вт.
Методика ВНИИнефтемаша рекомендует следующие значения г, в зави-
симости от среды:
Вода и технические жидкости . . . 0,0001—0,002
Газы и пары технические .... 0,0001—0,002
Пары холодильных агентов . 0,0003—0,0004
Поскольку коэффициент теплопередачи является основным
параметром, характеризующим теплопередающую способность
поверхности, и необходимо стремиться к его большим значе-
ниям, проанализируем влияние авн и ан. п на значение КР. На
рис. П-1 приведены результаты параметрического анализа
уравнения КР = /(аВн; ан.п) для стандартизованных АВО с
ф = 12 и 19,6. По мере роста авн интенсивность увеличения КР
уменьшается тем быстрее, чем ниже значение ан. п- Учитывая
характер изменения КР = /(авн; <%н п), можно примерно уста-
новить нижнюю границу значения авн, выше которой влияние
авн на КР незначительно, а следовательно, теплопередающая
способность поверхности определяется только значением ан. п-
Для наиболее часто встречающегося при расчетах диапазона
ан. п = 41—52 Вт/(м2-К) нижняя граница значений авн Для
ф = 12 и 19,6 соответственно составляет 2500—3500 и 3700—
4300 Вт/(м2-К).
Таким образом, при эксплуатации АВО с коэффициентами
авн, которые больше приведенных значений, эффективность ра-
боты АВО будет полностью зависеть от ан. п- Коэффициент
теплопередачи, отнесенный к полной оребренной поверхности,
в зависимости от процесса имеет следующие значения,
Вт/(м2К):
Охлаждение жидких сред 20—37 Конденсация холодильных
» газообразных агрегатов с учетом зоны
продуктов.............. 9—30 перегрева (газовая фаза) 14—32
Конденсация насыщенных Конденсация с охлажде-
паров.................. 32—42 нием парогазовых смесей 21—32
В тепловом расчете АВО используется средняя логариф-
мическая разность температур, которая определяется из усло-
вия постоянного расхода те-
плоносителя и равномерно-
сти коэффициента тепло-
передачи по поверхности.
Среднюю логарифмическую
Рис. 11-1. Завнснмость коэффи-
циента теплопередачи К от коэф-
фициента теплоотдачи авн Для
АВО с ф = 12;
1, 2t 3 — зависимости при значении ан п
соответственно 64, 52 н 41 Вт/(м2 - К);
4 — примерная граница существенного
влияния на К-
о и
38
разность температур определяют по известным формулам:
при охлаждении жидкостей и газов
о ~
с₽ ~ in е,/е2
при конденсации продукта
А — *2 — I'
ср in eje2
ГДе ©1 = Ах Aj ©2 == Аых А-
При охлаждении жидких и газовых продуктов, если число
ходов в АВО меньше четырех, необходимо вводить поправку
на перекрестный ток теплоносителей едь которая зависит от
параметров R = (tBK — Аых)/(А — А) и Р = (t2— А)/(Ах —
— ti) и определяется по графикам, приведенным в литературе
[20, 21]. При кратности перекрестного тока, равной единице,
может быть использована формула
еДГ1 = А - BR2 - СР2 - DRP
в зависимости от пара-
Значения коэффициентов А, В, С, D выбирают
метра R:
Коэффициенты 4,0-1,7 Интервалы R 1.7-0,7 0,7—0,4
А 1,499 1,315 1,141
В 0,017 0,001 0,851
С 1,530 0,409 0,900
D 0,536 0,632 0,441
Если число ходов п > 1, то поправка едг увеличивается со-
гласно формуле
ЕЛ'л=.2; 3; 4 = 6Л'1 4 “ 0
Таким образом, для принятого типоразмера аппарата, рас-
ходов У„ и Ув, температур А, /вх и /вых можно определить не-
обходимую поверхность теплообмена Ер
F______Q_
Р Кбср
Сопоставляя FycT и Fp, оценивают относительный запас по-
верхности охлаждения
Необходимо отметить, что запас п, хотя и удовлетворяет
условию получения температуры Аых, однако требует дальней-
шего уточнения. Дело в том, что на реально эксплуатирующемся
39
АВО через поверхность FP проходит меньшее количе-
ство охлаждающего воздуха, чем принятая в расчете произво-
дительность вентилятора VB, следовательно, температура /Вых
будет достигаться на поверхности Гф, которая больше Fp.
Для получения необходимо проводить несколько тепло-
вых и аэродинамических расчетов при условии авн — const.
Расчеты проводят до соответствия Рф тому количеству воздуха,
которое проходит через фактическую поверхность. Фактиче-
ский запас поверхности охлаждения определяется как
лф-^~-^100
Ф
Отношение пф/пр равно О,В—0,8, причем меньшее значение от-
носится к АВО с большим числом труб и меньшим расходом
воздуха.
Точное определение запаса поверхности охлаждения важно
при длительной эксплуатации АВО, когда снижается произво-
дительность вентилятора, режим работы отклоняется от рас-
четного и необходимо заглушить ряд труб.
Если в одном аппарате осуществляется сложный процесс
охлаждения многокомпонентной смеси с конденсацией одной
или нескольких составляющих, то тепловой расчет АВО от
определения Q до получения /'р(ф) выполняют по зонам охлаж-
дения, конденсации, доохлаждения или переохлаждения. Для
этого следует предварительно распределить расход охлаждаю-
щего воздуха по поверхностям теплообмена в зонах.
Гидродинамическое сопротивление АВО определяют по сле-
дующей формуле:
2 2
вн dBH ig + 2J 2g
rjje е — коэффициент сопротивления треиия, определяется в зцвисимоети от
Критерия Рейнольдса по следующим формулам:
в —Л при Re < 3000; е -= -°.,3-Л- при 3000 < Re < 100000
Re Re0,25
{ — коэффициент местного сопротивления в трубах. По данным ВНИИиефте-
маша, рекомендуется принимать: Е, = 1,5 для входной или выходной камеры;
g = 2,5 иа повороте между ходами и секциями и?=1,0 на входе в трубы и
выходе из них.
Мощность, потребляемая электродвигателем вентилятора
АВО, находят по формуле
Гв/?„
эл = 102г)вт)ПП.1
где Н„ — полное давление, развиваемое вентилятором; t]B; t)n; — коэффи-
циенты полезного действия соответственно вентилятора, привода, электродви-
гателя.
40
>. Особенности расчета параллельной,
параллельно-последовательной
и комбинированной схем
обвязки АВО
Тепловой и аэродинамический расчет АВО с параллельной
схемой включения аппаратов и теплообменных секций при ох-
лаждении жидких и газовых продуктов без изменения их агре-
гатного состояния, как правило, не вызывает каких-либо труд-
ностей. Обший тепловой поток делится на число АВО, и
расчет проводится до получения ЕР и с дальнейшим определе-
нием ир и Пф. Следует отметить, что физические и теплофизи-
ческие свойства продукта должны определяться для условий:
Рр И /ср. П == (/вх И- /вых) /2.
Несколько отличная картина получается при охлаждении и
конденсации многокомпонентных парогазовых смесей и холо-
дильных агентов. Для этого случая общий расход продукта
делится на число АВО, определяется тепловой поток в отдель-
ных зонах по длине секции аппарата. Если в зоне охлаждения
газовой фазы компоненты не выделяются в виде жидкости, то
расчет физических и теплофизических свойств ведется как для
смеси газов. Тепловые потоки по зонам суммируют, делят на
принятое значение q и по полученному значению F подбирают
тип АВО.
Для анализа работы АВО по зонам строят зависимость
Fp = f(VB), представляющую собой прямую линию, проходя-
щую через начало координат и точку пересечения абсциссы
Руст и ординаты полной производительности вентилятора Ев
(рис. П-2). По величине теплового потока в зоне на графике
Pp = f(VP) приблизительно выбирают значение Ев, предпола-
гая, что это количество охлаждающего воздуха участвует
в теплообмене. Далее по общей методике теплового и аэроди-
намического расчета про-
водят полный расчет пер-
вой зоны АВО.
Изменяя ЕВ1 по линии
Рр = f(VB), расчет прово-
дят последовательным
Рис. П-2. Распределение по-
верхностей теплообмена при
Охлаждении и конденсации па-
рогазовых смесей:
зависимость расчетной поверх
ности теплообмена Fp от количе-
ства охлаждающего воздуха VB по
длине аппарата /; б—схема расчет-
ных зон охлаждения АВО; 1 — ли-
ния пропорционального расхода воз-
духа через АВО; 2, 3—расчетные
зоны охлаждения; 4—зона, соответ-
ствующая запасу поверхности.
я
приближением до варианта, когда выбранное количество воз-
духа Vbx и соответствующее ему расчетное значение Fpx не
пересекутся на линии /’р = /(1/в) или точка пересечения будет
отклоняться от нее не более, чем на 5%. Таким образом опре-
деляют Fp для первой зоны. Следует отметить, что расчет с
последовательным приближением должен быть прекращен, если
/2 tax, и продолжен после увеличения количества охлаждаю-
щего воздуха Vbi. Обычно в практике инженерных расчетов
разность температур /вх— h составляет от 3 до 25°C. Из общей
производительности вентилятора Ув вычитают количество воз-
духа, участвующее в теплообмене первой зоны, и по получен-
ному значению —Кн принимают количество охлаждающего
воздуха для расчета второй зоны. Расчет второй зоны, как и
первой, выполняют до получения расчетной точки по поверхно-
сти и расходу охлаждающего воздуха на линии Fp = f(VB).
Общий фактический запас поверхности охлаждения находят
из следующего соотношения:
Р уст (Ли + Fp2 + ... + ^рп) 1ЛЛ
п. =--------------------------100
ф п
У, Fpn
И = 1
При расчете параллельно-последовательной схемы не воз-
никает необходимости разделения охлаждающего воздуха по
зонам, так как для каждого процесса используются отдельно
взятые аппараты. В пределах одного АВО расход охлаждаю-
щего воздуха VB делится пропорционально числу секций, выб-
ранных для осуществления того или иного процесса.
В комбинированных схемах обвязки (см. рис. 1-16) АВО
рассчитывают по общей методике теплового и аэродинамиче-
ского расчета с учетом особенностей процессов конденсации,
переохлаждения или доохлаждение компонентов, распределе-
ния общей тепловой нагрузки между АВО и дополнительным
теплообменным оборудованием, включенным последовательно
по ходу продукта.
Тепловая нагрузка дополнительного холодильника, как пра-
вило, достигает 20—25% от общего теплового потока, если
АВО эксплуатируется при расчетной температуре охлаждаю-
щего воздуха t\. При расчете дополнительного холодильника
на пиковую температуру охлаждающего воздуха, т. е. /х > Л,
тепловая нагрузка на его поверхность составляет 10—15%. что
обычно обеспечивает поддержание температуры продукта на
выходе АВО tвых и превышение температуры воздуха на вы*
ходе холодильника над температурой воздуха /1 на входе в
АВО на 5—7 °C. Начальная температура продукта на входе
в дополнительный теплообменник (температура на выходе из
42
Рис. П-З. Вспомогательная
функция Z в зависимости от
отношения произведений
массового расхода продукта
и воздуха на соответствую-
щие удельные теплоемкости.
АВО) может быть опре-
делена по формуле
Аых = ^ВХ (1 — Z) + Zt\
где Z — вспомогательная функ-
ция, определяемая по рис. П-З.
Трудность расчета
комбинированной схемы,
представленной на рис.
1-16, б, заключается в оп-
ределении количества
циркулирующего вторич-
ного теплоносителя; по-
скольку не имеется рас-
четных зависимостей, мо-
жно предложить следую-
щие рекомендации. Рас-
ход вторичного теплоносителя должен быть таким, чтобы:
коэффициент теплоотдачи внутри трубы со стороны вторич-
ного теплоносителя был больше или равен коэффициенту теп-
лоотдачи со стороны основного продукта, т. е. авн ^а'н;
коэффициент авн в аппаратах воздушного охлаждения не
был ниже 2500 Вт/(м2-К), что обеспечивается при скорости
движения теплоносителя (воды) внутри труб более 0,7 м/с;
разность температур на АВО /Вых — t} была больше 10 °C;
при непрерывной длительной эксплуатации установки в
теплоносителе не происходило необратимых процессов, изме-
няющих его теплофизические свойства, а также выпадения
осадков, образования накипи и т. д.
Если в качестве вторичного теплоносителя используется хо-
лодильный агент, АВО рассчитывают на режим конденсации.
В системах воздушного охлаждения вспомогательные холо-
дильные циклы подключаются к АВО в различных комбина-
циях, но в любом варианте комбинированной схемы холодиль-
ный цикл должен рассматриваться как вспомогательный, по-
вышающий эффективность и надежность воздушного охлаж-
дения.
В качестве примера рассмотрим комбинированную схему с использова-
нием вспомогательного холодильного цикла (рис. П-4). Схема предназначена
Для охлаждения воды в количестве Vn = 50 м3/ч с температуры /вх = 60с’С
До Аых = 23°С при температуре охлаждающего воздуха G = 26°C, т е. ре-
шается задача охлаждения, когда /вых < 6-
43
Рис. П.4. Комбинированная схема с использованием вспомогательного холо-
дильного цикла:
/—линия основного продукта; 2—АВО; 3—испаритель; 4—компримирующий агрегат;-
5—промежуточный сосуд; 6—линия жидкого холодильного агента: 7—ресивер; в—дрос-
сель.
В представленной схеме вода поступает иа охлаждение до /вых = 30 °C в
четыре теплообменные секции АВО типа АВЗ с общей поверхностью тепло-
обмена 7600 м2. После охлаждения в АВО вода с /ВЫх — 30 °C направляется
в испаритель, где за счет тепла, отбираемого холодильным агентом (аммиа-
ком), охлаждается до /ВЬ1Х = 23ОС.
Испарившийся холодильный агент компримируется и через барботажную
камеру с температурой /к, определяемой давлением нагнетания, поступает в
две одноходовые секции АВО для конденсации. Аммиак конденсируется, со-
бирается в ресивере, дросселируется до давления испарения, и холодильный
цикл замыкается. На рис. П-5 показаны параметры вспомогательного холо-
дильного цикла в диаграмме состояния аммиака (координаты 1g В — t).
Н.иже приведены основные результаты теплового и аэродинамического
расчета рассматриваемой схемы:
Расчетная температура охлаждающего воз-
духа, ®С.................................... 26
Количество отводимого тепла при охла-
ждении воды с 60 до 30 °C, МВт . ... 1,7
Повышение температуры охлаждающего
воздуха, °C................................. 16
Температура воздуха иа выходе из АВО,
°C ......................................... 42
Коэффициент теплоотдачи, Вт/(м2-К)
воздуха................................... 45,8
воды ...................................... 2970
в АВО .................................... 33,2
Скорость воды в трубах, м/с............... 0,5
Средняя логарифмическая разность тем-
ператур, °C............................... 10,6
Расчетная поверхность теплообмена, м2 . . 4880
Количество тепла, отводимого от воды в
испарителе при ее охлаждении с 30 до
23 °C, МВт ................................ 0,4
44
Параметры холодильного цикла
Температура, °C
испарения 14
конденсации ........................... 42
нагнетания ............................ 85
Давление, МПа:
испарения 0,72
конденсации .......................... 1,67
Количество циркулирующего холодильного
агента, кг/ч............................. 1340
Количество тепла, отводимого прн тепло-
обмене в барботажной камере, Вт . 0,05
Количество аммиака, кг/ч:
испаряемого в барботажной камере . . 163
конденсируемого в двух секциях АВО 1500
Тепловая нагрузка конденсатора, МВт . . 0,46
Повышение температуры охлаждающего
воздуха, °C . ............................ 8,5
Температура охлаждающего воздуха на
выходе из АВО, °C........................ 34,5
Коэффициент теплоотдачи, Вт/(м2-К)
охлаждающего воздуха.................. 44,3
конденсирующегося аммиака ... 3490
Коэффициент теплопередачи, Вт/(м2-К) . . 33,4
Логарифмическая разность температур, °C 11,2
Расчетная поверхность теплообмена, м2 . . 1230
Установочная поверхность, предназначен-
ная для конденсации, м2.................2X1250
Дополнительная мощность, потребляемая
из сети компримирующим агрегатом, кВт 61,7
к. п. д.:
Г] мех .......................... ..... 0,95
Пэл. дв ..... ...... 0,93
В результате теплового и аэродинамического расчета получено Рр =
= 1230 м2, однако с учетом отношения пф/пр А* = 1230/0,5 = 2640 м? при
установочной поверхности 2500 м2.
Рнс. П-5. Параметры вспомогательного холодильного цикла в диаграмме со-
стояния 1g Р — i:
f —параметры аммиака на входе в компрессор, 2—4~охлаждение и конденсация аммиака;
5 — параметры аммиака на входе в испаритель.
Основной вентилятор АВО потребляет из сети 86 кВт, а дополнительные
затраты электроэнергии иа осуществление вспомогательного холодильного
цикла составляют 62 кВт, т. е. энергетические затраты возрастают на 72%.
Приведенный пример расчета комбинированной схемы по-
казывает ее полную эксплуатационную автономность. Вспомо-
гательный холодильный цикл может рассчитываться как на
непрерывную работу, так и на работу в пиковых режимах при
повышении температуры атмосферного воздуха выше расчет-
ного значения
Схема вспомогательного холодильного цикла при его
непрерывной эксплуатации и поддержании постоянной темпера-
туры продукта на выходе АВО, т. е. /Вых = const, должна пре-
дусматривать гибкую систему регулирования работы вентиля-
торов. При этом следует иметь в виду, что изменение произ-
водительности основного вентилятора отражается не только на
значении теплового потока при охлаждении продукта, но и на
температуре конденсации холодильного агента tK и темпера-
туре его испарения /н.
Температуры tu и tK вспомогательного холодильного цикла
выбирают в зависимости от температуры Л и требований,
предъявляемых технологией к конечному значению темпера-
туры продукта на выходе из испарителя. Необходимо стре-
миться к возможно большей разности /к — 6, однако чрезмер-
ное увеличение tK сопровождается ростом давления конденса-
ции Рк (см. точку 2 на диаграмме состояния рис. П-5), что
в свою очередь увеличивает величину теплового потока при
охлаждении газообразного холодильного агента, а следова-
тельно, и нагрузку конденсатора. Низкие значения tK, хотя и
увеличивают логарифмическую разницу температур в испари-
теле, но увеличивается отношение давлений и мощность ком-
прессорного агрегата. Для одноступенчатого холодильного
цикла можно рекомендовать: tK = 40—50 °C, tH = 0—15 °C.
•
3. Сопоставление различных схем обвязки
Эффективность использования АВО и надежность системы
воздушного охлаждения в большой степени зависят от схемы
включения аппаратов в технологические линии и внешней тру-
бопроводной обвязки теплообменных секций.
В табл. П-1 приведены сравнительные данные двух схем
обвязки: параллельной с тремя АВО типа АВЗ по рис. 1-10
и параллельно-последовательной по рис. П-6. Обе схемы пред-
назначены для конденсации и охлаждения парогазовой смеси,
состоящей из СО2 и насыщенного водяного пара. В схеме по
рис. 1-10 осуществляется процесс конденсации и совместное
охлаждение конденсата и СО2. В схеме по рис. П-6 в 14 сек-
циях АВО конденсируется водяной пар, в ресивере происхо-
дит разделение флегмы и СО2, конденсат доохлаждается в
четырех последовательно соединенных секциях одного из АВО
46
Таблица 11-1. Сравнительные данные двух схем обвязки АВО
Параметры Схемз обвязки
параллель- ная параллельно- последова- тельная
Температура, °C: расчетная, атмосферного воздуха парогазовой смеси иа входе в АВО продукта иа выходе из АВО рабочее давление, МПа Массовый расход компонентов, кг/ч: углекислого газа водяного пара Зона конденсации Производительность вентилятора, тыс. м3/ч Тепловой поток при конденсации водяного пара, МВт Расход воздуха на конденсацию, тыс. м8/ч Температура воздуха на выходе, °C Коэффициент теплопередачи, Вт/(м2-К) Средняя логарифмическая разность температур, °C Расчетная поверхность теплообмена трех АВО, м2 Зона охлаждения Расход воздуха на охлаждение, тыс. мэ/ч Тепловой поток на охлаждение, МВт Температура воздуха на выходе, °C Коэффициент теплопередачи, Вт/(м2-К) Средняя логарифмическая разность температур, °C Расчетная поверхность теплообмена, м2 Суммарная расчетная поверхность, м2 Суммарная установочная поверхность, м2 17,3 103 54 0,17 19 635 28 600 413 17,9 3-264 84,3 38 44,1 10 680 148,5X3 2,47 33,7 14,6 44,2 3 810 14 490 15 900 25 103 40 0,17 19 635 28 600 413 17,9 2,3-413 80,3 38 41,7 11 330 275,3 (4 секции) 2,84 40,4 32 30,1 2 950 14 280 15 900
и возвращается в технологический процесс. В табл. П-1 ис-
пользованы результаты тепловых и аэродинамических испы-
таний технологической установки на Невинномысском произ-
водственном объединении «Азот». Как видно из таблицы, при
одинаковой нагрузке АВО по парогазовой смеси и одинаковых
объемных производительностях вентиляторов параллельно-по-
следовательная схема при Л = 25 °C обеспечивает /Вых = 40 °C,
в то время как параллельная схема даже при Л = 17,3 °C
позволяет получить температуру продукта на выходе /вых =
= 54 °C.
Процесс конденсации с рассеиванием 17,9 МВт тепла в па-
раллельной схеме требует несколько меньшей поверхности теп-
лообмена, чем в параллельно-последовательной. Однако в
случае параллельной схемы обвязки при доохлаждении отме-
чается резкое снижение коэффициента теплопередачи, что
47
Рис. П-6. Принципиальная схема конденсации и охлаждения парогазовой
смеси с разделением компонентов:
1 — линия парогазовой смеси; 2—АВО; 3 — вентиль; 4—линия выброса в атмосферу;
^—барботажная емкость; 6—гидравлический затвор; 7 — ресивер; в —насбс.
обусловлено совместным охлаждением конденсата и СО2. Не-
смотря на то, что расчетные значения поверхности теплообмена
для рассматриваемых схем практически совпадают, параллель-
но-последовательная схема находится в более жестких темпе-
ратурных условиях и для условий Невинномысского производ-
ственного объединения «Азот» обеспечивает дополнительно бо-
лее 200 ч эксплуатации установки без нарушения выходных
параметров по конденсату, возвращаемому в технологический
процесс.
Представляет интерес сравнение эффективности схем об-
вязок АВО для такого распространенного процесса, как кон-
денсация аммиака в промышленных холодильных установках.
Технологический процесс предусматривает двухстадийное из-
менение агрегатного состояния холодильного агента: охлажде-
ние газовой фазы до температуры насыщения и конденсацию
агента при tK = const.
В параллельной схеме обвязки одноходовых АВО типа АВЗ
с Густ = 7500 м2 весь процесс изменения агрегатного состояния
холодильного агента от охлаждения газовой фазы до конден-
сации происходит по длине труб. Результаты расчета таких
АВО с учетом деления всего процесса на две фазы сведены
в табл. П-2.
В комбинированной схеме по рис. 1-16, в газовая фаза ох-
лаждается до насыщения в одной секции, а конденсация проис-
ходит в пяти остальных. При одинаковых температурах tj, tB*
и /Вых в параллельной и комбинированной схемах получены
примерно равные значения суммарных расчетных поверхно-
стей, однако в комбинированной схеме с одним АВО конден-
сируется 4000 кг/ч, а в параллельной только 2400 кг/ч. Если
в зонах конденсации отмечается примерное равенство плотно-
стей теплового потока qn = 233 Вт/м2 и qK = 237 Вт/м2, то
в зоне охлаждения газовой фазы эти показатели заметно раз-
личаются. Плотность теплового потока в зоне охлаждения га-
зовой фазы для параллельной и комбинированной схем соот-
ветственно составляет 49,5 и 226 Вт/м2, т. е. увеличение ско-
рости движения газообразного аммиака внутри труб с 0,2 до
2,34 м/с приводит к росту коэффициента теплопередачи в сек-
ции с 1,1 до 6,4 Вт/(м2-К), повышается и эффективность ох-
лаждения перегретого пара.
Комбинированная схема является более эффективной и при
необходимости переохлаждения конденсата, которое осуществ-
ляется после разделения газовой и жидкой фаз. Жидкая фаза
может переохлаждаться в отдельно взятой секции основного
Таблица П-2. Сравнительные данные двух схем обвязки АВО
Параметры Схемы обвязки
параллельная комбини- рованная
Температура, °C:
атмосферного воздуха 23,0 23,0
аммиака на входе в АВО 135 135
конденсации аммиака 35 35
Давление конденсации, МПа 0,14 0,14
Массовый расход аммиака, кг/ч 2400 4000
Зона конденсации
(на один АВО)
Расход воздуха на охлаждение, тыс. м3/ч 245 408
Тепловой поток на конденсацию, МВт 0,75 1,25
Температура воздуха на выходе из АВО, °О 32,2 32,2
Коэффициент теплопередачи, Вт/(м2-К) 37,1 37,5
Средняя логарифмическая разность температур, 6,3 6,3
Расчетная поверхность теплообмена, м2 3200 5241
Зона охлаждения газовой фазы
(на один АВО)
Расход воздуха на охлаждение, м3/ч 245 82
Тепловой поток на охлаждение, МВт 0,18 0,29
Температура воздуха на выходе из АВО, °C 25,2 34,1
Коэффициент теплопередачи, Вт/(м2-К) Средняя логарифмическая разность температур, 1,1 6,4
43,6 35,5
Расчетная поверхность теплообмена, м2 Суммарная расчетная поверхность, м2 3673 1339
6873 6580
Установочная поверхность, м2 7500 7500
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
ABO или в специальном аппарате, предназначенном только для
переохлаждения конденсата. Основной недостаток параллель-
ной схемы — низкие показатели теплопередачи при охлажде-
нии перегретого пара. Этот недостаток может быть устранен
применением двухходовых теплообменных секций, в которых
первый ход предназначается для охлаждения перегретого па-
ра, а второй — для его конденсации. Хорошие результаты дае!
установка между компрессорным оборудованием и АВО про-
межуточного сосуда, в котором в поток перегретого пара впры-
скивается жидкий аммиак, что позволяет уменьшить темпера-
туру и сузить зону охлаждения газовой фазы.
Возможно и барботирование перегретого пара через слой
жидкого аммиака. Например, в параллельной схеме это поз-
воляет отвести 0,18 МВт тепла и дополнительно испарить
590 кг/ч холодильного агента, увеличив тем самым общую
массовую нагрузку конденсатора. В этом случае весь объем
аммиака поступает в теплообменные секции с температурой
tK — 35 °C; общий тепловой поток на конденсацию возрастает
до 1,49 МВт, что соответствует массовому расходу 4700 кг/ч,
а количество конденсируемого продукта увеличивается с 2400
до 4100 кг/ч. Эти данные убедительно свидетельствуют о том,
что введение в схему такого несложного устройства, как про-
межуточный сосуд в виде оросительной или барботажной ка-
меры, дает возможность резко повысить эффективность системы
охлаждения с АВО. Это лишний раз указывает на то, что раз-
личные комбинированные схемы позволяют полнее использо-
вать возможности АВО и систем воздушного охлаждения.
4. Пересчет аппаратов воздушного охлаждения
на режимы, отличные от расчетных
Непрерывные технологические процессы химических и неф-
техимических производств предполагают использдвание АВО
при постоянных параметрах по температуре и давлению ох-
лаждаемых или конденсируемых потоков. Для обеспечения
стабильных параметров охлаждения применяют системы ре-
гулирования, увлажнения, комбинированные схемы охлажде-
ния и пр. Однако такие параметры, как температура атмо-
сферного воздуха t\, объемная производительность вентилятора
VB и скорость охлаждающего воздуха ауз, изменяются в тече-
ние различных периодов эксплуатации. Изменение обуслов-
лено годовыми, сезонными и суточными колебаниями темпера-
тур. Величина иуз при длительной эксплуатации изменяется
в сторону уменьшения по мере увеличения аэродинамического
сопротивления теплообменных секций. Опыт эксплуатации по-
казывает, что плотные пылевые и волокнистые отложения на
первых рядах труб по ходу охлаждающего воздуха и в глубине
пучка могут приводить к снижению объемной производитель-
ности вентиляторов до 40% • Аналогичная картина наблюдается
$0
и при регулировании АВО жалюзированием поверхностей теп-
лообмена.
Задачей пересчета АВО является определение коэффициен-
та теплопередачи К Для широкого интервала значений темпе-
ратур ti и скоростей иУз и требуемой поверхности охлаждения.
Перерасчет аппаратов для различных и оуз в случае ох-
лаждения и конденсации продукта производится по общей ме-
тодике теплового и аэродинамического расчета. В случае кон-
денсации в АВО насыщенных паров с неизменными темпера-
турами и давлением конденсации рекомендуются ниже
приводимые уравнения и зависимости.
Для пересчета на любой режим по или иуз расчетный
коэффициент теплопередачи Кх для текущего значения режима
х определяется по формуле
где ^Ktx и Д^х — поправочные коэффициенты на изменение температуры и
скорости воздуха:
l+-^[(oy3/cy3x)m-l]
ин п
В приведенных формулах показатели степени пит соответственно со-
ставляют для коридорных пучков труб 0,28 и 0,72, а для шахматных пучков
труб 0,36 и 0,64.
Б1
С достаточной для инженерных расчетов точностью коэффициенты
&Ktx и ДКцузх могут быть определены для шахматных пучков труб по
графикам на рнс. П-7 и П-8.
При пересчете процессов конденсации с зоной охлаждения перегретог^
пара в рабочих формулах используются средние значения К, ан п, 6 и оуз с
учетом поверхностей, на которых их распределение можно считать равм^
мерным.
В качестве примера рассмотрим АВО с шахматным пучком труб, исполу
зуемый для конденсации насыщенного водяного пара. Результаты тепловьи
испытаний позволили определить при Л — 21,3 °C и оуз = 6,8 м/с номина. ь
ные значения величии: К — 28,6 Вт/(м2-К) и ан.п = 44 Вт/(м2-К). Требуете»
определить Кх для новых значений tx = 25 °C и оуз х — 8,5 м/с, т. е. решаете
задача по интенсификации АВО. В нашем случае:
28,6 ГЛ 25 + 273 V.36
44 |Д 294 )
Новое значение Кх составляет
Кх = 28,6-0,998 1,09 = 31,2 Вт/(м2-К).
Таким образом в рассмотренном примере несмотря иа то, что фактор
температуры и скорости воздуха по-разиому воздействуют на теплосъем, q
мечается общее повышение коэффициента теплопередачи К, а следователья
увеличение теплосъема в АВО.
52
Глава III
ИСПЫТАНИЯ АППАРАТОВ ВОЗДУШНОГО ОХЛАЖДЕНИЯ
Рациональная и эффективная эксплуатация АВО возможна
лишь при наличии экспериментальных характеристик аппара-
тов, позволяющих обоснованно нормировать работу систем
воздушного охлаждения или решать вопросы по усовершенст-
вованию и интенсификации ее работы.
Экспериментальные характеристики, например, показатели
ДВО в широком диапазоне изменения расхода воздуха и про-
дукта, температуры атмосферного воздуха, могут быть полу-
чены в результате тепловых и аэродинамических испытаний
аппаратов.
Порядок проведения теплотехнических и аэродинамических
испытаний предусматривает следующие основные этапы ра-
боты: подготовительные работы на объекте испытаний; тепло-
технические и аэродинамические испытания АВО; обработка
материалов испытаний; анализ экспериментальных данных.
1. Подготовительные работы на объекте испытаний,
измерительные приборы и устройства
При проведении подготовительных работ необходимо озна-
комиться с проектно-технической документацией, принятой схе-
мой обвязки АВО, особенностями работы аппаратов в зависи-
мости от теплофизических свойств продукта, характером осу-
ществляемого процесса и прочими материалами эксплуатации.
В процессе работы с проектно-технической документацией
анализируются проектные параметры работы АВО и смежного
оборудования. Под смежным оборудованием понимают техно-
логические установки, определяющие термодинамические пара-
метры охлаждаемой или конденсируемой среды на входе в
АВО, а также агрегаты, параметры работы которых зависят
от системы воздушного охлаждения. Выполняется исполнитель-
ная технологическая схема обвязки АВО и теплообменных
секций, на которой намечаются точки измерения различных
параметров. К исполнительной технологической схеме прила-
гается пояснительная записка с обоснованием необходимого
числа измеряемых параметров, типов приборов и расчетом
измерительных устройств.
Измерения условно можно разделить на три основные
гРУппы:
а) конструктивные (геометрические) измерения для опре-
деления ширины и длины проточной части теплообменных сек-
ций по воздуху (h, /); размера ребер жесткости (рамы жалю-
Зей), уменьшающей площадь проточной части; стрелы прогиба
Теплообменных труб секций; шага ребер по их числу на 0,2 м;
Диаметра или размера ребер; числа рядов труб и их размеров;
63
диаметра колеса вентилятора и числа лопастей исходного угла
поворота лопастей; диаметра обечайки вентилятора; диаметра
обтекателя и ступицы двигателя; характеристики двигателя и
передачи; размера измерительных диафрагм (диаметра диа-
фрагмы, внутреннего диаметра трубопровода), характеристики
объемных расходомерных устройств. Геометрические измере-
ния могут быть дополнены определением размеров отверстий
и неплотностей, приводящих к потере охлаждающего воздуха!
размеров взаимного расположения основных элементов аппа-
рата и т. д Эту группу измерений обычно проводят один раз
перед началом испытаний;
б) измерения параметров, характеризующих режим работы
АВО: барометрического давления; относительной влажности и
температуры воздуха; температуры охлаждающего воздуха и
продукта на входе в теплообменные секции и выходе из них;
промежуточной температуры продукта при параллельно-после-
довательных и комбинированных схемах обвязки, а также при
промежуточных отборах; температуры и давления воды, пода-
ваемой на увлажнение; давления продукта на входе в тепло-
обменные секции и выходе из них; расхода охлаждающего
воздуха и охлаждаемого продукта через секции или АВО; ста-
тистического и динамического давления, создаваемого венти-
лятором; частоты вращения и мощности вентилятора;
в) измерения по смежному оборудованию позволяют дать
дополнительную оценку составу компонентов охлаждающей
или конденсируемой среды, расходным показателем, что оси
бенно важно, когда размещение измерительных устройств в ус-
ловиях эксплуатации представляет определенную трудность.
При выполнении эксплуатационных испытаний АВО и си-
стем воздушного охлаждения объем измерений может быть
сокращен или дополнен в зависимости от целей испытаний (по-
лучение только общего теплового потока, определение затрат
мощности, оценка производительности вентиляторов и т. д.).
Рассмотрение проектных параметров АВО и данных
эксплуатации позволяют подобрать необходимые приборы I
рассчитать вспомогательные измерительные устройства.
Для измерения температур охлаждающего воздуха и ох
лаждаемого (конденсируемого) продукта применяют лабора
торные ртутные термометры с ценой деления 0,1 °C. При изме-
рении температур выше 100— 110°С используют технически!
термометры с ценой деления 1,0 °C или термометры сопротив-
ления. По сравнению с ртутными термометры сопротивлени₽
имеют ряд преимуществ: возможность одновременного измере
ния температуры в нескольких точках, в том числе и в местах
исключающих по условиям безопасности применение ртутньР
термометров. Гильзы для термометров располагают таким об-
разом, чтобы термометры свободно омывались воздухом и бы
ли защищены от непосредственного воздействия солнечны*
лучей, атмосферных осадков и ветра.
G4
рис Схема установки анемометра в
измерительном цилиндре:
2— при жестком креплении и подвижной об-
'• ' водке площади сечения цилиндра.
Влажность воздуха определяют
при помощи простых или аспира-
ционных психрометров по показа-
ниям сухих и мокрых термометров.
Относительная влажность воздуха
при измерении простыми психро-
метрами находят по I — d-диаграм-
мам, а при использовании аспира-
ционных психрометров — по графи-
ку, имеющемуся в паспорте психро-
метра. Показания простых психрометров снимают не ранее чем
через Ю мин после пуска вентилятора, а показания аспира-
ционных психрометров — через 3 мин.
Скорости воздуха измеряют чашечными или крыльчатыми
анемометрами. Принцип действия анемометра заключается в
следующем; в поток газа помещают чувствительный элемент,
которым является вертушка с радиально расположенными ло-
пастями. Вертушка связана с суммирующим (счетным) устрой-
ством через механическую передачу. Давление потока на
лопасти приводит во вращение вертушку со скоростью, пропор-
циональной скорости потока. По счетному механизму в опре-
деленном интервале времени определяется скорость потока.
Все анемометры имеют градуировочный график, составляемый
заводом-изготовителем или специальными организациями.
Анемометр ручной чашечный типа А предназначен для из-
мерения скоростей от 1 до 20 м/с, анемометр индукционный
АРИ-49 измеряет скорости потока от 2 до 3 м/с с точностью
±5%, причем деления шкалы анемометра выражены в м/с.
Крыльчатый ручной анемометр АСО-3 тип Д измеряет скоро-
сти от 0,2 до 6 м/с.
Для выравнивания потока и исключения влияния ветровой
нагрузки анемометр устанавливают в цилиндр (рис. Ш-1), из-
готовленный из тонкого листового железа, жести или плотного
картона. Размеры цилиндра выбирают такими, чтобы его дли-
на была больше ширины не менее чем в 1,5 раза. Например,
если £)==400—450 мм, то Н =650—750 мм. Анемометр уста-
навливают на выходе потока из цилиндра, т. е. Н = 500—
"550 мм. При измерении скорости воздуха в выходном сече-
нии вентилятора анемометр укрепляют на телескопической или
Разборной штанге и вводят в поток таким образом, чтобы ось
Вертушки анемометра была перпендикулярна (для крыльча-
тЫх совпадала) направлению потока. Перед измерением за-
писывают начальный отсчет по циферблату прибора, а затем
анемометр с выключенным счетным механизмом вносят в по-
55
Рис. Ill 2. Карты возможного
размещения точек измерения
температур и скоростей на вы-
ходе из проточной части тепло.
