Методические указания по организации сбора и возврата производственного конденсата. Часть 2. Расчетные зависимости - Любина Р.Б., Баранов Н.А., Маляр Э.И.

Author: Любина Р.Б. Баранов Н.А. Маляр Э.И.
Tags: химическая промышленность теплоэнергетика промышленное производство методические указания
Year: 1986
Similar
Атомные электрические станции
Инженерное оборудование зданий и сооружений. Энциклопедия
Тепловые и атомные электрические станции
Теплообменные сушильные и холодильные установки
Text
                    МИНИСТЕРСТВО ХИМИЧЕСКОЙ ПРОМНШЛЕННОСТИ

Производственное объединение Союзхимпромэнерго

Отделение Научно-исследовательского института
технико-экономических исследований (гЛеркассы)

МЕТОДИЧЕСКИЕ УКАЗАНИЙ

ПО ОРГАНИЗАЦИИ СБОРА И ВОЗВРАТА
ПРОИЗВОДСТВЕННОГО КОНДЕНСАТА

Часть П. Расчетные зависимости

Черкассы 1986
В настоящих методических указаниях приведены расчетные со-
отношения, иопользуемые при технико-экономическом анализе сис-
темы паропотребления при гидравлических расчетах, выборе кон-
денсатсотводчиков и конденсатоочистного оборудования.

Материал предназначен для инженеров-эксплуатационников теп-
лотехнологичеокого оборудования, а также йаладчиков тепловых
сетей.

©

Научно-исследовательский институт технико-экономических
исследований (НИИТЭХИМ), 1986 г.
В первой части методических указаний (МУ) "Общие положения"
была изложена стратегия экономии теллоэнергии в системах сбора
конденсата. Указаны щелевые мероприятия для использования в про-
ектных разработках и при производстве наладочных работ. Приведе-
ны требования действующей нормативной документации к оборудова-
нию систем пароиспользования. Сделана попытка представить воз-
можно полнее совокупность проблем, связанных с повышением эффек-
тивности и надежности систем, дать направления их решения.

Задача второй части МУ - конкретизировать отдельные реко-
мендации, доведя их "до чиола", до определенного технического ре-
шения. Большое внимание уделено перспективным разработкам,нашед-
шим применение в практике наладочных работ ПО Союзхимпромэнерго
и обобщающим эту практику. Подробно рассматривается, например ,
тема применения термодинамических конденсатоотводчиков, по кото-
рой в отечественной литературе приводятся скудные и противоречи-
вые данные, не позволяющие производить правильный однозначный
подбор конденсатоотводчиков, оценить показатели экономичности их
работы в заданной системе. Ошибка в подборе или потеря работо-
способности даже части конденсатоотводчиков приводит к гидравли-
ческой разрегулировке системы в целом, к нарушению технологичес-
кого регламента при одновременном сбросе пара помимо сети сбора
и возврата конденсата.

Сокращение времени выполнения гидравлических расчетов имеет
также большое практическое значение. Приведенные материалы от-
крывают возможность для экопресс-оценок и выявления наиболее на-
груженных участков паро- и конденоатопроводов.

Вопросы, результаты разрешения которых определяются в боль-
шой степени спецификой производства или конструктивного исполне-
ния, рассматриваются в общих чертах. Намечается лишь подход к
решению и обсуждаются возможные результаты.

Роль связующего звена между отдельными темами в изложении
играет раздел П, указывающий последовательность и условия исполь-
зования разработок.
I.	ПОКАЗАТЕЛИ ЭФФЕКТИВНОСТИ СИСТЕМЫ ПАРОИСПОЛЬЗОВАНИЯ

I.	Структура системы пароиспользования

Система пароиспользования может быть разделена на подсис-
темы, имеющие относительно самостоятельное.^функциональное на-
значение и соответствующий состав конструктивных элементов (обо-
рудования) .

Принято отдельно рассматривать "систему пароснабжения",вклю-
чающую пароподготовительное оборудование теплового пункта про-
изводственного корпуса (РОУ, редукционные клапаны.раздающий кол-
лектор, КИПиА), а также сеть паропроводов с арматурой. Эта под-
система простирается от задвижки, разделяющей внешнюю и внут-
реннюю паровые сети, до входного патрубка технологического ап-
парата. Элементы подсистемы подбираются так, чтобы обеспечить
расчетные (регламентные) параметры теплоносителя на входе в ап-
парат при расчетном (чаще всего максимально возможном) его теп-
лопотреблении Ор. Таким образом, параметром, определяющим рабо-
тоспособность подсистемы, становится давление Р греющего пара.
Этот параметр принимается однозначно только для узкого класса
технологических условий. Увеличение величины гп означает увели-
чение движущего напора для транспортировки среды, уменьшение
диаметров паропроводов, сокращение поверхностей нагрева или
времени прогрева продукта. Но вместе о тем это приводит к уве-
личению массы выпара G

Собственно "система паропотребления" включает все техноло-
гические аппараты с паровым обогревом, питаемые от одного теп-
лового пункта. В отдельную подсистему могут объединяться аппа-
раты, сбрасывающие отработавший теплоноситель в общий бак-сбор-
ник. Разделение зависит от целей анализа системы.Наиболее важ-
ной задачей здесь является формирование предельно возможного
равномерного потребления теплоносителя, которое обеспечивает бла-
гоприятные условия работы вспомогательного оборудования и мини-
мальные капитальные затрата.