обменных секций:
а, б, в~ прн различном соотношу
нни длины I н ширины h секций. 1
На рис. Ш-2 приведена карта
ток воздуха, и через 5—
10 с (когда крыльчатка
анемометра начнет вра-
щаться с полной скоро-
стью) одновременно с се-
кундомером включают
счетный механизм. Раз-
ность отсчетов делят на
время замера, и резуль-
тат по тарировочному
графику переводят в раз-
мерность скорости (м/с),
размещения точек измерения
температур и скоростей охлаждающего воздуха на выходе из
проточной части теплообменных секций. Число равномерно
расположенных точек измерений не должно быть меньше ука-
занного в табл. Ш-1.
Увеличение числа точек измерений при охлаждении с из-
менением агрегатного состояния обусловлено не только жела-
нием получить более высокую точность, но и выявить границы
отдельных зон (в том числе заливной) работы аппаратов по
длине труб теплообменных секций. Например, оптимальное
число точек измерения температур и поверхностных скоростей
для ЛВО типа АВЗ различных типоразмеров при (h/l) < 0,4
находится в пределах 72—108.
Таблица 111-1. Минимальное число точек измерений температуры
и скорости воздуха на выходе из секций АВО
Схема точек измерений на рнс. Ш-2 Соотношение размеров секции Охлаждение
жидких и газовых фаз с изменением агрегатного состояния
а 0,7<4<1 9 12
б 0,4 < -у- < 0,7 10 15
в 4 <°,4 12 18
66
В каждой измерительной точке скорость воздуха опреде-
ляют не менее двух раз; причем разность между результатами
измерений не должна быть более ±5%, в противном случае
измерение повторяют. Измерения одномерных температурных
и скоростных полей являются важнейшей частью испытаний и
поэтому должны проводиться с особой тщательностью как при
размещении приборов, так и при считывании результатов из-
мерений. При участии трех наблюдателей затраты времени на
измерение температурных и скоростных полей на одном ре-
жиме составляют от 2 до 4 ч.
В практике эксплуатационных испытаний для измерения
давлений и перепадов давлений используют и-образные мано-
метры, заполняемые подкрашенной жидкостью. В большинстве
случаев применяют воду, однако для повышения точности от-
счетов прибор можно заполнять жидкостью с меньшей плот-
ностью. Давление находят по расстоянию между менисками
в обеих ветвях трубки. Погрешность отсчета по шкале прибора
составляет +0,5 мм, поэтому измеряемое давление должно
быть не менее 100 Па. Давление конденсируемого или охлаж-
даемого продукта на входе в АВО и выходе из него измеряют
образцовыми манометрами.
Для измерения полного статистического и динамического
давлений при испытаниях вентилятора АВО используют пнев-
матическую трубку в комплекте с микроманометром. Наибо-
лее распространен микроманометр типа ММН с пределами из-
мерений статического давления 0—2000 Па. Кронштейн с изме-
рительной трубкой можно устанавливать в пяти положениях,
которым соответствуют постоянные прибора k = 0,2—0,8. При
заполнении микроманометра этиловым спиртом верхний предел
измерения будет иметь следующие значения:
k . . ................. 0,2 0,8 0,4 0,6 0,8
Верхний предел измерений,
Па.................. . . 500 750 1000 1500 2000
Погрешность микроманометра составляет +6%. При ма-
лых углах наклона трубки (менее 6°) погрешности вследствие
капиллярности становятся соизмеримы с определяемым давле-
нием.
Расход среды измеряют стандартными сужающими устрой-
ствами или объемными счетчиками различных типов. Принцип
Работы сужающего устройства основан на переходе части по-
тенциальной энергии давления в кинетическую энергию, в ре-
3Ультате чего статическое давление в узком сечении оказы-
вается ниже, чем перед сужающим устройством. Разность этих
Давлений (перепад давления) тем больше, чем больше расход
пРодукта. Вывод расчетных зависимостей основан на совме-
стном решении уравнений Бернулли и неразрывности струи,
лписываемых для сечений до и после сужающего устройства.
57
О И т Я Схема расположения штуцеров д
^отбора давления в симметричном колене!
Рис. III-4. Карта размещения точек измерещ
скоростей воздуха в обечайке на входе в
тилятор или выходе из него:
а— для do ^2,5 м; б—для 2,5<d0<4,5 м; в —д
do > 4,5 м.
Все основные требования к расходомерам, их расчету I
проверке, определению погрешности измерений изложены t
Правилах 28—64 «Измерения расхода жидкости, газов и паре
стандартными диафрагмами и соплами». Правила не опреде
ляют конкретных конструкций сужающих устройств, а указы
вают на требования к их изготовлению и монтажу, соблюдени
которых необходимо для использования этих устройств в ка
честве стандартных.
Правила «28—64» формулируют следующие требования >
условиям измерения: измеряемый продукт должен заполнят
все поперечное сечение трубопровода до и посл'е сужающег
устройства; агрегатное состояние вещества не должно изме
пяться при прохождении через сужающее устройство; в трубе
проводе вблизи сужающего устройства не должны скапливать
ся конденсат, пыль и т. д.
Если размещение стандартного измерительного устройств
представляет значительную трудность, возможна примерна
оценка расхода жидких компонентов по перепаду давлений 0
симметричном колене 90° (рис. Ш-З), выбранном в систем
обвязки АВО.
Штуцера для подключения импульсных трубок замера П£
репада давления располагают под углом 45° по обе сторон*
колена так, чтобы они не выступали внутрь. Для измерены
перепада давлений используют дифференциальные манометрь
типа ДТ-5, ДТ-50 и ДТ-150 соответственно для рабочих дав
лений 0,5; 5,0 и 15 МПа. В качестве уравновешивающей жиД
58
кости в дифференциальных манометрах применяют ртуть или
^идкость с меньшей плотностью.
Производительность вентилятора можно определить по ско-
рости воздуха в сечении входного конфузора, если секция рас-
положена на напорной стороне, или в сечении выходной обе-
чайки вентилятора, если секции размещены на всасывающей
стороне вентилятора. Минимальное число точек измерения ско-
ростей устанавливают в зависимости от диаметра обечайки
вентилятора:
Схема точек измерения на рис.
Ш-4 . ................. а б в
Диаметр обечайки вентилято-
ра do, м..................... <2,5 2,5—4,5 > 4,5
Минимальное число точек изме-
рения .8 10 32
Измерения выполняют в точках, расположенных на средних
диаметрах равновеликих кольцевых площадей. Точки разме-
щают равномерно по длине окружности (рис. Ш-4).
Энергетические затраты на охлаждение продукта в АВО
оценивают мощностью, затрачиваемой на привод вентилятора.
Мощность электродвигателя вентилятора можно определить
тремя способами: используя измерительный комплект К-50 с
трансформатором тока, двумя ваттметрами, соединенными по
схеме Арона, и ваттмерными клещами типа Д-90 или вольт-
амперными клещами типа Ц-91.
Переносный измерительный комплект К-50 имеет постоян-
но смонтированную схему и служит для измерений силы
тока, напряжения и мощности в однофазных и трехфазных
трехпроводных и четырехпроводных цепях переменного тока
при равномерной и неравномерной нагрузке. В отдельном
корпусе смонтирован блок трансформаторов тока типа П-508,
предназначенный для рас-
ширения пределов измере-
ния. Переносной измеритель-
ный комплект рассчитан для
работы в закрытых помеще-
ниях при температуре окру-
жающего воздуха от Ю до
35°C и относительной влаж-
ности до 80%. Прибор соот-
ветствует классу точности
Рис. 1П-5. Электрическая схема
АРона для измерения мощности,
потребляемой приводом вентиля-
тора:
^трансформаторы тока и напряжения;
Добавочные сопротивления; 3 — вольт-
Метр; 4 —амперметры; 5—ваттметры.
59
0,5 и обеспечивает точность измерения без трансформатора тока
±0,5%, а с трансформатором ±0,7%.
Схема Арона (рис. Ш-5) позволяет измерить мощность
с высокой точностью при любой нагрузке фаз независимо от
их чередования и асимметрии фазных напряжений.
Ваттмерные клещи типа Д-90 удобны для частых измере-
ний мощности, так как не требуют для подключения разборки
электрической коммутации двигателей. Значение фазовой мощ-
ности считывается непосредственно со шкалы прибора, однако
погрешность измерений достигает ±5,0%.
Для измерения частоты вращения двигателя или вентиля-
тора, как правило, используют ручные тахометры.
Занятый при испытаниях персонал наблюдателей до начала
работы должен быть соответствующим образом инструктиро-
ван. Основная тема инструктажа — вопросы техники безопас-
ности, обучение наблюдателей правильному использованию
приборов и записи их показаний в журнале наблюдений.
С целью отработки общей методики ведения испытания и
оценки затрат времени на измерения перед началом основных
опытов целесообразно проводить пробный опыт, что дает воз-
можность оценить состояние приборов, условия выполнения
измерений, правильность ведения записей и узкие места при
проведении испытания. Результаты измерений пробного опыта
подвергают обработке для выявления необходимых поправок
на измеряемые параметры. Пробный опыт поможет уточнить
и расширить представление о работе системы охлаждения, ко-
торое сложилось на основании изучения материалов эксплуата-
ции и наблюдений за работой установки перед испытанием.
2. Теплотехнические и аэродинамические
испытания АВО
Возможны следующие методы теплотехнических и аэроди-
намических испытаний АВО: при постоянном расходе тепло-
носителей, при переменном расходе теплоносителей, при по-
стоянном расходе продукта и переменных температурах воз-
духа и продукта, при увлажнении охлаждаемого воздуха
В каждом из указанных методов при измерениях остаются не-
изменными те или иные параметры, характеризующие режим
работы АВО.
Испытания при постоянном расходе теплоносителей яв-
ляются своего рода фотографией работы аппарата или систе-
мы воздушного охлаждения. Их проводят на режимах, близ-
ких к проектным, что дает возможность определить основные
параметры работы АВО (Q, К, Vn, VB, #п, Ру, Nw) для ИХ
анализа и сопоставления с проектными данными. Испытания
обычно выполняют на двух-трех режимах, причем число режи-
мов определяется требованиями точности и достоверности ре'
зультатов.
60
Испытания при переменном расходе теплоносителей позво-
ляют получить те же показатели работы АВО, что и испыта-
ния при постоянном расходе теплоносителей, но дополненные
оценкой влияния скорости движения теплоносителей на коэф-
фициент теплопередачи К- Именно этот показатель необходим
при решении вопроса об интенсификации АВО. Рассматривае-
мый метод испытаний используют и для построения эксплуа-
тационной аэродинамической характеристики вентиляторов.
В этом случае изменяют угол поворота лопастей вентилятора,
полное давление и расход охлаждающего воздуха. Для изме-
нения производительности при постоянном угле поворота ло-
пастей служат жалюзи. Чтобы графически построить эксплуа-
тационную аэродинамическую характеристику, число режимов
должно быть не менее четырех.
Испытания при постоянном расходе продукта и переменных
температурах tlt /вх, /вых, tK позволяют установить фактические
температурные границы нормальной работы АВО при изме-
нении температуры атмосферного воздуха Результаты этих
испытаний дают необходимые данные для выбора и расчета
оптимальных схем регулирования АВО.
Каждый из рассмотренных методов испытаний АВО позво-
ляет решать вполне определенные задачи, а наиболее полная
картина работы АВО, в отношении количественной и качест-
венной оценки, может быть получена при проведении испыта-
ний с использованием всех трех методов.
Испытания при увлажнении охлаждающего воздуха носят
специальный характер, но в большинстве случаев их включают
в общий объем тепловых и аэродинамических испытаний. Что-
бы определить эффективность впрыска воды в охлаждающий
воздух, проводят сравнительные испытания АВО. Для этого
первоначально аппарат испытывают при температуре воздуха
/1, при которой достигается предельная температура продукта.
Подают воду на увлажнение охлаждающего воздуха и через
равные промежутки времени (3—5 мин) записывают парамет-
ры охлаждаемой (конденсируемой) среды. На установивш'ем-
ся режиме выполняют полный объем измерений всех парамет-
ров работы АВО с замером расхода воды на увлажнение и
относительной влажности воздуха <р на выходе из АВО Ис-
пытания проводят при различных режимах: при измерении рас-
хода воды, степени ее распыливания в потоке воздуха, изме-
нении числа форсунок и направленности конуса распыления.
Для проведения испытаний в условиях эксплуатации не все-
гда удается изменять расходы технологических сред и охлаж-
дающего воздуха в требуемых пределах. В этом случае испы-
тания проводят в два этапа.
I На первом этапе испытания проводят в режиме, близком
к проектному, а на втором этапе испытывают АВО в режиме
Регулирования — при более низких значениях температуры ох-
лаждающего воздуха.
61
Рис Ш-6. Схема испытаний АВО с
использованием дополнительных тру-
бопроводов:
1-6 — секции АВО; 7 —термометр; 8 — из-
мерительная диафрагма; 9—манометр;
10—запорная арматура; 11— циркуляцион-
ный насос; 12 — дополнительные трубопро-
воды.
Рис. Ш-7. Зависимость фактического коэффициента теплопередачи Аф от мас-
совой скорости воздуха (ор)уэ в узком сечении секций:.
/ — для расхода Gn; 2 —для расхода G^ = Gn + AGn
Порядок проведения испытаний рассмотрим на примере АВО типа АВЗ,
схема обвязки которого приведена на рис. Ш-6. Теплообменные секции по от4
ношению к основному потоку подключены параллельно, запорная арматура
на секциях отсутствует. Регулирование АВО осуществляется изменением ча-1
стоты вращения электродвигателя вентилятора. Расчетная температура охла-
ждающего воздуха Л = 25 °C, расход продукта Gn и его температура /ВЫх
неизменны.
Результат первого этапа испытаний показал, что требуемая температура
продукта /вых по условиям технологии может быть получена только при tt
21 °C. По результатам испытаний первого этапа построена зависимость ко-
эффициента теплопередачи 7<ф = f(op)y3, где v и р — соответственно скорость
воздуха и его плотность в узком сечении оребренной поверхности АВО
(рис Ш-7).
На втором этапе испытаний увеличивается расход продукта, но сохра-
няется неизменным /вых. При этом избыток продукта относительно его но-
минального значения AGn = Gn — Gn по дополнительному трубопроводу воз-
вращают иа всасывание циркуляционных насосов, сохраняя G„ = const. Под
мешивание холодного продукта на всасывании насосов AGB приводит к умешг
шению температуры /вх, что учитывается при расчете коэффициента тепла
передачи. Эксперимент и расчеты повторяют для различных значений
/1 и строят зависимость Аф1 = f (Gn, ср) или серию зависимостей при
Gn = var.
По взаимному расположению линий 1 и 2 (см. рис. Ш-7) можно судит/
о характере изменения коэффициента теплопередачи К. Если линия 2 про
ходит выше зависимости 1, то вертикальная ордината при любом значенШ
(ср)Уз определяет прирост Л/С Зависимость 2 может располагаться очей/
близко к линии 1 или практически совпадать с ней, что свидетельствует о не
возможности заметного увеличения Кф с изменением авн, например, вследсгвй/
большого термического сопротивления отложений.
Если имеется заметный прирост Кф, то должна быть обеспечена так»
схема движения исходного продукта Gn, чтобы достигалось значение К\ *
62
= Кф + ЬК. соответствующее расходу Gn, например в результате перехода
на параллельно-последовательную схему. Значение граничной величины опре
деляется экспериментально или расчетом. Расчетные зависимости приведены
и рассмотрены ниже.
Таким образом, монтаж вспомогательных трубопроводов
позволяет получить необходимые данные для анализа работы
АВО и разработки соответствующих рекомендаций. Для сокра-
щения времени проведения опыта из группы АВО выбирают
аппарат с наиболее низкими показателями работы по Q, Кф и
VB, а если работы выполняются на единичном АВО, то ана-
логичные требования предъявляют к выбору эксперименталь-
ных секций.
Во время испытаний АВО на одном режиме фиксируют все
необходимые параметры, характеризующие режим работы ап-
парата по температуре, расходу и давлению теплоносителей.
Измерения проводят равномерно с интервалом не менее чем
20—30 мин.
Эксперименты следует проводить при ti х const, однако
если ti заметно изменяется, опыт может быть разделен на не-
сколько локальных этапов с /i ~ const, соответствующих изме-
рениям температурных и скоростных полей отдельной теплооб-
менной секции, группы или ряда.
Температура на территории крупных химических и неф-
техимических производств выше температуры, измеренной вне
предприятия, на 1,5—2 °C, что является следствием выделения
технологическими установками тепла в атмосферу воздуха.
Кроме того, АВО размещены на различных строительных от-
метках и по-разному расположены относительно друг друга.
Эти обстоятельства приводят к непрерывным колебаниям тем-
пературы на входе в вентилятор, величина которых опреде-
ляется ветровым переносом теплых масс воздуха с соседних
установок или рециркуляцией горячего воздуха с выхода АВО.
Для уменьшения погрешности измерения А рекомендуется од-
новременно проводить измерения по всему периметру установ-
ки с последующим усреднением.
При повышении температуры t\ выше расчетного значения
поддержание регламентируемой температуры /ИЫх возможно в
результате увлажнения воздуха распыливанием подготовлен-
ной воды в потоке охлаждающего воздуха.
3. Обработка материалов испытаний
Основными параметрами, характеризующими работу АВО,
являются температуры воздуха и продукта, скорости воздуха и
продукта, давление и расход теплоносителей, тепловой
поток и плотность теплового потока, коэффициент теплопереда-
чи и мощность, потребляемая электродвигателем вентиля-
тора.
63
Рис. Ш-8. График изменения темпе-
ратуры охлаждающего воздуха Z2 на
выходе из секций с относительной
длиной Zx/Z:
I— охлаждение жидких и газовых продук-
тов без изменения агрегатного состояния;
2—охлаждение перегретого пара с конден-
сацией и Переохлаждением; 3 — конденса-
ция насыщенного пара.
Температура воздуха. Среднее арифметическое значение
температуры находят по формуле
где ti — температура в конкретной точке измерений с учетом различных по-
правок; п— число точек измерений или число опытов при неизменном режиме
испытаний.
Температуру воздуха на выходе из теплообменных секций
АВО попарно усредняют для четного и нечетного рядов сек-
ций или пучков труб
. Zi + Zj . ZB + Z« tn~ [ + tn
Г1-Й= 5 • ‘s-4 —" 2 ’ 2
По полученным значениям строят одномерные поля изме-
нения температуры воздуха по длине секций или пучка труб
(рис. Ш-8). Аналогичные зависимости можно строить по ши-
рине секции или пучка АВО. Графики температур могут от-
личаться от приведенных, что обусловлено влиянием ряда фак-
торов, которые будут рассмотрены при совместном анализе
температурного и скоростного полей охлаждающего воздуха
Скорость воздуха. Среднее значение скорости воздуха (м/с
для АВО, секции или отдельной зоны определяют по формуле
п
Рв. ср = —--
График изменения скорости по длине секции или пучка
строят аналогично показанному на рис. Ш-8, однако в отли-
чие от графика /2 = f (0 значения скорости в точках не имеют
между собой логической связи и поэтому значения скорости
воздуха в близко расположенных точках могут существен^
различаться.
Объемную скорость воздуха в любом сечении аэродинами
ческого тракта и, в частности, в узком сечении иу8 рассчиты-
вают из условия равенства массового расхода воздуха через
все аэродинамические элементы аппарата независимо от выб
64
рапного сечения. Поскольку GB = Gy3, то
вр2 = Вв. узРуз или VB. срАр2 = Vy3FузРуз
Iде F — площадь секции, пучка или зоны АВО, м2; р2, руз — плотность воздуха
соответственно на выходе и в узком сечении, кг/м3.
Свободную площадь секции Fnp определяют по формуле
fnp = ft/-Fi
где h и I — соответственно ширина и длина секции; Ft — площадь ребер жест-
кости, жалюзи и других устройств, уменьшающих величину проточной части
АВО.
Заменяя отношение Fy3/F — рс коэффициентом сужения се-
чения, получаем
Р2
йуз — ев. Ср —- ——
РузЧс
или в более развернутой записи
273 + /2
Пуз — цв. ср ~Z / \
I Ч “Г »9 1
1^273 +
Коэффициенты сужения сечения т]с для отечественных стан-
дартизированных АВО общего назначения приведены в отрас-
левых нормалях [26].
При отклонении характеристик оребрения и геометрических
размеров АВО от нормализованных для пучка труб коридор-
ного расположения коэффициент -qc находят по формуле
АТр — Ар
Пс=1-------F-----
где Атр — площадь проходного сечения АВО по теплообменным трубам, м2;
Ар — площадь сечения ребер, м2.
В свою очередь
Атр === dp. вн^а; Ар = б (Dp. н — dp, вн) nml
где dp. вн — диаметр ребер у основания, м; п — число труб в одном ряду; б —
толщина ребер, м; Dp. н — наружный диаметр ребра, м; т — число ребер иа
один метр длины.
Формула для т]с справедлива и для шахматного располо-
жения труб в пучке при условии размещения центров отвер-
стий трубной доски в вершинах равностороннего треугольника.
Величину т)с также можно вычислить по характеристике
оребрения
1 1 А , dp-h-^p.bh б \ <
Че = 1--г I 1 3-------------т---I; Ф = ту—**
V и dp. ви z dp. ви
где t — поперечный шаг теплообменных труб, м; и — шаг ребер, м.
8 Зак. 447
66
Расход воздуха, проходящего через теплообменные секции,
пучок или отдельные зоны АВО (в м3/с пли кг/с), определяют
по формулам
== Гв. epFnpk
бв = V Вр2
где k — поправочный коэффициент (для открытого входа в АВО или выхода
из него k = 1).
Объемный расход воздуха Ув. общ или массовый расход воз-
духа Ообщ через входные сечения обечайки вентилятора находят
из выражений
Гв.общ = J (4 - ^ст) гв. ср*
Ообщ = общР1
Где dcr — диаметр ступицы вентилятора, м; do — диаметр обечайки вентиля-
тора, м.
Расход воздуха определяют при измеренном значении Ре и
соответствующих температурах воздуха t\ и t2.
Для всего АВО массовые производительности связаны -урав-
нением
бВ. общ = бв -р У, бв. ут
Где У, бв. ут суммарная величина утечки воздуха, кг/с.
Величина утечек, как правило, не превышает 3%, а сходимость
Gb. общ и GB при удовлетворительной оценке измерений состав-
ляет 5%.
При необходимости определения расхода воздуха для темпе-
ратуры, отличной от Экспериментальной, пользуются зависимо-
стями:
у = —• V7- = VB -б (273
* VbPx< iBpx(m + t2)
где Vx — расчетное значение расхода воздуха для температуры tx\ р2 — плот-
ность воздуха при Р6 и t2; р* — плотность воздуха для значений Рх и tx.
Без учета сжимаемости воздуха
Рх (273 + /н)
р* = рн Ръ (ИЗ + tx)
Расход охлаждаемого И конденсируемого Теплоносителя оп-
ределяют в соответствии с требованиями «Правил 28—64»
(см. разд. 2 этой главы). Определять расход теплоносителя сле-
дует не по средним значениям измеряемых величин за весь ре-
жим, а по каждому измерению в отдельности с последующим
осреднением этих значений. Для стандартных сужающих уст-
ройств в комплекте с лабораторными у-образными дифманомет-
66
рами расход определяется из выражений (в м3/ч или кг/ч)
Vn= 1,264- 10~’aed2 (Pyf “ Рг) 8
Gn = 1,264 • 10-4aed2 у]htp (p'f — p{) g
где ht — разность высот столбов уравновешивающих жидкости дифманометра,
мм; Pyt — плотность уравновешивающей жидкости при рабочих давлении и
температуре, кг/м3; р( — плотность вещества над уравновешивающей жид-
костью при рабочих давлении и температуре, кг/м3; р — плотность охлаждае-
мого или конденсируемого теплоносителя в рабочих условиях, кг/м3; d — диа-
метр сужающего устройства, мм; а — коэффициент расхода; е — поправочный
множитель на расширение измеряемой среды.
Коэффициенты а и е, а также плотности веществ опреде-
ляются в соответствии с «Правилами 28—64». При измерениях
перепада давления на симметричном колене расход находят
по формуле (м3/ч)
Го !~7Г
Vn = 0,01252a£>2 А / -S- • А / —
V D V pg
где D — внутренний диаметр кольца, мм; R — средний радиус закругления,
м; h — перепад давления, Па; р — плотность измеряемой среды в рабочих ус-
ловиях, кг/мэ. «в, |
Средняя скорость движения продукта внутри труб при пол-
ном заполнении их сечения (м/с)
v -
ви 3600Дтрп
где п — число АВО.
Обработка результатов испытаний в части давления охлаж-
даемой или конденсируемой среды сводится к получению сред-
них значений Р{, Р2, Рк и Рср = ^Х Р/') jп.
Для чистых насыщенных паров значения Рк и tK должны
быть сопоставлены по таблицам или диаграммам состояния
конденсируемого продукта. При охлаждении газовой много-
компонентной смеси с конденсацией одной или нескольких со-
ставляющих рассчитывают парциальные давления компонентов
и по их значениям определяют tK для каждого компонента.
При заданных объемных долях компонентов парциальные
давления газов определяют по следующим зависимостям
Pt = r.P-. rt = VJV
при заданных массовых долях компонентов
Р1=-^Р‘ S^GJG
где щ, ц — соответственно молекулярная масса компонентов и смеси
3*
«7
Для большей наглядности и дальнейшего анализа процес-
сов конденсации холодильных агентов и чистых насыщенных
паров рекомендуется строить процессы в диаграммах состояния
lg Р — i, Т — S, на которых отмечают характерные точки и
указывают их количественную характеристику.
Статическое давление воздуха на стороне всасывания или
напорной стороне вентилятора оценивают как среднее ариф-
метическое замеров
£ нСт1
Среднее динамическое давление вентилятора при измерении в
нескольких точках рассчитывают по формуле
о (VНдин । + ДИН 2 + • • • Jr VНдни п)2
г* дин. ср--------- “
Полное давление вентилятора
Рц. ср = НСТ. ср Ч" НДИН. ср
Для вентилятора с расположением теплообменных секций на
всасывающей стороне
Нд. ср = ^ст. ср + ^дин. ср
Скорость воздуха v в сечении, где измерялось среднее ди-
намическое давление Нл„и. ср, можно с достаточной точностью
определить по формуле
v = 1,29)^Ндин. ср
Для нанесения точек фактической работы АВО на паспортную
аэродинамическую характеристику вентилятора параметры
Ув. общ, Нп должны быть приведены к условиям построения
аэродинамической характеристики: давление 101,32 кПа, тем-
пература 20 °C. Для этих условий, обозначаемых индексом
нуль, количество воздуха, перемещаемое вентилятором (м3/ч)
Vo = 0,00289VB. общ ~ руд । J
где I*— температура воздуха, при которой определялась VB. общ (как пра-
вило, t2 или f2).
Полное давление (Па)
и плс и 273 +
“по MbH п. ср
где tx — температура воздуха, при которой определялось Нп. ср.
Важнейшей составной частью обработки материалов испы-
тания является: расчет и составление теплового баланса меж-
ду отданным и воспринятым тепловым потоком. Сходимость
тепловых потоков до 5—7% указывает на стабильность иссле-
68
дуемого режима, правильность выбранной методики измерений
и обработки материалов испытаний, убеждает исследователя
в точности расчетов и правильности количественной оценки
основных параметров работы АВО. Это, в свою очередь, сви-
детельствует об объективном заключении о состоянии АВО,
способствует правильному выбору направлений интенсифика-
ции работы аппарата.
Если расчеты показывают, что на установившемся экспери-
ментальном режиме расхождение баланса между тепловыми
потоками достаточно велико (20—25%), то необходимо самым
тщательным образом проверить последовательность обработки
материалов, а в отдельных случаях повторить ее. Анализируя
протоколы испытаний и результаты расчета, следует особенно
обращать внимание на соответствие размерностей, правиль-
ность пересчета параметров с одних условий на другие.
Измеренные величины, выпадающие из общего поля значе-
ний, должны быть экспериментально проверены, а если их
ошибочность очевидна, то исключены из расчетов. Целесооб-
разно проверить характер и количественные значения тариро-
вочных графиков и зависимостей, которые могли внести в
расчет систематическую ошибку. В зависимости от важности ре-
жима эксперимент должен быть повторен по отдельным изме-
рениям или во всем объеме.
Рассеиваемый воздухом тепловой поток в одной секции,
пучке труб, всем аппаратом или отдельной зоной любого из
перечисленных элементов определяется по общеизвестной фор-
муле
Фв =“ ^вср (A А)
Тепловую нагрузку со стороны продукта при известных
объемных или массовых расходах находят по формулам, при-
веденным в разделе 1 главы II.
В расчетах тепловых потоков значения теплофизических
свойств принимают при средней температуре процесса. Если
температура стенок несущей рамы АВО (Ат— 6) > 20 °C, то
необходимо учитывать потери тепла в окружающую среду
(Вт)
Qokp = 1,16 (8 -|- 0,05/ст) Fкорп (Ат — А)
где Ат—температура стенки корпуса, определяемая по формуле
Ар. п + Ар
Ат« § •
или непосредственным измерением; Акорп — поверхность корпуса АВО, контак-
тирующая с окружающим воздухом, м2.
Рассмотрим определение тепловых потоков в различных зона?; АВО иа
Примере одноходового аппарата, работающего в режиме конденсацйи ам»
миака. Результаты испытаний этого аппарата приведены на рис, IIJ-8,
6».
Рис. Ш-9. Изменение поверхностной скоро-
сти охлаждающего воздуха ип, температу-
ры воздуха на выходе из теплообменных
секций t2 и температуры охлаждаемой и
конденсируемой среды t в зависимости от
относительной длины секции 1х/1.
Газообразный аммиак с tex == 100 °C
поступает параллельными потоками во все
секции АВО, где охлаждается до tk = 35 °C,
конденсируется при tK — const и далее
переохлаждается до <вых = 32 °C. Рассмат-
ривая зависимость температуры охлаждаю-
щего воздуха на выходе из АВО по длине
аппарата t2 = f(I), можно, примерно, вы-
делить отдельные зоны АВО по ходу дви-
жения продукта; а — зона
перегретого пара; b — зона
с — зона переохлаждения. Для каждой из
нли кг/ч), участвующее в теплообмене:
У“ = 3600Еа<ср;
V^ = 3600Fb<cp;
v£=36oofXcP;
охлаждения
конденсации;
этих зон количество воздуха (м3/ч
Ga = VabP2
G6 = v£pf
Gc-V‘pca
где p“> p|> Pi — плотность воздуха на выходе из каждой зоны по соответ-
ствующим значениям t?
Fa — Flail-, Fb = FltH-, FC = FIJI
Общее количество воздуха, участвующее в теплообмене всех зош
ь = У, V а, ь, с или GB = У Ga- ь> с
Количество тепла, рассеиваемого воздухом в каждой зоне, Вт
Qfc = Ggcp(tfcp-t{)
Qb-obbcp(tb2cp-Q
Qi=Саср(^ср—G)
Тепловая нагрузка со стороны аммиака для рассматриваемых зон, Вт
Qn = Gn(Z3-*2)
Qn = Gn(i4-;3)
Таким образом, если имеется сходимость тепловых потоков по зонам
Чь & Gp> Чь & Gp! Чь ж Qn> то подтверждается факт теплового баланса и
может быть продолжена более детальная обработка экспериментального ма-
териала; при необходимости каждую из рассматриваемых зон можно разбить
На отдельные участки для более глубокого анализа.
Встречаются случаи, когда суммы тепловых потоков ^чаьь-с^ £q“-"°
удовлетворяют требованиям сходимости, но в отдельных зонах наблюдается
перераспределение тепловых потоков и небаланс достигает 15—20%. ЕсЛи
70. '
требуется детальная проработка материала, то границы зон должны быть из-
менены до получения удовлетворительного баланса. Для этого совместно с за-
висимостью <2 = f(0 анализируют распределение тепловой нагрузки q — f(l)
для секции, пучка труб, всего АВО или отдельных зон q = Q/Fcv (Fop —
поверхность теплообмена АВО по оребрению.
Зона конденсации на графике <? = f(Z) выражается горизонтальным
участком с некоторым уменьшением q в зоне переохлаждения в результате
гвеличения толщины слоя конденсата и возрастающего термического сопро-
1 явления. При использовании экспериментальной зависимости q = f(l) после-
довательность проведения расчетов следующая:
1) предварительно распределяют границы предполагаемых зон в соответ-
ствии с характером распределения t2 —
2) определяют значения Q£; Qb\
3) если Qb =/= Qbb =/= =# Q"n, то определяют значение qa-, qt>\ qc
Н строят зависимость q =
4) уточняют границы зон с учетом Qb' b' с Q’’ Ь'
5) расчет повторяют для уточненных зон.
Все расчеты, связанные с подведением теплового баланса, рекомендуется
нести в табличной форме, а результаты сводить в специальные журналы или
таблицы.
Одну из основных характеристик АВО — коэффициент теп-
лопередачи [Вт/(м2-К)] определяют по известной формуле
К Q
* OcpFop
Среднее значение коэффициента Кф. СР Для рассмотренного
нами случая работы АВО с разделением теплообменных по-
верхностей на зоны должно определяться как средневзвешен-
ное по поверхности, занимаемой зоной, и по логарифмической
разности температур
к + X аУор + кХр^ор
ф'ср Qa pa 1 Qb pb I ОС рС
ср ор “ ср ор “ ср ор
Логарифмическая разность в этом случае
срЛор + ^ср^ор+ ^ср£ор
<УСр-----------р ‘
1 ор
Мощность рассчитывают по формуле
N^Na + Nb + Nc
где М, М, Nc — мощность, измеренная в фазах А, В, С, кВт.
Коэффициент мощности подсчитывают по формуле
cos 41 3/cpVcp
I а + с
Где /ср =-------g-------среднее значение силы тока;
v VA + Vb + Vc
lcp = —----------— среднее значение напряжения.
71
При использовании для измерений схемы Арона Мощность
электродвигателя (кВт) находят по формуле
Ns-KAKvc(pl + p2) IO’3
где Ка, Kv — коэффициенты трансформации по току н напряжению; с — цена
деления шкалы вольтметра; pt, р2 — показания ваттметров.
Коэффициент мощности для схемы Арона
cos <р =
1
V Pl + Р2 /
Мощность на валу вентилятора (кВт)
М = ^элПэлПп
где Дэл—к. п. д. электродвигателя (по характеристике электродвигателя);
т)п — к. п. д. передачи (для одноступенчатого зубчатого редуктора 0,97—0,98—
большие значения для цилиндрических, меиьшие для конических пар; для кли-
ноременной передачи 0,96—0,97).
Коэффициент полезного действия вентилятора
Ув. общ^п
Пв = 9,8- 102/V эГЬ-пДп
Частоты вращения двигателя и вентилятора связаны зависи-
мостью:
для зубчатой передачи
для клиноременной
где i — передаточное отношение передачи; три ~ 0,99 — относительное сколь-
жение.
Величину относительного скольжения можно определить по
данным измерений частоты вращения ведомого и ведущего
шкивов и их диаметров
т)ск = 1--“--^-100%
пд ад
Изменение частоты вращения вентилятора позволяет увели-
чить: VB. общ — пропорционально частоте вращения; Н„.ср —
пропорционально квадрату частоты вращения; Мэ — пропор-
ционально кубу частоты вращения
V в. общ «в ffn. ср / Г1в \2 А/э / Ив \3
Vb. X ^Х ' НП. X X Hjr ) Nэ. X ^Х А
Оценка и анализ материалов испытаний был бы неполным
без построения зависимостей Нп.ср — f (vp)y3 и Кф.ср = fi (np)ySl
так как Нп. ср оказывает > юредственное влияние на подачу
вентилятором охлаждающего воздуха и характеризует аэроди-
72
намическое сопротивление теплообменных секций, а Кф. ср —
параметр, определяющий теплопередачу в АВО.
Массовая скорость (пр)уз выбрана в качестве аргумента,
поскольку (ир)у3 = const по всей (лубине трубного пучка, не-
смотря на изменение объемной скорости и температуры воздуха.
Значения Нп.Ср й Кф.ср определяют из уравнений
^П. ср = Ан (ур)^
Яф-ср-Кк^з
где Кн — постоянный коэффициент, характеризующий способность теплооб-
менных секций оказывать сопротивление протекающему воздуху; К*. — по-
стоянный коэффициент, характеризующий теплопередающую способность теп-
лообменных труб при заданном значении авн.
Значения коэффициентов Кн, Кк и показателей степени т
и п можно определить из построения зависимостей Нп. ср =
= f(up)y3 и Кф. ср = fi (vp)y3 в логарифмической системе коор-
динат (рис. Ш-10), где эти зависимости ьмиот вид прямой
ЛИНИИ, которую МОЖНО построить ПО двум T0‘ К.1М (пр)у3 - ша\
и (пр)уз—min. Тангенс угла наклона линий к оси абсцисс
равен показателю степени, а отрезок, отсекаемый на оси орди-
нат, численно равен коэффициенту Кк и Кн-
Если при испытаниях объем измерений ограничивается оп-
ределением расхода охлаждающего воздуха только на одном
режиме, то построение зависимостей Hn_ ср = f (пр)уз и Кф. Ср =
= fi(vp) уз становится затруднительным. Однако если проана-
лизировать работу отдельных секций, то, как правило, обнару-
живаются различия в величине (пр)уз до 25—30%, что дает
возможность в некотором приближении построить зависимости
Нп.ср == f (t’p) уз И Кф.ср == fl (пр) уз.
Для удобства анализа экспериментальных данных зависи-
мость Нп. ср = f (up) уз пересчитывают для производительности
VB. общ, а значения Ув. общ и Нп. ср приводят к условиям пост-
роения аэродинамической характеристики.
Для оценки эффективности системы увлажнения охлаждаю-
щего воздуха и соответствия поверхности теплообмена расчет-
ной обработку результатов испытаний сводят к определению
плотности теплового потока q в исходном режиме и q' в ре-
жиме работы с впрыском воды в охлаждающий воздух. При
подаче воды для увлажнения воздуха
встречаются два характерных случая.
Первый случай, когда АВО при ис-
ходном режиме работает при темпе-
ратуре охлаждающего воздуха, рав-
ной t\, а внешним проявлением эффек-
Рис. Ш-10. Зависимость коэффициента тепло-
передачи Кф и полного напора Н„ от массовой
скорости в узком сечении (ор)уз (в логариф-
мических коордицатах).
73
та увлажнения, в сравнении с регламентируемым, является
увеличение разности tBX — /вых за счет уменьшения температуры
/вых. Во втором случае регламентируемая температура /вых обе-
спечивается до больших значений /ь
Эффективность системы орошения оценивается отношением
(q'/q) > 1, а адиабатическое снижение температуры вследствие
увлажнения охлаждающего воздуха при i = const рассчитывают
по I — d диаграммам состояния влажного воздуха.
Количество воды для увлажнения определяется изменением
относительной влажности <р и снижением температуры охлаж-
дающего воздуха на входе в теплообменные секции. Количест-
венная оценка изменения <р на входе и выходе охлаждающего
воздуха, степень использования воды в процессе адиабатиче-
ского снижения температуры воздуха, показатели испарения
воды с оребренной поверхности и потерь в дренаж являются
предметом специальных исследований системы увлажнения
воздуха на входе в АВО.
4. Анализ экспериментальных данных
В результате анализа экспериментальных данных предпо-
лагается выявить причины неудовлетворительной работы ап-
паратов и систем воздушного охлаждения, определить возмож-
ные пути их устранения, а также обосновать направления ин-
тенсификации работы АВО. В работе систем воздушного ох-
лаждения возможны следующие отклонения:
режимы работы АВО по температурным параметрам и дав-
лению отличаются от расчетных;
снижение производительности вентилятора охлаждающего
воздуха;
потеря охлаждающего воздуха через неплотности;
рециркуляция охлаждающего воздуха;
неудовлетворительная система отбора теплоносителя из
АВО;
замерзание теплоносителя в трубном пространстве в холод-
ный период года;
образование заливных и застойных зон внутри теплообмен-
ных труб;
неравномерное использование поверхностей теплообмена;
загрязнение оребренных поверхностей проточной части по
охлаждающему воздуху;
уменьшение коэффициента теплопередачи со стороны про-
дукта;
неравномерное распределение продукта по АВО при и;
групповой установке;
неудовлетворительная работа системы регулирования;
неудовлетворительная работа системы увлажнения охлаж?
дающего воздуха.
Указанные отклонения снижают эффективность использова-
ния воздушного охлаждения в технологических установках И
74
вынуждают эксплуатировать АВО в режимах, отличных от рег-
ламентных.
Анализ работы АВО начинается с сопоставления экспери-
ментальных данных с проектными. Прямое сопоставление
проектных и экспериментальных данных может быть проведено
только в том случае, если экспериментальные и проектные зна-
чения близки или полностью совпадают по параметрам: Р&, <р,
Pi, t\, tex, GB, Gn, Мэ, а также по составу охлаждаемой или
конденсируемой среды. Остальные параметры являются произ-
водными и в зависимости от состояния оборудования могут от-
клоняться от проектных. Практически, большинство из указан-
ных параметров отличаются от расчетных величин. В этом слу-
чае экспериментальные данные Рб, ^ = /1, Рф, ^вх, ^вых, tK,
G , GnH состав продукта принимаются как исходные для вы-
полнения теплового и аэродинамического расчетов. Расчет про-
водят от определения Q до получения запаса поверхности
охлаждения Пф в соответствии с правилами и требованиями,
рассмотренными в гл. II. Если рассчитанное по эксперименталь-
ным данным количество рассеиваемого тепла меньше факти-
ческого QP.<i> фф, то отрицательное значение Пф будет
свидетельствовать о том, что методика расчета АВО для рас-
сматриваемого случая неточна. В действительности аппарат обе-
спечивает принятые для расчета параметры.
Свидетельством неудовлетворительной работы АВО является
повышение параметров /ВЫх, tK, Рк выше регламентируемых при
температуре атмосферного воздуха ниже расчетной ^%^ip
и номинальной нагрузки по охлаждаемой или конденсируемой
среде.
Если в результате расчета установлено, что Пф > 0, но ос-
новные параметры АВО выше регламентированных, это свиде-
тельствует, что теплообменная поверхность, соответствующая
запасу поверхности, практически не принимает участия в тепло-
обмене, т. е. в системе охлаждения увеличено термическое со-
противление, имеются заливные зоны и т. д.
Анализ причин отклонения работы АВО от проекта следует
начинать с сопоставления коэффициентов теплопередачи Ар,
Крф и Кф (соответственно проектное значение, по которому рас-
считывалась необходимая поверхность теплообмена; рассчитан-
ный по проектной методике, но за исходные данные приняты
фактические параметры, и экспериментальное значение).
Возможны три варианта взаимосвязи этих коэффициентов
теплопередачи:
Кф<Кр.ф<Кр; Кф = *р.ф<Кр; кр<*г.ф<кф
На значения Ар.ф и Кф влияют; расход теплоносителей; неравно-
мерное использование поверхностей теплообмена; термическое
сопротивление отложений на оребренной поверхности и внутри
теплообменных труб; повышенное содержание неконденсирую-
78
Щихся примесей в продукте; конструктивные особенности АВО и
схемы обвязки.
При неудовлетворительно работающем АВО Аф < Ар.ф Кр.
В практике тепловых и аэродинамических испытаний встречают-
ся случаи, когда Аф = Ар.ф АР. Равенство значений Аф и
Ар.ф указывает на эксплуатацию агрегата в режиме, близком
к расчетному по экспериментальным данным, но поскольку
Ар.ф АР, параметры экспериментального режима по тепловому
потоку, расходам, температурам или давлению отличаются от
проектных.
Соотношение Ар Ар.ф < Аф встречается чрезвычайно редко,
но оно возможно при неточном расчете Ар, неправильном опре-
делении 0ср, существенном отличии экспериментального режима
от проектного и др. Практически трудно рассмотреть и проана-
лизировать все возможные случаи соотношений коэффициентов
теплопередачи Ар, Ар.ф и Аф, но их взаимосвязь всегда указы-
вает на вполне определенные недостатки или преимущества от-
дельных АВО или системы воздушного охлаждения.
Значения коэффициента Аф неразрывно связано с коэффици-
ентами аВн, «н.п и термическим сопротивлением. При промыш-
ленных испытаниях без измерения температур стенки не удается
совершенно строго разделить авн и ан.п, однако сопоставление
расчетных и фактических данных дает возможность установить
причину неудовлетворительной работы АВО. Примерное разде-
ление Аф на ави и ан.п возможно расчетом в том случае, если
расчет по экспериментальным данным показал, что авн >
> 5000 Вт/(м2 • К), а термическое сопротивление близко к за-
ложенному в расчет. Уменьшение расходов теплоносителей при-
водит к снижению значений авн и ан.п, при этом сильное влия-
ние на последний оказывает расход воздуха, так как общий
коэффициент теплопередачи при правильно выбранной схеме
обвязки АВО и секций практически полностью определяется
теплоотдачей со стороны воздуха. ,
Значения Кф могут существенно отличаться по поверхности теплообмен-
ных секций. Наиболее высокая неравномерность отмечается у АВО, эксплуа-
тируемых в режиме конденсации насыщенных паров. Здесь даже при удовле-
творительной эпюре распределения ип по поверхности, значениях коэффициен-
тов авн и ан. п," близких к расчетным, величина Аф может изменяться в пре-
делах одной секции в 3—4 раза. Это обусловлено увеличением термического
сопротивления слоя конденсата, образующегося внутри труб. В отдельных
случаях стрела прогиба труб достигает 80—100 мм, а при внутреннем диа-
метре труб отечественных стандартизованных АВО 22 мм становится очевид-
ным, каким незначительным должен быть прогиб или остаточная деформаций,
чтобы не накапливался конденсат. При стреле прогиба, равной диаметру тру-
бы, она полностью перекрывается накопившимся конденсатом и исключается
из теплообмена, что подтверждается характером зависимостей
<2 — f (0 или q = fi (I)
При эксплуатации АВО нередко встречаются случаи, когда отдельные
трубы или пучки теплообменных труб получают значительную пространствен-
ную деформацию вследствие жесткости внешней трубопроводной обвязкй,
?«
препятствующей тепловому расширению труб. Это может послужить причиной
расслоения биметаллических труб и появления дополнительного термического
сопротивления.
Наряду с коэффициентом теплопередачи тепловую произво-
дительность АВО характеризует средняя логарифмическая раз-
ность температур ©Ср, которой оценивается температурный уро-
вень рассеивания тепла. Последовательность анализа величины
0ср аналогична последовательности анализа коэффициентов теп-
лопередачи.
На логарифмическую разность температур оказывают влия-
ние практически те же факторы, что и на величину но осо-
бенно 0ср ’зависит от изменения температуры t\ на входе в теп-
лообменные секции. Температура t\ может отличаться от темпе-
ратуры охлаждающего воздуха на входе в АВО tx на 3—5 °C,
что обусловлено рециркуляцией теплого воздуха, подогревом в
вентиляторе и при его движении до теплообменных секций.
Если в период испытаний на всасывание вентиляторов попадает
воздух с повышенной температурой, что наблюдается при груп-
повой установке АВО на технологических площадках, то 0ср
определяется с большой ошибкой. Особенно тщательно к опре-
делению и оценке следует подходить при испытаниях АВО, ра-
ботающих в режимах конденсации холодильных агентов. Если
установлены причины неудовлетворительной работы оборудова-
ния, приступают к разработке мероприятий, повышающих эф-
фективность систем воздушного охлаждения.
Для обоснования рекомендаций и количественной их оценки
чрезвычайно важное значение имеет построение зависимости
изменения теплового потока в аппарате в функции температуры
охлаждающего воздуха, т. е. Q = /(6). Эту зависимость строят
по результатам испытаний в режиме, близком по температурам
/вх, ^вых и /к к регламентируемому. В случае конденсации насы-
щенных паров используют формулу
(А
W (fK-A)Ve w - J
Для случая охлаждения жидких и газовых сред аналитиче-
ское решение этого уравнения затруднительно, поэтому тепловой
поток определяют в два этапа. Первоначально решается тож-
дество
к .д 1п tвх —~t'
*ЧФ______________‘вых — ‘1
w “К'вх-У-Свых-М^
Решение получают графически или методом последовательного
приближения с уточнением поправки на логарифмическую раз-
ность температур едь При этом задаются температурой 6 и
77
Рис. III-11. Зависимости тепло-
вого потока Q от температуры ат-
мосферного воздуха ti(PK; К; ts* и
/вых = const):
/ — зависимость Q = f(*i); 2— номиналь-
ное значение Q; 3 — недостающий тепло-
вой поток при температуре t*.
отыскивают такое значение
t2, чтобы выполнялось при-
веденное тождество. Расчет
выполняют для нескольких
значений температуры
для которых получают соот-
ветствующие значения температуры t2. При решении правой ча-
сти тождества необходимо иметь в виду, что берется всегда
большая и меньшая разность температур (tВЫХ t\ ) и (tВХ /г).
На втором этапе находят тепловой поток (Вт):
Q = w (t2 — t|)
где w = VopEc₽ — водяное число; р — плотность воздуха при принятой темпе-
ратуре или /(; V„— объемная производительность вентилятора; ср —
удельная теплоемкость воздуха.
Следует отметить, что зависимость Q = f(/i) не отражает
в полной мере работу аппарата, так как по мере увеличения
температуры охлаждающего воздуха будут повышаться темпе-
ратуры продукта /вх, /Вых или /к, что повлечет отклонение ре-
жима работы АВО от регламентированного. Однако, допустив
неизменными величины /вх; /выХ или /к, можно по графику рас-
сматриваемой зависимости оценить величину дополнительного
теплового потока AQ как разность номинального и текущего
значений QH и Q = f(/i), соответствующую выбранной темпера-
туре охлаждающего воздуха. Точка пересечения линий 1 и 2
(рис. Ш-11) характеризует предельное значение tx илй t'\, до
которых возможно поддержание температуры /вых не выше опре-
деленного заданного значения.
Ордината AQ правого поля графика показывает недостаю-
щий тепловой поток, который следует обеспечить разрабатывае-
мыми мероприятиями; левое поле характеризует дополнитель-
ный тепловой поток, который может быть реализован на АВО
сверх номинального значения.
Как видно из рис. Ш-11, величина AQ увеличивается по мере
повышения температуры ti, а следовательно, для различных
климатических районов можно предусмотреть и рассчитать ус-
ловия, обеспечивающие повышение эффективности АВО, обес-
печивающего требуемую температуру. Используя приведенный
график, можно решать вопросы, связанные с объединением АВО
различной тепловой производительности, эксплуатируемых в оди-
наковых режимах конденсации или охлаждения. При установке
78
группы АВО график позволяет определять температуру атмос-
ферного воздуха, при которой могут быть выведены в резерв
один или несколько АВО без нарушения технологического рег-
ламента. Последнее обстоятельство особенно важно при плани-
ровании остановок на ремонт и техническое обслуживание.
Определение AQ возможно не только для всего АВО, но и
для отдельных его зон (AQoi \Qb', bQc), что позволяет при раз-
работке рекомендаций учитывать работу различных зон.
Зная AQ, можно приступать к аналитическому расчету допол-
нительной поверхности теплообмена, решению вопроса увеличе-
ния производительности вентилятора, обоснованному выбору
рекомендаций по изменению схем обвязки теплообменных сек-
ций, разработке комбинированных схем, определению границ
регулирования и т. д. Повышение эффективности работы АВО
неразрывно связано с увеличением коэффициента теплопере-
дачи Кф, анализ которого возможно выполнить по графику Кф=
—f(vp) уз или аналитическому выражению Кф = Кк(ср)"- По-
скольку предварительно определен дополнительный тепловой
поток AQ для выбранной температуры tf или t\, можно подсчи-
тать значение (ир)у3, при котором достигается номинальный
теплосъем. По (цр)уз определяется количество воздуха, участ-
вующего в теплообмене, производительность вентилятора; по
эксплуатационной аэродинамической характеристике и сопротив-
лению теплообменных секций Нл. ср — Кн (VP)^ находится увели-
чение затрат мощности на обеспечение номинального теплосъема
при повышенных значениях tx или Характер изменения
КФ = [(пр) уз обусловливает увеличение Кф на АВО в пределах
5—15%, что зависит, главным образом, от соотношения авн и
ан. и- Чем выше значение аВн, тем в большей степени характер
изменения Кф = Дцр)уз приближается к характеру изменения
ан. п от скорости воздуха в узком сечении. При построении Кф =
= f(vp) Уз для различных зон работы АВО интенсивность изме-
нения Кф может заметно различаться, поэтому при анализе из-
менения Кф и разработке рекомендаций необходимо учитывать
возможность повышения эффективности работы отдельных зон,
реализуемую перераспределением охлаждающего воздуха.
Разработка рекомендаций по усовершенствованию и интен-
сификации АВО может потребовать специальных расчетов. Не-
обходимость таких расчетов возникает в случае применения
комбинированных схем, вспомогательных холодильных циклов,
дополнительных вентиляторов наддува и т. д.
В холодный период года наиболее характерным недостатком
работы АВО является переохлаждение и замерзание теплоноси-
теля, что обусловлено неудовлетворительной схемой регулирова-
ния подачи охлаждающего воздуха. Переохлаждению подвер-
жены участки поверхности АВО с низкими скоростями движения
продукта, зоны накопления конденсата и первые ряды труб по
ходу охлаждающего воздуха.
79
Показателем возможного замерзания охлаждаемого или кон-
денсируемого продукта на каком-либо участке теплообменной
поверхности является незначительная разность температур
t2 — ti или практически их равенство, а при относительной влаж-
ности воздуха <р > 75—80% образование тонкого слоя инея на
оребренной поверхности. Чтобы предотвратить замерзание теп-
лоносителя, применяют паровой подогрев охлаждающего воз-
духа и жалюзирование поверхностей теплообмена.
Оба мероприятия эффективны, но в энергетическом отноше-
нии недостаточно выгодны, так как вызывают увеличение аэро-
динамического сопротивления АВО. Если регулирование обеспе-
чивает поддержание температуры tBUx в определенном интервале
в результате изменения подачи охлаждающего воздуха, то за-
мерзание теплоносителя может быть исключено применением
рециркуляции нагретого воздуха на всасывании вентиляторов,
уменьшением расхода охлаждающего воздуха через теплообмен-
ные секции, достигаемым частичным выбросом его в атмосферу
через специальный воздуховод, оснащенный дроссельной за-
слонкой.
Характерным недостатком в работе АВО является неэффек-
тивность системы увлажнения, при которой не происходит адиа-
батического снижения температуры охлаждающего воздуха из-
за недостаточно тонкого распыливания и малого времени кон-
такта распыленной воды в потоке воздуха. Увеличение степени
распыла, достигаемое уменьшением диаметра форсунки, хотя и
позволяет увеличить эффективность увлажнения, но приводит
к быстрому засорению сечения форсунок и выходу их из строя.
Необходимо отметить, что длительное использование системы
увлажнения как интенсификатора процесса теплообмена имеет
свои негативные стороны: впрыск воды способствует образова-
нию на оребренной поверхности плотных пылевых отложений,
увеличивающих термическое сопротивление и ухудшающих аэро-
динамические характеристики АВО; неравномерная подача воды
на оребренную поверхность (при высокотемпературном охлажде-
нии) способствует пространственной деформации теплообменных
труб.
Усовершенствование систем увлажнения направлено на повы-
шение усваиваемости воды в потоке воздуха, снижение ее потерь
6 дренаж, увеличение периодичности и сокращение времени об-
служивания системы. Хорошие результаты можно получить при
дифференцированной подаче воды на различные участки тепло-
обменной поверхности, особенно при охлаждении, конденсации и
переохлаждении продукта.
При разработке мероприятий, направленных на интенсифи-
кацию системы увлажнения воздуха перед АВО, принимают, что
20—30% воды расходуется на адиабатическое снижение темпе-
ратуры воздуха перед теплообменными секциями и 70—80% при
ее испарении с оребренной поверхности. Эффект увлажнения
характеризуется отношением плотности теплового потока В
Таблица Ш-2.
Паспорт № аппарата воздушного охлаждения (АВО)
Предприятие--------------------------------
цех---------------------- Отделение —
Общие сведения
1 Назначение
2 Место установки
3 режим работы
4 . Кем выполнен проект
Технические сведения
Показатели Величины
проектные фактические
Тип АВО Число секций Расчетное давление, Па Число рядов труб » ходов по трубам Объем секции, м3 Площадь сечения, м2: одного хода секции аппарата Площадь живого сечения по воздуху, м2: секции аппарата Поверхность наружная, м2: секции аппарата Поверхность внутренняя, м2: секции аппарата Число труб: в секции в аппарате Размер труб, м: диаметр длина Оребрение Коэффициент оребрения » увеличения поверхности Вентилятор Колесо: тнп диаметр, м число лопастей Максимальный угол установки лопастей Частота вращения вентилятора, г1 Число вентиляторов на аппарат Привод, тип Электродвигатель: тип мощность, кВт частота вращения, с-1 Редуктор Наличие схемы автоматического поворота лопа-
81
Таблица 111-3. Материал основных узлов и деталей
Металло- конструкция, диффузор, увлажнитель воздуха Жалюзи, колесо вентилятора Трубы Решетки трубные Крышки Прокладки
наружные внутрен- ние
Таблица 111-4. Данные по продукту и воздуху
Показатели Данные
проектные фактические
Данные по продукту Общее количество продукта, кг/ч в том числе газа жидкости пара неконденсирующихся компонентов Газ сконденсировавшийся, кг/ч Пар сконденсировавшийся, кг/ч Температура, °C: начальная конечная конденсации Рабочее давление, Па Плотность, кг/м3 Кинематическая вязкость, м2/с Динамическая вязкость, Па-с Молекулярная масса газа Удельная теплоемкость, Дж/(кг-К) Теплопроводность, Вт/(м-К) Теплота парообразования, Дж/кг Сопротивление загрязнения, м2-К/Вт Потери давления, Па: допустимые расчетные Тепловая нагрузка иа аппарат, Вт *
Данные по воздуху
Барометрическое давление, Па
Влажность, %
Расход воздуха, м3/с:
на вентилятор 1
2
3
4
на аппарат
Статическое давление, Па
Средняя поверхностная скорость воздуха, м/с
Средняя скорость в узком сечении, м/с
82
Продолжение
Показатели Данные
проектные фактические
.Массовая скорость в узком сечении, кг/(м2-с) Температура, °C: начальная конечная Тепловая нагрузка на аппарат, Вт Средняя тепловая нагрузка на аппарат, Вт Коэффициент теплопередачи, Вт/(м2-К)
случае увлажнения и без него, т. е. q'/q, которое обычно состав-
ляет 1,06—1,18. С увеличением числа рядов труб эффект увла-
жнения снижается.
Эффективность мероприятий по интенсификации АВО оцени-
вают по изменению удельного расхода электроэнергии на еди-
ницу рассеиваемого тепла (A’3/Q) или на единицу конденсируе-
мого продукта (Л'э/Gn), по увеличению времени работы АВО
с регламентируемыми параметрами при новом значении темпе-
ратуры Л, а также по увеличению плотности теплового потока.
Эффективность внедряемых мероприятий можно оценивать и по
работе смежного оборудования: увеличению его производитель-
ности, степени очистки, пропускной способности, расходу катали-
затора и т. д.
Фактический эффект от внедренных мероприятий определяют
по результатам контрольных тепловых и аэродинамических ис-
пытаний. Данные, полученные в результате испытаний, обра-
ботки материалов и анализа, целесообразно свести в паспорт
аппарата воздушного охлаждения. Паспорт состоит из пяти ос-
новных частей: общие сведения, технические сведения, данные
по охлаждаемому или конденсируемому продукту, данные по
воздуху и заключение о работе аппарата. Образец паспорта при-
веден в табл. Ш-2 — Ш-4.
Глава IV
РЕЗУЛЬТАТЫ ПРОМЫШЛЕННЫХ ИСПЫТАНИИ АВО
В УСЛОВИЯХ ХИМИЧЕСКИХ ПРОИЗВОДСТВ
1. Оценка работы теплообменных секций
по температурным и скоростным полям
В аппарате воздушного охлаждения, работающем в расчет-
ном режиме, температура t2 охлаждающего воздуха на выходе
тем ниже, чем выше его поверхностная скорость v„( и, наоборот,
если снижается скорость цп и увеличивается время контакта воз-
духа с поверхностью, то температура /г возрастает.
83
Встречаются случаи, когда при значительных колебаниях v,
температура /2 п0 абсолютному значению изменяется незначи
тельно, но ее изменение существенно отражается на логарифми
ческой разности температур 0ср, особенно при конденсации теп
лоносителей и малых значениях 0СЭ. Это обстоятельство в свои
очередь оказывает влияние на теплопередающую способное^
поверхностей теплообмена.
Если в теплообменных секциях АВО увеличивается термине
ское сопротивление, снижается авн или ан.п, то взаимосвязь па
раметров ип и t2 нарушается, изменяется и величина q. Характе!
распределения q = f (I) в полной мере отражает изменение плот
ности теплового потока по поверхности и дает возможность сов
местно с функцией t2 = f([) определять границы зон (а, b и с
при охлаждении, конденсации и переохлаждении продукта. Вме
сте с тем, плотность теплового потока q дает только количест
венную оценку работы зоны, секции или всего аппарата, н<
являясь в полной мере сравнительным параметром, если учиты
ваются факторы, влияющие на теплопередачу. В отдельных слу
чаях это может привести к неправильной оценке работы АВО
При обработке материала испытаний часто выявляется не
равномерность распределения воздуха по теплообменные
секциям, обусловленная особенностями конструкции, загрязне
нием наружной поверхности и деформацией оребренных труб
В этих случаях секции с различными значениями сп могут имет1
одинаковые значения q и, более того, меньшему значению ип бу
дет соответствовать большая плотность теплового потока. Вели
чина плотности теплового потока существенно не зависит от тер
Мического сопротивления теплопередачи внутри труб, что обус
Ловлено образованием пленки конденсата или заливных зо]
внутри труб, уменьшением активной поверхности теплообмена
а также местным изменением авн.
В одинаковых аппаратах, работающих в режиме охлажденш
жидких и газовых сред без выпадения влаги, общий характе
изменения зависимости q = f (I) также определяется взаимо
связью параметров гп и t2. Как и при конденсационном режима
эта взаимосвязь вызвана изменением термического сопротивле
ния, отклонениями от расчетных величин авн и ан. п, неравномер
ным распределением потоков теплоносителя между секциями 1
аппаратами. При обработке и анализе материалов испытани
необходимо иметь в виду, что зависимости Z2 = f(0 и q = fi(l
носят ярко выраженный характер только для одноходовых АВС
в каждый ход которых воздух поступает с одинаковой темпера
турой t[. В многоходовых аппаратах при прохождении воздух
последовательно по ходам характер распределения t2 = f(l)
q = f(l) хотя и изменяется, но выражен менее ярко и не всегд
позволяет вполне определенно судить о качественной сторон
работы теплообменных секций.
Важность определения качественных показателей работы АВ(
заключается в том, чтобы дать сравнительную картину работ!
84
теплообменных секций, аппаратов, а также дать дополнительный
критерий для более точного разделения границ зон (а, b и с)
в пределах одного агрегата без параметров расчета Кср и 0ср
тля участков и зон поверхности теплообмена, так как неизвестно
значение температуры продукта на границе зоны. Опыт обра-
ботки и анализа экспериментальных данных показал, что таким
требованиям удовлетворяет отношение
Асрбср <7
U =-----— или 12 = ——
Рп^2 vn^2
т. е. отношение плотности теплового потока на определенном
участке поверхности теплообмена к средним значениям поверх-
ностных скоростей и температур воздуха на выходе из АВО.
Качественный параметр косвенно определяет энергетические
затраты, величины Кер и 0сР, состояние поверхности теплообмена
в зоне, теплообменной секции или всего аппарата. Отклонение
величины О от расчетного значения свидетельствует об ухудше-
нии работы теплообменных секций и вместе с зависимостями
q = f(l) и t2=f(l) дает возможность обоснованно подойти к оп-
ределению причин неудовлетворительной работы АВО. В АВО
значения параметров цп, и характер их распределения по по-
верхности могут существенно изменяться. Для случая изменения
агрегатного состояния вещества, когда температура теплоноси-
теля и термическое сопротивление пленки конденсата по длине
трубы примерно постоянны, отклонение параметра Q незначи-
тельно и редко превышает 10%. Наибольшее отклонение, в ос-
новном, наблюдается со стороны выхода конденсата, где в боль-
шей степени сказывается влияние толщины слоя флегмы и усло-
вия ее отбора.
Чем выше Q, тем эффективнее используется поверхность теп-
лообмена; если Q снижается, то следует рассмотреть причины,
ухудшающие теплопередающую способность поверхности.
На рис. IV-1 приведены графики изменения параметров Q,
q, t% и среднего значения цп по длине трех теплообменных секций
АВО типа АВЗ, эксплуатируемого в режиме конденсации насы-
щенных паров аммиака в схеме абсорбционной холодильной
установки. Секции подобраны таким образом, что средние значе-
ния цп по всей поверхности примерно одинаковы: 2,9 м/с—впер-
вой; 3,1 м/с — во второй и 3,3 м/с — в третьей. Значения основ-
ных параметров работы агрегата в период проведения испыта-
ний сведены в табл. IV-1.
Из рис. IV-1 видно, что в первой секции на половине ее длины
при цп > 3,2 м/с осуществляется интенсивная конденсация с до-
статочно высокими значениями q = 300—400 Вт/м2. К концу
секции скорость воздуха снижается до 2 м/с, несколько умень-
шается и параметр Q. Характер изменения параметра Q подлине
секции указывает как на эффективность использования охлаж-
дающего воздуха, так и на удовлетворительную систему отбора
Конденсата по длине труб рассматриваемой секции.
86
Рнс. IV-1. Распределение поверхностной скорости t»n, температуры воздуха па
выходе t2, плотности теплового потока q и параметра й по относительной
длине теплообменных секций 1ХЦ при конденсации аммиака:
1 — направление движения потока; 2, 3 и 4 секции 1, 2 н 3 соответственно.
Характер изменения параметров П, q, t2 и v„ по длине второй секции от
личается от характера по первой. Значение q на начальном участке секции со.
ставляет 200—300 Вт/м2, что ниже, чем в первой секции, однако значение па-
раметра I- свидетельствует о высокой эффективности процесса конденсации,
так как указанные значения q достигнуты при меньшей скорости воздуха:
1,7 м/с против 4.0 м/с в первой секции. При увеличении скорости воздуха па
начальном участке до 3,5—4,0 м/с следует ожидать и увеличение плотности
теплового потока.
В центральной части секции скорость продукта v„ несколько уменьшается,
но значение q и П практически остаются без изменения.
Таблица IV-1. Результаты испытаний АВО
абсорбционной холодильной установки
Параметры Номера АВО
1 2 3 4 5 6
Барометрическое давление, кПа 95,4 95,4 97,0 97,0 95,4 95,4
Относительная влажность, % Температура, °C: 83 81 88 88 81 81
воздуха на входе в АВО 12,4 19,4 14,9 16,0 19,4 22,7
воздуха на выходе нз АВО 15,8 30,7 29,6 30,0 35,2 40,0
аммиака на выходе из АВО 36,8 35,5 36,8 34,4 40,3 41,5
конденсации 36,8 35,5 36,8 34,4 40,3 43,5
Давление конденсации, МПа 1,45 1,39 1,45 1,36 1,59 1,75
Производительность вентиля- тора с учетом утечек, м3/с 122 112 122 120 124 121
Тепловая нагрузка, МВт 0,46 0,43 2,06 1,91 2,22 2,39
Плотность теплового потока, Вт/м2 66,0 201 291 270 313 338
Коэффициент теплопередачи, Вт/(м2-К) 2,9 19,5 21,9 27,8 28,7 32,3
86
В условной зоне 0,7/ скорость воздуха достигает максимального значения
н, = 3,8 м/с, но увеличивающееся термическое сопротивление конденсата при-
водит к тому, что тепловой поток начинает уменьшаться, а вместе с этим
ухудшаются и показатели работы секции.
При анализе работы третьей секции, прежде всего, обращает на себя
внимание снижение значений всех параметров по мере увеличения поверх-
ностной скорости, что свидетельствует о наличии конденсата внутри труб,
практически по всей длине, и неудовлетворительном его отборе. Кроме того,
ярко выраженное снижение значений /2, q и Q в центре зоны 0,7/ указывает
на то, что именно на этом участке поверхности обнаруживается наибольшее
термическое сопротивление и не исключено полное перекрытие внутреннего
сечення трубы конденсатом.
Опыт испытаний АВО показывает, что в условиях гидроста-
тического отбора конденсата снижение тепловой эффективности
связано с накоплением жидкости в стреле прогиба теплообмен-
ных труб. Увеличение значений q и Q к концу секций объясняет-
ся тем, что часть газообразного продукта по свободным трубам
поступает через заднюю крышку к хвостовикам труб, где тол-
щина пленки меньше, чем в центральной зоне, а следовательно
выше коэффициент теплопередачи Atp.
Из анализа экспериментальных данных можно сделать важ-
ный практический вывод: эффективный отбор жидкого конден-
сата из теплообменных труб в процессе непрерывной эксплуата-
ции при поверхностной скорости воздуха ип = 2,9—3,2 м/с обес-
печивает плотность теплового потока 280—320 Вт/м2, а при
увеличении скорости до 3,8—4,0 м/с значения q достигают
400—450 Вт/м2, что выше среднего значения для всего АВО иа
18—33%.
На эксплуатационные показатели АВО, работающих в ре-
жиме конденсации перегретых и насыщенных паров, заметное
влияние оказывает система трубопроводной обвязки, обеспечи-
вающая отвод конденсата и его транспортирование до сборника.
На рис. IV-2 показано изменение 7г = Ш) в нижних рядах труб
Рис IV-2. Распределение поверхностной скорости t»n, температуры /2 по отно-
С1Г етьной длине теплообменной секции /,// при неудовлетворительном отборе
конденсата:
^"Температура охлаждающего воздуха на входе; 2—направление движения потока.
87
Рис. IV-3. Распределение поверхност-
ной скорости v„, температуры t2,
плотности теплового потока q и пара-
метра Q по относительной длине сек-
ции 1„/1 при конденсации и охлажде-
нии парогазовой смеси:
1 — направление движения потока; 2—тепло
обменная секция, иСр=4,05 м/с; 3—то же,
t>cp=3,06 м/с.
трех теплообменных секций
(обозначены разными точка-
ми), которое характерно при
неудовлетворительной работе
системы отвода конденсата,
что обусловлено пропускной
способностью и переполнением
системы, а также образова-
нием (азовых и жидкостных
пробок. Из рис. IV-2 видно, что
независимо от характера этого
изменения на участке АВО
0,7/ — 0,9/ практически отсут-
ствует повышение температуры охлаждающего воздуха, т. е,
/г ~ const.
На рис. IV-3 представлены результаты тепловых и аэродина-
мических испытаний АВО типа АВЗ-Д, эксплуатируемых в ре-
жиме конденсации и охлаждения парогазовой смеси, состоящей
из 15,9% СО2, 57,9% Н2, 21,3% N2 и 4,9% Н2О. Основные пара-
метры работы двух аппаратов в период испытаний приведены
в табл. IV-2.
Таблица IV-2. Результаты испытаний АВО,
охлаждающих конвертированный газ давлением 2,46 МПа
Параметры АВО-1 АВО-2 АВО-1 АВО-2
Температура, °C: 19,0 t 19,4
атмосферного воздуха 19,0 19,4
воздуха на входе в АВО 21,0 21,0 18,7 18,9
средняя, воздуха на выходе из АВО газа на входе в АВО 68,7 64,1 66,9 63,5
98,6 98,6 98,3 98,3
газа на выходе из АВО 45,0 45,0 44,0 44,0
Средняя поверхностная скорость на выходе из АВО, м/с 3,3 8,4 3,20 3,22
Производительность вентилятора, м3/с 137 144 135 137
Плотность теплового потока, Вт/м2 667 626 67В 628
Коэффициент теплопередачи, Вт/(м2- •К) 22,3 19,4 21,2 18,7
88
Для сравнительного анализа выбраны две теплообменные Секции со сред-
ними значениями скоростей o,i = 3,06 м/с и v„ = 4,05 м/с и примерно иден-
тичным распределением оп по поверхности. Использование охлаждающего воз-
духа и поверхности теплообмена в начальной зоне (0,1—0,4)/ для обеих сек-
ций примерно одинаковое, а большее значение д, — 900—1100 Вт/м2 против
^2 = 760 4- 880 Вт/м2 достигается повышением скорости vn. Граница зоны
активной конденсации определяется горизонтальным участком Q = const.
Уменьшение параметра И по длине секции объясняется увеличением термиче-
ского сопротивления пленки конденсата, накапливающегося в деформирован-
ных участках труб, и неудовлетворительным отводом конденсата. Даже зна-
чительно более высокая скорость не приводит к увеличению теплового по-
тока, а наоборот, наблюдается даже его уменьшение.
Таким образом, анализ графиков, подобных представлен-
ному на рис. IV-3, позволяет дать сравнительную характери-
стику работы теплообменных секций, установить границу зоны
активной конденсации, наглядно проиллюстрировать изменение
теплового потока по длине секции, сделать выводы о возмож-
ных причинах неудовлетворительной работы секции и всего
АВО.
Характерность изменения параметров Q по длине секций
АВО, охлаждающих и конденсирующих парогазовые смеси,
показана на рис. IV-4, отражающем результаты испытаний
трех АВО типа АВЗ. В восемнадцати секциях аппаратов осу-
ществляется процесс конденсации и охлаждения смеси, состоя-
щей из 72°/о СО2 и водяного пара (28% Н2О). Основные пара-
метры работы аппарата в период испытаний приведены в
табл. IV-3.
Секции АВО в зоне активной конденсации работают прак-
тически одинаково, а по мере движения парогазовой смеси на-
блюдается возрастающий разброс величины Q, достигающий ма-
ксимальных значений к концу секции. Этот разброс значений Q
определяется различной величиной термического сопротивления
Рис. IV-4. Распределение параметра Р по относительной длине теплообменны
секций /х// при конденсации и охлаждении пар ззогюй смеси-
^"Секция со сниженной (еплоиереДйчей; 2 с,чч
работающих секций; 9— направление движения к,, .к
Ь
пленки конденсата в трубах секции, накоплением конденсата
в отдельных участках поверхности и различной интенсивностью
его отвода особенно при гидростатическом сливе. Одна из при-
чин различного термического сопротивления заключается в де-
формации теплообменных труб и изменении положения теплооб-
менных секций относительно горизонтали, что является следст-
вием деформации несущих элементов ЛВО, влияния жесткой
внешней трубопроводной обвязки, дефектов монтажа и пр.