"Система сбора и возврата конденсата" распространяется от
ковденсатоотводчика до задвижки на выходе конденсатного наооса.
Она включает в себя конденсатопровод, сепараторы,охладители,ба-
ки-сборники, насосы, КИПиА, оборудование конденсатоочистки. В
4
эту подсистему следует включить дренажные устройства, вестовые и
дыхательные трубопроводы.

"Система сбора" в меньшей степени чем другие подсистемы ока-
зывает влияние на'-зудение технологического процесса. В овязи с
этим она в меньшей^’^эпени охвачена унификацией и нормализацией
параметров, поэтому Ь большей мере подвержена волевым решениям
местного значения и отклонениям от проектных заданий как в час-
ти параметров оборудования, так и по показателям эффективности.

Конденсатоотводчики представляют собой особенность в деле-
нии элементов по подсистемам. Во времена преобладания поплавко-
вых конденсатоотводчиков их можно было относить к "системе па-
ропотребления". Действительно, поплавковые конденсатоотводчики
допускают только один режим отвода - на линии насыщения и ихра-
бочий интервал .пропускной способности достаточно велик, чтобы
объединить аппарат с одним из типоразмеров независимо от вели-
чины противодавления в конденсатной сети.

В настоящее время, когда широкое распространение получили
термодинамические конденсатоотводчики, для которых поддерживае-
мый режим зависит и от величины тепловой нагрузки аппарата и от
противодавления в конденсатной сети, комплектная поставка ос-
новного оборудования и конденсатоотводчика сделалась нецелесо-
образной.

Конденсатоотводчик - элемент, принадлежащий системе паро-
использования в целом. С распространением дисковых термодинами-
ческих отводчиков ранее скрытые и ограниченные функции распре-
деления теплоносителя и управления режимом отвода конденсата по-
требовали внимательного к себе отношения, поскольку ими во мно-
гом определяется устойчивость пароснабжения, эффективность ве-
дения технологического процесса и экономия теплознергии.

2.	Назначение системы павоиопользования

Назначение системы определяется в форме задачи оптимизации:
при регламентных ограничениях на производительность по массе
продукции и ее качество система должна работать с минимальными
затратами теплоты. На практике всегда ограничены и состав эле-
ментов и трудозатраты на обслуживание системы. Поэтому следует
по возможности сокращать общие затраты на эксплуатацию системы.
При более широком и практичном взгляде на систему пароио-
пользования как на теплотехнологический объект в ограничитель -
ной части определения должны рассматриваться технологические ,
энергетические и социальные составляющие, а % Подвижной" час-
ти - все общественные затраты, включая пот^< от снижения сорт-
ности продукции. Следовательно, из двух сравниваемых оистем при.
одних и тех же ограничениях лучше та, которая доставляет мини-
мум приведенных затрат. Всякие другие подходы к проектирова-
нию или реконструкции системы дают условный экстремум, возмож-
но, далекий от абсолютного.

Полномасштабное представление о работе системы с описанием
всех видимых в настоящее время взаимосвязей требует специально-
го исследования и имеет значение, для конкретного класса произ-
водств. В рамках обобщенного анализа важно выделение и изучение
наиболее весомых составляющих упомянутых затрат.

3.	Показатели потерь

Наиболее общая характеристика эффективности системы опре-
деляется коэффициентом полезного использования теплоты: КПП =
- Оцол^затр’ где в качестве Одол пРинимают физически необходи-
мое количество теплоты на ведение технологического процесса, а

величина QgaTp включает,
производственным циклом.

кроме того, все потери q^, связанные с
Следовательно,

%

КПИ = I - ----

чзатр

(I.I)

Местом наибольших и органически присущих системе пароис-
пользования потерь является "система сбора и возврата конденса-
та". Эти потери связаны с выпаром, составляющим значительную до-
лю массы участвующего в технологическом процессе теплоносителя.

При анализе потерь принято рассматривать элементарную сис-
тему, включающую один пароиопользующий аппарат (рис. I, а).

Отмеченное на рис. I, б понижение давления р теплоносителя
вызвано гидравлическим сопротивлением участков трассы, снижение
удельной энтальпии (теплосодержания^ 1 - теплообменом с внеш-
ней средой. Паросодержание х, определяемое как отношение массы
паровой фазы 0$ к общему расходу паро-конденсатной смеси G =
6
= GR + вд, В Лю-
бой точке трас-
сы - функция
гидравлических и
тепловых процес-
сов одновременно:

г(р)

Рис. I. Элемен-
тарная система
пароиспользова-
ния (а) и изме-
нение ее. режим-
ных параметров
(б):Д1п,Д1т и
Д1к - протяжен-

ность соответст-
венно паропрово-
да, алпарата-
теплопотребителя
и конденсато-
провода

5

Интерес представляет величина паросодержания в двух точках
трассы: перед конденсатоотводчиком х= х (р1) ив баке-сборнике
ъ = х(р^), причем

гб гб

где индексами "1" и "б" отмечены табличные [l, с. 29, 30] пара-
метры теплоносителя, соответствующие давлению р1 перед ковден-
сатоотводчиком и в баке-сборнике. Первое слагаемое в выраже-
нии (1.3) отражает увеличение паровой фазы за очет вторичного
вскипания возвращаемого конденсата. "Вторичный" пар появляется
при падении давления от р1 s рц до р^. Второе слагаемое - вклад,
вносимый выбором конденсатоотводчика и соответствующим режимом
отвода конденсата, т.е. величиной х.