Влияние поверхностной скорости на плотность теплового
потока и использование поверхности теплообмена хорошо вид-
но на рис. IV-5, где представлена зависимость q = f(vn), по-
строенная по результатам испытаний трех АВО, работающих
в режиме охлаждения и конденсации парогазовой смеси (сМ.
табл. IV-3). По ходу движения парогазовой смеси поверхность
теплообмена была разделена на пять зон и для каждой из них
экспериментально получена взаимосвязь q и цп. Наиболее ин-
тенсивное увеличение плотности теплового потока отмечается
в первой и во второй зонах, охватывающих 40% поверхности
теплообмена. Так, для первой зоны при увеличении поверхност-
ной скорости воздуха с 2,8 до 3,5 м/с плотность теплового по-
тока q возрастает с 1460 до 1820 Вт/м2, т. е. более чем на 20%.
По мере снижения температуры продукта и накопления кон-
денсата значение q заметно уменьшается и в последней пятой
зоне на выходе продукта из АВО при vn ~ 2,8—3,5 м/с изме-
нение составляет всего около 6%.
По зависимостям q — f(vn) решается целесообразность ин-
тенсификации работы АВО с использованием перераспределе-
ния охлаждающего воздуха по поверхности теплообмена. Из
рис. IV-5 хорошо видно, что эффективность использования воз-
Таблица IV-3. Результаты испытаний АВО,
охлаждающих парогазовую смесь давлением 0,175 МПа
Параметры Номер АВО •
1 2 3 1 2 3
Температура, °C: атмосферного воздуха парогазовой смеси перед АВО то же, на выходе из АВО Средняя, воздуха на выходе из АВО Средняя поверхностная скорость на выходе из АВО, м/с Производительность вентиляторов, м3/с Плотность теплового потока, Вт/м2 Коэффициент теплопередачи с уче- том зон конденсации и охлаждения, Вт/(м2К) 18,3 103 55,3 71,9 3,41 116 1370 33,1 18,3 103 55,3 72,2 3,59 122 1450 35,3 18,3 103 55,3 67,9 3,60 123 1360 31,3 17,7 103 55,0 70,0 3,42 117 1350 32,3 18,5 103 58,7 73,7 3,37 114 1400 33,4 15,0 103 48,3 65,7 3,48 120 1340 31,4
90
Рис. IV-5. Зависимость плотности теплового потока q от поверхностной ско-
рости охлаждающего воздуха оп:
1, 2, 3, 4. 5—соответственно для зон охлаждения по ходу движения парогазовой смеси.
духа в первой зоне существенно выше, чем в пятой, а следова-
тельно, на этом участке теплообменной поверхности предпочти-
тельно увеличивать скорость воздуха. Скорость на выбранном
участке поверхности теплообмена может быть увеличена не
только перераспределением воздуха, подаваемого основным
вентилятором, но и в результате использования дополнитель-
ного наддува. Применение дополнительного наддува для ин-
тенсификации теплообмена предпочтительнее перераспределе-
ния воздуха, подаваемого основным вентилятором.
Увеличение теплового потока на начальном участке поверх-
ности приводит к более интенсивному снижению температуры
продукта, а следовательно и к некоторому снижению q в
остальных зонах, хотя и достигается общее увеличение тепло-
вого потока. Дополнительный наддув требует больших затрат
энергии, так как для вспомогательных осевых или центробеж-
ных вентиляторов необходимы дополнительные капитальные и
эксплуатационные затраты.
Неравномерное распределение скоростей по поверхности
АВО обусловлено загрязнением оребренной поверхности, кон-
струкцией аппарата, деформацией теплообменных труб, мест-
ными сопротивлениями и т. д. Степень неравномерности ско-
рости можно выразить следующим соотношением:
/ п
Д ~ vcp.
fcp
01
где t»'p_среднее значение скоростей, лежащих выше среднего по секции или
АВО, v"p — среднее значение скоростей, лежащих ниже общего среднего
значения по секции или АВО.
Если 6 = 0,1—0,2, то поле скоростей характеризуется не-
значительным отклонением основной массы точек от пср, при
этом абсолютное значение отклонения, как правило, не превы-
шает 0,6 м/с. Если б = 0,2—0,3, то поле скоростей характери-
зуется нормальной неравномерностью. Если 6 = 0,3—0,5, то
поле скоростей характеризуется высокой степенью разброса
отдельных значений по абсолютной величине, достигающих
1,6 м/с. Учитывая общий характер распределения скоростей и
температур на поверхности АВО, можно выделить отдельные
участки, где измеренные параметры v и t близки или практи-
чески совпадают со средними значениями для всего аппарата.
Поэтому при контроле работы АВО по общему уровню теп-
лосъема в промышленных условиях можно сократить объем из-
мерений параметров v и t, ограничившись измерениями только
в характерных участках поверхности АВО.
2. Эксплуатационные аэродинамические характеристики
и их влияние на работу АВО
Перемещение охлаждающего воздуха в АВО осуществляет-
ся осевым вентилятором, отличающимся разнообразным конст-
руктивным исполнением, месторасположением в аэродинамиче-,
ской схеме, эксплуатационными показателями. Вентилятор
обеспечивает необходимое статическое давление Нст для прео-
доления аэродинамического сопротивления оребренных пучков
труб, составляющих теплообменные секции.
Сопротивление пучка труб зависит от его типа (шахматный,
коридорный), от проходных сечений, конструкций оребрения и
профиля труб, взаимного расположения и рядности труб, а так-
же от коэффициента трения, определяемого гидродинамическим
характером движения воздуха. В процессе эксплуатации появ-
ляются пылевые и волокнистые отложения на первых рядах!
труб по ходу охлаждающего воздуха; такие отложения внутри
теплообменных секций увеличивают сопротивление потоку воз-
духа вследствие нарушения его геометрии движения в дефор-
мированных трубах.
В аэродинамической схеме аппарата потери обусловлены
не Только сопротивлением теплообменных секций, но и сопро-
тивлением перед входом в рабочее колесо, в самом рабочем ко-
лесе, профильным сопротивлением, сопротивлением в зазоре,
при выходе из рабочего колеса от закручивания потока, в жа-
люзийных решетках до и после теплообменных секций.
Если все развиваемое вентилятором статическое давление
теряется на преодоление сопротивления трубного пучка, то
92
аэродинамическое сопротивление секции выражается уравне-
нием
ЯП = КН (М"1
В конструкциях аппаратов, где теплообменная секция отдалена
от вентиляторов и имеются потери при движении охлаждаю-
щего воздуха (в напорных камерах вследствие расширения и
поворота потока, наличия в потоке элементов конструкций, хо-
довой площадки, двигателя привода, потерь на входе в венти-
лятор и на выходе из пучков труб), аэродинамическое сопро-
тивление Hn — f(v, р) можно представить зависимостью вида
Яп = ^(гР)т+ £ Кя1 (ор)т/
Первый член правой части этого уравнения характеризует
сопротивление теплообменных секций; второй член — сумму
остальных потерь в аэродинамической схеме. Каждому аппа-
рату присущи свои аэродинамические потери, но по результа-
там их оценки при многочисленных испытаниях можно выбрать
средние значения коэффициента Кн и показателя т. Для АВО,
в которых основные потери вызваны сопротивлением секций,
а другие потери незначительны, — 0,5—2,5; т=1,15—1,75.
Для АВО с дополнительными потерями Ан «= 0,05—0,25 и
щ, = 1,85—2,0. Приведенные значения соответствуют шахмат-
ным пучкам.
Доля накапливаемых составляющих в общем аэродинамиче-
ском сопротивлении — величина переменная, она минимальна
после обработки поверхности теплообмена моющими средства-
ми и постепенно увеличивается в процессе эксплуатации. Тем-
пы роста накапливаемых сопротивлений зависят от ряда фак-
торов, в том числе: от степени загрязнения атмосферного воз-
духа, места установки по отношению к нулевой отметке, розы
ветров, времени работы системы увлажнения охлаждающего
воздуха и др. Для примера приведем некоторые эксперимен-
тальные данные по увеличению аэродинамических сопротивле-
ний, полученных в результате испытаний и анализа материалов
эксплуатации.
Первоначально для аппарата фирмы «GEA» уравнение аэродинамического
сопротивления имело вид
/7П1 = 0,846 (пр)1-61
В результате непрерывной эксплуатации аппарата в течение года уравне-
ние для него видоизменилось:
/7п2 = 0,863 (ор)1-65
При среднем значении массовой скорости в узком сечении ор =
= 7,71 кг/(м2-с), величина напора увеличилась с 227 до 251 Па, т. е. на
24 Па, а его относительное значение возросло на 10,6%.
Выбор вентилятора и его эксплуатационные показатели
определяются рабочей точкой а, полученной при пересечении
93
Рис. IV-6. Типовая аэродинамическая характеристика вентилятора АВО типа
АВЗ (тип вентилятора НАГИ УК-2М) Д-5м, п = 4,2 с-1:
о>: о2; а3 —рабочие точки вентиляторов при угле поворота лопастей а = 20°; 1, 2, 3— aiporl
динамическое сопротивление теплообменных секций соответственно для 4, 6 и 8 рядов труб. I
характеристики вентилятора с аэродинамической характеристи-
кой теплообменных секций (см. рис. IV-6). При этом должны
быть выполнены следующие условия: вентилятор должен устой-
чиво развивать необходимую производительность VB и давле-
ние Нп, обладать высоким к. п. д. т)в и максимально использо-
вать установленную мощность электродвигателя.
На рис. IV-6 приведена типовая аэродинамическая харак-
теристика Hn = f(VB) осевого вентилятора типа ЦАГИ УК-2М,
на которую нанесены характеристики аэродинамического соп-
ротивления теплообменных секций с 4, 6 и 8 рядами труб. Зна-
чение к. п. д. вентилятора находится в пределах 0,64—0,73,
а потребляемая мощность составляет 80—85 кВт, причем боль-
шее значение соответствует рабочей точке Gi.
Из рис. IV-6 видно, что меньшему аэродинамическому соп-
ротивлению соответствует большая производительность венти-
лятора. Для возможности сопоставления рабочих параметров
вентилятора с проектными следует привести их к условиям
построения проектной характеристики по давлению и темпера-
туре. В практике испытаний встречаются следующие случаи
отклонения фактических параметров вентилятора от проект-
ных.
Самым распространенным является случай, когда угол по-
ворота лопастей вентилятора соответствует проектному углу
(а = а„р) и непосредственно измеренное полное давление выше
проектного //п. ф >/7п. пр, а производительность вентилятора
ниже проектной VB. ф < VB. пр. Для этого случая (рис. IV-7, а)
характеристика вентилятора считается совпадающей с проект-
ной, а уменьшение производительности обусловлено увеличен-
ным аэродинамическим сопротивлением теплообменных секций.
Фактическая работа вентилятора характеризуется положением
точки Ь, а по положению точек Ь' и Ь" оценивают работу веш
94
тилятора при углах поворота лопастей, отличных от проект-
ного, т. е. а 35 аПр. При незначительном увеличении коэффи-
циента сопротивления и малых значениях угла апр=10—12°
может быть получено равенство VB. ф = VB. пр-
Во втором случае при соответствии а = апр фактические на-
пор и производительность вентилятора отличаются от проект-
ных; //„. ф <С Нв. пр И Ув. ф <5 VB. пр (рис. IV-7,б).
Работа вентилятора определяется положением рабочей точ-
ки. Точка Ь' с параметрами HB.$ < //n. пр, VB ф = VB. пр может
быть получена при а = апр в том случае, если по каким-либо
причинам уменьшено аэродинамическое сопротивление секций.
Работа вентилятора с параметрами, соответствующими точке
Ь", возможна, если а > а„р, а снижение аэродинамической ха-
рактеристики незначительно: ф > Нп. nP, VB. ф > VB. пР- При
а > апр рабочая точка Ь" может практически совпасть с точ-
кой а, тогда полный напор и производительность вентилятора
соответствуют проектным.
Основными причинами смещения характеристики вентилято-
ра могут быть условия входа воздуха в вентилятор, шерохова-
тость и загрязнение профиля лопастей, повышенный радиаль-
ный зазор между обечайкой и лопастями вентилятора, умень-
шенная скорость вращения.
Известно, что осевые вентиляторы очень чувствительны к
величине зазора между лопастями крыльчатки и обечайкой,
поэтому зазор не должен превышать 0,5% диаметра вентиля-
тора. Для отечественных вентиляторов с лопастями диаметром
dB = 2,8 м зазор должен быть 6^14 мм, а для dB = 5,0 м
должен быть б 25 мм.
Рис. IV-7. Отклонения фактических
параметров работы вентилятора от
проектных:
а — увеличение аэродинамического сопро-
тивления; б — снижение характеристики
вентилятора; в —при совместном действии
двух факторов.
95
Третий и наиболее общий случай работы аэродинамической
схемы АВО предполагает как увеличение аэродинамического
сопротивления теплообменных секций, так и смещение харак-
теристики вентилятора (рис. IV-7, в). Положение точки факти-
ческой работы при а = апр определяется следующими соотно-
шениями:
AVi = VB. np-v'_ ф1
ДГ] « av2,
ДВ2 « ДУ,,
Д^2 = /в.ф-Ув. пр. ^п.ф<^п.пр.
V < V
в ф в. пр
Н
п. ф п. пр’
н
п. ф п пр*
^в.ф < ^в. пр
V < V
в. ф в. пр
Здесь приведены наиболее часто встречающиеся положения
рабочей точки с относительно значений На. ф и VB. ф только
для результатов испытаний при а = аПр- На практике, осо-1
бенно в условиях промышленных испытаний, взаимосвязь пол-
ных напоров и производительностей отличается большим мно-
гообразием и зависит от вида характеристики вентилятора,
крутизны характеристики аэродинамического сопротивления
секций, количественного значения величин Ув ф, V'B ф, Нв ф и
Их положения на общей эксплуатационной характеристике.
Характеристика работы вентилятора н возможные причины снижения его
производительности могут быть определены в результате испытании, но имеется!
и ряд косвенных признаков, характеризующих неудовлетворительную работ}
вентилятора. К ннм относятся: уменьшение или увеличение силы тока в цепи
электродвигателя, неустойчивый поток воздуха во входном сечении конфу-
зора, периодические обратные хлопки, заметная вибрация аэродинамических
элементов вентилятора на напорной стороне. При’ параллельной работе не-
скольких вентиляторов на общую камеру, в которой поддерживается требуе-
мое давление, вентиляторы могут иметь разные фактические показатели по
производительности, несмотря на одинаковые конструкции, скорости вращения
и условия входа охлаждающего воздуха. Это объясняется как различным тех-
ническим состоянием вентиляторов, так и неодинаковой установкой углов пово-
рота лопастей. Малые углы поворота лопастей на одном из параллельно ра-
ботающих вентиляторов могут привести к увеличению мощности, потребляе-
мой электроприводом, в результате резкого снижения к. п. д. вентилятора.
Для испытания параллельно работающих вентиляторов в условиях экс-
плуатации изменяют напор на нагнетательной стороне, используя жалюзи или
специальные щиты. Чтобы получить экспериментальные данные при малых зна-
чениях напора Н„, один из вентиляторов отключают, сообщая его напорную
камеру с областью всасывания соседних вентиляторов, или, если возможно,
переводят вентилятор в режим регулирования. Аэродинамические испытания
вентиляторов, связанные с получением эксплуатационной характеристики!
Но = f(VB), целесообразно проводить при температурах атмосферного воз-
духа на 10—15 °C ниже расчетного значения, что позволяет в широких преде-
лах изменять режим работы. Таким образом, в результате испытаний можно
полечить отдельные характеристики параллельно работающих вентиляторов
Н — f(VB) и характеристику сопротивления сети Нп = fi(vp). Для построе-1
ния суммарной характеристики совместно работающих вентиляторов абсциссы
пр изводительности складывают, сохраняя величину напора (рис. IV-7, а).
Параметры рабочей точки а на суммарной характеристике не только ха-
р пизуют давление и расход воздуха, но и однозначно определяют равно-
всей системы.
96
Рис. IV-8. Параллельная и последовательная работа вентиляторов в аппара-
тах воздушного охлаждения:
а — последовательная работа; б—параллельная работа; /, 2—характеристики первого и
второго вентиляторов; 3—характеристика аэродинамического сопротивления секций.
При решении вопроса об интенсификации работы аппаратов
воздушного охлаждения часто бывает оправдано применение
специальных вентиляторов с целью повышения статического
давления воздуха для преодоления повышенных аэродина-
мических сопротивлений. В этом случае вспомогательные венти-
ляторы устанавливают последовательно основному вентилятору,
и построения суммарной характеристики Нп — 1(Ув) произво-
дится сложением ординат полного напора индивидуальных ха-
рактеристик (рис. IV-8). Характеристика основного вентилято-
ра должна быть получена экспериментально, а зависимость
Hn = f(Vs) для вспомогательного вентилятора выбирают по
каталогам. При последовательной работе вентиляторов кине-
тическая энергия, сообщенная потоку первым вентилятором, не
теряется на удар, и полученное статическое давление выше сум-
мы Нет отдельных вентиляторов. Например, если два одинако-
вых вентилятора или основной вентилятор и группа вспомога-
тельных развивают полное давление 2Нп, то статическое давле-
ние составит HQT =2НП — (где Нл — динамическое давление).
При последовательном включении вспомогательных вентиля-
торов подача воздуха увеличивается на величину AVB==
= Vbi—Vb, а развиваемое давление составляет: //n(i+2)=
Очевидно, что чем выше лежит характеристика
вспомогательных вентиляторов, тем больше эффект от совме-
стной работы.
Применение вспомогательных вентиляторов является под-
час единственной возможностью для преодоления повышенно-
го сопротивления теплообменных секций особенно, когда оно
обусловлено неустранимыми дефектами, например деформа-
цией труб. Вентиляторы можно применять и для местного над-
дува поверхностей, что бывает необходимо для интенсифика-
ции теплообмена в отдельных зонах, где повышение скорости
воздуха наиболее эффективно.
На рис. IV-9 приведены принципиальная схема совместной
параллельно-последовательной работы двух вентиляторов и
4 Зак. 447
97
Рис. IV-9. Параллельно-последовательная схема работы основного и дополни
тельного вентиляторов в АВО:
/ — аэродинамическое сопротивление секций при работе вентилятора /; 2—аэродинами
веское сопротивление секций при разделе поверхности теплообмена между зонами венти
ляторов 1 и 2\ 3 — аэродинамическая характеристика вентилятора /.
способ графического подбора вспомогательного вентилятора
Охлаждающий воздух нагнетается в напорную камеру, откуда
часть его поступает сразу в теплообменные секции, а друга>
часть с более высоким давлением направляется в ту часть сек
ций, где возможно достижение большей плотности тепловогс
потока.
При работе одного вентилятора равновесное состояние
аэродинамической схемы характеризуется положением точки
а, которой соответствуют значения Нпа и Va (см. pnc.IV-8)
Если установлен дополнительный вентилятор местного надду
ва, то можно определить его рабочие параметры, позволяющие
подобрать оборудование. Предположим, что теплообменная по
верхность разделяется на две равные части и аэродинамическое
сопротивление каждой части составляет половину общего со
противления. Тогда рабочей точке каждой половины b будет
соответствовать расход воздуха 2Vb= Va- Посте включения до-
полнительного вентилятора общее аэродинамическое сопротив
ление сети уменьшится, и точка а займет новое положение at
При этом производительность основного вентилятора увеличит-
ся на AVo = Vat — Va, а преодолеваемое сопротивление умень
шится. Положение точки сц на характеристике вентилятора
обычно выбирают заранее из условия энергетических возмож
ностей привода основного вентилятора и желаемого увеличе-
ния его производительности. Для этого на правом поле графи-
ка Q = f(6) (см. рис. III-11) выбирают новое значение тем-
пературы атмосферного воздуха, при которой температура
охлаждаемого или конденсируемого продукта в АВО не пре'
вышает регламентируемого значения на выходе из АВО.
Далее, определяют необходимый дополнительный тепловой
поток AQ.
Зная AQ и Ас/, по зависимости q = f(vn) (см. рис. IV-5)
оценивают необходимое изменение поверхностной скорости воз-
98
духа un, после этого определяют новую производительность
вентилятора и положение точки аь на его аэродинамической
характеристике
Параметры дополнительного вентилятора можно определить
графически по рис. IV-8. При включении дополнительного вен-
тилятора рабочие параметры охлаждающего воздуха на уча-
стке поверхности без дополнительного наддува определяются
положением рабочей точки Ь\. При этом расход воздуха через
рассматриваемую поверхность уменьшается на Wb = Vb—Уы
п на этом участке поверхности следует ожидать некоторого
снижения коэффициента теплопередачи. Необходимая произ-
водительность дополнительного вентилятора составит 1А =
= Уь + АУь + ДУд. Рабочая точка с определяет параметры
охлаждающего воздуха для участка поверхности, оборудован-
ной дополнительным вентилятором, который должен подби-
раться по значениям Ус и (77Пс — Нпа).
Для размещения дополнительных вентиляторов выбирают
участки и зоны поверхностей теплообмена АВО, на которых
увеличение скорости воздуха оказывает существенное влияние
на плотность теплового потока. Если вентиляторы устанавли-
вают не на половине общей поверхности, как в рассмотренном
случае, а на ее части, то аэродинамическое сопротивление опре-
деляют по условию пропорционального деления поверхности
АВО.
Рассмотрим примеры аэродинамических характеристик АВО и характер-
ные причины снижения производительности вентиляторов.
На рис. 1V-10 приведена эксплуатационная аэродинамическая характери-
стика вентилятора типа АВЗ, полученная в результате тепловых и аэродина-
мических испытаний при различных углах поворота лопастей а. Техническая
характеристика АВО приведена ниже;
Поверхность теплообмена аппарата, м2 . . 5300
Число вентиляторов на один аппарат ... 1
Диаметр вентилятора, мм ...... . 5000
Частота вращения вентилятора, с-1 . . . . 4,16
Число лопастей............................... 4
» рядов труб .............................. 8
Длина труб, м.......................... 6
Коэффициент оребрения.................. 9
Установочная электрическая мощность,
кВт ........................................ 100
Па первых рядах труб оребренной поверхности испытуемого аппарата
в результате длительной непрерывной эксплуатации образовались пылевые и
волокнистые отложения и появились значительные пространственные дефор-
мации труб, достигшие в центральной части секций 100 мм. Пространственные
деформации не только изменили общую картину движения воздуха в шахмат-
ном пучке, ио и создали зоны повышенного гидравлического сопротивления,
что в свою очередь повлияло на равномерность распределения потоков воз-
духа по поверхности и внутри пучка.
В результате этого вместо работы на проектной характеристике 1 с рабо-
чей точкой а АВО эксплуатируется на характеристике 2 с рабочей точкой b
(см. рис. 1V-10). При проектном значении угла поворота лопастей а = 17°
производительность в точке фактической работы b меньше расчетной в точке а
4*
09
Рис. IV-10 Эксплуатационная аэродинамическая характеристика вентилятора
АВО типа АВЗ:
1 — проектная характеристика аэродинамического сопротивления секций; 2— фактическое
аэродинамическое сопротивление; 3— характеристика аэродинамического сопротивления
после очистки теплообменных секций.
на 23,2%, а увеличение напора составляет 11,7%. В случае увеличения а до
20° производительность повысится, но все же будет меньше расчетной на
15,9%. Следует отметить, что увеличение а повлекло бы повышение потреб-
ляемой электрической мощности с 56 до 88 кВт и снижение к. п. д. на 5,2%.
В связи с этим было принято решение снизить сопротивление секций промыв-
кой их деминерализованной водой и продувкой струей сжатого воздуха дав-
лением 0,7—1,0 МПа.
В результате указанных выше проведенных мероприятий
заметно уменьшилось сопротивление секций, производитель-
ность в рабочей точке Ь' характеристики увеличилась на 16%.
Кроме того, на вентиляторе был увеличен угол поворота ло-
пастей а до 23°, однако длительная непрерывная работа с па-
раметрами, соответствующими точке Ь", оказалась невозмож-
ной, так как потребляемая двигателем мощность достигла
102 кВт и превысила номинальную. Поэтому а был уменьшен
до 20°, и производительность вентилятора составила 143 м3/с.
Опыт эксплуатации АВО свидетельствует, что одной ,нз при*
чин высокого сопротивления потоку охлаждающего воздуха яв-
ляются жалюзи, установленные на выходе воздуха из теплооб-
менных секций. Они уменьшают выходную проточную площадь,
обычно плохо ориентированы по потоку воздуха, а подчас и
полуприкрыты, что создает дополнительные потери.
В табл. IV-5 сведены техническая характеристика АВО
фирмы «Hudson» и результаты их испытаний в производстве
аммиака.
Параметры работы аппаратов 1 и 2 оказались близкими,
что является следствием одинаковых конструкций, характери-
стик оребрения и загрязненностей наружной поверхности теп-
лообмена. Их производительность меньше расчетного значения
примерно на 16%.
Снижение производительности АВО 3 достигает почти 44%,
что обусловлено увеличением аэродинамического сопротивления
100
Таблица IV-5. Техническая характеристика АВО фирмы «Hudson»
Параметры Номера АВО
1 2 3
Диаметр вентилятора, мм 4267 4267 4267
Число вентиляторов на аппарат 2 2 2
Скорость вращения, с-1 4,4 4,4 4,4
Число лопастей 4 4 4
» рядов труб 4 4 3
Длина труб, м 12 12 12
Установочная мощность электродви- гателя, кВт 22 22 22
Температура воздуха на всасывании, °C 28,1 31,0 26,4
Производительность вентилятора,
расчетная 90,0 85,0 96,0
фактическая 76,1 71,5 54,0
Угол поворота лопастей, град. 10 11 10
Расчетная мощность на валу элек- тродвигателя, кВт 16,8 17,2 16,8
сети и изменением характеристики вентилятора. АВО 3 эксплуа-
тировался непрерывно в течение 0 лёт без йроведения восста-
новительных и профилактических мероприятий. При визуаль-
ном осмотре ребра теплообменных труб со стороны входа охла-
ждающего воздуха едва просматриваются, в Отдельных местах
отмечено сплошное перекрытие проходного сечения. Деформа-
ция труб не наблюдается, но уплотнение радиального зазора
разрушено на 80—90% длины кольца.
Рассмотрим возможность повышения эффективности АВО 1 при исполь-
зовании трех вспомогательных вентиляторов наддува типа МЦ, соединенных
параллельно. Их суммарная характеристика описывается линией (/ + 2)
(рис. IV-11). При этом работа вспомогательных вентиляторов раейрострЦ|Няет-
ся на всю поверхность теплообмена; суммарная характеристика основного и
вспомогательных вентиляторов соот-
ветствует линии (/ф-2). При над-
дуве равновесное состояние системы
из точки переместится в точку bi,
а производительность составит
104 м3/с, что на 15,6% больше про-
ектного значения. Й увеличением ско-
ростей охлаждающего воЗдуХа
Рис. 1V-11. Пример интенсификации
AI О при последовательной установке
дополнительных вентиляторов над-
дува:
/ -характеристика основного вентилятора;
2— характеристика дополнительных венти-
ляторов; (1 + 2) — суммарная характери-
стика; 3— аэродинамическое сопротивление
теплообменных Секций.
101
система приобретает большую устойчивость и будет меньше подвержена влия-
нию давления ветра. Режим работы основного вентилятора будет характери-
зоваться рабочей точкой а(, а мощность на валу электродвигателя будет со-
ставлять примерно 20 кВт.
Анализ результатов многократных испытаний различных ти-
поразмеров АВО, эксплуатируемых в условиях химической и
нефтехимической промышленности, показывает, что если рас-
ход охлаждающего воздуха выше проектного на 12—15%. то
коэффициент теплопередачи К увеличивается в среднем на 11%.
Интенсификация работы АВО по коэффициенту теплопередачи
(на 7—8% в зависимости от климатического района) обеспе-
чивает дополнительно 700—1500 ч устойчивой работы оборудо-
вания без отклонений от технологического регламента. Послед-
нее обстоятельство особенно важно, так как повышение эф-
фективности работы относится к наиболее теплому периоду
года.
С увеличением подачи охлаждающего воздуха рост логариф-
мической разности температур ©ср тем меньше, чем выше ее
абсолютное значение. При 0сР>4О°С в поверочных расчетах
АВО изменением 0ср можно пренебречь, так как оно практиче-
ски не превышает 2,0%. Если ©сР<40°С, а особенно при зна-
чениях 0Ср <10 °C, характерных для конденсации насыщен-
ных паров холодильных агентов, увеличение расхода воздуха
через теплообменные секции на 12—15% существенно увеличи-
вает 0СР.
3. Обобщенная тепловая характеристика АВО
По результатам тепловых и аэродинамических испытаний
АВО с учетом фактических показателей можно построить их
обобщенную тепловую характеристику. Цель построения та-
кой характеристики — объединение в одном графике парамет-
ров, определяющих тепловой поток и энергетические затраты в
зависимости от температуры охлаждающего воздуха, являю-
щейся основной независимой переменной. Обобщенная' тепло-
вая характеристика представляет собой совокупность зависи-
мостей VB = f(Q;A); wg = f(Q;G); a = f(Q;6) и представлена
на рис. IV-12.
При построении обобщенной тепловой характеристики по
оси ординат откладывают количество воздуха, участвующего в
теплообмене (производительность вентилятора), а по оси абс-
цисс— температуру охлаждающего воздуха на входе в тепло-
обменные секции. Характеристика соответствует номинальной
тепловой нагрузке аппарата, выше и ниже которой строят за-
висимости Q — var для интервала работы данного агрегата.
Чтобы оценить энергетические затраты, наносят линии значе-
ний электрической мощности двигателя, соответствующие оп-
ределенной производительности вентилятора.
Связь тепловой характеристики с эксплуатационными па-
раметрами вентиляторов осуществляется через угол поворота
102
Рис. IV-12. Обобщенная тепловая характеристика АВО, эксплуатируемого
в режиме конденсации отработавшего пара паровой турбины:
/ — номинальный режим работы; 2—с учетом действия регулятора турбины.
лопастей и производительность вентилятора, определяющих по-
ложение рабочих точек и аэродинамическое сопротивление.
Построение тепловой характеристики связано с большим объе-
мом испытаний при различных температурах охлаждающего
воздуха и нагрузках АВО по расходу охлаждаемой или кон-
денсируемой среды. Если экспериментальное определение по-
ложения линии 1 при номинальном значении Q н® вызывает
трудностей, то изменение нагрузки АВО в условиях непрерыв-
ной эксплуатации не всегда возможно. В этом случае тепло-
вую характеристику строят по результатам теплового и аэро-
динамического расчетов, изменяя значения Л, VB, Q и сохраняя
примерно неизменным запас поверхности охлаждения. Эксплуа-
тационную тепловую характеристику строят по результатам ис-
пытания АВО на одном из возможных режимов.
При конденсации насыщенных паров для построения обоб-
щенной тепловой характеристики следует пользоваться урав-
нением
Кср^7
t -t -
1 к / w \
гДе w -J
Применяя известные значения следующих величин: Рр; Q; tK;
F = const; = f (г/р) уз; Hn = f(vp)y3.
Расчет производят в следующей последовательности:
1) первую точку тепловой характеристики определяют по
экспериментальному режиму при номинальных значениях Q
11 А, удовлетворяющих требованию технологического регламен-
та;
103
2) если позволяет эксплуатационная аэродинамическая ха-
рактеристика, изменяют количество воздуха, участвующего в
теплообмене;
3) по ожидаемому значению оценивают плотность воз-
духа в узком сечении проточной части аппарата и определяют
массовую скорость (ор)уз;
4) по функциональной зависимости K.$ — f(vp)ya опреде-
ляют новое значение Кф',
5) рассчитывают температуру 6 по 14 и Q, а затем по таб-
лицам или аналитически находят плотность воздуха и сопо-
ставляют с принятой для расчета. Если обнаруживается замет-
ное отклонение, то расчет повторяют во втором приближении;
6) по принятому расходу воздуха с учетом эксплуатацион-
ной аэродинамической характеристики рассчитывают мощность
привода и наносят углы поворота лопастей вентилятора. Таким
образом, по принятым исходным данным можно получить до-
статочное число точек для построения линии 1 на рис. IV-12.
Если при изменении расхода продукта значение коэффициента
теплоотдачи остается авн > 5000 Вт/(м2-К)> то линию Q = var
строят в рассмотренной последовательности. Если эксперимен-
тальные значения коэффициента теплопередачи /<ф для режи-
мов Q = var отсутствуют, то последовательность расчета со-
храняют, но при каждом новом значении Ув необходимо учи-
тывать изменения аВ11.
При построении тепловой характеристики для режима ох-
лаждения и конденсации перегретого пара в расчете исполь-
зуют средние значения Кф. Ср с учетом распределения поверхно-
сти теплообмена по зонам. При охлаждении жидких и газовых
сред построение обобщенной тепловой характеристики следуете
производить в следующей последовательности, используя ис-|
ходные данные для расчета: Ар; Q; /вх; 4ых; F = const; Кф
== f (^р)уз; Нп = f(vp)y3:
1) первую точку тепловой характеристики определяют пс
экспериментальному режиму аналогично определению для кон
денсации насыщенных паров;
2) задаются температурой и количеством воздуха, уча-
ствующего в теплообмене, и по уравнению t2 = Q/W -j- t\ опре-
деляют температуру воздуха на выходе из АВО;
3) по /ср = (/[ + h) /2 и принятой производительности рас
считывают массовую скорость (ор)уз;
4) по функциональной зависимости Кф —/(ор)Уз находя!
Кф',
5) пр полученным значениям проверяют тождественносП
выражения
w i(4x “* 4) (4ых 4)] ®д<
при удовлетворительной сходимости принятые значения можнв
104
использовать для построения, а в случае отсутствия сходимости
расчет повторяют, изменяя температуру
6) по принятому расходу воздуха с учетом эксплуатацион-
ной аэродинамической характеристики рассчитывают мощность
привода.
Графики обобщенной тепловой характеристики дают не
только количественную оценку состояния оборудования на пе-
риод испытаний, но и позволяют анализировать работу обору-
дования в широком интервале температур атмосферного воз-
чуха и при отклонении нагрузки qt номинальной.
Например, из рис. IV-12 видно, что при установочной мощности электро-
двигателей 63 кВт и расходе воздуха 14 = 150 м3/с номинальная нагрузка
\ВО поддерживается до температуры атмосферного воздуха 24,7 °C (точка
а). Используя возможность изменения угла поворота лопастей до агаах = 22°,
можно расширить предел работы АВО по температуре охлаждающего воздуха
до 30 °C, повысив при этом расходуемую мощность примерно до 100 кВт. Це-
гесообразность такого мероприятия определяется технико-экономическим обо-
снованием с учетом влияния режима работы АВО на качество ведения техно-
логического процесса и т. д.
По мере снижения температуры охлаждающего воздуха его расход мож-
но уменьшить, что приводит к смещению положения точек а', а" на рис. IV-12.
Это достигается регулированием АВО с соответствующим снижением мощно-
сти, потребляемой электродвигателем.
Возможен вариант работы при неизменной производительности вентиля-
тора, но при увеличении паровой нагрузки конденсатора (точки Ь', Ь"). В на-
шем примере при температуре 19,7 °C паровая нагрузка АВО может быть уве-
личена на 10%. Реальный рабочий процесс с клапанным регулированием рас-
хода пара идет несколько иначе, чем в рассмотренном выше случае при усло-
вии, что давление конденсации постоянно. При повышении температуры б
открываются клапаны регулирования расхода пара, поддерживая тем самым
постоянство мощности турбины; конденсатор в этом случае работает с повы-
шенной тепловой нагрузкой и увеличенным расходом охлаждающего воздуха
.точка а,). Положение линии 2 на рис. IV-12 получают экспериментально или
рассчитывают, исходя из характеристики турбины (обычно увеличение проти-
водавления на 2 кПа приводит к перерасходу пара на 1,0—2,5%). Точка b на
рис. IV-12 характеризует работу воздушного конденсатора при сниженной
тепловой нагрузке, в результате чего достигается более высокая температура
/| = 28 °C при поминальном давлении конденсации.
Обобщенные тепловые характеристики хорошо отражают
влияние величин Кф и 0ср на работу АВО и их связь с расхо-
дом охлаждающего воздуха. Чем больше изменяется Кф и чем
выше значение 0Ср, тем более пологой является обобщенная
тепловая характеристика. В отдельных случаях обобщенная
тепловая характеристика работы АВО может быть дополнена
зависимостями PK = f(Q; 4) и /K = f(Q; Л), что дает большую
наглядность, а также обеспечивает связь тепловой характери-
стики с контролируемыми параметрами.
4. Пути повышения эффективности АВО
Основные направления повышения эффективности АВО
следующие:
1) увеличение производительности основного вентилятора
|05
за счет аэродинамического резерва или применения вспомога-
тельных вентиляторов наддува; изменение схемы подачи ох-
лаждающего воздуха;
2) применение параллельно-последовательных схем обвязки
при конденсации парогазовых смесей и холодильных агентов;
3) использование АВО с концевыми кожухотрубными теп-
лообменниками и вспомогательными холодильными циклами;
4) уменьшение аэродинамического сопротивления теплооб-
менных секций, достигаемое промывкой их моющим раствором
и продувкой сжатым воздухом или паром;
5) удаление конденсата из внутренних сечений труб АВО
или секций, для этого приподнимают трубы на определенный
угол;
6) совершенствование системы отбора конденсата;
7) эффективное использование систем орошения с мини-
мальными потерями воды;
8) выбор схем регулирования, обеспечивающих эффектив-
ную работу АВО в зависимости от температуры атмосферного
воздуха.