Принимая за базовые величины сравнения расчетное крличест-
во теплоты <5^ и массы пара ор = Qp/Li"(₽n) ~ 1 (pi)J ~ Qj/rl >
можно определить относительные потери массы

®В ~	ъ  1 - X
и теплоты	выпара  к  ъ	*6
8в ~	1-х

(1Л)

(1.5)

	Показателями совершенства элементарной системы будут так-
же те	отношения теплоты выпара Qn к расчетной подведенной тепло- хода = VX  Q-| -	• -£»	(1'6)  1 " х

массы-выпара йп к возвращаемому количеству конденсата GK

Ъ
g<5=;—г
1 - ъ

(1.7)

и теплоты выпара Qn к теплоте, содержащейся в возвращаемом
конденсате:

ъ 1б

(1.8)

В табл. I представлены результаты расчетов показателей по
формулам (1.3)-(1.8). Для развернутой сиотемы с ш паропотребите-
лями показатели определяются сложением:

ш	ш

b =	Qi = d=iqijgpj’

m

у G„. - доля пар©потребления j-того аппарата.

PJ P<J j_•] рз

Величины хи ъ могут принимать отрицательные значения, в
этом случав показатели q. означают количество теплоты, недостаю-
щее для того, чтобы привести конденсат в состояние насыщения.

Доля паровой фазы в отводимой среде достигает 10-20 при-
чем 60-70 % циркулирующего в системе сбора пара составляет вто-
ричный пар. Для транспортировки паровой фазы требуется соответ-
ствующее увеличение сечения трубопровода.

Таблица I. Показатели эффективности
й с элементарной системы пароиспользования

0___ .......	.	- .

₽1	₽б	X	Ъ-102	«в'10"	2 4В*10	gd>102	qd-io2	Q^-IC?
ш  (кто/ ас	Га 'см^) 5с.							
I	2	3	4	5	6	7	8	9
	0,08	0	7,4	7,4	9,1	8,0	54,8	7,2
	(0,8)	0,05	12,2	12,7	15,6	13,8	94,5	12,4
		0,1	16,85	18,75	23,0	20,3	139	18,3
0,3	0,1	0	6,35	6,35	7,85	6,8	46,5	6,3
(3)	(I)	0,05	П,1	11,65	14,4	12,5	85,6	11,4
		0,1	15,85	17,65	21,8.	18,8	129	17,3
	0,15	0	4,15	4,15	. 5,2	4,3	25,2	4,1
	(1,5)	0,05	8,95	9,4	11,7	9,8	67	9,3
		0,1	13,75	15,3	19,2	16,0	IIO	•15,3
	0,08	0	12,2	12,2	15,5	13,9	82,7	11,7
	(0,8)	0,05	16,8	17,65	19,9	20,2	129,5	15,1
		0,1	21,4	24,8	31,5	27,2	17,5	23,9
0,6	0,1	0	11,1	11,1	14,2	12,5	80,2	10,8
(6)	(I)	0,05	15,75	16,55	21,2	18,7	120	16,1
		0,1	20,35	22,6	28,0	25,8	165,5	21,2
	0,1$	0 .	8,9	8,9	11,5	9,7	62	8,7
	(1,5)	0,05	13,6	14,3	18,4	15,8	101,5	13,9
		0,1	18,3	20,3	26,2	22,4	144	19,9
	0,08	0	17,0	17,0	22,6 	20,6	120,5	16,3
	(0,8)	0,05 '	21,4	22,5	30,0	27,3	160	21,6
		0,1	25,8	28,7	38,2	34,8	204	27,5
1,1	0,1	0	16,0	16,0	21,4	19,2	112	15,4
(II)	(I)	0,05	20,4	21,4	28,6	25,6	150	20,6
		0,1	24,9	27,6	36,9	23,0	192	26,6
I	2	3	4	'5	6	7	8	9
1,1	0,15	0	13,8	13,8	18,5	16,1	94	13,3
(II)	(1,5)	0,05	18,3	19,25	25,7	22,4	131	18,5
		0,1	22,8	25,4	34,0	29,5	172,5	24,5

С увеличением давления греющего пара доля выпара увеличи-
вается. Повышение давления в баке-оборнике снижает массу выпара.
Увеличение давления в баке эффективно при пониженных давлениях
греющего пара (рп< 0,3 МПа).

Количества теплоты в отбросном и возвращаемом потоках от-
работавшего теплоносителя практически равновелики (ч^ = 90-
130 %).

Если не приняты специальные меры по выбору рационального
режима отвода конденсата и утилизации теплоты с низкопотенциаль-
ным выпаром может теряться до 30 % от потребного количества теп-
лоты. Несовершенная работа конденсатоотводчиков увеличивает эти
потери еще на 10-15 %.