Нередки случаи, когда при наращивании мощностей дейст-
вующего производства система воздушного охлаждения, до
этого эксплуатируемая в расчетном режиме, становится узким
местом в технологическом процессе, что требует интенсифика-
ции ее работы с целью обеспечения более высокого теплового
потока при расчетных температурах охлаждающего воздуха.
Обычно имеется некоторый резерв увеличения расхода воздуха
через АВО, обеспечиваемый изменением угла поворота лопа-
стей, но часто этого недостаточно. Тогда можно использовать
дополнительные вентиляторы местного или общего наддува,
изменить схему обвязки теплообменных секций, установить
дополнительное теплообменное оборудование или применить
комбинированные схемы охладителя.
Помимо применения вспомогательных вентиляторов хоро-
шие результаты дает использование комбинированных; схем с
концевыми кожухотрубными холодильниками, рассчитываемы-
ми на периодическую и непрерывную работу. Вентиляторы над-
дува, способствуя увеличению коэффициента теплопередачи
Кф на АВО, тем самым уменьшают требуемое количество ох-
лаждающей воды в кожухотрубном холодильнике и необходи-
мую поверхность теплообмена.
Заметный эффект могут дать изменение схемы обвязки и
перераспределение охлаждающего воздуха, особенно при кон-
денсации и охлаждении многокомпонентных смесей. Несмотря
на то, что комбинированные схемы с применением вспомога-
тельных холодильных циклов требуют дополнительных капи-
тальных затрат, их работа в схемах систем воздушного охлаж-
дения отличается высокой эффективностью и стабильностью
параметров испарения, охлаждения и конденсации холодиль-
ного агента.
106
Следует подчеркнуть, что при использовании вспомогательно-
го оборудования, комбинированных схем и холодильных циклов
дополнительное оборудование не должно подменять основных
аппаратов, а должно обеспечивать рассеивание необходимого
количества дополнительного тепла в соответствии с характером
характеристики Q —
Для аппаратов и систем воздушного охлаждения, эксплуа-
тируемых в режимах, близких к расчетным, задача повышения
эффективности оборудования сводится к поддержанию работо-
способности АВО с высоким коэффициентом использования
в течение всего периода эксплуатации. Для этого необходима
периодическая промывка оребренных поверхностей моющими
растворами не менее 1 раза в год. Промывку осуществляют при
остановленном вентиляторе по ходу и против движения охлаж-
дающего воздуха с последующей продувкой сжатым воздухом
или паром. При использовании группы аппаратов промывку про-
водят на режимах регулирования, когда имеется возможность
остановить один из вентиляторов, не нарушая технологический
процесс. Обычно промывку приурочивают к началу теплого
периода года. Периодическая очистка оребренных поверхностей
позволяет избежать значительного повышения аэродинамиче-
ского сопротивления, снижения производительности вентиля-
тора, уменьшения коэффициента теплопередачи Кф и увеличения
термических сопротивлений при загрязнении.
При охлаждении в АВО жидких продуктов на внутренней
поверхности труб появляются различного рода загрязнения,
удаление которых позволяет повысить эффективность работы
АВО, особенно при коэффициенте теплоотдачи ав„ <
< 2500 Вт/(м2-К)- Периодичность очистки внутренней поверх-
ности труб устанавливают по результатам испытаний АВО, ко-
торые позволяют оценить интенсивность увеличения термиче-
ского сопротивления в процессе эксплуатации.
Наиболее характерным недостатком работы АВО в режиме
конденсации продуктов является увеличение термического со-
противления секций вследствие образования заливных и за-
стойных зон. Чтобы предотвратить это явление, можно поднять
теплообменные секции на двойную стрелу прогиба со стороны
входа конденсируемого продукта, что позволит обеспечить
эффективный гидростатический отбор жидкости. Обычно в ус-
ловиях действующих производств секции аппаратов поднимают
на 150—250 мм, что достаточно для обеспечения отбора кон-
денсата и вместе с тем не оказывает существенного влияния
на общее аэродинамическое сопротивление.
Подъем теплообменных секций легко осуществим в одно-
ходовых АВО, наиболее часто применяемых для конденсации
Перегретых и насыщенных паров. В двухходовых АВО с диф-
ференцированным разделением передней крышки (рис. IV-13)
подъем теплообменной секции со стороны задней крышки при-
107
Рис. IV-13. Наклон двухходо-
вой теплообменной секции для
уменьшения влияния пленки
конденсата:
1 — передняя крышка: 2—перегород-
ка: 3—теплообменные трубы; 4-зад-
ияя крышка: 5—гидравлический за-
твор; h—высота подъема секции.
водит к накоплению конденсата в первом ходе, увеличению
гидростатического и термического сопротивлений аппарата.
Этого можно избежать, если предусмотреть гидравлический
затвор между первым и вторым ходом. В гидравлическом зат-
воре высота столба конденсата жидкости будет уравновеши-
вать гидравлическое сопротивление трубного пространства пер-
вого хода и способствовать отводу образующегося в первом
ходе конденсата. Гидравлический затвор представляет собой
U-образную стальную трубку диаметром 20—25 мм, которую
устанавливают внутри передней крышки и крепят к перего-
родке сваркой (рис. IV-13).
Заметное влияние на работу теплообменных секций в режиме
конденсации оказывает общая система отбора конденсата и его
транспортирование до ресивера. Большое число ЛВО, развет-
вленная сеть трубопроводов, провисшие участки труб могут при-
вести к образованию гидравлических пробок и заполнению кон-
денсатом нижних рядов труб теплообменных секций, что в свою
очередь приведет к снижению тепловой эффективности использо-
вания поверхностей теплообмена. Поэтому системы отбора
должны выполняться с максимально возможным уклоном в сто-
рону сборного ресивера, а запорная арматура располагаться на
вертикальных участках.
Опыт эксплуатации показывает, что в теплообменных трубах
могут накапливаться неконденсирующиеся примеси, уменьшаю-
щие коэффициент теплоотдачи аВи и снижающие эффективность
использования АВО. Для устранения этого системы воздушного
охлаждения должны оборудоваться специальными дренажными
линиями периодического отвода инертных компонентов. Перио-
дичность открытия дренажных линий определяют эксперимен-
тально. Следует подчеркнуть важность модернизации систем
впрыска воды в охлаждающий воздух для его адиабатического
увлажнения, что позволяет получать хорошие результаты при
эксплуатации в пиковых режимах. Основное требование к работе
систем увлажнения — обеспечение стабильного мелкодисперсного
распыла воды, в конструктивном отношении — размещение фор-
сунок в местах, удобных для очистки и замены их без остановки
основного вентилятора.
108
В условиях непрерывной напряженной эксплуатации нередки
случаи загрязнения форсунок и переход их на стройную подачу
воды. При этом резко снижается эффективность системы увлаж-
нения, а очистка форсунок весьма затрудняется, поскольку они
расположены на напорной стороне вентилятора.
В холодный период года возможно переохлаждение и замер-
зание конденсата на выходе из теплообменных секций и в за-
стойных зонах. При невозможности обеспечения на АВО эконо-
мичного и эффективного регулирования в практике обычно ис-
пользуют специальные щиты для уменьшения расхода воздуха
на тех теплообменных секциях, где отмечается тенденция к за-
мерзанию теплоносителя. Хорошие результаты дает частичное
жалюзирование поверхностей со смещением зоны активной кон-
денсации в сторону выхода продукта, тем самым сокращается
путь конденсата и уменьшается возможность его переохлажде-
ния.
Для обеспечения работоспособности АВО особенно важное
значение имеет соблюдение требований регламента производ-
ства, достигаемое использованием технологического резерва.
В крупных производствах химической и нефтехимической про-
мышленности на многих участках технологической схемы исполь-
зуются АВО, эксплуатируемые в одинаковых или близких
режимах, на одной и той же среде и при одних и тех же рабочих
параметрах. Как показывает анализ эксплуатации этих аппара-
тов, они не всегда имеют полную нагрузку, а следовательно ре-
зерв их поверхности теплообмена может быть использован для
конденсации или охлаждения однотипного продукта. В качестве
примера можно привести конденсаторы паровых турбин крупно-
тоннажного производства аммиака. Обвязка выхлопных паровых
коллекторов дополнительными трубопроводами, ранее не преду-
смотренными проектом, позволила увеличить на 3—4 °C пре-
дельную температуру атмосферного воздуха, до которой уста-
новка работает в оптимальном режиме без перерасхода пара.
Анализ результатов многочисленных тепловых и аэродинами-
ческих испытаний показывает, что в большинстве случаев при
интенсификации работы АВО необходимо переработать несколь-
ко различных вариантов интенсификации и только при исполь-
зовании комплекса мероприятий может дать ожидаемый ре-
зультат.
Конструктивное оформление предполагаемого варианта ин-
тенсификации может быть разнообразным: от откидных щитов
для смещения зоны конденсации и коробов отвода горячего воз-
духа в целях уменьшения рециркуляции до дополнительных эле-
ментов конструкций с использованием вспомогательных вентиля-
торов и переобвязки теплообменных секций.
Глава V
РЕГУЛИРОВАНИЕ АВО
1. Общие задачи и параметры регулирования
Крупнотоннажные химические и нефтехимические производ-
ства характеризуются стабильностью работы основного и вспо-
могательного оборудования по расходу, температуре, давлениям
технологических потоков, что предопределяет высокие требова-
ния к регулированию аппаратов и систем воздушного охлажде-
ния. Регулирование способствует экономии энергии и сырья,
удлинению сроков службы воздушных теплообменников, повы-
шение надежности работы оборудования и эффективному
ведению технологического процесса.
АВО в отличие от кожухотрубного теплообменного оборудо-
вания в большей степени подвержены влиянию факторов, от ко-
торых зависит их тепловая производительность. К таким факто-
рам относятся колебания температуры охлаждающего воздуха
в теплый и холодный периоды года, достигающие 30 °C в течение
суток, температуры воздуха tt, составляющие 8—12°C; разность
минимальной зимней и максимальной летней температур во мно-
гих районах находится в пределах 50—70 °C.
Воздушное охлаждение рассчитывают на определенную тем-
пературу атмосферного воздуха, при которой поддерживаются
оптимальные параметры охлаждаемой или конденсируемой
среды. При повышении температуры охлаждающего воздуха
выше расчетной принимают меры по интенсификации работы
систем воздушного охлаждения: применяют систему увлажнения
охлаждающего воздуха, концевые холодильники и т. д. В осталь-
ное время года (когда температура воздуха ниже расчетной)
имеется возможность снизить энергетические затраты регулиро-
ванием АВО.
В зависимости от температуры системы регулирования
функционируют таким образом, чтобы обеспечивалась возмож-
ность эксплуатации АВО в режиме естественной конвекции.
В теплый период года тепловой поток в режиме естественной
конвекции может достигать 30% номинального для принудитель-
ной подачи охлаждающего воздуха. В холодный период года при
ti ниже 25—30 °C может обеспечиваться расчетная тепловая
производительность аппаратов.
Самой существенной статьей эксплуатационных расходов
АВО является электроэнергия, потребляемая приводом вентиля-
тора и насосным оборудованием вспомогательных устройств. При
эффективном регулировании экономия электроэнергии может
достигать 60% потребляемой двигателями при температуре t\
и номинальном тепловом потоке.
Основная задача регулирования АВО сводится к обеспечению
оптимальной температуры технологического потока на выходе
но
из аппарата. Система регулирования должна обеспечивать тре-
бования технологии независимо от изменения режима работы
вентилятора, увеличения термического сопротивления, снижения
аэродинамических показателей, колебаний расхода охлаждае-
мого или конденсируемого продукта или его температуры на
входе в АВО. Изменение всех перечисленных параметров может
быть условно отнесено к регулированию по температуре tlt так
как каждый из указанных параметров вместе с температурой Ц
влияет на величину теплового потока. Трудность создания вы-
соко эффективной системы регулирования, охватывающей все
параметры, заключается в том, что каждый из них действует на
теплосъем Q по вполне определенному закону. Применяют сле-
дующие способы регулирования:
1) изменением количества охлаждающего воздуха, подавае-
мого в теплообменные секции;
2) подогревом воздуха на входе в АВО или перед тепло-
обменными секциями;
3) перепуском части технологического потока по байпасным
линиям через регулирующие клапаны;
4) увлажнением охлаждающего воздуха и поверхности теп-
лообмена.
Сущность процесса регулирования изменением подачи охлаж-
дающего воздуха заключается в сохранении равенства Кф0сР =
== Афбср! (значения Кф, 0ср соответственно в номинальном режи-
ме и режиме регулирования). По мере снижения температуры 6
плотность теплового потока увеличивается, что обусловлено по-
вышением логарифмической разности температур 0ср и соответ-
ствующим снижением значения /ВЫх- При этом устанавливает-
ся новое равновесное состояние: Кф20срг > Кф0сР при /Выхг <
^вых mln« После превышения допустимого отклонения система
регулирования уменьшает подачу охлаждающего воздуха к
теплообменным секциям. В соответствии с характером протека-
ния зависимости Кф = f (ор)уз уменьшается коэффициент тепло-
передачи, достигая значения Кф, а логарифмическая разность
температур становится равной 0cpi. В процессе отклонения и ре-
гулирования наблюдается следующее соотношение параметров
Кф = Кф2 > Кфь 0СР2 > 0cPi > 0сР. Таким образом, по мере уве-
личения или уменьшения t\ в интервале регулирования аппарат
проходит ряд равновесных состояний Кф0сР = Кф. х0сР. х, в каж-
дом случае обеспечивая постоянное значение ^ВЬ1Х. Процесс регу-
лирования становится значительно сложнее, если с изменением
К изменяются температура ?вх или массовый расход G„.
При конденсации перегретых и насыщенных паров с гидро-
статическим отбором конденсата понижение или повышение
температуры сопровождается изменением массового расхода
конденсируемого продукта, поэтому коэффициент теплопередачи
Кф определяется не только величиной (vp)y3, но и коэффициен-
том внутренней теплоотдачи. Влияние авн особенно заметно в
зоне охлаждения перегретого пара.
IH
В результате регулирования при восстановлении значений
Рк и tK массовый расход становится равным номинальному, а
равновесное состояние характеризуется равенством /(ф0сР =
= Кф [0ср [•
При непрерывной длительной эксплуатации могут изменяться
аэродинамические свойства аппарата и его термическое сопро-
тивление как со стороны продукта, так и со стороны охлаж-
дающего воздуха. Эти факторы приводят к снижению экономи-
ческой эффективности регулирования.
Регулирование подачи охлаждающего воздуха возможно жа-
люзированием поверхностей теплообмена и выхода вентилятора;
изменением угла поворота лопастей; применением электродви-
гателей с переменной частотой вращения; отключением венти-
ляторов или поверхностей теплообмена; использованием в схеме
привода гидромуфт, гидротрансформаторов, вариаторов, коробок
изменения скоростей и т. д.
Жалюзи (заслонки, шторки) устанавливают в потоке воздуха
на выходе из теплообменных секций в верхней части аппаратов.
Жалюзи можно устанавливать и непосредственно на выходе
вентилятора, но энергетически это менее выгодно по сравнению
с размещением их в верхней части, где скорость воздуха меньше.
Управляют жалюзями вручную или автоматически, причем воз-
можно дифференцированное использование жалюзей одного ап-
парата. Несмотря на то, что жалюзи являются самым распро-
страненным способом регулирования расхода воздуха, они не
обеспечивают экономии энергетических затрат. В отдельных слу-
чаях в зависимости от эксплуатационной характеристики венти-
лятора, аэродинамического сопротивления теплообменных секций
и к. п. д. вентилятора мощность, потребляемая электродвигате-
лем из сети, может снижаться на 10—12%, но не исключено ее
увеличение.
Анализ данных эксплуатации и промышленных испытаний
свидетельствует о том, что жалюзийные решетки увеличивают
аэродинамическое сопротивление аппарата, причем тем больше,
чем хуже они ориентированы по потоку воздуха в исходном по-
ложении. Применение жалюзей позволяет перераспределять
потоки воздуха между теплообменными секциями, предупреж-
дать возможное замерзание теплоносителя, предохранять тепло-
обменные поверхности от атмосферных воздействий. В аппара-
тах, где несколько вентиляторов работает параллельно на одну
напорную камеру, жалюзи, установленные на выходе из венти-
лятора, служат не только для регулирования подачи воздуха, но
и для перекрытия проходного сечения вентилятора при его не-
предвиденной остановке или при техническом обслуживании и
ремонте.
Регулирование изменением угла поворота лопастей осущест-
вляется вручную при остановленном вентиляторе или автомати-
чески при использовании пневматического или электромехани-
ческого привода.
U?
Для АВО типа АВГ с диаметром колеса вентилятора 2,8 м
существует конструкция механизма дистанционного ручного по-
ворота лопастей без остановки колеса вентилятора. На штурвале
механизма, размещенного за пределами диффузора аппарата,
имеется ограничитель поворота с фиксатором, гарантирующим
определенное и неизменное положение лопасти. Интервал изме-
нения угла наклона лопастей составляет от 25 до минус 10 гра-
дусов.
В условиях непрерывно действующих производств ступенча-
тое изменение угла поворота лопастей с остановкой вентилятора
предусматривают для сезонного регулирования. Возможность
автоматического непрерывного изменения угла поворота лопа-
стей позволяет осуществить оптимальное регулирование, при
котором положение лопасти в каждый момент времени соответ-
ствует определенной температуре воздуха. При использовании
автоматического регулирования конструкция исполнительных
механизмов проста и надежна. В АВО с пневматическим приво-
дом шток, связанный с хвостовиками лопастей, перемещается
давлением сжатого воздуха, воздействующим на мембрану и
возвратную пружину.
Электромеханический привод аналогичен ручному дистан-
ционному, но вместо штурвала имеется электродвигатель с пони-
жающей передачей. Механизмами автоматического поворота
лопастей можно управлять с центрального пульта управления,
находящегося на значительном расстоянии. Автоматическое регу-
лирование позволяет поддерживать выходную температуру (вык
с точностью до ± 1 °C и открывает широкие возможности регули-
рования АВО с двумя и большим числом вентиляторов, при этом
достаточно установить механизм поворота лопастей только на
одном из вентиляторов.
Процесс регулирования для двухвентиляторного агрегата
происходит в следующей последовательности: на номинальном
режиме работают оба вентилятора с максимальными углами по-
ворота лопастей; по мере снижения температуры /| на регули-
руемом вентиляторе угол выводится до номинального; далее от-
ключают вентилятор, работающий без регулирования, а на регу-
лируемом восстанавливают необходимый угол поворота; при
дальнейшем снижении поворот лопастей на работающем вен-
тиляторе вновь доводится до минимального, вентилятор отклю-
чается и АВО переводится в режим естественной конвекции.
Поддержание оптимального значения /Вых возможно при
плавном изменении частоты вращения вентилятора. Плавное
изменение вращения асинхронного электродвигателя возможно
при помощи тиристорных преобразователей частоты (ТПЧ)
с глубиной плавного регулирования 1/10, но их пока не приме-
няют в приводе вентилятора АВО, хотя широко используют для
регулирования двигателей в других областях. В практике регу-
лирования изменением частоты вращения применяют двухско-
ростные двигатели, которые обеспечивают достаточно высокую
ИЗ
Таблица V-1. Последовательность операций
при ступенчатом регулировании трех АВО
Номер режима Частота вращения двигателя, %
АВО-1 АВО-2 АВО-З
1 100 100 100
2 50 100 юр
3 Б0 50 100
4 0 50 или 100 100
Б 0 БО 50 или 100
6 0 0 ВО или 100
7 0 0 50
8 Естественная конвекция
Примечание. Режим № I — номинальный, при котором угол поворота лопастей
обеспечивает поддержание требуемой /вых«
эффективность в системах воздушного охлаждения, где установ-
лено три — четыре и более АВО. Изменение частоты вращения
двигателя позволяет работать на наиболее экономичном режиме.
Даже в теплый период эксплуатации появляется возможность
экономить электроэнергию с учетом суточных колебаний тем-
ператур. Регулирование по этому способу можно осуществлять
вручную или автоматически.
При ступенчатом регулировании трех АВО, оснащенных двухскоростпыми
двигателями, по мере снижения температуры целесообразно применять по-
следовательность операций, указанную в табл. V-1.
Изменение частоты вращения вентилятора, а следовательно и его произ-
водительности, возможно при использовании в приводе различных трансфор-
мирующих устройств: гидромуфт, гидротрансформаторов, вариаторов, коробок
перемены скоростей и т. д. Несмотря на то, что включение в силовой привод
дополнительного оборудования позволяет экономить электроэнергию, надеж-
ность привода снижается, требуются дополнительные затраты на механиче-
ское и гидромеханическое оборудование. Разработки по этому способу изме-
нения производительности вентилятора не вышли из стадии испытаний и в
действующих производствах распространены мало.
В системах воздушного охлаждения включающих 8—12 и
более однотипных АВО или такое же число вентиляторов при
меньшем числе аппаратов достаточно плавное регулирование
может быть получено последовательным отключением вентиля-
торов или выводом из активного теплообмена части поверхно-
сти охлаждения. Чтобы исключить повышение гидравлического
сопротивления или возможное переохлаждение и замерзание
продукта. Такая схема регулирования является ступенчатой;
в экономическом отношении эта схема приближается к схеме
ступенчатого регулирования двигателей с двухскоростным при-
водом. Применение ступенчатого регулирования дает хорошие
результаты при достаточно широких пределах колебаний тем-
пературы ti.
1И
Из рассмотренных вариантов регулирования подачи охлаж-
дающего воздуха наиболее эффективны в отношении устойчи-
вого значения tBUX варианты плавного бесступенчатого измене-
ния производительности вентилятора, достигаемого регулиро-
ванием угла поворота лопастей и оборотов двигателя. Расчеты
и практика эксплуатации показывают, что при числе АВО в си-
стеме воздушного охлаждения больше четырех по экономиче-
ской эффективности к бесступенчатому регулированию прибли-
жается ступенчатое регулирование частоты вращения двигателя
и регулирование отключением вентиляторов и поверхно-
стей теплообмена. Изменение расхода охлаждающего воз-
духа, создаваемое жалюзями, в сравнении с другими спосо-
бами не дает заметного экономического эффекта, но достаточно
эффективно может влиять на устойчивость температуры 1ВЫХ-
По точности регулирования /вых этот способ близок к бессту-
пенчатому. Для надежной работы конструкция жалюзи должна
быть прочной с жесткими кинематическими связями привода и
строгой ориентацией их по ходу охлаждающего воздуха.
При втором способе регулирования охлаждающий воздух
подогревается на входе в вентилятор или перед теплообмен-
ными секциями. Процесс поддержания tBblx « const осуществ-
ляется воздействием на логарифмическую разность температур
с целью сохранения ее постоянного значения по мере снижения
температуры fj.
Обеспечение определенной величины повышения темпера-
туры воздуха в контуре подогрева достигается изменением
расхода греющего агента (пара или воды), циркулирующего
в этой системе. Увеличение расхода греющего агента целе-
сообразно до определенного значения внутреннего коэффициен-
та теплоотдачи авн = 3000—4000 Вт/(м2-К), так как дальней-
шее увеличение мало отражается на значении Аф, а следова-
тельно и на подогреве воздуха. В конструкциях отечественных
АВО воздух подогревают перед теплообменными секциями.
Кроме этого, подогревают продукт, подавая греющий агент
в специальные трубы, установленные внутри труб, предназна-
ченных для охлаждения основного продукта. Эту конструкцию
применяют в аппаратах АВГ-В и АВГ-ВВ, и она хорошо за-
рекомендовала себя при охлаждении масел, битума и других
тяжелых и вязких продуктов.
Для широкого интервала изменения температуры хоро-
шие результаты по стабилизации fBbIX можно получить, приме-
няя жалюзи и одновременно подогревая воздух, так как
одного подогрева часто бывает недостаточно, особенно при низ-
ких температурах. Такая комбинированная схема (жалюзи, по-
догрев) удовлетворительно показала себя в условиях производ-
ства, но она требует дополнительных затрат на подготовку и
транспортирование греющего агента. Стабилизация выходной
температуры охлаждаемой или конденсируемой среды при
регулировании достигается снижением производительности
НВ
Рис. V-1. Наиболее распростра-
ненные схемы рециркуляции охла-
жденного воздуха:
а — рециркуляция горячего воздуха при
остановленном вентиляторе; б—рецир-
куляция горячего воздуха на всасыва-
нии действующих вентиляторов; в —ре-
циркуляция холодного воздуха из общей
напорной камеры при остановленном
вентиляторе; 1 — направление движения
воздуха; 2 —остановленные вентиляторы.
вентилятора и рециркуляций нагретого при теплообмене воздуха
на всасывании работающих вентиляторов (при помощи жа-
люзи).
На рис. V-1 приведены схемы комбинированного регулиро-
вания с рециркуляцией нагретого воздуха и с перепуском хо-
лодного воздуха. На рис. V-l,a условно изображен АВО в ре-
жиме регулирования, когда остановлен один вентилятор и
прикрыты верхние жалюзийные решетки. Воздух с температу-
рой t < tip после теплообмена в секции частично рассеивается
в атмосферу, а частично через свободную зону остановленного
вентилятора снова поступает на всасывание. Количество воз-
духа, участвующего в рециркуляции, определяется степенью
прикрытия жалюзи, и его относительная величина возрастает
со снижением производительности вентилятора.
Схема на рис. V-1,6 иллюстрирует рециркуляцию горячего
воздуха через жалюзийную решетку с нагнетательной стороны
вентилятора на всасывающую, где он смешивается с холодным
воздухом. Подсос холодного воздуха может быть изменен ве-
личиной открытия боковых жалюзей. Схема перепуска холод-
ного воздуха с напорной стороны работающего вентилятора
в зону с остановленным вентилятором и далее в атмосферу
показана на рис. V-1,6. На практике таким способом часто
пользуются при регулировании аппаратов с несколькими вен-
тиляторами, работающими на общую напорную камеру (аппа-
раты типа АВГ-Т). Рециркуляция воздуха при помощи жалю-
зи являются типичным примером комбинированного регулиро-
вания работы АВО, при котором стабилизация fBblx достигается
как изменением расхода охлаждающего воздуха, так и повы-
шением его температуры в результате перетока.
116
Два других способа регулирования применяют редко, осо-
бенно в последнее время. При перепуске части технологиче-
ского потока по байпасным линиям через перепускные регули-
рующие клапаны переохлажденная в АВО среда подогревается
горячим потоком до необходимой температуры и направляется
в технологический процесс. При этом способе поток жидкости
в трубах резко уменьшается и увеличивается вероятность его
замерзания. Система увлажнения охлаждающего воздуха и по-
верхностей теплообмена хотя и предназначена для обеспечения
работы АВО при температурах выше расчетной, однако в не-
которых случаях ее можно рассматривать и как систему
регулирования. Наиболее типичным примером такого случая
является включение увлажнения при остановке одного из венти-
ляторов системы воздушного охлаждения для профилактиче-
ского осмотра или ремонта.
В современных конструкциях АВО применяют совместное
регулирование несколькими способами, сочетание которых дает
возможность обеспечить экономию электроэнергии и стабили-
зацию выходной температуры. Условия регулирования и регу-
лирующие устройства упрощаются, если на выходе из АВО
требуется возможно более низкая температура, или охлажде-
ние должно производиться с учетом возможности частичного
замерзания теплоносителя, выпадения осадка, изменения теп-
лофизических свойств.
Создание эффективной и работоспособной системы, обеспе-
чивающей заданное качество регулирования, требует, прежде
всего, знания свойств АВО, т. е. их статических и динамиче-
ских характеристик. Изучение свойств объекта возможно ана-
литическим и экспериментальным путем, причем как в первом,
так и во втором случаях АВО или система воздушного охлаж-
дения изучается вне зависимости от того, какой способ регу-
лирования будет использован впоследствии.
Аналитическое изучение объекта сводится к сопоставлению уравнений, ха-
рактеризующих АВО в равновесном состоянии и переходном режиме. В об-
щем виде динамические характеристики объектов регулирования описываются
обыкновенными дифференциальными уравнениями с постоянными коэффициен-
тами. Числовые коэффициенты, входящие в уравнения, зависят от конструк-
тивных особенностей АВО, характера движения теплоносителей, теплопере-
дающей способности аппаратов. Надо сказать, что аналитически невозможно
охарактеризовать все многообразие независимых переменных, влияющих на ре-
гулируемый параметр tBbIX, поэтому свойства АВО исследуют эксперименталь-
но, снимая на действующих аппаратах статические и динамические характе-
ристики. Для систем, характеризуемых одной входной Ц и одной выходной
величиной <вик, процессы регулирования могут быть описаны обобщенным
уравнением вида
в Лвых =др
ах
где В — постоянный коэффициент, имеющий конкретное значение для того или
иного процесса; AQ— результирующее энергетическое воздействие на объект,
вызывающее отклонение выходной величины.
117
Коэффициент В характеризует динамические свойства объекта и спреде-
ляет характер изменения /вых во времени. В общем случае AQ — разность ме-
жду количеством тепла, которое необходимо отводить от охлаждаемой или
конденсируемой среды Qc, и фактическим количеством тепла, отводимом воз-
духом при данной температуре QB
AQ = QB - Qc
В состоянии равновесия AQ = 0, производная (dtBb,x/dz) также равна
нулю, что соответствует вполне определенному значению /вых. Если AQ =/= О,
то в АВО возникает переходный процесс, при котором температура tвых изме-
няется во времени. Характер этого изменения определяется дифференциаль-
ным уравнением
G"cpn'^L = K*f А0ср
где Ср. п — удельная теплоемкость охлаждаемого продукта; т—времи; Д0ср—
изменение логарифмической разности температур.
При снижении или повышении температуры охлаждающего воздуха зна-
чение Хф практически остается без изменения, поверхность теплообмена зави-
сит от конструкции АВО, а динамика выходного параметра /ВЫх полностью
определяется изменением логарифмической разности температур Д0ср. Связь
температур /1 и /ВЫх определяется из уравнения баланса тепловых потоков
Опср. п Квх ^вых) — в U2 Л)
где Ср. в—удельная теплоемкость охлаждающего воздуха.
После преобразований уравнение динамики изменения температуры /вых
принимает вид
т I t ct
1 1 ВЫХ Ь 1ВХ
где Т— постоянная времени системы охлаждения; с—коэффициент пропор-
циональности.
Выражение
/вых = Ctj (1 е )
представляет собой решение дифференциального уравнения первого роридка.
Дифференциальными уравнениями описываются и переход-
ные процессы в объектах, монотонно накапливающих или рас-
сеивающих различные виды энергии. Такие объекты, которым
присущи скачкообразные изменения входной величины, носят
название апериодических звеньев. Изменение температуры ох-
лаждающего воздуха носит монотонный характер, но для ма-
лого отрезка времени с учетом чувствительности приборов,
точности исполнительных механизмов и характера кривой раз-
гона можно считать, что изменение /вых во времени близко
к экспоненциальному (рис. V-2,а). Из рассмотрения кривой
видно, что с течением времени выходная величина стремится
к новому постоянному значению. Время разгона равно пример-
но четырем значениям постоянной времени Т, т. е. 4Г. Макси-
мальное изменение выходной величины в переходном режиме
можно найти, если принять время т = оо. Тогда А/ВЫх = Ct±t\,
а это не что иное, как уравнение статической характеристики.
118
Рис. V-2. Форма характеристик объектов регулирования:
а—линейная статическая характеристика; б —динамическая характернстика.
Уравнение линейного объекта можно получить из уравнения
динамики.
Приняв производную dt^ix/dt — 0 в исходном уравнении,
также получим уравнение статической характеристики. Наклон
статической характеристики к оси абсцисс определяется мно-
гими факторами и, прежде всего, коэффициентом теплопере-
дачи и состоянием АВО. Для конкретного АВО статическая
характеристика имеет практически линейный характер. Если
по каким-либо причинам линейность характеристики искази-
лась, проводится ее линеаризация. Линейная статическая ха-
рактеристика определяется углом наклона а к оси абсцисс.
Отношение выходной величины к входной для любой точки
линейной характеристики — величина постоянная и может быть
выражена через тангенс угла наклона. В общем случае урав-
нение линейной статической характеристики объекта записы-
вается в виде
Ашх — Ct]
где С — переменная или постоянная величина иа всем протяжении характери-
стики, соответственно для нелинейных и линейных зависимостей.
Аналитическое построение статической характеристики
производится по уравнению
Q — СпСр (/вх ^вых)
В соответствии с характером изменения зависимости Q =
•= по выбранным значениям tt определяют Q и рассчиты-
вают /вых, оставляя tBX = const. Учитывая то, что зависимость
Q = строится по данным результатов испытаний и фак-
тических параметров работы АВО, линейная статическая ха-
рактеристика, как правило, бывает близка к полученной экспе-
риментально в достаточно широком интервале изменения тем-
пературы атмосферного воздуха.
119
В промышленных условиях получение полной статической
характеристики представляет определенную сложность, связан-
ную с необходимостью обеспечения регламентируемого значе-
ния <Вых в широком интервале изменения температуры t\. Если
статическая характеристика определяет ряд последовательных
равновесных состояний, то кривая разгона (динамическая ха-
рактеристика) описывает изменение выходного параметра во
времени.
Экспериментальное определение динамической характери-
стики заключается в установлении характера изменения ZBblx
при изменении независимой переменной — температуры Ди-
намическую характеристику можно получить на действующем
АВО тогда, когда имеется возможность скачкообразно изме-
нить входной параметр и сохранить его неизменным в тече-
ние времени, достаточном для окончания переходного процесса.
Переходный процесс можно считать оконченным, если темпе-
ратура продукта на выходе из АВО /Вых не изменяется во вре-
мени. Однако скачкообразно изменить температуру охлаждаю-
щего воздуха невозможно, поэтому динамическая разгонная
характеристика температуры t\ во времени иосит приближен-
ный характер.
Разгонная характеристика АВО отличается от рассчитанной
по дифференциальному уравнению наличием начального уча-
стка медленного изменения регулируемого параметра. В даль-
нейшем форма экспериментальной кривой достаточно близка
расчетной и можно предположить сходство динамических
свойств с законом экспоненты. Поэтому, если отбросить на-
чальный участок Та, разгонную характеристику можно рас-
сматривать по параметрам времени и коэффициенту усиления,
соответствующим динамической характеристике. Из свойств
экспоненты известно: если из любой ее точки провести каса-
тельную до пересечения с прямой нового установившегося зна-
чения выходного параметра, то проекция этой касательной на
ось времени есть величина постоянная для данной экспоненты
и равна постоянной времени Т. На практике, если разгонная
характеристика АВО заменяется апериодическим звеном с за-
паздыванием, основным показателем динамических свойств та-
кого АВО является отношение величины запаздывания та к по-
стоянной времени Т, т. е. та/Т. Этот показатель используется
для выбора типа регулятора и расчета параметров его наст-
ройки, обеспечивающих требуемое качество регулирования.
2. Регулирование по температуре
атмосферного воздуха
Для эффективного регулирования по температуре атмо-
сферного воздуха необходимо знать закон или характеристики
регулирования: Ap = f(/1); — Закон регулирования
определяют из аналитических расчетов или экспериментально,
120
Рнс. V-3. Зависимость требуемой
поверхности теплообмена от тем-
пературы охлаждающего воздуха
при постоянной температуре кон-
денсации = 35 °C.
Аналитический расчет зако-
на регулирования обычно не
отличается достаточным
приближением к реальным
условиям эксплуатации, так
как не учитывает фактиче-
ского состояния теплообмен-
ного оборудования.Дкспери-
ментальный метод учитыва-
ет множество факторов экс-
плуатации; закон регулиро-
вания можно получить толь-
ко в результате круглого-
дичного контроля работы
оборудования в широком ин-
тервале температур атмосферного воздуха. Обычно на основа-
нии данных тепловых и аэродинамических испытаний, исполь-
зуя их как исходные, аналитическим расчетом определяют
характеристику регулирования, которая учитывает условия
эксплуатации и состояние оборудования. Такая характеристика
не требует многократных измерений на АВО и больших затрат
времени.
На рис. V-3 приведена зависимость Fp = f(ti), построенная
по результатам испытаний системы охлаждения из одиннад-
цати АВО типа АВЗ с поверхностью теплообмена 7500 м2. Ха-
рактеристика отражает изменение требуемой поверхности теп-
лообмена системы воздушного охлаждения в процессе конден-
сации аммиака при расчетных температурах А = 35 °C, t\ =
= 25 °C. Как видно из приведенного графика, потребность
в поверхности теплообмена при снижении температуры охлаж-
дающего воздуха с 25 до 1 °C резко снижается. Если при
6 = 25 °C все одиннадцать АВО эксплуатируются с полной
нагрузкой вентиляторов, то уже при А = 10 °C с полной на-
грузкой должны работать всего пять АВО.
По мере дальнейшего снижения температуры интенсивность
уменьшения требуемой поверхности теплообмена уменьшается,
а при минус 30 °C эксплуатируются только два АВО из один-
надцати. В характере протекания зависимости /7 = /(А) осо-
бый интерес вызывает участок кривой, близкий к расчетной
температуре t\. Действительно, как видно из рис. V-3, при по-
вышении А с 21 до 24 °C требуется увеличить число работаю-
щих АВО с восьми до десяти. Это обстоятельство объясняется
низкой логарифмической разностью температур, на которую,
121
а следовательно и на общий тепловой поток, оказывают сущест-
венное влияние даже незначительные изменения температур.
При работе по характеристике регулирования, изображенной
на рис. V-3, возможна экономия электроэнергии, достигаемая
полным отключением электродвигателей вентиляторов.