Выводы:

а)	система пароиспользования разделяется на три подсистемы:
пароснабжения, пароиопользования, сбора и возврата конденсата.
В отношении подсистем определяются функции, состав конструктив-
ных элементов, показатели эффективности;

б)	конденсатоотводчики, управляющие величиной "пролетного"
пара, являются элементами, принадлежащими всей системе пароис-
псльзования;

в)	система пароиспользования и отдельные ее части пред-
ставляют собой теплотехнологические объекты, от выбора которых
зависит не только рациональный расход теплоты, но и показатели
количества и качества обрабатываемой продукции;

г)	потери теплоты с выпаром составляют большую часть по-
терь в системе, они могут достигать 30-45 % от количества теп-
лоты, необходимого для проведения термообработки продукта. По-
тери увеличиваются с увеличением перепада давления теплоносите-
ля в системе. Режим отвода конденсата также существенно сказы-
вается на величине потерь: каждый процент "пролетного" пара уве-
10
личивает массу выпара на 1,1-1,5 % и создает дополнительные за-
труднения в транспортировке конденсата;

д)	технические решения по сокращению и полной утилизации
выпара должны разрабатываться на стадии проектирования системы.
При наладке сложившейся системы возможности для экономически оп-
равданных решений крайне ограничены.

П. АЛГОРИТМ ИССЛЕДОВАНИЯ СИСТЕМЫ ПАРОИСПОЛЬЗОВАНИЯ

I. Основные задачи и этапы исследования

Проектирование системы с оптимальными технико-экономически-
ми показателями - весьма сложный процесс. Упрощение поиска ра-
ционализирующих мероприятий достигается поэтапным углублением
рассмотрения взаимосвязей внутри системы, постепенным вовлече-
нием необходимых данных о работе системы.

Вначале устанавливается сам факт необходимости проведения
работ по совершенствованию теплового хозяйства,оценивается воз-
можная эффективность работ. На этом этапе используется отчетная
информация, отраслевые нормативы, плановые показатели. Ориенти-
ром в оценке работоспособности системы служит также исследова-
ние динамики показателей, их изменчивость во времени.

На следующем этапе уточняются объекты наибольших потерь,
наиболее "слабые" участки системы пароиспользования предприятия.
Исследование ведется от общего к частному - от цеха к отдельно-
му аппарату.

В дальнейшем эти участки подвергаются реконструкции и на-
ладке с целью наиболее полного использования теплоты. Рационали-
зация затрагивает ведение технологического процесса, когда рас-
сматривается выбор параметров теплоносителя и определяется же-
лаемый режим-отвода конденсата, а также организацию эксплуата-
ции основного и вспомогательного оборудования, когда ведется
подбор ковденсатоотводчиков и проводится анализ допустимых схем
по технико-экономическим критериям.

Заключительным этапом исследования является движение от
частных технических решений- к общим. При объединении ча-
стных оптимальных решений, например на уровне отдельных
аппаратов, в группы, обусловленные технологией, происходит
потеря эффективности в силу взаимных - ограничений.
Таблица 2. Порядок проведения работ

эта- па.	Цель прово- димых работ	Основное содержание работ	Средства выполнения этапа	
			Источники информации	Расчеты, построения
I	2	3'	4	5

Оценка	Предварительное I. Договор с		Определение
ожидае-	обследование	энергоснабжаю-	средних показа-
мой эф-	предприятия по	щей организа-	телей потребле-
фектив-	показателям	цией	ния пара и воз-
ности	потребления	2. Отчетные	врата конденса-
работ	теплоэнергии	данные за  3 года  3.	Нормы рас- ходов по пред- приятию  4.	Планы про- извол о тва	та: за год, квартал, нагру- женный месяц
Опреде-	Ранжирование	I. .Отчетные	Статистическое
ление	. цехов по вели-	данные	определение норм
очеред-	чине потребле-	2. Нормы рас-	расхода пара и
ности	ния пара и не-	ходов	возврата кон-
цехов (произ- водств) в прове- дении работ	довозврата конденсата.Со- ставление ук- рупненных ба- лансов	3. Производст- венные планы	денсата

3	Выделе-	Сопоставление	I. Технологи-	Расчет циклового
	ние ап- паратов для по- дробно- го ио- следо- вания	регламентных и балансовых норм потреб- ления пара и возврата кон- денсата	ческий регла- мент  2.	Производст- венная про- грамма  3.	Теплофизи- ческие констан- ты оборудования и продуктов производства	потребления па- ра. Составление графиков нагруз- ки. Оценка воз- можного возвра- та конденсата
4	Наладка пароис- пользо-	Разработка ме- роприятий по повышению КПП	I. Рабочие чер- тежи аппарата 2. Схема паро-	Определение же- лаемого  режима отвода конденса-
по рационализации системы пароиспользования

Способ полупения решения	Материалы отчетности по этапу	Трудо- ем- кость работ, чел.- дн.	Критерий перехода к следующему эта- пу. Примечания
6	7	8	9
Сравнение дейст- вительных пока- зателей с норми- руемыми	I. Краткое списа- ние производства 2. Схема межцехо- вых энергетичес- ких связей  3. Таблица' пока- телей источников и потребителей пара 4. Таблица дина- мики изменения по- казателей  5. Заключение	6-8	Невыполнение ' дого- ворных показателей. Тенденция к повыше- нию норм расхода пара или уменьшению процента возврата конденсата. Отсут- ствие нормативов
Статистический анализ норм. Сравнение факти- ческих и норма- тивных расходов	I. Схема внутри- цеховых энерге- тических связей 2. Характеристика измерительных приборов  3.	Методика ста- тистической об- работки данных  4.	Таблица исход- ных и расчетных норм  5.	Таблица рас- ходных показате- лей цехов  6.	Заключение	5-7 на цех	Нижняя граница до- верительного интер- вала фактической нормы потребления превышает заданный норматив. Аналогич- но в отношении воз- врата конденсата
См. гр. 3	I.	Функциональная схема аппарата  2.	Методика срав- нения  3.	Графики тепло- вой нагрузки  4.	Расчет показа- телей (балансов)  5.	Таблица пока- зателей аппаратов 6. Заключение	1,5-2 на ап- парат	Превышение регла- ментной нормы над балансовой. Увели- чение потери кон- денсата
Калориметриро- вание при раз- личных давле-	I. Методика ’и программа испыта- ний	3-8 на ап- парат	Сокращение нормы потребления пара не менее чем на
I!______a

4__________I_______5

вания апла- теплоэнергии в
рата	аппарате

и конденсато-
проводов

3.	Показания
приборов щита
управления

4.	Анализ кон-
денсата

5.	Технические
показатели
процессов-ана-
логов

та. Гидравличе-
ские расчеты.

Расчет опти-
мального гра-
фика потре бле-
ния. Определе-
ние норм по-
требления теп-
лоты 

5 Выбор'схемы
пароисполь-
зования це-
ха с наи-
меньшими
потерями
теплоты и
конденсата

Разработка ор-
ганизационно-
технических
мероприятий по
совершенствова-
нию системы
пароиспользо-
вания цеха

6 Разработка
техническо-
го решения
по оптимиза-
ции системы
пароиополь-
зования в
целом по
предприя-
тию. Оценка
эффективно-
сти предла-
гаемых ме-
роприятий

Составление
схем распреде-
ления пара от
генерирующих
установок и
возврата кон-
денсата. Упро-
щенный эконо-
мический ана-
лиз схем

I. Проектные
данные по обо-
рудованию цеха
2. Данные ана-
лиза конден-
сата

3.	Данные ба-
лансов и испы-
таний аппара-
тов

4.	Каталоги
оборудования

5.	Прейскуран-
ты цен на обо-
рудование и
его эксплуа- •
тацию

6.	Инструкции
по эксплуата-
ции оборудо-
вания

I.	Данные по-
требления пара
и возврата
конденсата по
цехам

2.	Каталоги и
прейскуранты
на оборудова-
ние

3.	Нормы каче-
ства конденса-
та и пара

4.	Нормативы
эксплуатацион-
ных затрат

Обработка пока-
заний приборов.
Построение гра-
фиков паропо-
требления. Гид-
равлические
расчеты.Расчеты
по подбору обо-
рудования. Со-
ставление ма-
териальных и
тепловых балан-
сов. Определение
норм потребле-
ния

Построение охем
пароснабжения и
сбора конденса-
та. Подсчет
приведенных за-
трат по вариан-
там
6 .	!	7	I 8	!	9
ниях греющего пара и средствах отвода, конденсата. Пове- рочный тепловой и гидравлический расчеты	2.	Таблица ре-	10 % от средней фак-  зультатов ка-	тической для. отдель-  лориметрирова-	ного аппарата и бо-  ния конденсата	лее 10 % для цеха в  3.	Таблица ре-	целом  зультатов гид- равлических расчетов  4.	Подбор кон- денсатоотвод- чика  5.	График паро- потребления  6.	Заключение
Вариантный расчет потребления при наложении графи- ков отдельных ап- паратов. Выбор уровней давления греющего пара.Под- бор конденсатоот- водчиков. Выбор оборудования для конденсатоочист- ки и утилизации выпара. Сравнение вариантов по ве- личине приведенных затрат	I.	Методика	5-8 Сокращение приведен-  разработки ме- на ва- них затрат не менее роприятий	риант чем на 15 %  2.	Варианты схем системы пароиспользова- ния (по подсис- темам)  3.	Таблицы теп- ловых ,гидравли- ческих и эконо- мических расче- тов  4.	Таблицы выбо- ра оборудования  5.	Таблица срав- нения вариантов  6.	Заключение
Сравнение приве- денных затрат	I.	Методика	3-5 Для рабочего проек-  технико-эконо- на ва- тирования принимает- мического ана- риант оя оптимальная схема лиза схем	и 1-2 близкие к ней  2.	Варианты	по укрупненным сцен-  схем пароснаб-	кам эффективности  жения и сбора конденсата  3.	Таблицы тех- нико-экономиче- ских показате- лей схем  4.	Расчет  эле- ментов системы ’ 5. Заключение
Общегрупповые оптимальные показатели могут отличаться от прос-
той суммы частных. Поэтому эффективность совокупности элементов
требует новой оценки. Такие оценки производятся при рассмотре-
нии вариантов сочетаний частных решений.

2.	Алгоритм исследования системы

В табл. 2 приводится порядок проведения исследования, вхо-
дящий в программу наладочных работ по рационализации систем теп-
лоиопользования. В силу очевидности решения или по исходным дан-
ным предприятия-заказчика начальные этапы исследования на прак-
тике часто опускаются. Напротив, к указанным работам нередко до-
бавляется рассмотрение вариантов схем, предусматривающих замену
теплоносителя "пар" на перегретую воду или электрообогрев.