Качество регулирования можно значительно повысить, если
в системах воздушного охлаждения или на отдельных АВО
применить устройства, позволяющие бесступенчато изменять
производительность вентилятора и снижать энергетические
затраты. Осуществление такого регулирования возможно при
использовании в схеме электропривода тиристорных преобразо-
вателей частоты тока (ТПЧ), выпускаемых серийно отечест-
венной промышленностью. Их применение в АВО является
весьма перспективным и позволит автоматически регулировать
теплообмен в широком интервале температур атмосферного
воздуха. Тиристорные преобразователи частоты тока включают
в электрическую цепь питания асинхронных двигателей трех-
фазного напряжения. Плавное изменение частоты вращения
возможно в интервале 1/12 (эксплуатационный интервал 1/8—
1/10) при постоянном крутящем моменте, равном номинально-
му моменту двигателя. В табл. V-2 приведены технические дан-
ные ТПЧ, применение которых возможно в отечественных кон-
струкциях аппаратов воздушного охлаждения.
Преобразователь нормально работает на высоте до 1000 м
над уровнем моря при температуре окружающей среды от 1
до 40 °C, относительной влажности 80%, атмосферном давле-
нии 101 кПа. Показатели качества электрической энергии для
питания ТПЧ должны соответствовать ГОСТ 13109—67. Ис-
пользование тиристорных преобразователей создает хорошие
предпосылки для автоматизации регулирования по температу-
Таблица V-2. Параметры тиристорных преобразователей частоты тока
Параметры Тип
ТПЧ15 ТПЧ40 ТПЧ63 ТПЧ100
Номинальная мощность, кВт 16 40 63 100
Предельная мощность двига- 10 28 55 100
теля, кВт Пределы регулирования 5-60
частоты, Гц 5-60 5-60 5-60
напряжения, В 20-230 20-230 20—230; 38-380 38-380
Точность стабилизации, %
частоты ±2 ±2 ±2 ±2
напряжения ±2 ±2 ±2 ±2
к. п. д. не менее, % 90 90 90 92
Коэффициент мощности, не 0,85 0,85 0,85 0,85
меиее
Масса, кг 600 820 945 1000
122
Рис. V-4. Изменение температуры воды иа выходе из АВО:
с—закрытие (/) и открытие жалюзи (2); б —выключение (3) и включение (4) вентилятора.
ре атмосферного воздуха, нагрузке АВО и температуре продук-
та на входе. В системах воздушного охлаждения, содержащих
больше четырех АВО, нет необходимости оборудовать каждый
двигатель тиристорным преобразователем, так как эффектив-
ность регулирования технологических параметров и экономия
электроэнергии достигаются при оборудовании ТПЧ примерно
20% АВО. Тиристорные преобразователи частоты, помимо
эффективного и экономичного регулирования, снижают общую
аэродинамическую нагрузку вентилятора и механизмов при-
вода.
На рис. V-4 приведено изменение температуры воды на вы-
ходе из горизонтального АВО типа АВГ при резком закрытии
жалюзийных решеток, установленных на выходе из теплооб-
менных секций, и отключении вентилятора. Влияние обоих
факторов на выходную температуру /вых (на характер ее из-
менения) одинаково, однако количественная сторона различна.
Так, при закрытии жалюзи температура воды на выходе из
АВО увеличивается с 27 до 45 °C за 32 мин, а при отключении
вентилятора за 13 мин, т. е. почти в 2,5 раза интенсивнее.
Опыт эксплуатации показывает, что жалюзи позволяют обес-
печивать более плавное изменение регулируемого параметра,
чем отключение вентиляторов, но в последнем случае возможна
экономия электроэнергии.
«
Глава VI
ЭКСПЛУАТАЦИЯ АВО В ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ ЛИНИЯХ
1. Эксплуатация воздушных конденсаторов совместно
с компрессорами в аммиачных холодильных машинах
Наиболее широкое распространение АВО получили в каче-
стве конденсаторов аммиачных холодильных машин. Холодиль-
ная машина — условное понятие, означающее совокупность
определенных устройств, позволяющих осуществить холодиль-
ный цикл, принципиальная схема которого показана на
123
Рис. VI-1. Принципиальная
схема одноступенчатого цик-
ла с использованием АВО в
качестве конденсатора:
1 — компрессор; 2—конденсатор
(АВО); 3 —ресивер; 4—дроссель;
5 —испаритель; 6—охлаждаемый
в испарителе поток; 7—уравни-
тельная линия.
рис. VI-1. Основными устройствами, входящими в холодильную
машину, являются: компрессор 1, конденсатор 2, ресивер сбора
жидкого конденсата 3, дросселирующий орган 4 и испаритель 5,
соединенные между собой трубопроводами и образующие замк-
нутую систему. Работа одноступенчатого холодильного цикла,
представленного на рис. VI-2 в диаграмме lg Р — I (логарифм
давления — энтальпия), осуществляется следующим образом!
компрессор сжимает засасываемые из испарителя пары холо-
дильного агента (линия 1—2) и они подаются в конденсатор,
где, отдавая тепло внешнему теплоносителю, охлаждаются,
конденсируются (линии 2—3 и 3—4) и с параметрами, харак-
теризуемыми точкой 4 или 5, дросселируются в испаритель
(участок 5—6) до давления кипения. В испарителе холодный
агент кипит с поглощением тепла (6—7) и охлаждает техно-
логическую среду или вспомогательный теплоноситель. Темпе-
ратура кипения в испарителе определяется давлением насы-
щенных паров холодильного агента. Давление и температуру
испарения выбирают, исходя из требуемой хладопроизводи-
тельности и температуры охлаждения.
Температура сжатия холодильного агента (аммиака), соот-
ветствующая точке 2, в большинстве случаев находится в пре-
делах ПО—140 °C. Температура конденсации для производств
с использованием конденсационно-холодильного оборудования
водяного охлаждения 34—36 °C, а для крупнотоннажных произ-
водств с АВО 40—60 °C. Рабочее давление конденсации для
указанных температур составляет 1,34—2,67 МГ1а. Холодиль-
ный агент поступает в трубное пространство АВО с парамет-
рами, соответствующими точке 2. Весь процесс изменения аг-
регативного состояния холодильного агента делится на две со-
ставные части: охлаждение перегретого пара с температурой
в точке 2 до температуры насыщения или /к; конденсация при
tK = const. Результаты испытаний аммиачных конденсаторов
показывают, что в одноходовых АВО, как правило, не проис-
ходит глубокого переохлаждения, так как конденсат не зани-
мает всего сечения трубы, а следовательно над поверхностью
124
пленки находится насыщенный пар, и осуществляется равно-
весный процесс теплообмена. Переохлаждение находится в пре-
делах 1,5—2 °C, но возможны и большие значения: до 8—
10 °C, если конденсат направить в дополнительный АВО или
отдельно взятую секцию (линия 4—5). Для получения допол-
нительной хладопропзводительности переохлаждение холодиль-
ного агента целесообразно, так как увеличивается разность
(/7 — Д) в испарителе.
Работа АВО по изобаре (2—5) полностью определяет дав-
ление и температуру конденсации, а следовательно и парамет-
ры холодильного цикла. При включении компрессора давление
и температура в конденсаторе повышаются до тех пор, пока
количество тепла, отводимого охлаждающим воздухом, не
сравняется с тепловым потоком, поступающим с газом из
компрессора.
Величина теплового потока QK на конденсаторе определяет-
ся суммой QK = Qo + Qi, где Qo — хладопроизводительность;
Qo = G(i7 — i6); Qi — тепловой поток, соответствующий инди-
каторной мощности компрессора Q, = G(I2 — Ц). Конденсатор
как объект регулирования Рк обладает большой степенью са-
мовыравнивания, поэтому с увеличением температуры охлаж-
дающего воздуха и ростом нагрузки в конечном итоге вслед-
ствие роста Рк и /к, установится равновесное состояние. В конк-
ретных промышленных установках величина Рк, как правило,
ограничена расчетными параметрами системы, требованиями
техники безопасности и т. д. Основные причины повышения Рк
против расчетного значения — рост температуры атмосферного
воздуха, уменьшение производительности вентилятора, увели-
чение термических сопротивлений, накопление в конденсаторе
неконденсирующихся примесей.
Повышение давления конденсации оказывает двойственное
влияние на работу компрессора и холодильного цикла. Первый
тарифы давления — энтальпия:
1—2—сжатие в компрессоре; 2-3— охлаждение перегретого пара; 3—4 — конденсация;
4—5—переохлаждение; 5—6— дросселирование; 6—7—испарение; 7—1— перегрев паров
аммиака перед всасыванием.
125
Рис. VI-3. Экспериментальные зависимости изменения давления конденсации
Рк от температуры охлаждающего воздуха Л (а) и его расхода VB (б).
случай — увеличение Рк с последующим ростом давления и
температуры испарения. В этом варианте увеличивается мас-
совая производительность компрессора, что обусловлено ростом
давления всасывания, а следовательно возрастает хладопроиз-
водительность. Второй случай — дросселирующее устройство по
требованиям технологии обеспечивает постоянное давление ис-
парения независимо от изменения давления Рк. В отличие от
первого случая, производительность компрессора снижается
вследствие увеличения степени повышения давления на ком-
прессоре; мощность, затрачиваемая на привод, возрастает, хла-
допроизводительность уменьшается.
Уменьшение производительности предопределяет снижение
общей хладопроизводительности; тепловой поток, соответст-
вующий индикаторной мощности сжатия, несколько увеличи-
вается, а общий тепловой поток на конденсаторе остается при-
мерно неизменным или увеличивается при заметном росте Рк.
Так, при постоянном давлении Ри = 0,50 МПа и температуре
испарения £И = 3,6°С увеличение давления Рк с 1,35 до
1,55 МПа приводит к уменьшению хладопроизводительности и
одноступенчатого цикла примерно на 8,5%; при этом индика-
торная мощность сжатия возрастает на 15—18%. Тепловая
нагрузка на АВО при определенном значении и Ув опреде-
ляется теплопередающей способностью конденсатора (Аф@ср)
в том случае, когда существует несоответствие тепловых пото-
ков на АВО: QK < (Qo + QJ, давление Рк и температура tK
повышаются, а при QK > (Qo + Qt) соответственно снижаются
до достижения равновесного состояния QK = (Qo 4- Q,). При
VB — const основная доля в изменении тепловой производи-
тельности АВО приходится на логарифмическую разность тем-
ператур. Давление Рк является основным контрольным пара-
метром конденсатора. Интересно проследить влияние темпера-
туры охлаждающего воздуха и производительности вентиля-
тора на величину Рк.
На рис. VI-3, а и б приведены зависимости PK = f(/i) и
Рк = /(Ув) для АВО типа АВЗ с поверхностью теплообмена
126
Fcp = 7500 м2, эксплуатируемых в режиме конденсации аммиа-
ка с незначительной зоной охлаждения перегретого пара. В пе-
риод испытаний тепловая нагрузка АВО составляла 2,04—
2,54 МВт, а при VB = 120 м3/с коэффициент теплопередачи
Лф = 30,1 Вт/(м2-К)- Из рис. VI-3 видно, что по мере увели-
чения температуры давление Рк повышается, и новое равно-
весное состояние достигается постоянством величины /Сф0ср,
поскольку увеличивается температура конденсации. Повыше-
ние Рк возможно до определенного предела, после достижения
которого работа возможна только при снижении нагрузки или
интенсификации процесса теплообмена. При уменьшении произ-
водительности вентилятора давление Рк возрастает, что
обусловлено снижением коэффициента теплопередачи Кф
(рис. VI-3,6). Уменьшение Кф компенсируется увеличением
©ср по мере роста температуры tK.
В табл. VI-1 представлены результаты теплотехнических испытаний двух-
ходовых АВО зигзагообразного типа, эксплуатируемых совместно с абсорб-
ционной холодильной установкой.
В двухходовом АВО первый ход предназначен для охлаждения перегре-
того пара до температуры насыщения, а второй ход для его активной конден-
сации. В приведенной таблице, прежде всего, обращает на себя внимание зна-
чение общего теплового потока. Для АВО 1 и 2 он находится в пределах
0,63—1,54 МВт, а для АВО 3—6 он составляет 2,19—2,54 МВт. Резкое умень-
шение теплового потока на аппаратах 1 и 2 связано с повышением термиче-
ского сопротивления слоя конденсата и образованием заливных зон в местах
Таблица VI-1. Результаты испытаний АВО типа АВЗ
в режиме конденсации аммиака
Параметры Номер АВО
1 2 3 4 5 6
Барометрическое давление, кПа 96,4 96,4 97,8 97,8 96,3 96,3
Относительная влажность, % Температура воздуха, °C: 83 81 88 88 81 81
на входе в АВО 12,4 19,4 14,9 16,0 19,4 22,7
иа выходе нз АВО * Температура аммиака, °C: 15,8 29,7 29,6 30,0 35,2 40,0
иа входе в АВО 54,7 46,5 43,0 42,6 43,3 47,6
на выходе из АВО 36,8 35,5 36,8 34,4 40,3 43,5
Температура конденсации, °C 36,8 35,5 36,8 34,4 40,3 43,5
Давление конденсации, МПа 1,35 1,29 1,35 1,26 1,49 1,65
Производительность венти- тятора *, м3/с Плотность теплового потока *, Вт/м2 112 104 114 108 123 124
66 201 291 270 312 338
Тепловая производитель- ность *, МВт 0,63 1,54 2,19 2,04 2,35 2,54
Коэффициент теплопередачи *, Вт/(м2-К) 2,9 19,5 22,0 27,8 28,7 32,3
• Значения приведены для второго хода.
127
Рис. VI-4. Эксперименталь-
ные зависимости коэффи-
циента теплопередачи Аф от
массовой скорости (с'р)уз.
деформации труб (наиболее
часто встречающаяся при-
чина). Это обстоятельство
подтверждается значением
коэффициента Кф, которое
для АВО 1 в зоне конден-
сации составляет всего
2,9 Вт/(м2-К), т. е. в 6—
10 раз ниже чем для других
аппаратов. Плохое качество
теплообмена при высоком
термическом сопротивлении
подтверждается и низким перепадом температур воздуха иа аппарате
1 (Д/ = 3,4 °C), хотя на остальных аппаратах Д( > 10 °C. Производительность
вентиляторов ниже паспортной на 10—11% объясняется в основном повы-
шенным аэродинамическим сопротивлением оребренных поверхностей.
На рис. VI-4 приведены зависимости Лф = /(ур)уз для зоны
конденсации насыщенных паров аммиака (тип АВЗ).
Линия 1 соответствует двухходовому аппарату, для кото-
рого коэффициент теплопередачи /Сф = 4,51 (ор)9-^6; линия 2
соответствует такому же аппарату, но Аф = 3,94 (ар)9;®9; линия
3 свидетельствует о том, что термическое сопротивление двух-
ходового аппарата увеличено и поэтому уравнение для коэф-
фициента теплопередачи имеет вид
Кф = 2,91 (вр)9-389
линия 4 соответствует одноходовому аппарату с параллель-
ным распределением газообразного аммиака между секциями.
Этому аппарату соответствует уравнение
Кф = 2,79(ор)®-373
По длине теплообменных труб этого аппарата осуществ-
ляется весь процесс изменения агрегатного состояния аммиака:
от охлаждения перегретого пара до конденсации. Анализируя
результаты испытаний и сравнивая значения коэффициента Аф,
можно сказать, что снижение Аф (линия 3) объясняется уве-
личенным термическим сопротивлением слоя конденсата или
обусловлено распределением тепловых потоков в АВО между
зонами охлаждения перегретого пара и конденсации (линия 4).
В схеме параллельного соединения всех секций одноходо-
вого АВО охлаждение перегретого пара происходит при очень
низкой скорости газообразного аммиака внутри труб, а следо-
вательно процесс теплообмена протекает при числах Рейнольд-
са, соответствующих ламинарному или переходному режиму
TeneHHHi что в свою очередь определяет малые значения коэф-1
128
фициента авн. По результатам тепловых и аэродинамических
испытаний АВО коэффициент авн при конденсации насыщенных
паров аммиака составляет 3000—4200 Вт/(м2-К), а среднее
значение авн для всего АВО 2000—3000 Вт/(м2-К).
Наиболее эффективной схемой обвязки теплообменных сек-
ций АВО при охлаждении и конденсации перегретых паров
холодильных агентов является параллельно-последовательная.
При такой схеме весь газообразный холодильный агент нап-
равляется в отдельно взятый теплообменный элемент, где он
охлаждается при высоких значениях числа Re, а затем кон-
денсируется в остальных секциях или в АВО.
В таких схемах в секциях конденсации насыщенного пара
при (ур)уз = 9—ю кг/(м2-с) значение Кф достигает
42,0 Вт/(м2-К), а средний по АВО коэффициент теплопередачи
составляет 33,0 Вт/(м2-К)- Хорошие практические результаты
дает применение двухходовых АВО с дифференцированным
делением передней крышки и охлаждением перегретого пара
в первом ходе АВО. Однако в таких АВО при пространствен-
ной деформации теплообменных труб с образованием утолщен-
ной пленки конденсата или застойных зон отбор жидкости из
теплообменных труб затрудняется. В этом случае требуется не
только поднимать теплообменные секции АВО со стороны зад-
ней крышки, но и предусматривать дополнительные трубопро-
воды с установкой гидравлических затворов между первым
и вторым ходами аппаратов.
Отсутствие таких устройств при эксплуатации в холодный
период года может привести к образованию гидравлических
пробок, а при работе АВО на расчетных режимах по темпера-
туре атмосферного воздуха отмечается повышенное гидравли-
ческое сопротивление первого хода.
В параллельно-последовательной схеме включения однохо-
довых АВО секции со стороны входа газообразного продукта
могло легко поднимать, но на выходе из секции, предназна-
ченной для охлаждения перегретого пара, необходимо преду-
смотреть промежуточный отбор для отвода в ресивер накопив-
шегося конденсата. При работе конденсатора с гидростатиче-
ским отбором жидкости важно иметь в виду, что нагрузка
АВО определяется теплопередающей способностью поверхно-
стей теплообмена, поэтому при одинаковых значениях Рк и tK
тепловая нагрузка группы параллельно работающих аппара-
тов, а следовательно и количество., конденсируемого продукта
могут быть различными.
При установке группы аппаратов сравнительный контроль
работы АВО следует вести следующим образом: при темпера-
туре атмосферного воздуха ниже расчетной на 7—10 сС отклю-
чают один из вентиляторов подачи охлаждающего воздуха и
записывают новое значение Рк. Если значение Рк практически
не изменилось, то это указывает на неудовлетворительную ра-
боту отключенного АВО. Причинами могут быть снижение
1/2 5 Зак. 447
129
производительности вентиляторов, повышенное термическое
сопротивление, неудовлетворительная работа системы отбора
жидкости из теплообменных труб. Свидетельством плохой ра-
боты системы отбора является переохлаждение конденсата или
отсутствие повышения температуры атмосферного воздуха в
нижних рядах труб.
При установке большого числа АВО трубопроводная об-
вязка отвода конденсата может иметь самую разнообразную
конфигурацию, и не исключено образование гиравлических
пробок в стрелах прогиба, т. е. заполнение всего сечения тру-
бопровода. Особенно существенно недостатки системы отвода
конденсата проявляются в холодный период года, что связано
с повышенным количеством конденсируемого продукта, его не-
равномерным распределением между АВО, более интенсивным
образованием гидравлических пробок. В процессе эксплуата-
ции для уменьшения вероятности образования гидравлических
пробок в системе отбора необходимо периодически контролиро-
вать положение запорной арматуры на уравнительных трубо-
проводах, соединяющих нагнетательную сторону со свободным
пространством ресивера. При разработке проекта или в про-
цессе монтажа системы отбора конденсата целесообразно пре-
дусматривать возможно больший уклон трубопровода в сто-
рону ресивера и меньшую его протяженность.
В холодильных агентах промышленных установок находится
некоторое количество неконденсирующихся примесей, которые
накапливаются в конденсаторе и могут на отдельных участках
поверхности снижать коэффициент теплоотдачи. Обычно кон-
денсационные установки с АВО оборудуют системами дрени-
рования инертов в атмосферу, периодичность и время дрениро-
вания устанавливают для каждой конкретной установки.
Совместная эксплуатация холодильных компрессоров и
АВО экономически целесообразна при разности температур
А— Л 12—15 °C. При увеличении перепада этих темпера-
тур эффективность использования АВО увеличивается’, а при
ее снижении из-за увеличения установочных поверхностей теп-
лообмена заметно повышаются капитальные затраты на обо-
рудование систем охлаждения, эксплуатационные расходы на
обслуживание АВО и электроэнергию.
Высокую надежность и стабильные параметры работы обес-
печивают комбинированные системы конденсации при использо-
вании дополнительного оборудования: оросительних и барбо-
тажных камер, концевых кожухотрубных теплообменников во-
дяного охлаждения, вентиляторов наддува поверхностей АВО.
Применение барботажных и оросительных камер на линии
между компрессором и АВО позволяет перевести работу аппа-
рата в режим конденсации насыщенного пара, обеспечивая
высокий коэффициент теплопередачи хотя при этом не-
сколько повышается нагрузка АВО по продукту. Охлаждение
перегретого пара происходит при барботировании его через
130
слой жидкости или при впрыске холодильного агента в пере-
гретый пар.
Опыт эксплуатации показывает, что хорошие результаты
дает применение концевых кожухотрубных теплообменников
водяного охлаждения, рассчитанных на непрерывную или пе-
риодическую работу. Особенность работы концевого холодиль-
ника в сочетании с АВО и компрессором заключается в том,
что при > Лр он совместно с АВО обеспечивает поддержа-
ние номинального значения Рк, а при ti < <iP может быть от-
ключен или использован как переохладитель, что увеличивает
хладопроизводительность цикла. Как правило, такие теплооб-
менники потребляют небольшое количество воды и размеры
их невелики.
В промышленных холодильниках через испарители прохо-
дят различные технологические среды и вспомогательные по-
токи (рассолы, захоложенная вода и т. д.). Если требуемая
температура продукта после испарителя находится в пределах
5—15 °C и выше, то в холодный период года при температурах
атмосферного воздуха ниже минус 10—8 °C компрессор холо-
дильной установки может быть остановлен, а освободившийся
АВО использован для охлаждения технологической среды до
необходимой температуры. Это справедливо и для установки
группы АВО, использование которых в холодный период года
резко уменьшается, поскольку возрастает тепловая произво-
дительность отдельных аппаратов.
Для климатических районов с расчетной температурой
/1Р = 22—28 °C температура tx ниже минус 8—10 °C может
быть в течение 1100—500 ч или 12—6% общегодового времени.
При прямом охлаждении технологической среды в АВО зна-
чительно сокращается расход электроэнергии, появляется воз-
можность проводить профилактические осмотры и ремонты
компрессорного оборудования. Продолжительность остановки
оборудования тем больше, чем выше требуемая температура
охлаждаемого продукта. При переходе на непосредственное ох-
лаждение должны соблюдаться следующие требования:
1) конденсируемый холодильный агент не должен изменять
свои теплофизические свойства при смешивании с остатками
охлажденного продукта при некачественной продувке;
2) материальное исполнение АВО должно удовлетворять
требованиям технологической среды;
3) рабочее давление охлаждаемого потока не должно пре-
вышать давления конденсации;
4) трубопроводная обвязка и запорная арматура должны
обеспечить минимальное время переходного процесса.
После остановки компрессора конденсатор продувают инерт-
ным газом и включают на охлаждение. Целесообразность вре-
менного перехода на непосредственное охлаждение должна быть
подтверждена технико-экономическим расчетом возможной эко-
номии энергоресурсов. Для этого может быть рекомендован
Аб*
131
Рис. VI-5. Удельный расход электроэнер-
гии Е на 1000 кг конденсируемого ам-
миака в зависимости от разности темпе-
ратур /к —11-
график зависимости удельных
затрат электроэнергии от разно-
сти температур конденсации
аммиака и атмосферного возду-
ха (рис. VI-5). Этот график
построен по результатам тепло-
вых и аэродинамических испыта-
ний АВО с потребляемой элект-
родвигателем вентилятора мощ-
ностью 84 кВт. График можно
использовать в интервале темпе-
ратур /1 = 15—23 °C, /к = 34—45 °C. При круглогодичной
непрерывной эксплуатации АВО энергетические затраты снижа-
ются, что обусловлено регулированием процесса теплообмена.
Так для точки 1 графика при /] = 23 °C удельные энергетические
затраты составляют 21,5 кВт • ч/1000 кг, а по средним годовым
показателям они снижаются до 11,1 кВт • ч/1000 кг, т. е. по
сравнению с режимом, близким к расчетному, удельные затра-
ты снижаются почти в два раза. Следует иметь в виду, что гра-
фическая зависимость на рис. VI-5 предполагает эксплуатацию
АВО в расчетном режиме. При снижении тепловой производи-
тельности АВО или увеличении зоны охлаждения перегретого
пара удельные энергетические затраты будут выше.
Опыт эксплуатации позволяет сделать вывод о том, что
имеется широкая перспектива использования АВО в качестве
конденсаторов холодильных агентов. При расчете, подборе и
разработке схемы обвязки аппаратов необходимо учитывать
особенности совместной работы конденсаторов и оборудования,
непосредственно с ними связанного. Важно шире применять
комбинированные схемы, обеспечивающие высокую эффектив-
ность использования АВО и оптимальные параметры работы
оборудования в значительных пределах изменения температу-
ры атмосферного воздуха.
2. Эксплуатация воздушных конденсаторов
совместно с паровыми турбинами в силовых установках
В крупнотоннажных производствах наряду с электроприво-
дом компрессорного и насосного оборудования широко приме-
няют паровые турбины с низким абсолютным давлением за
последней ступенью. Низкое давление создается конденсацией
пара в специальном конденсаторе, представляющем собой свод-
ные поверхностные кожухотрубные теплообменники. Рабочее
132
давление в таких конденсаторах обычно составляет 4—5 кПа,
хотя конденсационные устройства паровых турбин допускают
еще более низкие давления. Снижение давления (увеличение
разрежения) в выхлопном патрубке турбины хотя и приводит
к возрастанию теплового перепада, но требует дополнительных
затрат энергии на привод вспомогательных устройств конден-
сационной установки. В последнее время в качестве конденса-
торов отработавшего водяного пара все шире применяют АВО,
расчетное давление которых находится в пределах 20—40 кПа.
Минимальное давление конденсации определяется, прежде
всего, температурой охлаждающего воздуха, наличием инерт-
ных неконденсирующихся примесей (воздуха, присадок), теп-
лопередающей способностью поверхности, количеством возду-
ха, участвующего в теплообмене. При использовании АВО в ка-
честве конденсаторов отработавшего пара давление Рк, а сле-
довательно и температуру tK, выбирают не только исходя из
требований возможно большего термического к. и. д., но и из
технико-экономических показателей системы конденсации. Дело
в том, что снижение Рк и tK в воздушных конденсаторах тре-
бует заметного увеличения капитальных затрат на конденса-
ционное оборудование и эксплуатационных затрат на электро-
энергию.
Влияние изменения давления Рк на расход пара при его не-
изменных прочих параметрах перед турбиной показано на
рис. VI-6, из которого следует, что повышение противодавления
с 32 до 34 кПа приводит к увеличению расхода пара на 1,5% >
а уменьшение с 32 до 30 кПа позволяет его экономить.
Поскольку единичная мощность установленных паровых
турбин в крупнотоннажных производствах достигает 30 МВт,
становится очевидным какую роль играют показатели работы
конденсатора в обеспечении оптимального режима работы тех-
нологических установок.
Абсолютное давление в конденсаторе выражается Рк —
= 0,133(Рб — Рраз) кПа, а его относительное значение Рк.отн =
= (Рраз/Рб) 100%, где Рраз измерено вакуумметром разреже-
ния (мм рт. ст.). Величина Рк.отн в известной мере характе-
ризует работу конденсатора, но лучше пользоваться абсолют-
ным давлением в конденсаторе, так как одному и тому же Рк
могут соответствовать различные значения Рк. оти-
«
На рис. VI-7 приведены результаты сравнительных испытаний двух воз-
душных конденваторов паровых турбин привода центробежных компрессоров
природного газа и азотоводородной смеси в крупнотоннажном производстве
аммиака. В табл. VI-2 даны некоторые параметры работы АВО на номиналь-
ном режиме: = 32 кПа и /к = 70,2 °C.
Графики на рис. VI-7 отражают влияние температуры охлаждающего воз-
духа на разрежение в выхлопном патрубке турбины, а следовательно и на
расходные характеристики турбины. При температурах атмосферного воздуха
примерно до 15 СС оба аппарата устойчиво обеспечивают разрежение Рраз
выше номинального значения 67,5 кПа на 4,0—6,5 кПа а также требуемый
режим работы паровой турбины. По мере увеличения температуры Л
133
Рис. VI-6. Поправочный коэффициент
на массовый расход пара Gn в зави-
симости от давления конденсации Рк-
Рис. VI-7. Изменение разрежения в
конденсаторах Рраз и температуры ох-
лаждающего воздуха t\ в течение су-
ток:
1 — конденсатор турбины мощностью 29 МВт;
2—конденсатор турбины мощностью 3.5 МВт.
разрежение уменьшается и достигает номинального значения 67,5 кПа при
/, = 22 °C и /[ = 29 °C соответственно для второго и первого АВО.
При дальнейшем повышении температуры атмосферного воздуха разреже-
ние уменьшается, достигая на втором АВО минимального значения 56 кПа
при Л == 33 °C. Уменьшение разрежения приводит к повышению расхода
пара. Например, для второго АВО в период дневного времени работы с 12 до
18 ч перерасход пара на турбине достигает 8% от номинального значения
(см. рис. VI-6). Следует отметить, что с ростом давления конденсации увели-
чение расхода пара необходимо для поддержания постоянной мощности
турбины и осуществления работы компримирующего оборудования в пределах
технологического регламента.
Процесс конденсации совершается в присутствии неконден-
сирующихся газов (воздуха, присадок), которые уменьшают
парциальное давление пара, а следовательно и температуру
Таблица VI-2. Параметры конденсаторов паровых турбин,
Параметры Мощность турбины. мВт
3,5 29
Частота вращения вентиляторов, с-1 164 188
Давление пара на входе в турбину, МПа 4,07 10,1
Температура пара на входе в турбину, °C 371 482
Количество тепла, отводимого в конденсаторе, 12,3 45,7
МВт
Давление конденсации, кПа 32 32
Температура конденсации, °C 70,2 70 2
Температура охлаждающего воздуха, °C 22,0 29,2
Количество охлаждающего воздуха, м3/с 285 1 148
Коэффициент теплопередачи, Вт/(м2-К) 38,7 37,9
Поверхность теплообмена, м2 12 534 57 330
Плотность теплового потока, Вт/м2 985 796
134
конденсации. Поэтому вакуумные системы конденсации на базе
АВО оснащают эжекционным отводом инертных примесей. Ме-
сто подключения вакуумных вытяжек зависит от принятой
схемы движения пара, обвязки теплообменных секций и конст-
руктивного исполнения АВО. Количество воздуха, проникаю-
щего в конденсатор, мало по сравнению с общим притоком
отработавшего пара, поэтому при непрерывном удалении инер-
тов давление в конденсаторе устанавливается практически рав-
ным давлению насыщения при соответствующей температуре
А-
Воздух попадает в вакуумную систему с отработавшим па-
ром и через неплотности вакуумной системы. Относительное
количество воздуха, поступающего с паром, невелико, поэтому
объем удаляемого из конденсатора воздуха зависит от плотно-
сти вакуумной системы, которая определяется конструкцией и
размерами турбинной установки, герметичностью при сборке
системы, арматуры и фланцевых соединений.
При повышенном содержании в отработавшем паре инерт-
ных примесей температура конденсации пара снижается.
В этом случае конденсат как бы переохлаждается и имеет
температуру ниже температуры насыщения. Если переохлажде-
ние конденсата возможно при А < /1р, то снижение темпера-
туры конденсации при расчетной температуре охлаждающего
воздуха свидетельствует об уменьшении парциального давле-
ния водяного пара в смеси либо о нарушении плотности си-
стемы или неудовлетворительной системе отвода инертов. Так
как в конденсаторах осуществляется гидростатический отбор
флегмы, а поступление свежего пара в АВО определяется ин-
тенсивностью процесса теплообмена, повышенное содержание
неконденсирующихся примесей может приводить к созданию
зон с резко пониженными значениями авн-
В присутствии примесей процесс теплопередачи определяет-
ся уже не скоростью отвода тепла, выделяющегося при конден-
сации, а, главным образом, интенсивностью движения частиц
пара из центральной части трубок к поверхности, на которой
происходит конденсация. Движение пара обусловлено как диф-
фузией, так и конвективным обменом. Скорость движения пара
к поверхности определяется разностью парциальных давлений
у поверхности и в основной массе. В процессе конденсации
воздух концентрируется у поверхности охлаждения и создает
дополнительное сопротивление движению пара к поверхности.
Ограниченный приток пара к поверхности постепенно вызывает
увеличение толщины экранирующего слоя инертных газов, по-
этому коэффициент теплоотдачи снижается. В парогазовой
смеси всегда присутствует некоторое количество инертных при-
месей даже после эффективного их удаления, что приводит
к уменьшению парциального давления водяного пара и сниже-
нию температуры А, а следовательно плотности теплового по-
тока на теплообменных секциях.
135
Даже 1% инертных примесей снижает коэффициент тепло-
отдачи авн почти на 50%. Если в водяных конденсаторах
уменьшение авн на 50—60% значительно влияет на среднее
значение коэффициента теплопередачи, то в АВО это влияние
заметно меньше, так как при авн > 2500—3700 Вт/(м2-К)
коэффициент теплопередачи Кф почти полностью определяется
значением а,,. п. Таким образом, без учета 50%-ного снижения
авн имеем; авН = 5000—7400 Вт/(м2-К), что соответствует об-
щепринятым значениям коэффициентов теплопередачи при кон-
денсации чистых насыщенных водяных паров. Поэтому можно
сделать весьма важный практический вывод: в конденсаторах
воздушного охлаждения присутствие неконденсирующихся при-
месей оказывает значительно меньшее влияние на коэффициент
теплопередачи, чем в конденсаторах, охлаждаемых водой. Од-
нако влияние примесей тем не менее следует учитывать, так
как по мере выделения влаги парциальное давление инертов
постоянно увеличивается, что может привести к аВн < 2500—
—3700 Вт/(м2-К).
Рассмотрим экспериментальные материалы, свидетельствующие о влиянии
инертных примесей на плотность теплового потока в конденсаторах. На
рнс. VI-8 приведены зависимости q = f(Z) для конденсаторов фирмы GEA,
испытанных в условиях Невинномысского производственного объединения
«Азот». Выбранные для анализа секции перед проведением испытания были
предварительно промыты; значения (ор)уз для конденсатора и дефлегматора
оставались постоянными по длине и соответственно составляли 6,07 кг/(м2-с)
и 7,04 кг/(м2-с), что исключало влияние ав. п на характер протекания зависи-
мости q = f(l).
Отработавший насыщенный водяной пар с параметрами Рк — 33,2 кПа и
ZK = 71 °C поступает в наклонно установленную секцию 2, конденсируется и
по паровому пространству жидкостного коллектора направляется в нижиюю
часть дефлегматора (секцию /), где происходит его дальнейшая конденсация.
Верхняя часть дефлегматора связана с эжекционной установкой, которая от-
водит неконденсирующиеся прнмеси в атмосферу. В секции 2 по всей ее длине
Z = 4,1 м происходит интенсивная конденсация водяного пара со средней
плотностью теплового потока q= 1040 Вт/м2 значением Кф. ср =
= 39,5 Вт/(м2-К). На входе пара в секцию / на участке 0,2 / величина qcv =
= 1130 Вт/м2. Высокое значение q> 1000 Вт/м2 сохраняется до длины 0,6 /.
При движении пара к месту отбора инертных примесей q уменьшается и к се-
редине зоны составляет всего 400 Вт/м2. Среднее значение теплового потока q
на дефлегматоре, отнесенное ко всей поверхности теплообмена, составляет
916 Вт/м2, что на 12% ниже
показателей конденсатора.
Результаты испытаний 16 де-
флегматоров и 32 конденса-
торов в условиях Невинно-
мысского производственного
объединения «Азот» показа-
ли, что снижение плотности
Рис. V1-8. Изменение плот-
ности теплового потока q по
относительной длине тепло-
обменных секций 1х/1:
/—дефлегматор; 2—конденсатор
136
теплового потока на дефлегматоре по сравнению со снижением в конденса-
торе может достигнуть 40%; причем 25% приходится на неудовлетворитель-
ную работу вакуумной вытяжки. Примерно 15—18% этого снижения прихо-
дится на изменение величины ан. п вследствие неравномерного распределения
параметра (гр)уз по поверхности и общего его снижения в результате по-
вышения аэродинамического сопротивления.
Степень герметичности установки в течение времени может изменяться,
поэтому ее необходимо контролировать, определяя скорость падения разреже-
ния при отключенной системе отбора неконденсируюших газов.
При нагрузке турбины 80—100% от номинальной определяют разрежение
и возможно быстро отключают линию отсоса инертных примесей от эжектор-
ной установки. Включают секундомер и каждые 30 с записывают величину
разрежения. Если разрежение резко падает, проверку следует прекратить и
включить эжекторную установку. По полученным значениям разрежения и ин-
тервала времени строят зависимость Рпаз = f (т) и делением суммарной вели-
чины разрежения на время определяют скорость падения разрежения. В за-
висимости от скорости падения разрежения возможны следующие оценки
плотности системы:
Скорость падения Оценка воздушной Скорость падения Оценка воздушной
разрежения. Па/с плотности разрежения, Па/с плотности
До 400. . . . Отлично > 670 .... Требуется гермети-
400—670 . . . Хорошо зация вакуумной
системы
Скорость падения разрежения зависит от типа АВО, паровой нагрузки,
температуры охлаждающего воздуха. Из всех факторов температура является
решающей, поэтому контролировать следует при температурах, близких к рас-
четным, или при тех ее значениях, при которых параметры Рк и /к незначи-
тельно отклоняются от номинальных. Количественный контроль величины не-
конденсирующихся примесей целесообразно производить непосредственным из-
мерением, установив стандартную диафрагму на трубопроводе между отсосом
и эжектором.
Коэффициент теплопередачи конденсаторов водяного пара
зависит от скорости пара, направления его движения и плен-
ки, паровой нагрузки. Влияние скорости движения пара на
теплопередачу со стороны конденсирующего продукта стано-
вится ощутимо при скоростях движения более 100—150 м/с
и существенно зависит от давления. При малых давлениях
Рк < 10—20 кПа и скоростях пара 50—100 м/с коэффициент
теплоотдачи авн движущегося пара близок к коэффициенту
неподвижного пара.
При совпадении направления движения пара и пленки кон-
денсата поверхностное трение между движущимся паром и
пленкой приводит к ускорению течения пленки, ее толщина
уменьшается, снижается термическое сопротивление, а коэффи-
циент теплопередачи возрастает. При встречном движении
пара и пленки конденсата в дефлегматоре коэффициент тепло-
передачи по сравнению с таковым в конденсаторе становится
ниже. С уменьшением паровой нагрузки АВО коэффициент
теплоотдачи авн снижается, но его уменьшение связано не с из-
менением скорости движения пара, а с относительным увеличе-
нием инертных примесей.
Зависимость коэффициентов авн и от паровой нагрузки
АВО определяется условиями совместной работы конденсатора
6 Зак. W
187
и эжектора. В процессе эксплуатации между ними существует
постоянная взаимосвязь: от процесса теплообмена зависят ус-
ловия работы системы вытяжки, а интенсивность отбора инер-
тов определяет теплоотдачу. Из характеристики эжектора сле-
дует, что давление в месте отсоса инертных газов зависит от
их количества и температуры. Каждому установившемуся ре-
жиму работы АВО соответствуют определенные давление и
температура отсасываемой парогазовой смеси, при которых
наступает равновесное состояние системы конденсатор — эжек-
тор. Установление равновесной температуры при изменении
паровой нагрузки связано с определенным смещением границы
зоны активной конденсации и охлаждения неконденсирующих-
ся примесей (на рис. VI-8 эта зона при I > 0,85).
Гидродинамическое пли паровое сопротивление АВО зави-
сит от многих факторов, но в основном определяется отноше-
нием квадрата скорости потока к его удельному объему.
Увеличение этого параметра приводит к снижению давления
конденсации, а следовательно и давления водяного пара, темпе-
ратуры конденсации и, при прочих равных условиях, логариф-
мической разности температур на последующих участках по-
верхности теплообмена. В воздушных конденсаторах повышение
парового сопротивления в процессе эксплуатации может быть
связано с отглушиванием части теплообменных труб, образо-
ванием заливных зон и гидравлических пробок при деформа-
ции труб, дефектами монтажа.
Таким образом, на величину теплового потока и давление
конденсации оказывают влияние:
1) производительность вентилятора, определяющая тепло-
отдачу со стороны оребренной поверхности к воздуху и темпе-
ратура охлаждающего воздуха на выходе пз АВО;
2) относительная величина неконденсирующихся примесей,
определяющая теплоотдачу со стороны пара к внутренней по-
верхности, парциальное давление пара и температура конден-
сации; ’
3) эффективность системы вытяжкп неконденсирующихся
примесей, скорость потока, паровая нагрузка и паровое сопро-
тивление АВО.
В условиях эксплуатации эти факторы взаимосвязаны, по-
этому выявление тех или иных соотношений и причин умень-
шения разрежения возможно только на базе тепловых и аэро-
динамических испытаний конкретного АВО или системы воз-
душной конденсации. Ниже приводятся некоторые результаты
промышленных испытаний конденсаторов водяного пара.
Испытания конденсаторов фирмы GEA (характеристик приведены в
табл. 1-5 и 1-6) показали, что среднее значение массовой скорости (ор)уэ со-
ставляет 7,1 кг/(м2-с); это ниже проектной величины на 17%; коэффициент
теплопередачи составляет 39,5 Вт/(м2К), что ниже расчетной на 10%. Экс-
периментальная зависимость коэффициента теплопередачи от массовой скоро-
сти приведена на рис. VI-9,
138
Рис. VI-9. Зависимость коэффи-
циента теплопередачи Kq от
массовой скорости воздуха в
узком сечении (ор)уз для кон-
денсаторов GEA.
АВО обеспечивали номи-
нальный режим эксплуатации
турбины при нагрузке 90—98%
до температур Zi = 20—
23,5 °C, выше которых включа-
лась система увлажнения. При
t\ > 29 °C давление конденса-
ции увеличивалось по сравне-
нию с расчетным Рк = 32 кПа,
отмечается и перерасход пара.
Основная причина уменьшения
лась в падении производительности вентиляторов вследствие повышения аэро-
динамического сопротивления теплообменных секций, вызванного накопле-
нием отложений на оребренной поверхности. Температура конденсации G
отличалась от расчетной всего на 1,5—2 °C, что свидетельствует о хорошей
плотности вакуумной системы, удовлетворительной работе отсоса неконден-
сирующихся примесей и об отсутствии повышения парового сопротивления
или утолщения пленки конденсата. Это обеспечило высокие значения коэффи-
циента теплоотдачи а™, который в период испытаний разных аппаратов на-
ходился в пределах 5500—7500 Вт/(м2-К).
При неизменном расходе пара через турбину тепловой по-
ток, рассеиваемый конденсатором, остается постоянным неза-
висимо от температуры охлаждающего воздуха, поскольку уве-
личение или уменьшение t\ приводит к изменению параметров
конденсации; Рк и tK.
В условиях эксплуатации при снижении или повышении
мощности паровой турбины регулятор увеличивает или умень-
шает расход пара, и АВО работают при переменной паровой
нагрузке. Любое увеличение Рк, вызванное недостатком охлаж-
дающего воздуха, ростом его температуры, увеличением коли-
чества конденсирующихся примесей и т. д., влечет за собой
повышение паровой нагрузки.
Зависимость изменения теплового потока на АВО от темпе-
ратуры атмосферного воздуха при определенных параметрах
конденсации Рк и /к приведена на рис. VI-10.
Линия 1 характеризует работу АВО со следующими пара-
метрами: Q= 12,3 МВт; q = 981 Вт/м2; Кф = 38,7 Вт/(м2-К)
и VB = 286 м3/с. Точка а определяет предельное значение тем-
пературы t\ — 22 °C, до которой еще возможно поддержание
оптимального вакуума при постоянном расходе пара (Q —
= const).
Увеличение температуры t\ приводит к росту давления Рк;
причем, чем выше (меньше разность /к— А), тем интенсив-
нее увеличивается давление конденсации. Однако точка а2
Рк — 40 кПа и /1 = 27 °C не является рабочей точкой конден-
сатора. При /1 = 27 °C автоматический регулятор увеличивает
расход пара для поддержания мощности турбины, и точка а-4
ь*
198
перемещается на характеристику аппарата (линия 1) в точку
аз, которой соответствуют параметры: Рк = 47 кПа и tK = 79 С.
Дополнительный тепловой поток, обусловленный увеличением
расхода пара, определяется как разность ординат точек а3
и а2.
Если параллельно основному АВО установить дополнитель-
ный аппарат достаточной поверхности теплообмена и посте-
пенно наращивать его тепловую производительность при сохра-
нении 6 = const, то положение рабочей точки а3 будет пере-
мещаться по ординате, соответствующей с уменьшением
давления конденсации и снижением расхода пара. При дости-
жении номинального значения Рк — 32 кПа тепловая произво-
дительность основного аппарата будет соответствовать щ, а на
дополнительном АВО будет рассеиваться тепловой поток, опре-
деляемый разностью ординат а2 — аА. Дальнейшее наращива-
ние тепловой производительности дополнительного АВО до ра-
бочей точки а5 позволит работать конденсатору с экономией
расхода пара, оцениваемой разностью давлений в точках —
— а7; номинальный режим по Рк может обеспечиваться до
более высокой температуры охлаждающего воздуха, соответ-
ствующей положению рабочей точки а(>. Таким образом, допол-
нительный тепловой поток AQ2-4 = 1,4 МВт, определяемый раз-
ностью ординат рабочих точек (а2 и п4) и является исходным
для определения мероприятий по интенсификации АВО при
Л = 27 °C.
Если обеспечить дополнительный тепловой поток 2,7 МВт
(21,9%), то работа аппарата может осуществляться до ti —
= 31,8°С, или при А = 27°С экономия расхода пара через
турбину будет 1,6%, что с учетом абсолютного расхода пара
Рис. VI-10. Зависимость теплового потока Q в конденсаторе паровой турбины
от температуры охлаждающего воздуха t\ (1 — тепловой поток при регули-
ровании подачи пара).
140
Таблица Vl-З. Некоторые результаты испытаний
конденсаторов водяного парв Невинномысского
производственного объединения «Азот»
Параметры Установка (см. рнс. VI-11)
101—/С 102—/с 103 —/С 105—/С
Барометрическое давление, кПа 95,6 96,2 94,8 95,4
Относительная влажность воздуха, % Температура, °C: 83 59 68 76
атмосферного воздуха 23,8 19,8 27,6 23,8
при испытаниях 23,8 19,8 27,6 23,8
соответствующая номинальным значениям Рк и tK 23,0 22,0 29,0 24,5
Объемная производительность всех вентиляторов, м3/с 772 286 1205 900
Тепловой поток, соответствующий Р* = 32 кПа и /к = 70,2 °C МВт 35,1 12,3 45,7 35,8
Коэффициент теплопередачи, Вт/(м2- •К) 39,6 38,7 37,8 37,4
Gn = 5,27 кг/с составит AGn = 0,086 кг/с. Полученная эконо-
мия хорошо согласуется с данными на рис. VI-6, указывающи-
ми, что при увеличении разрежения на 5 кПа экономия рас-
хода пара составит 1%.
Опыт эксплуатации конденсаторов воздушного охлаждения в условиях
крупнотоннажных производств показывает, что при одном и группе АВО,
предназначенных для совместной эксплуатации с турбинами, паровая нагрузка
аппаратов неодинакова. Например, в условиях Невинномысского производст-
венного объединения «Азот» четыре компрессорных установки, несмотря иа
примерно одинаковые коэффициенты теплопередачи, обеспечивают расчетные
параметры конденсации Рк и /к при = 22—29 °C (табл. Vl-З). При этом зна-
чение теплового потока колеблется в пределах 12,3—45,7 МВт. Объединение
выхлопных коллекторов в дополнительные трубопроводы позволит перерас-
пределить паровую нагрузку между АВО и повысить их эффективность.
На рис. VI-11 приведены зависимости Q ==/((]) для четырех
АВО, которые позволяют определить величину недостающего
или избыточного теплового потока. Знак «минус» (правое поле
графика от точки а) указывает на то, что конденсатор эксплуа-
тируется при давлении и температуре конденсации выше но-
минальных, знак «плюс» (левое поле) свидетельствует о том,
что давление конденсации ниже нормы и аппарат дополнитель-
но может рассеить AQ Вт тепла.
Основным условием правильного определения предельной
температуры атмосферного воздуха, до которой обеспечивается
устойчивая совместная работа конденсаторов, является равен-
ство абсолютных значений AQ. В нашем примере объединение
коллекторов позволяет всей системе работать в оптимальных
условиях до ti = 25,6 °C.
141
Рис. VI-11. Сопоставление тепловых потоков Q на конденсаторах различных
паровых турбин (плюс и минус — зоны работы с абсолютным давлением и
температурой конденсации соответственно ниже и выше номинальных):
1—турбина 102-/С; 2—турбина I01-/C; 3—турбина 105-/С; 4—турбина ЮЗ-ГС.
Для правильного определения предельного значения темпе-
ратуры атмосферного воздуха t\, до которого обеспечивается
номинальный режим конденсации пара в схеме совместной ра-
боты нескольких АВО, величина теплового потока на агрегате,
коэффициент теплопередачи, производительность вентиляторов
должны определяться по результатам тепловых и аэродинами-
ческих испытаний на полной нагрузке конденсаторов.
Задача анализа совместной работы аппаратов может быть
решена аналитически по следующей формуле:
, _ т <21 + С?2 + <2з +
‘совм —1 К г *
Г а>, (е 1 — 1) w2(eni— 1)
L еп' еП!
(еП:‘ — 1) w4 (еп< — 1) 1
+ е”3 + еп' J
или
В приведенной формуле в числителе стоит сумма номиналь-
ных значений тепловых потоков всех рассматриваемых аппа-
ратов; п ~ (КфР)/№ — показатель степени при основании на-
турального логарифма каждого аппарата; W — УврвСР — водя-
ное число соответствующего конденсатора. Если в приведенной
формуле принять для одного из АВО w = 0, а общий тепловой
поток сохранить постоянным, то решение уравнения даст
И2
температуру совместной работы системы конденсации при
остановке одного из аппаратов.
При наличии экспериментальной зависимости /\ф = [(цр)уз
температура системы определяется для любых текущих значе-
ний производительностей вентиляторов.
Расчеты показывают, что при снижении температуры ат-
мосферного воздуха до 20,1 °C один аппарат с Q = 12,3 МВт
может быть отключен без нарушения общего режима работы
паровых турбин; это обстоятельство особенно важно при тех-
ническом обслуживании, ремонте, аварийном выходе венти-
ляторов из строя, планировании проведения ремонтных работ.
При разработке системы дополнительных трубопроводов не-
обходимо стремиться к возможно большим проходным сече-
ниям. Диаметры дополнительных трубопроводов должны быть
не менее D? — 350—400 мм или могут быть рассчитаны по
объемному расходу пара через дополнительный трубопровод
t±Qv/r {г — удельная теплота парообразования; v — удельный
объем пара). В заключение следует подчеркнуть, что АВО мо-
гут успешно применяться в качестве конденсаторов отработав-
шего пара конденсационных паровых турбин. Применение кон-
денсаторов воздушного охлаждения позволяет уменьшить
эксплуатационные затраты; они легко поддаются регулирова-
нию, практически полностью автономны и их эксплуатацион-
ные показатели не зависят от работы смежного оборудования.
3. Эксплуатация холодильников технологических сред
Режим работы воздушных холодильников технологических
сред во многом отличается от режима работы конденсаторов.
Основное отличие состоит в том, что при охлаждении необхо-
димо поддерживать определенное значение температуры про-
дукта на выходе из АВО tвых при постоянных рясходах охлаж-
даемого потока. Возможны две схемы рабочего процесса: когда
охлаждаемая среда с температурой /вх возвращается в АВО и
когда среда не возвращается в АВО (например, готовая про-
дукция). При охлаждении обращаемого технологического про-
дукта любые причины, вызывающие увеличение температуры
/вых сверх регламентированной, приводят к нарушению режима
работы установки и повышению температуры продукта на вхо-
де в АВО. Повышение температур /вх и /вых продолжается до
уровня, при котором наступает равновесное состояние.
По характеру осуществляемого в АВО процесса и агрегат-
ному состоянию среды различают две группы аппаратов: для
охлаждения жидких продуктов (вспомогательных теплоносите-
лей) и парогазовой смеси различной компонентности с частичной
или полной конденсацией составляющих смеси. В технологиче-
ских процессах АВО применяют для охлаждения газовых сред
без изменения агрегатного состояния вещества, но условия их
работы аналогичны условиям эксплуатации межступенчатых
ИЗ
Рис. VI-12. Принципиальная схема обвязки теплообменных секций охлажде-
ния моноэтаноламинового раствора в АВО типа АВГ-Т:
2, 3 —секции нижнего ряда; 4, 5, 6, 7—секции среднего ряда; 8, 9, 10, 11, /2 —секции
верхнего ряда.
холодильников компрессорного оборудования, работа которых
рассмотрена ниже. Холодильники жидких технологических
продуктов и конденсации парогазовых смесей применяют
в схеме очистки азотоводородной смеси и регенерации очист-
ных растворов. При включении АВО в технологические линии,
как правило, применяют параллельные схемы обвязки АВО и
теплообменных секций. Исключение составляют АВО типа
АВГ-Т, предназначенные для охлаждения моноэтанолампнового
раствора, в которых применена параллельно-последовательная
схема обвязки секций (рис. VI-12). Раствор поступает в три
параллельно подключенные теплообменные секции нижнего
ряда, где происходит охлаждение с максимальной разностью
1вых — ti, далее раствор охлаждается в секциях 4, 5 и 6, 7 сред-
него ряда и направляется в теплообменные секции верхнего
ряда. В секциях 8, 9 дальнейшее охлаждение происходит в
гидродинамическом режиме движения продукта, и доохлажде-
ния раствора осуществляется в секциях 10, 11, 12 с разностью
температур гвых — t2 та 2—5 сС при сниженных скоростях дви-
жения теплоносителя.
Охлаждающий воздух подается четырьмя вентиляторами
в общую напорную зону. Нагретый в нижнем и среднем рядах
воздух по специальным каналам отводится в атмосферу. При
/вых— /] = 17—20 °C АВО типа АВГ-Т обеспечивает уровень
теплового потока около 7,0 МВт (q — 330 — 350 Вт/м2), что
несколько ниже общепринятых значений. К недостаткам аппа-
ратов типа АВГ-Т следует отнести недостаточный объем ох-
лаждающего воздуха даже при использовании двигателя мощ-
ностью 40 кВт и подогрев этого воздуха по мере его движения
144
в каналах аппарата. Последнее можно было бы избежать,
если бы схему движения теплоносителей выполнить противо-
точной и подавать горячий раствор сначала в секции 10, 11, 12,
а затем после охлаждения среднего ряда доохлаждать в сек-
циях 1, 2, 3.
Для охлаждения раствора поташа используют АВО гори-
зонтального типа, результаты испытаний которых сведены е
табл. VI-4.
При температурах атмосферного воздуха б = 22,0—23,6 °C АВО рассеи-
вает 13,8—14,4 МВт тепла. Плотность теплового потока составляет 1300—
1350 Вт/м2. Значения коэффициента теплопередачи находятся в пределах
22,1—23,5 Вт/(м2-К), что на 24—29% ниже расчетных величин. Это приводит
к тому, что при температуре атмосферного воздуха только 22 °C температура
поташа на выходе из АВО превышает регламентированную.
Основными причинами снижения эффективности АВО при охлаждении
жидких сред является уменьшение производительности основного вентилятора
и увеличение термического сопротивления отложений на внутренних поверх-
ностях труб. В рассматриваемом случае эти две причины обусловили сниже-
ние коэффициента Аф. Из-за увеличения аэродинамического сопротивления
теплообменных секций в процессе эксплуатации производительность вентиля-
торов снижается, но очистка внутренних поверхностей труб от отложений поз-
воляет увеличить подачу охлаждающего воздуха.
Существует несколько способов очистки внутренних поверх-
ностей труб от отложений. Механический и пневмо-гидравли-
ческий способы трудоемки, поскольку требуют остановки обо-
рудования и вскрытия крышек АВО. Наиболее перспективным
следует считать химический способ, при котором моющий
Таблица VI-4. Результаты испытаний горизонтального АВО
для охлаждения раствора поташа
Параметры АВО-1 с вентиляторами АВО-2 с вентиляторами
1 2 1 2
Барометрическое давление, кПа 96,0 96,0 94,0 94,0
Относительная влажность воздуха, о/ 89 89 76 76
/о Температура атмосферного воздуха, °с-
на входе в АВО 22,0 22,0 23,6 23,6
на выходе из АВО Температура раствора, °C: 80,4 77,3 81,2 76,3
на входе в АВО 116 111 116 111
на выходе из АВО 111 107 111 107
Производительность вентилятора, ^/с 64,3 67,9 60,3 65,6
Расход раствора, кг/с 243 243 232 232
Тепловой поток, МВт 14,4 14,4 13,8 13,8
Плотность теплового потока, Вт/м2 1351 1351 1297 1297
Коэффициент теплопередачи, Вт/(м2- 23,5 23,5 22,1 22,1
Мощность, потребляемая электро- двигателем, кВт 18,8 21,0 18,0 18,3
145
Таблица VI-5. Результаты тепловых испытаний АВО типа АВЗ-Д
в режиме конденсации и охлаждения парогазовой смеси
Параметры АВО-1 с вентиляторами АВО-2 с вентиляторами
1 2 1 2
Барометрическое давление, кПа 96,3 96,3 96,6 96,6
Относительная влажность воздуха, од 86 86 74 74
/о Температура атмосферного воздуха, °C: на входе
20,0 20,2 18,0 18,0
на выходе Температура продукта, °C: 76,8 68,0 76,9 65,6
на входе 100 100 100 100
на выходе СО2- Н2О- - 68,7; -75,4 СО2- Н2О- - 67,9; -76,1
Производительность вентилятора, мэ/с 74,6 65,5 72,3 68,3
Тепловая нагрузка, МВт 4,1 3,1 4,0 3,1
Плотность теплового потока, Вт/м2 1370 1040 1340 1040
Коэффициент теплопередачи, Вт/(м2- •К) 30,2 30,2 29,2 29,2
Угол установки лопастей, град. 12 12 11 11
Мощность, потребляемая электро- двигателем, кВт 22,0 21,0 21,8 21,6
раствор при непрерывной циркуляции в трубном пучке удовлет-
ворительно очищает внутреннюю поверхность. К моющему раст-
вору предъявляют следующие требования: раствор не должен
вступать в химические реакции и корродировать материалы,
из которых изготовлены теплообменные секции АВО; остатки
моющего раствора после продувки теплообменных секций азо-
том не должны химически взаимодействовать с основной ох-
лаждаемой или конденсируемой средой, а также изменять ее
физико-химические свойства; из раствора должны хорошо от-
фильтровываться вымываемые осадки или его свойства должны
быть легко восстановлены.
Система промывки пучков труб может быть стационарной
или временной. Стационарная система промывки должна иметь
необходимую трубопроводную обвязку и запорную арматуру
всех АВО в системе охлаждения. Промывку проводят при тем-
пературах атмосферного воздуха на 10—15 °C ниже номиналь-
ной, когда системы охлаждения эксплуатируют в режиме
регулирования и аппараты поочередно можно отключать. Вре-
менные системы промывки не требуют стационарных трубопро-
водов, но в технологической обвязке предусматривают запор-
ную арматуру и патрубки для подачи и отвода моющих ра-
створов. Вторая группа технологических АВО включает в себя
аппараты охлаждения и конденсации продуктов с частичной
или полной конденсацией компонентов.
146
В табл. VI-5 приведены результаты тепловых испытаний аппаратов воз-
душного охлаждения, эксплуатируемых в режиме охлаждения п конденсации
парогазовой смеси.
При температурах атмосферного воздуха 18—20 °C тепловой поток в ап-
паратах составляет около 8 МВт, а коэффициент теплопередачи 30 Вт/(м2-К)-
В результате испытаний получены высокие значения плотности теплового по-
тока по ходу основного продукта, достигающего 1370 Вт/м2. При конденсации
одного илн нескольких компонентов эффективность работы АВО во многом
определяется температурой конденсации, которая в свою очередь зависит от
парциальных давлений компонентов. Температура конденсации не остается по-
стоянной по длине секций, она уменьшается по мере выпадения флегмы и сни-
жения парциального давления.
Процесс конденсации продолжается до участка поверхности, на котором
достигается равенство = tCT- После конденсации и охлаждения один или
несколько компонентов выводятся из системы, а обращаемая часть возвра-
щается в технологический процесс. Неконденсирующиеся компоненты препят-
ствуют эффективной конденсации, но высокие скорости движения газовых со-
ставляющих способствуют удалению конденсата из застойных зон в деформи-
рованных участках труб. Для таких случаев на зависимостях q = f(l) и 0 =
= f(l) не всегда отмечается характерный участок со сниженной плотностью
теплового потока. После выпадения конденсата охлаждение газовых компо-
нентов происходит в присутствии экранирующего слоя конденсата, поэтому
процесс охлаждения идет не столь эффективно. По условиям технологии про-
изводства часто охлаждают только обращаемую составляющую парогазовой
смеси, а другие компоненты смеси направляют в атмосферу или дренаж.
В этом случае аппарат целесообразно эксплуатировать только в режиме кон-
денсации с дальнейшим разделением газа и жидкости. Доохлаждение газа или
жидкости возможно в отдельных АВО, в которых обеспечиваются высокие
скорости движения продукта по всему сечению труб.
В зависимости от охлаждаемой среды изменяется и коэф-
фициент теплопередачи АВО. На рис. VI-13 представлены за-
висимости коэффициента теплопередачи от массовой скорости
охлаждающего воздуха, из которых видно, что наибольшее
значение Кф достигается при охлаждении жидких сред (ли-
ния 1), наименьшее — при охлаждении многокомпонентных
парогазовых смесей (линия 4). При охлаждении и конденсации
Рис. VI-13. Зависимость коэффициента теплопередачи Кф от массовой скорости
охлаждающего воздуха в узком сечении (ор)у3:
/ — активированный раствор поташа; 2, 3 — охлаждение смеси водяного пара и диоксидj
Углерода; 4—охлаждение азотоводородной смеси, содержащей водяной пар и диойсид
углерода.
147
Рис. VI-14. Зависимость коэффициента внутренней теплоотдачи авн от скоро-
сти движения воды внутри труб цв„ (/Ср — средняя температура охлаждае-
мого продукта).
парогазовых смесей Кф имеет промежуточное значение (линии
2 и 3).
Теплопередающая способность АВО может быть повышена
в результате совершенствования аэродинамической схемы, по-
вышения расхода воздуха, что особенно эффективно при ох-
лаждении жидких сред и парогазовых смесей с незначительной
долей конденсирующихся компонентов. В существующих тех-
нологических установках скорости движения продукта в трубах
АВО выбирают таким образом: чтобы общий коэффициент
теплопередачи определялся аи. п и термическим сопротивлением
отложений. При охлаждении жидких сред (например, воды)
скорости составляют = 0,85—1,15 м/с в аппаратах с ко-
эффициентом увеличения поверхности гр = 12 и цп = 1,35 —
— 1,85 м/с в АВО с ф = 19,6, причем меньшие значения соот-
ветствуют средней температуре охлаждаемого продукта 80 °C,
большие — 40 °C (рис. VI-14). Приведенные интервалы скоро-
стей при охлаждении воды могут изменяться . в зависимости
от теплофизических свойств теплоносителей, но в любом' слу-
чае число ходов в АВО, схема внешней трубопроводной об-
вязки, гидродинамический режим движения потока должны
быть такими, чтобы в аппаратах с ф = 12 и ф = 19,6 внутрен-
ний коэффициент теплоотдачи превышал соответственно значе-
ния 2500 и 3700 Вт/(м2-К).
Расчеты показывают, что в условиях длительной непрерыв-
ной эксплуатации затраты энергии на движение теплоносителя
с повышенными скоростями и турбулентностью потоков вполне
оправданы, так как обеспечиваются стабильные параметры
работы аппарата и меньшая чувствительность к факторам,
определяющим интенсивность рассеивания тепла. Эффектив-
ность эксплуатации систем воздушного охлаждения при ис-
пользовании АВО в качестве сухой градирни также во многом
определяется скоростью движения вторичного теплоносителя.
Если при прямом охлаждении эффективность системы опреде-
148
лялась только соотношением ан. п, ави и термическом сопро-
тивлением АВО, то при охлаждении вторичного теплоносителя
интенсивность охлаждения основного продукта будет зависеть
не только от работы сухой градирни, но и от эффективности
теплообменного аппарата, где вторичный теплоноситель охлаж-
дает основной продукт. Кратность циркуляции вторичного теп-
лоносителя должна быть такой, чтобы внутренний коэффициент
теплоотдачи как в первичном теплообменнике, так и в АВО
определялся первичным потоком и охлаждающим воздухом.
В противном случае эффективность двухконтурных систем ох-
лаждения существенно снижается в сравнении с эффектив-
ностью схемы прямого охлаждения.
Для улучшения работы систем охлаждения вторичного теп-
лоносителя в верхних точках всего тракта должны быть пре-
дусмотрены воздухоотводящие устройства, расширительная ем-
кость или специальный бак, где контролируется уровень теплоно-
сителя. Самым распространенным теплоносителем является вода.
Для предотвращения активной коррозии, независимо от пер-
воначального качества воды, в нее вводят ингибитор корро-
зии. В процессе эксплуатации концентрация ингибитора кор-
розии в системе должна поддерживаться на необходимом уров-
не. В холодный период года особенно в районах, где долго
удерживаются низкие температуры, в качестве вторичного теп-
лоносителя возможно применение жидкостей (антифриза, мас-
ла, рассолов), замерзающих при низких температурах.
Эффективность холодильников технологических сред замет-
но повышается со снижением температуры атмосферного воз-
духа и температуры продукта на выходе из аппарата.
Требования ведения технологического процесса в большин-
стве случаев сводятся к поддержанию значения /ВЫх или огра-
ничению нижнего предела охлаждения по условиям изменения
свойств теплоносителя. В системах воздушного охлаждения с
четырьмя и больше АВО обычно применяют дискретное регу-
лирование /Вых отключением вентиляторов АВО. Такая система
регулирования оправдала себя для широкого интервала изме-
нения температуры охлаждающего воздуха. Она позволяет
эксплуатировать систему охлаждения в режиме естественной
конвекции. При работе в режиме регулирования с отключен-
ными вентиляторами через АВО проходит технологический по-
ток, охлаждение которого обеспечивается только естественной
конвекцией, что препятствует переохлаждению теплоносителя
и его замерзанию. В зависимости от конструкции АВО для ре-
гулирования используют жалюзи, рециркуляцию горячего воз-
духа или изменение угла поворота лопастей вентиляторов.
Опыт эксплуатации и результаты испытаний АВО в различных режимах
охлаждения технологических потоков свидетельствуют о достаточно высокой
эффективности работы аппаратов по основным показателям q н Аф, хотя и
обнаруживается ряд факторов, не позволяющих достигать расчетных темпера-
тур продукта на выходе из АВО.
149
Рис. VI-15. Изменение плот-
ности теплового потока q от
температуры атмосферного
воздуха tt:
1 — охлаждение активированного
раствора поташа; 2 —охлаждение
смеси водяного пара и диоксида
углерода; 3 — охлаждение азото-
водородной смеси, содержащей
водяной пар и диоксид углерода.
На рис. VI-15 приведены зависимости плотности теплового потока q от тем-
пературы охлаждающего воздуха Л, построенные по результатам испытаний
аппаратов в условиях Невинномысского производственного объединения
«Азот». Графики построены для различной температуры охлаждающего воз-
духа и регламентируемых параметров охлаждаемой или конденсируемой сре-
ды. Точки а, b и с характеризуют номинальное значение теплового потока q
и определяют температур атмосферного воздуха, до которой обеспечиваются
регламентируемые параметры работы системы охлаждения. В случае повыше-
ния tt относительно номинального значения, определяемого точками о, 6 и с,
необходимо обеспечить дополнительный теплосъем, равный разности номиналь-
ной величины q и его нового значения на характеристике q =
Анализируя зависимость </= /(/]) для различных смесей, можно отме-
тить, что несмотря иа значительную абсолютную разность плотностей тепло-
вого потока для линий 2 и 3 общая интенсивность снижения теплового по-
тока q примерно одинакова, хотя составы конденсируемой и охлаждаемой
парогазовой смеси существенно различаются. При охлаждении жидкости и
растворов (линия 1) уменьшение q при повышении более интенсивно, чем
при конденсации и охлаждении парогазовых смесей. Это объясняется тем,
что при охлаждении жидкостей и растворов изменение tt при ограниченной
поверхности теплообмена сразу отражается иа величине /ВЫх, а в случае двух-
фазного состояния продукта весь процесс делится на конденсацию и охла-
ждение, которым соответствуют определенные доли поверхности теплообмена.
Таким образом, при повышении температуры /1 увеличивается и ^вых конден-
сата и газовых составляющих, хотя влияние на общую логарифмическую раз-
ность сохраняется незначительным.
Сравнивая достигаемые значения плотности теплового потока, видим, что
для линий 1 и 2 q при Ц = 20 °C соответственно составляет 1420 и 1260 Вт/м2,
а для линий 3 q — 780 Вт/м2. Уменьшение значения q для линии 3 в срав-
нении с зависимостью 2 обусловлено меньшей логарифмической разностью
температур и большим содержанием газовых составляющих в парогазовой сме-
си. По мере увеличения t\ возможности аппаратов по обеспечению технологи-
ческого режима снижаются, и при Л = 30 °C для зависимостей 1, 2 и 3 вели-
чина q соответственно составляет 1020 и 610 Вт/м2. Если использовать
систему увлажнения охлаждающего воздуха или струйную подачу воды на
поверхность теплообмена, что позволит повысить эффективность АВО (в сред-
нем на 12%), то нормальная работа АВО возможна при более высокой тем-
пературе охлаждающего воздуха. Для линий /, 2 и 3 на рис. V1-15 эти тем-
пературы составят 25,2; 26,0 и 26,7 °C, т. е. предел обеспечения номинальных
параметров работы системы охлаждения по температуре атмосферного воз-
духа повысился на 2—7 °C, что составляет от 6 до 21% времени в году. Из
рисунка VI-15 также видно, что чем ниже интенсивность снижения q, тем
больший эффект достигается от использования системы увлажнения при при-
близительно одинаковых значениях плотностей теплового потока.
150
В заключении следует отметить, что мы рассматривали ра-
боту и результаты испытаний технологических АВО для усло-
вий крупнотоннажного производства аммиака, где в основном
применяют параллельные схемы обвязкп теплообменных сек-
ций. Одним из недостатков таких схем является значительная
протяженность входных коллекторов, что в условиях охлажде-
ния и конденсации парогазовых смесей может приводить к сни-
жению тепловой нагрузки и неравномерному ее распределению
между АВО, достигающему 10%. Эффективность использова-
ния воздушного охлаждения и надежность его работы можно
повысить, если применить параллельно-последовательные и
комбинированные схемы, повысить внутренний коэффициент
теплоотдачи, снизить термическое сопротивление загрязнений
и повышенного слоя конденсата. В аэродинамической схеме
аппаратов целесообразно использовать дополнительный наддув
и перераспределить потоки охлаждающего воздуха.
4. Эксплуатация воздушных холодильников
компримирующего оборудования
В последние годы АВО находят применение и в качестве
холодильников газовых потоков, компримируемых центробеж-
ными и поршневыми компрессорами. Аппараты используют для
охлаждения газа между ступенями сжатия и в качестве кон-
цевых охладителей сжатого газа. Задача межступенчатых хо-
лодильников состоит в том, чтобы обеспечить температуру
/вых, при которой на последующих ступенях сжатия не превы-
шается определенная температура нагнетания. Теплообменники,
устанавливаемые на всасывающих трубопроводах конденсато-
ров, влияют на массовую производительность компрессора;
последняя будет тем выше, чем ниже температура всасывае-
мого газа. Например, при охлаждении газового потока на
10 °C массовая производительность компрессора увеличивается
примерно на 3—3,5 % • Кроме того, повышенная тепловая произ-
водительность холодильников, устанавливаемых на линии вса-
сывания компрессора, создает условия для более надежной ра-
боты последующих промежуточных холодильников, так как
они эксплуатируются при более низких начальных температу-
рах. В отдельных производствах для повышения производитель-
ности компрессорного оборудования па всасывающих трубо-
проводах монтируют теплообменники рассольного и испари-
тельного охлаждения.
При стабильности параметров работы компримирующего
оборудования промежуточные и концевые холодильники
эксплуатируются в установившемся режиме, характеризуемом
постоянством температур и расходов охлаждаемой среды, и
системы регулирования АВО обеспечивают Q = const только
при изменении температуры охлаждающего воздуха.
151
Таблица VI-6. Результаты испытаний воздушных холодильников'
для синтез-газа
Параметры АВО-1 АВО-2 АВО-3 АВО-4
Барометрическое давление, КПа 95,6 96,1 96,2 95,8
Относительная влажность, % 88 76 74 82
Температура атмосферного воздуха, 19,3 19,3 17,4 17,3
°Q
Температура охлаждающего возду-
ха, °C:
на входе в АВО 18,2 22,6 22,7 20,9
на выхбде из АВО
1 62,3 48,7 71,0 63,5
2 40,7 45,7 55,1 59,3
3 61,5 — — —
4 41,4 — — —
Температура сннтез-газа, °C:
на входе в АВО 139 88 140 по
на выходе из АВО 39,7 49,7 48,7 49,7
Рабочее давление, МПа 2,4 5,3 10,2 21,8
Производительность вентилятора,
м/с:
1 68,8 70,9 60,6 24,9
2 52,5 26,7 88,1 69,6
3 56,1 — — —
4 47,0 — — —
Тепловой поток, МВт 7,71 2,49 5,48 3,75
Средняя плотность теплового пото- 588 549 1136 987
ка, Вт/м2
Фактический коэффициент теплопе- 26,9 18,1 27,1 27,7
редачи, Вт/(м2-К)
В табл. VI-6 приведены результаты испытаний воздушных
холодильников, эксплуатируемых в схеме центробежного комп-
рессора сжатия синтез-газа (азотоводородной смеси) крупно-
тоннажного производства аммиака. Газ перед всасыванием
в корпус низкого давления охлаждается в АВО-1, а АВО-2,
АЙО-3 и АВО-4, которые используются как промежуточные хо-
лодильники.