Выводы:

а)	исследование системы в целом и отдельных ее элементов
с целью оптимизации технико-экономических показателей проводит-
ся в шесть этапов с постепенным усложнением используемого аппа-
рата анализа и детализацией рассмотрения;

б)	реконструкции и изменению состава элементов подвергает-
ся, в основном, система сбора и возврата конденсата;

в)	наиболее действенным средотвом повышения эффективности
системы является подбор конденсатостводчиков, реализующих же-
лаемый режим отвода. Это одно из тех немногих мероприятий по ра-
ционализации хозяйства, которое не требует капитальных затрат.

Ш. ОБРАБОТКА СТАТИСТИЧЕСКИХ ДАННЫХ

I.	Задачи обработки. Основные положения

Динамику производства о разнообразными регулярными и слу-
чайными воздействиями искажают разовые измерения, проводимые в
процессе наладочных работ, которые снижают информативную цен-
ность и доверительность результатов. Большей представительностью
обладают данные эксплуатационных приборов, непрерывно отражаю-
щих состояние объекта. Обилие таких данных - их основной недо-
статок, который устраняет целевая выборная статистическая обра-
ботка, обеспечивающая получение обобщенных показателей.

Согласно плану работ по рационализации паро-конденоатно-
го хозяйства статистической обработке подвергаются измерения
расходов, давлений.и температур теплоносителей и продуктов тех-
нологии, даннне химического анализа. Считается, что каждый из
этих показателей - распределенная нормально совокупность слу-
чайных величин 2 с параметрами распределения:матемаТическим ожи-
данием /х и дисперсией dx.

Математический аппарат статистики [2-4] позволяет по ко-
нечному числу выборочных данных ответить на вопросы:

I)	как далеко отстоит величина от выборочного среднего

1

X = - Г х. ;	(3.1)

К 3=1 3 

2)	во сколько раз параметр 6х отличается от выборочной дис-
персии

я

S2 3 __2_ S (х _ 5)2.	(3.2)

Я - 1 3=1	3

3)	принадлежат ли два ряда выборочных данных х1, х2, ... ,
х^, ..,, xjf и х1, х2, ..., x.j, ..,, xNg одной и той же гене-
ральной совокупности х или они являются представителями различ-
но распределенных случайных величин х1 и х2;

4)	не противоречат ли опытные данные-предположению о нор-
мальности распределения величины показателей.

Значения показателя х распределены нормально,если от сред-
него Дх его отклоняет бесконечное множество равномощных возму-
щений. Естественно предположить, что в процессе работы системы
пароиспользования показатели отражают именно такие воздействия.
Кроме того, установлено [ 4], что линейная комбинация У = А + вх
также имеет нормальное раопределение. К линейным.функциям от
измеряемых показателей относятся различного рода нормы.

Статистическая обработка выборок из журналов ведения тех-
нологического процесса или ив показаний самописцев выявляет ди-
намику изменения показателей, соответствие их величин действую-
щим нормам, устойчивость технологического процесса и др.

2.	Опенка норм потребления пара

Особенности расчета норм по измерениям расхода пара и вы-
пуска продукции легко проследить на простейшем примере, учиты-
вая, что выполнение подобных расчетов производится на ЭВМ.

Пусть выбраны отрезки времени, когда в цехе выпускаются
•два продукта, масса которых обозначается M-j- и Mg. Для каждого
з-того отрезка времени справедливо соотношение:

Ли =	+ «А’г

(з.з)

где у.) ю2 - удельные затраты пара на выпуск продуктов;

 DT = D - D - технологическая, нагрузка;

D - расход пара по общецеховому расходомеру;

Вц - цеховые нетехнологические затраты пара, например на
отопление, принимаемые по соответствующим приборным из-

мерениям или по расчету.

Для определения величин иУ2 необходимо всего два соот-
ношения (3.3) для,,двух различных- (возможно, частично совпадаю-
щих) отрезков времени наблюдения. Однако полученные значения
нельзя назвать представительными.

12	3

Так, для недельных отрезков выпуск про-

дукции Mj составит, т................ 25	20	15

М2	.............. . •	6	8 II

расход пара D^, составит, т ......	8	7,6	88,

а ив линейно независимых систем уравнений

Ь-)25 + \)26 = 8 . N.|25+M26 = 8	. Н ^0 +>)£ = 7,6

V-)20 +^38 = 7,б’	+ VjJI = 8,8’| V -)15 + У2П = 8,8’

количество которых равно числу сочетаний с| из общего количест-
ва опытов (наблюдаемых отрезков времени) по числу искомых неиз-

вестных, получаются соответственно:

0,23	0,18	0,143

»2 0,375	0,56	0,67

Средние значения= ^(0,23 + 0,18 + 0,143) = 0,185
3

И\)2 =

=0,53 точнее чем каждое из составляющих отражают работу обо-

рудования. Оценки дисперсий

S? = —I— Г(о,23 - 0,185)2 + (0,18 - 0.I83)2 +

1 • 3 - I L

+ (0,143 - 0,185)2] = 19,6-Ю"4 и s| = I88-I0"4
характеризуют качество выборки, ее изменчивость.

18
Цеховые технологические расходы пара dt и составляющие их

расходы dt1 и dt2

на выработку каждого из продуктов следует счи-

тать нормально распределенными, тогда норма'01
распределена ^нормально. Разность генерального
средних-»J является случайной величиной,
распределению Стьюдента.

= м; DT1 также
и выборочного
следующей t-

Истинное значение нормы » представляет генеральное среднее,
величина которого с заданной доверительной вероятностью _ва-
ключена в симметричный относительно среднего» интервал: от V -

-Д»до» + Д». Размеры полуинтервалаД» определяются
членов выборки дисперсией з2 и степенью уверенности
ченном результате:

числом
в полу-

/ sc

Д» = t(W, к)Д М .	(3.4)

где t(o(, k) - табличное значение критерия Стьюдента для довери-
тельной вероятности Р = 1 -оС и числа степеней свободы k = н-1.

В рассматриваемом примере = 3; к = 2; доверительная ве-
роятность для неответственных видов техники Р = 0,9; ot= 1 - Р = .
= 0,1; t (0,1; 2) = 2,92 иД^ = 2,92д] 19,6-Ю4/з' = 7,46 • КГ2;
△\>2 = 23,1-ТО-2. Интервал [о,П; 0,25] включает норму» 1,интер-
вал [0,3; 0,7б] - норму» 2. Интервалы не пересекаются, следова-
тельно нормы существенно различны. Однако вместе с ростом уве-
ренности в том, что норма попадает в расчетный интервал, увели-
чиваются размеры этого интервала. При Р = 0,95; t (0,05; 2)	=

= 4,3 и доверительные интервалы Q0,075; 0,295] и [o,I9;	0,8?J

уже пересекаются. Фактические данные выборок не противоречат
предположению о равенстве норм »1 и»2.

Очевидно, статистические выводы зависят от принятой воле-
вым порядком вероятности р. Эта зависимость ослабевает с увели-
чением размеров выборок N, поскольку величина-полуинтервалов Д »
уменьшается за счет каждого из сомножителей: t, з2 и 1/Дк . Умень-
шается и различие в величинах критерия для различных вероят-
ностей Р.

р

При анализе опытных данных используются распределениях -
= з2(н-1)/б2 и р = з2/з| Фишера, позволяющие производить про-
верку гипотез относительно истинной величины дисперсии б 2 гене-
19
ральной совокупности и отношения выборочных дисперсий. Так,если
з2 > з2 — дисперсии двух выборок из одной совокупности,тс рас-
четное отношение г = s2/s| > 1 не должно превышать таблично-
го значения критерия Фишера н(о(, к1, к2) для степеней свободы
k1 = Н - 1 и к2 = и2 - 1. В данном примере з2 = Твв-КГЪ» S2 -
= 19,6-Ю"4, = Твб.Ю^/ТЭ.б’Ю"4 = 9,6; = К2 = 3, к1 =
= к2 = 2. Для Р = 0,95 Р (0,05; 2; 2) = 19,0. < 19, следова-
тельно опытные данные противоречат предположению о равенстве ге-
неральных дисперсий и принадлежности выборок к одной генераль-
ной совокупности.

Для машинного расчета действительных (фактических) на на-
блюдаемый период норм заполняется табл. 3.1.

Таблица 3.1. К расчету фактических норм потребления пара

№ опы- та  3	Интервал наблюдения		Выпуск продукции, кг				Расход пара, кг			Условия опыта
	Начало	Конец	1	м„  2	• • •	“я	О гр	D	DH	

Результаты расчетов заносятся в табл. 3.2.

Таблица 3.2. Фактические нормы потребления пара

опы- та  3	1	2	• 00	я	Сред- ние	Дис- пер- сия з2	Доверит ельный_интервал Р = 0,95; от ч) - Д\ до
Нор- ма на про- дукт	41  е • о  < * •  I)  R1	V12  У R2	• • •	• 0 0  • * *  №	♦ * »  • ♦ 0		
Сред- нее за ин- . тер- вал	го  V  1		• • 0	Ун	по м		
Аналогичной обработке может быть подвергнуто соотношение:
R

<Б ~	= Ji’A’j'	<s'5)

где Dj - общий расход пара за промежуток времени ;

-	возврат конденсата за то же время;

ми - обозначение выпускаемого продукта,  и. .= 1, г, ...» R;

О- - норма потерь (недовозврата) конденсата на и-тый про-
дукт.

В ы в^о д ы:

а)	действующие нормы потребления теплоты и возврата кон-
денсата, значительно отличаясь от физически необходимых и фак-
тически достигнутых, являются препятствием для объективной оцен-
ки состояния системы пароиспользования, обоснования мероприятий
по реконструкции и выбора направлений рационализации системы;

б)	предлагается метод статистического оценивания норм, где
каждая норма расхода на единицу массы выпускаемой продукции на-
ходится через среднее множество решений систем независимых ли-
нейных уравнений матзриального баланса, получаемых в результате
наблюдения за технологическим процессом по эксплуатационным при-
борам;

в)	по тому, включает или не включает доверительный интер-
вал для фактической нормы действующую норму можно судить о пра-
вильности норм. Размеры интервалов указывают на стабильность ве-
дения технологического процесса;

г)	повышение точности статистических выводов связано с уве-
личением размеров выборок, т.е. объема однотипных вычислений,
требующих применения ЭВМ. Использование ЭВМ открывает путь для
непрерывного анализа работы системы, обобщающего данные экс-
плуатационных приборов.