При температурах атмосферного воздуха 18,2—22,7 °C об-
щий тепловой поток на рассматриваемых аппаратах находится
в пределах 2,49 — 7,71 МВт, а плотность теплового потока q =
= 549—1136 Вт/м2. На АВО-1, АВО-3 и АВО-4 получены до-
статочно высокие значения коэффициента теплопередачи Кф =
= 26,9 — 27,7 Вт/(м2-К)- Более низкий коэффициент теплопе-
редачи отмечается на АВО-2 Кф = 18,1 Вт/(м2-К), которому
соответствует наименьшее Q = 2,49 МВт, что обусловлено
уменьшением расхода охлаждающего воздуха и снижением
логарифмической разности температур.
В схеме обвязки АВО-2 проектом предусмотрено предвари-
тельное газовое охлаждение синтез-газа с температуры нагне-
тания 142 до 76,6 °C. Так как при /; = 22,6 °C АВО-2 практи-
152
чески обеспечивает нормальное значение /Вых = 49,7°С, один
из вентиляторов аппарата эксплуатируется в режиме регули-
рования и его производительность составляет 26,7 м3/с против
проектной величины VB = 105 м3/с. В режиме регулирования
эксплуатируются и вентиляторы АВО-3 и АВО-4, но, несмотря
на снижение расхода' воздуха, на них сохраняются высокие
плотность теплового потока q = 987—1136 Вт/м2 и коэффи-
циент теплопередачи Аф = 27,1—27,7 Вт/(м2-К)- Это объ-
ясняется тем, что при повышении рабочего давления с 10,2 до
21,8 МПа, следовательно и плотности охлаждаемого потока,
коэффициент теплоотдачи авн сохраняет высокое значение.
На рис. VI-16, а и б приведены зависимости коэффициента
теплоотдачи авн от скорости движения охлаждаемого потока
в трубах. Из графиков на рисунке хорошо видно, что с увеличе-
нием скорости цвн коэффициент теплоотдачи повышается, а ин-
тенсивность увеличения авн определяется теплофизическими
свойствами газа. С увеличением давления газа авн резко возра-
стает. Так, при скорости движения потока газа цви = 10м/с ко-
эффициент теплоотдачи СО2 для давления 0,1 МПа и средней
температуры 50 °C составляет 54 Вт/ (м2 • К), при повышении
давления до 1,0 МПа величина авн возрастает до 350 Вт/(м2 - К),
т. е. почти в 7 раз. В табл. VI-7 представлены результаты испы-
таний промежуточного (АВО-1) и байпасного (АВО-2) холо-
дильников природного газа.
В АВО-1 и АВО-2 природный газ проходит внутри труб, по-
следовательно охлаждаясь потоком воздуха от вентиляторов 1 и
2. Из данных, приведенных в таблице, видно, что при темпера-
туре атмосферного воздуха /1 = 21,3 °C тепловой поток (рассеи-
ваемый вентилятором 1) на охлаждение природного газа с /вх =
= ПО °C до /Вых = 72,8 °C составляет 0,848 МВт, а при дальней-
шем охлаждении в зоне второго вентилятора .(до /Вых = 48,6°С)
Рис. УЫ6. Зависимость коэффициента внутренней теплоотдачи авн от скоро-
сти движения газа в трубах t>BH:
<1—давление 0,1 МПа; б—давление 1 МПа.
153
Таблица VI-7. Результаты испытаний воздушных холодильников
природного газа
Наименование параметра АВО-1 с вентиляторами АВО-2 с вентиляторами
1 2 1 2
Барометрическое давление, кПа 95,8 95,8 96,2 96,2
Относительная влажность, % Температура атмосферного воздуха, °C' 84 84 78 78
на входе в АВО 21,3 21,3 21,2 21,2
на выходе из АВО Температура природного газа, °C: 65,4 44,5 32,2 22,7
на входе в АВО ПО 73 ПО 55
на выходе из АВО 72,8 48,6 54,8 49,0
Рабочее давление, МПа 2,1 2,1 4,0 4,0
Производительность вентилятора, мэ/с 19,2 22,9 21,5 18,8
Расход природного газа, м3/с (20 °C, 101 кПа) 13,7 13,7 2,9 2,9
Скорость газа в трубах, м/с 22,8 22,8 3,9 3,9
Тепловой поток, МВт 0,85 0,56 0,26 0,03
Плотность теплового потока, Вт/м2 915 608 386 45
Коэффициент теплопередачи, Вт/(м2- •К) 20,0 23,2 8,3 1,5
Мощность, потребляемая электро- двигателем, кВт 10,0 11,0 10,4 10,8
тепловой поток составляет 0,563 МВт. Коэффициент теплопере-
дачи в зоне вентиляторов 1 и 2 равен 20,0 и 23,2 Вт/(м2 • К) - По
мере охлаждения природного газа плотность теплового потока
снижается с 915 до 608 Вт/м2, хотя производительность второго
вентилятора выше на 19,3%, что и явилось причиной некоторого
повышения коэффициента теплопередачи.
Аппарат охлаждения байпасного потока природного , газа
эксплуатируется только в режиме регулирования компрессора,
поэтому коэффициент теплопередачи и плотность теплового по-
тока в значительной степени отличаются от полученных на
АВО-1, хотя при повышении скорости движения газа эффектив-
ность использования АВО-2 может быть увеличена. На рис. VI-17
представлены экспериментальные зависимости коэффициента
теплопередачи, построенные по результатам испытаний и с уче-
том данных табл. VI-6. Прежде всего, обращает на себя внима-
ние пологий характер зависимости K$ = f(vp)y3. При доста-
точно высоких абсолютных значениях Кф для охлаждения газо-
вых потоков показатель степени при (цр)уз не превышает 0,40,
а в большинстве случаев находится в пределах п = 0,15—0,30.
Это обстоятельство указывает на то, что интенсификация работы
воздушных холодильников газовых потоков по расходу охлаж-
дающего воздуха не всегда может обеспечить увеличение коэф-
фициента теплопередачи, особенно при (z?p)y3 > 6,0 кг/(м2 • с).
154
Для зависимостей /, 2 и 5, приведенных на рис. VI-17, выра-
жения для Кф соответственно имеют вид
Хф = 18,6 (цр)°-242; Кф = 20,9 (ор)^165; Кф = 13,9 (ор)^223
В воздушных холодильниках газовых сред коэффициент теп-
лоотдачи примерно неизменен по поверхности и поэтому зави-
симости q — f (/) и Q = / (Z) не имеют характерных экстремаль-
ных участков. Этому способствует и применение многоходовых
АВО и равномерное распределение потоков внутри теплообмен-
ных секций.
В нормально работающих аппаратах плотность теплового по-
тока по длине хода зависит только от характера изменения тем-
ператур и величины термического сопротивления со стороны
оребренной поверхности.
На рис. VI-18 приведен характер зависимости q — f(ti),
построенной по результатам испытаний, представленных в
табл. VI-6. С повышением температуры охлаждающего воздуха
плотность теплового потока q на всех четырех аппаратах равно-
мерно снижается практически с одинаковой интенсивностью, как
для АВО с высокими, так и с низкими значениями q. Достигнуть
расчетной температуры охлаждающего воздуха А = 28 °C при
номинальных параметрах охлаждаемого газа возможно, если
увеличить производительность вентиляторов или включить си-
стемы увлажнения охлаждающего воздуха. Для АВО, работа ко-
торого происходит по липни 1 (рис. VI-18) дополнительный теп-
ловой поток, который необходимо обеспечить при А = 28°C, со-
ставляет 86 Вт/м2, а включение увлажнения может дать
дополнительно до 120 Вт/м2.
Эксплуатация воздушных холодильников компримирую-
щего оборудования имеет ряд особенностей. Неудовлетворитель-
ная работа одного из АВО приводит к увеличению тепловой на-
грузки последующих аппаратов; отклонение в работе АВО
Рис. VI-17. Зависимость коэффициента теплопередачи от массовой скоро-
сти охлаждающего воздуха в узком сечении теплообменных секций (ор)уз
при охлаждении азотоводородной смеси:
/ —АВО-1 на всасывании компрессора при давлении 2,4 МПа; 2 —промежуточный холо-
дильник АВО-3,4 при рабочем давлении 10,2—21,8 МПа; 3—промежуточный холодиль-
ник АВО-2 при рабочем давлении 5,2 МПа.
155
Рис. V1-18. Изменение плотности теплового потока q в АВО в зависимости
от температуры атмосферного воздуха б:
I — АВО-3; 2—АВО-4; 3 —АВО-2; 4 —АВО-1.
используемых в холодильных циклах, вызывает повышение на-
грузки конденсатора по тепловому потоку охлаждения перегре-
того пара. При ограниченных возможностях аппаратов эти об-
стоятельства приводят к снижению температуры охлаждающего
воздуха, до которой возможно поддержание регламентируемых
параметров работы компрессорной-установки.
Повысить эффективность воздушных холодильников компри-
мирующего оборудования можно, увеличив производительность
основных вентиляторов их наддувом, созданием совершенных
схем обвязки или систем увлажнения охлаждающего воз-
духа и др.
Глава VII
ТЕХНИЧЕСКОЕ ОБСЛУЖИВАНИЕ И РЕМОНТ АВО
I
Многолетний опыт эксплуатации в условиях нефтехимической
и химической промышленности показал высокую экономичность
и надежность АВО в сравнении с водяными кожухотрубными
теплообменниками, что обусловлено не только заметным сокра-
щением потребления охлаждающей воды, но и упрощением тех-
нического обслуживания и проведения планово-предупредитель-
ных ремонтов.
Аппараты поставляются заводом-изготовителем в разобран-
ном виде после контрольной сборки, поэтому при монтаже не
требуется существенных подгонок сопрягаемых элементов кон-
струкций. На готовый фундамент устанавливают редуктор
с электродвигателем или тихоходный электродвигатель, при этом
обращают внимание на тщательность центровки редуктора с ро-
тором электродвигателя и на строгую вертикальность оси выход-
ного вала. На валу закрепляют колесо вентилятора, затем мон-
156
тируют металлоконструкции. Лапы стоек крепят к фундаменту
фундаментными болтами. Возможна установка АВО и привода
вентилятора на жесткой металлической раме, которая уклады-
вается на специально подготовленную площадку. При размеще-
нии АВО на эстакадах опорные элементы крепят к несущим кон-
струкциям. Опорные перекладины металлоконструкций, на
которые укладывают секции аппарата, проверяют на горизон-
тальность. Заключительные этапы сборки: монтаж теплообмен-
ных секций аппарата, их обвязка внешними трубопроводами,
монтаж системы увлажнения и других деталей.
Задачей технического обслуживания АВО является обеспече-
ние их работоспособности в период между планово-предупреди-
тельными ремонтами, проводимыми в период остановки оборудо-
вания (обычно один раз в год). Система технического обслужи-
вания и ремонта призвана обеспечить: возможность ремонта по
плану, согласованному с планом производства; своевременную
подготовку необходимых для ремонта АВО запасных частей и
материалов; правильную организацию технического обслужива-
ния и ремонта; увеличение коэффициента технического использо-
вания оборудования в результате повышения качества ремонта
и уменьшения простоя в ремонте. Техническое обслуживание
АВО практически проводят только в тех случаях, когда в про-
цессе эксплуатации на оборудовании отмечены отклонения тех-
нологических параметров от установленных, что влияет на веде-
ние технологического процесса или окружающую среду.
Такие отклонения возникают при загрязнении поверхностей
теплообмена как со стороны охлаждающего воздуха, так и со
стороны охлаждаемой или конденсируемой среды, снижении
производительности вентилятора и т. д. Объем работ по техни-
ческому обслуживанию включает очистку оребренных поверх-
ностей от загрязнений; регулирование зазора между вентилято-
ром и обечайкой; подтягивание болтов фланцевых соединений;
устранение источников повышенной вибрации и шумности;
контроль уровня масла в редукторе и состояния передачи
(зубчатой, клиноременной); удаление газовых пробок; мелкий
ремонт оборудования; изменение угла поворота лопастей.
Наиболее распространенная неисправность в АВО — это за-
грязнение поверхностей теплообмена, создающее не только до-
полнительное термическое сопротивление теплопередачи, но и
увеличивающее аэродинамическое сопротивление, что приводит
к снижению общей производительности основного вентилятора и
коэффициента теплоотдачи со стороны охлаждающего воздуха.
Пылевые и волокнистые отложения как на внешней стороне
поверхности, так и внутри трубного пучка могут быть удалены
промывкой деминерализованной водой, обработанной паром,
с последующей продувкой поверхности струей сжатого воздуха.
Практика показала, что такая обработка поверхности дает хоро-
шие результаты для трубных пучков всех типов. АВО необхо-
димо промывать каждый раз перед началом теплового периода
157
эксплуатации. Для этого останавливают вентиляторы и подают
моющий раствор на внешнюю и внутреннюю поверхности тепло-
обменных секций.
Очистку внутренней поверхности теплообменных труб от за-
грязнений проводят реже, чем очистку водяных кожухотрубных
теплообменников, а во многих случаях не производят вообще.
Это обусловлено тем, что в АВО коэффициент теплопередачи
в большинстве случаев определяется коэффициентом тепло-
отдачи со стороны воздуха ан. п. Если в процессе эксплуатации
отмечается непрерывное увеличение разности давлений между
входящими и выходящими потоками, то это свидетельствует о
постепенном загрязнении пространства аппарата. Внутреннюю
поверхность труб очищают методами, аналогичными используе-
мым для водяных кожухотрубных теплообменников.
В процессе эксплуатации следует контролировать равномер-
ность зазоров между концами лопастей и обечайкой вентилятора,
так как увеличение зазора повлечет за собой снижение произво-
дительности. При обнаружении утечек охлаждаемой или конден-
сируемой среды через фланцевые соединения внешней трубопро-
водной обвязки последние подтягивают и устраняют утечки.
При неравномерно установленных углах и неправильной
сборке лопастей со ступицей вентилятора может возникать повы-
шенная вибрация. Собирать лопасти вентиляторов со ступицей
следует строго в соответствии с заводской маркировкой. Не раз-
решается менять лопасти местами на одном колесе или уком-
плектовать вентиляторы лопастями с разных колес.
Уровень звуковой мощности АВО в основном определяется
окружной скоростью концов лопастей и развиваемым напором,
однако не следует исключать влияние и других факторов; вели-
чины зазора, жесткости аэродинамических элементов, относи-
тельного расположения вентилятора и теплообменных секций.
Для АВО, установленных вблизи зданий, уровень шума АВО
несколько выше, чем на открытых технологических площадках,
что обусловлено экранирующим действием строений. Устрайение
причин повышенной шумности связано с индивидуальными осо-
бенностями системы охлаждения, но известен ряд факторов, спо-
собствующих снижению уровня шума. К этим факторам отно-
сятся: уменьшение частоты вращения вентилятора, снижение
напора, применение рациональной компоновки и жестких кон-
структивных элементов.
К. периодическим работам технического обслуживания отно-
сятся и работы, связанные с контролем уровня масла в редук-
торе для обеспечения нормальной работы зубчатого зацепления
и удалением газовых пробок. Уровень масла целесообразно кон-
тролировать с определенной периодичностью, а газовые пробки
в зависимости от степени их влияния на теплопередачу. Перио-
дичность изменения угла поворота лопастей вентилятора приу-
рочивается к началу холодного и теплого периодов эксплуата-
ции АВО. В зависимости от условий эксплуатации, особенно
158
в холодный период года, к работам по техническому обслужи-
ванию относят также очистку лопастей вентиляторов и теплооб-
менных секций от льда и снега.
Ремонт АВО обычно называется следующими причинами: вы-
ходом из строя теплообменных секций (нарушение герметично-
сти развальцовки труб, что обнаруживается по пропуску среды
из секций); неисправностью привода, редуктора, колеса венти-
лятора, устройств регулирования и трубопроводной обвязки.
Ремонт может быть текущим и капитальным. Текущий — это
ремонт, осуществляемый в процессе эксплуатации для гаранти-
рованного обеспечения работоспособности оборудования. Объем
основных работ текущего ремонта АВО включает: техническое
обслуживание, замену бустроизнашивающихся деталей в при-
воде вентилятора, выявление дефектов, устранение которых пла-
нируется при проведении капитальных ремонтов.
Капитальный — это ремонт, осуществляемый с целью вос-
становления исправности и полного или близкого к полному
восстановлению ресурса аппаратов с заменой или восстановле-
нием любых его частей. В объем капитального ремонта АВО
входит: текущий ремонт, замена и восстановление теплообмен-
ных секций, замена лопастей и статическая балансировка ко-
леса вентилятора, модернизация оборудования, замена элемен-
тов трубопроводной обвязки, послеремонтные испытания. Ре-
монтные работы начинают с разборки АВО. Методы разборки
зависят от конструктивных особенностей аппарата, места и спо-
соба его монтажа.
Неисправные теплообменные секции заменяют новыми. Оты-
скивают места с нарушением герметичности узла вальцовочного
соединения оребренных труб с трубными решетками секций. Для
восстановления работоспособности требуется подвальцовка труб
в трубных решетках. Если обнаружено нарушение герметично-
сти в результате коррозионного или эрозионного разрушения,
в дефектные трубы устанавливают конусные заглушки. Герме-
тизация заглушки достигается запрессовкой или сваркой.
После окончания ремонта трубные секции подвергаются
опрессовке водой полуторакратным рабочим давлением.
При ремонте и замене лопастей на вентиляторах АВО сле-
дует обращать внимание на балансировку рабочего колеса вен-
тилятора, так как иначе возможны шум и вибрация всей уста-
новки. В практике известны случаи разрушения фундаментов
установки вследствие вибрации, расстройство болтовых и закле-
почных соединений. Вибрация вызывается обычно центробеж-
ными силами, возникающими при неравномерном распределении
вращающейся массы (лопастей, ступицы) относительно оси вра-
щения колеса.
Различают два вида неуравновешенности: статическую и ди-
намическую. Статическая неуравновешенность вызывается не-
совпадением центра тяжести с центром оси вращения; она мо-
жет быть обнаружена тогда, когда тело вращения находится
159
Рис. VII-1. Устройство для балансировки рабочего колеса вентилятора ЛВО:
/ — рама; 2—крепление; 3—призма; 4—колесо; 5—опорный вал.
в состоянии покоя, отсюда и ее название. Статическая балан-
сировка состоит в том, что устраняется эксцентриситет центра
тяжести колеса вентилятора относительно оси вращения.
В практике проведения ремонта и замены лопастей вентилято-
ров АВО приходится иметь дело со статической балансировкой
колес. Сущность статической балансировки состоит в опытном
определении наиболее легкой и наиболее тяжелой части колеса
вентилятора. У рабочего колеса вентилятора АВО, имеющего
эксцентриситет центра тяжести относительно оси вращения, со-
стояние покоя достигается в том случае, когда центр тяжести
находится внизу, на одной вертикали с центром вращения.
В этом положении статически неуравновешенное колесо нахо-
дится в состоянии покоя и, будучи выведенным из этого положе-
ния, стремится занять его вновь. Статическая балансировка мо-
жет быть произведена на призмах, дисках или ножах, на роли-
ках или шарикоподшипниках. •
На рис. VII-1 приведено устройство для балансировки рабо-
чего колеса вентилятора АВО. Оно должно быть установлено на
специальный вал со шлифованной поверхностью и термически об-
работанными шейками. Поверхность опорных призм также
должна быть отшлифована, термически обработана, не иметь
забоин, царапин, должна быть чистой, так как точность балан-
сировки тем выше, чем меньше трение между шейками вала и
опорными призмами. Перед балансировкой колесо вентилятора
должно быть очищено, углы поворота лопастей выведены в по-
ложение, близкое к рабочему.
Балансировка должна проводиться в закрытом помещении,
исключающем влияние ветрового давления на лопасти венти-
лятора. Балансируемое колесо свободно устанавливают на приз-
мы. После того, как оно установится в определенном положе-
нии, отмечают нижнюю точку, лежащую в вертикальной полости
и па оси вращения колеса. Колесо отклоняют несколько раз
160
в разные стороны; если оно установится в отмеченном положе-
нии, то следует считать, что вертикальная плоскость, в которой
находятся центр тяжести и ось вращения, определена. Если при
повторных отклонениях положение нижней точки каждый раз
занимает новое положение, можно считать, что дисбаланс незна-
чителен или существуют другие причины, искажающие резуль-
таты балансировки (грязные или деформированные опорные по-
верхности, влияние ветра и пр.).
Далее колесо вентилятора уравновешивают, закрепляя на
диаметрально противоположной его части временный груз в виде
пластилина, замазки, магнита и т. д. Балансировку заканчивают,
когда колесо вентилятора при отклонениях занимает произволь-
ное положение. Временный груз взвешивают и на его место
устанавливают постоянный.
Для вентиляторов с лопастями длиной 2,8 и 5,0 м допусти-
мый дисбаланс соответственно составляет 24,5 Н • см и
29,4 Н • см. При балансировке колеса вентилятора опорные
призмы должны быть жесткими, устанавливаться горизонтально
в продольном и поперечном направлениях; допускаемые откло-
нения призм в продольном направлений не должны превышать
0,05 мм на 1000 мм длины призмы. Ширина призмы в месте кон-
такта не более 10 мм. При опускании балансируемого колеса
на призмы следует соблюдать осторожность, чтобы предотвра-
тить повреждение поверхностей шеек и призм. Если металличес-
кие лопасти заменяют лопастями из неметаллических материа-
лов, статическую балансировку не производят. Установив венти-
лятор, проверяют его работу при всех скоростях вращения, вклю-
чая реверсирование, а также при различных углах наклона ло-
пастей. На теплый период года устанавливают углы поворота
лопастей, обеспечивающие 85—90% загрузки электродвигателя.
Качество проведенного ремонта подтверждается результатами
тепловых и аэродинамических испытаний АВО.
ЛИТЕРАТУРА
Антонов Б. Н. и др. — Хим. пром., 1975, № 7, с. 51—54.
Берман С. С. Теплообменные аппараты и конденсационные устройства турбо-
установок. М., Машгиз, 1959. 427 с.
Васильев Ю. Н., Марголин Г. А. Системы охлаждения компрессорных и неф-
теперекачивающих станций. М., Недра, 1977. 218 с.
Васильев Ю. Н., Марголин Г. А., Харах В. А. Газовая пром., 1973, № 4,
с. 20—22.
Вопросы теплообмена при изменении агрегатного состояния вещества. М., Гос-
энергоиздат, 1953, 208 с.
Васильев Ю. Н. и др. Транспорт н хранение газа, 1971, № 12, с. 15—20.
Васильев Ю. Н. и др. Системы воздушно-водяного охлаждения мотор-генера-
торов 11 ГД-100. Экспресс-информация Мингазпрома, № 23, 1971, с. 20—26.
Васильев Ю. Н. и др. Инерционность систем воздушно-водяного охлаждения.
Экспресс-информация Мингазпрома, № 2, 1977, с. 7—12.
Данилова Г. Н. и др. Теплообменные аппараты холодильных установок. М.,
Машиностроение, 1973. 328 с.
161
Исаченко В. П., Осипова В А., Сукомел А. С. Теплопередача. М., Энергия,
1975, 485 с.
Инструкция по испытанию и наладке вентиляционных устройств. Главпром-
вентиляция ЦБТИ. М., 1968. 102 с.
Крюков Н. П., Огладков Ю. И., Соболев М. А. Хим. пром., 1979, № 5, с. 52—
53.
Крюков Н. П. и др. Определение теплосъема на аппаратах воздушного охлаж-
дения. Информационный листок Госинти № 623.
Крюков Н. П. и др. Хим. пром., 1979, № 12, с. 28—31.
Клямкин С. Л. Тепловые испытания паротурбинных установок электростанций.
М., Госэнергонздат, 1961, 408 с.
Казаков А. В., Кулаков М. В., Мелюшев Ю К. Основы автоматики и авто-
матизации химических производств. М., Машиностроение, 1970. 374 с.
Кирсанов И. И. Конденсационные установки М. Энергия, 1965, 376 с.
Кучерук В. В., Хазанов И. С. Эксплуатация и ремонт вентиляционных уста-
новок машиностроительных заводов. М., Машгиз, 1961, 317 с.
Методика теплового и аэродинамического расчета аппаратов воздушного ох-
лаждения. М., ВНИИнефтемаш. М., 1974, 101 с.
Михеев М. А. Основы теплопередачи. М., Энергия, 1973, 319 с.
Мещераков Ф. Е. Основы холодильной техники М., Госторгиздат, 1960. 375 с.
Марголин Г. А. — Транспорт и хранение газа, 1973, № 5, с. 13—20.
Марголин Г. А. — Транспорт и хранение газа, 1974, № 7, с. 3—9.
Нестеренко А. В. Основы термодинамических расчетов вентиляции и конди-
ционирования воздуха. М. Высшая школа, 1971. 460 с.
Отраслевая нормаль ОН 26-02-36-67 М, Гипронефтемаш, 1967. 51 с.
Отраслевая нормаль ОН 26-02-34-67 М., Гипронефтемаш, 1967. 50 с.
Петухов Б. С Опытное изучение процессов теплопередачи. М.. Госэнергонз-
дат, 1952. 349 с.
Сухорукова В. Г., Ревенков Л. И. Аппараты воздушного охлаждения для тех-
нологических установок в химической, нефтехимической и нефтеперераба-
тывающей промышленности. М, НИИТЭхим, 1968. 35 с.
Сухорукова В. Г., Шмеркович В. М. Аппараты воздушного охлаждения в хи-
мической промышленности. М., НИИТЭхим, 1976. 31 с.
Стандартизированные аппараты воздушного охлаждения общего назначения.
М., ЦИНТИхимнефтемаш, 1973. 39 с.
Теплотехнический справочник. М., Госэнергонздат, 1957. 373 с.
Шмеркович В. М. Обзор серии «Опыт проектирования нефтеперерабатываю-
щих и нефтехимических предприятий». М., ЦНИИТЭнефтехим, 1977. 108 с.
ПРЕДМЕТНЫЙ УКАЗАТЕЛЬ
АВГ — аппарат воздушный горизон-
тальный 9, 12, 23, 24, 35, 115
АВЗ — аппарат воздушный зигзаго-
образный 9, 12, 24, 35, 100, 127
АВМ — аппарат воздушный мало-
поточный 9, 10, 12
АВО
для азотоводородной смеси 18
для аммиака 20
аэродинамические испытания 88
— характеристики 92 сл.
вибрация 159
гидродинамическое сопротивление
138
зарубежных фирм 14, 17, 31, 93,
100
испытания 53 сл., 60 сл., 146
капитальный ремонт 159
для конденсации паров 87
в крупнотоннажных производ-
ствах 14
материалы деталей 13
нормализованные 12
область применения 9
для охлаждения конвертирован-
ного газа 88
-----парогазовой смеси 90
паспорт 81
для природного газа 25
промышленные испытания 83 сл.
расчеты 33 сл., 50 сл., 103
регулирование ПО сл.
в режиме естественной конвек-
ции ПО
— — конденсации аммиака 127
ремонт 156
сборка 157
в системе очистки 22
статическая балансировка 160
схемы включения в технологиче-
ские линнн 27 сл.
текущий ремонт 159
тепловая характеристика 102 сл.
тепловые испытания 88
техническая характеристика 10,
12
техническое обслуживание 156 сл.
для технологического воздуха 25
в технологических линиях 14,
123 сл.
трубопроводная обвязка 41
уровень шума 158
четырехвентнляторный 17
с шахматным пучком труб 52
эксплуатационные характеристи-
ки 92 сл.
электроэнергия НО
эффективность 101, 105
Анемометр 55
индукционный 55
ручной чашечный 55
Арона схема 59, 72
Аэродинамические элементы 9
вибрация 96
Аэродинамическое сопротивление 99
Вариатор 112
Ваттметр 59
Ваттмерные клещн 59
Вентилятора 9, 10
аэродинамическая характеристика
94
вспомогательные 97, 106
давление 94
к. п. д. 35, 72, 94
с лопастями нз полимерных ма-
териалов 26
мощность 72
параллельная и последовательная
работа 97
производительность 59, 94
частота вращения 72
Вибрация АВО 159
Влажность воздуха относительная
55
Водоснабжение оборотное 7 сл.
Воздух атмосферный
давление 68
относительная влажность 55
подогрев 80
расход 66
рециркуляция 116
скорость 55, 64
температура 16, 36, 64
технологический 25
увлажнение 117
Гидродинамическое сопротивление 40
Гидромуфта 112
Гидротрансформатор 112
Давление
воздуха 68
газов 67
конденсации 133
потерн 93
рабочее 12
Дефлегматор 32, 136
Деформации труб 99, 101
Диаграммы состояния 45, 68, 124
Дренажные линии 108
Дренирование 130
Жалюзи 17, 112, 123
Жалюзирование 16, 80, 96, 100, 109,
ИЗ
163
Заливные зоны 107
Застойные зоны 107
Затвор гидравлический 108
Измерительные устройства 53 сл.
Ингибитор коррозии 149
Испаритель 44
Испытания АВО 53
для абсорбционной холодильной
установки 86
анализ экспериментальных дан-
ных 74
аэродинамические 60, 88
конструктивные измерения 53
обработка результатов 63
при переменном расходе тепло-
носителей 61
— постоянном расходе продукта
60 л.
в промышленных условиях 83 сл.
в режиме конденсации парогазо-
вой смесн 146
скорость воздуха 64
температура воздуха 64
тепловые 88
теплотехнические 60 сл.
при увлажнении воздуха 61
Камеры
коллекторные 12
коробчатые 12
разъемные 12
Компрессор 7, 15, 123, 126
Компримирование
азотоводородной смеси 18, 32
аммиака 19
природного газа 24
Конденсаторы 15, 19, 32, 109, 123
зарубежных фирм 138 к
параметры 16, 134
и паровая турбина 132
Конденсация
аммиака 19, 48, 85
влаги 26
давление 133
парогазовой смеси 48
перегретых и насыщенных паров
111
Коробка скоростей 112
Коэффициент
мощности 71
оребрения труб 35
полезного действия вентилятора
35, 72, 94
сужения сечения 65
теплоотдачи 37, 43, 44, 84, 103,
136, 148, 152
теплопередачи 16, 26, 32, 37, 47,
51, 61, 71, 75, 84, 102, 115, 127,
136, 147, 152
— и скорость воздуха 62
увеличения поверхности 35
Микроманометр 57
Мощность
вентилятора 72
паровых турбин 133
электродвигателя 10, 40, 59
Неконденсирующиеся примеси 108,
130
Оребрение 65, 80
Орошение для увлажнения 74
Отложения 50, 91, 99, 107, 145, 157
Охлаждение
водой 8
воздушное 8, 30, 77, НО
конвертированного газа 23, 88
парогазовой смеси 23, 48, 90
технико-экономические показате-
ли 8
технологического воздуха 25
Очистка поверхностей 107, 145, 158
Преобразователь частоты тока 122
Привод электромеханический 113
Примеси неконденсирующиеся 1С8
Поверхность теплообмена 11, 12, 37,
40, 44, 90, 118
жалюзировання 80
очистка 107
и температура воздуха 121
Потери давления 93
Психрометр 55
Расход
воздуха 66
среды 57
теплоносителя 66
Расходомер 58
Расчет АВО 32 сл.
Регулирования АВО
автоматическое 113
изменением угла поворота лопа-
стей 112
— частоты вращения вентилято-
ра 113
параметры 110
ступенчатое 114
по температуре воздуха 111, 120
Ресивер 124
Рециркуляция воздуха 116
Скорость воздуха 55, 64
карта размещения точек измере-
ния 56
Срок окупаемости 8
Статическая неуравновешенность 159
Стрела прогиба 76, 87
Сужающее устройство 57
Счетчик объемный 57
164
Тахометр 60
Температура атмосферного воздуха 8,
16, 36, 44, 64, 78
карта размещения точек измере-
ния 56
конденсации 16
регулирования 16
средняя логарифмическая раз-
ность 44, 77, 84, 102, 111
в теплообменных секциях 83
Тепловые потоки 34, 49, 69, 84
и естественная конвекция ПО
— скорость воздуха 85
— температура воздуха 78, 85,
139, 150
Теплоноситель 79
вторичный 31, 43, 149
расход 66
Теплообмен, поверхность 11, 12, 37,
44, 80, 90, 118
Теплообменные секции 9, 10, 17, 83
Термометр сопротивления 54, 80, 89
Термометр
лабораторный 54
ртутный 54
технический 54
Трубопроводная обвязка 27
комбинированные схемы 30, 41,
49
конденсаторов 32
параллельно-последовательные
схемы 28, 47, 129
параллельные схемы 27, 41 47
49
сопоставление схем 46
Увлажнение воздуха 80, 108
Уплотнение 25
Форсунки 108
Хлопки 96
Холодильная машина 123
Холодильник 7
водяной 30
воздушный 151
концевой ПО, 131
Холодильный агент 31, 124, 130, 143
Холодильный цикл 43 сл., 125
Эксплуатационные затраты 8, 9
Электродвигатель 11
мощность 40, 59
Эффективность АВО 8
Николай Петрович Крюков
АППАРАТЫ
ВОЗДУШНОГО
ОХЛАЖДЕНИЯ
Редактор
3. 3. Рахмилевич
Редактор издательства
Л. В. Швыркова
Художник
Е. В. Бекетов
Художественный редактор
Н. М. Биксентеев
Технический редактор
О. В. Тюрина
Корректор
Н. А. Иванова
ИБ № 820
Сдано в наб. 06.08.82. Подл, в печ. 10.03.83. Т-06097.
Формат бумаги 60X90'/i«. Бумага тнп. № 2.
Гари, литературная. Печать высокая. Усл.
печ. л. 10,50. Усл. кр.-отт. 10,75. Уч.-изд. л. 11,64.
Тираж 5000 экз. Заказ № 447. Цена 65 коп.
Изд. № 1685.
Ордена «Знак Почета» издательство, «Химия»
107076, Москва, Стромынка, 13.
Ленинградская типография № 2 головное пред-
приятие ордена Трудового Красного Знамени
Ленинградского объединения «Техническая книга»
нм. Евгении Соколовой Союзнолиграфпрома При
Государственном комитете СССР по делам изда-
тельств, полиграфии н книжной торговли 198052,
р, Ленинград, Л-52, Измайловский проспект, 29,
ВНИМАНИЮ СПЕЦИАЛИСТОВ!
В 1984 ГОДУ ВЫЙДЕТ В СВЕТ КНИГА,
ЗАКАЗЫ НА КОТОРУЮ ОФОРМЛЯЮТСЯ
ТОЛЬКО ЧЕРЕЗ ИЗДАТЕЛЬСТВО «ХИМИЯ»:
СМИРНОВ Н. Н. ВОЛЖИНСКИЙ А. и.,
КОНСТАНТИНОВ В. А.
Расчет и моделирование ионообменных реакторов.
— Л., Химия, 1984. — 16 л., 80 к.
В книге кратко изложена теория ионообменных реакторов.
Особое внимание уделено физическим и математическим моде-
лям, обобщенным методам моделирования и инженерного рас-
чета, выбору начальных и граничных условий. Даны сравни-
тельные оценки ионообменных реакторов и рекомендации по их
применению в различных химико-технологических производст-
вах. Приведены многочисленные примеры расчетов, в том числе
с использованием ЭВМ.
Книга предназначена для инженерно-технических работни-
ков научно-исследовательских институтов и промышленных
предприятий.
Книготорговые организации сбором заказов на эту книгу и
ее распространением заниматься не будут. Специалисты, за-
интересованные в приобретении данного издания, направляют
свои заказы в издательство по адресу: 107076, г. Москва,
ул. Стромынка, д. 13, корп. 2, отдел распространения издатель-
ства «Химия». В письме необходимо указать точный почтовый
адрес заказчика.
Индивидуальные заказчики оформляют заказы в виде пись-
менных заявлений, организации и предприятия — гарантийными
письмами.
Книги будут высылаться наложенным платежом по выходе
из печати.
Заказы принимаются до 31 марта 1984 года.
Издательство «Химия»
ВНИМАНИЮ СПЕЦИАЛИСТОВ!
В 1984 ГОДУ ВЫЙДЕТ В СВЕТ КНИГА,
ЗАКАЗЫ НА КОТОРУЮ ОФОРМЛЯЮТСЯ
ТОЛЬКО ЧЕРЕЗ ИЗДАТЕЛЬСТВО «ХИМИЯ»:
Промышленные установки каталитического риформинга
Гуляев В. А., Ластовкин Г. А., Ратнер Е. М., Тарабрина Е. И.—
Л., Химия, 1984.— 15 л., 75 к.
В книге наряду с кратким изложением теории процессов
каталитического риформирования прямоточных бензиновых
фракций дано подробное описание промышленных установок
риформинга, рассмотрены вопросы аппаратурно-технологиче-
ского оформления процесса, детально освещены операции
пуска и остановки. Приведены правила эксплуатации установок
и сведения по контролю за процессами управления ими, а также
ио охране труда.
Книга предназначена для инженерно-технических работни-
ков нефтеперерабатывающей и нефтехимической промышлен-
ности. Будет полезна студентам вузов и техникумов.
Книготорговые организации сбором заказов на эту книгу и
ее распространением заниматься не будут. Специалисты, за-
интересованные в приобретении данного издания, направляют
свои заказы в издательство по адресу: 107076, г. Москва,
ул. Стромынка, д. 13, корп. 2, отдел распространения издатель-
ства «Химия». В письме необходимо указать точный почтовый
адрес заказчика.
Индивидуальные заказчики оформляют заказы в виде Пись-
менных заявлений, организации и предприятия —гарантийными
письмами.
Книги будут высылаться наложенным платежом по выходе
из печати.
Заказы принимаются до 31 марта 1984 года.
Издательство «Химия»