ТУ. СОСТАВЛЕНИЕ ПАРО-КОНДЕНСАТНОГО БАЛАНСА

I.	Общие положения

Балансы составляются для оценки состояния системы (аппара-
та, цеха, предприятия), определения обоснованных норм расхода,
пара и вариантов возможного возврата конденсата,выявления мест
наибольших потерь тепла и конденсата, получения данных, лежащих
в основе гидравлических расчетов и выбора основного оборудова-
ния системы пароиспользования. Составление балансов - база по-
лучения количественных данных для рационализации паро-конденсат-
ного хозяйства.

По предмету исследования различаются материальные и тепло-
вые балансы; по назначению используемой теплоты - технологиче-
ские, отопительные, общие; по широте охвата - групповые (для
всей выделяемой системы) и частные (для подсистемы); по методу
составления выделяют расчетные., фактические, нормативные балан-
сы; по характеру учитываемых данных - средние и максимальные,
мгновенные и за период (месяц, год); по периоду использования -
текущие и перспективные.

Для составления балансов используются отчетные данные пред-
приятия, цехов, отделений, котельных, ТЭЦ; показания приборов
на этих объектах; нормы расхода пара, технологические регламен-
ты; схемы движения теплоносителей.

Наибольшей достоверностью и глубиной проработки обладают
паро-конденсатные балансы отдельных потребителей. На основе объ-
единения данных отдельных аппаратов составляется баланс техно-
логических линий, цехов, предприятия в целом.

Проверить правильность составления баланса отдельного ап-
парата не удается, если он не оснащен расходомерными приборами
по теплоносителю. Как правило, составляется расчетный баланс
или, реже, нормативный. Такие балансы проверяются по совокуп-
ности, общецеховыми приборами. Рассогласование измерений и рас-
четных данных может быть, во-первых, из-за погрешностей того и
другого методов определения показателей и, во-вторых, из-за не-
правильной стыковки частных балансов в общий. Может оказаться
существенным взаимодействие аппаратов таким, например, образом,
что максимальной нагрузке одного всегда соответствует минималь-
ная другого. Общий баланс будет неверен при сложении максималь-
ных нагрузок.

2.	Паропотребители химических производств

Паропотребители по виду графика работы разделяются на ско-
ростные (непрерывного действия) и емкостные (периодического дей-
ствия) .

22
Рекуперативные теплообменники выпускаются кожухотрубными,
пластинчатыми, с оребрением, с греющей рубашкой, со змеевиковым
обогревом (рис. 2).

Рис. 2. Формы змеевикового обогрева:

а - полукруг в поперечном сечении; б - уголок; в - окружность;
г - опускной змеевик

Нормалями Химмаша предусматриваются следующие типы конст-
рукций кожухотрубных теплообменников:

TH - с неподвижными приварными трубными, решетками;

ТЛ - с линзовыми компенсаторами и приварными решетками;

ТП - с. подвижной решеткой закрытого типа, с четным числом
ходов;

ТУ - с п-образными трубками [б].

Труднообозримым многообразием по схеме движения теплоно-
сителей, по конструктивному исполнению и условиям ведения про-
цесса термообработки отличаются паропотребляющие узлы машин хи-
мической технологии: прессы, греющие элементы обжиговых печей,
кипятильники колонн ректификации, сушильные цилиндры, спутнико-
вые линии и др.

В технологических аппаратах нагреваемые материальные пото-
ки одного или нескольких продуктов могут взаимодействовать о
обогреваемой поверхностью с изменением агрегатного состояния
или внутреннего строения. Потоки могут разделяться на выходе
(ректификация) или иметь общий выход (сополимеризация) (рис.З).

Как правило, потоки подлежат измерению, что позволяет вы-
делить минимальную обособленную систему,
ется потребляемая часть баланса.

для которой раосчитыва-

а 5	.6 г

Рис. 3. Виды потоков
нагреваемого теплоно-
сителя:

а - без изменения вну-
тренней структуры; б -
с изменением агрегат-
ного состояния; в - с
общим входом; г - с об-
щим выходом

По греющему теп-

лоносителю аппараты в подавляющем большинстве не представляют
значимого, гидравлического сопротивления. Исключением являются
теплообменники со змеевиковым обогревом, спутниковые линии.

3.	Составляющие теплового баланса

Полезно используемая теплота идет на нагревание продуктов
и изменение их внутреннего строения:

•J	К	L 

%ол =	- S'01'* + Л,<0"',1'	<*'1>

где (G±)- тепловой поток j-того компонента на выходе из сис-
темы, 3 = 1, 2, ..., J;

(Gi)^ - тепловой поток по одному из продуктов на входе, к =
= 1.............-К;

(От)! - теплота фазового перехода или химической реакции;
г > о, если теплота поглощается; 1=1, ..., в.

Теплота, подводимая в систему.с паром, превышает Qn0JI на
величину потерь в окружающую среду Q1:

%оя=“(1П -1’ -°1-	~	<4-2)

где 1 и 1 - удельные энтальпии соответственно пара и отводимо-
го конденсата; величины расхода пара в и 1 могут
быть определены при калоримётрировании конденсата:

Еще один способ оценить величину Qn0Jt представляет уравне-
ние теплопередачи:

%м=	<4.3>

где a-j - коэффициент, учитывающий загрязнение поверхностей на-

'грева;
а2 - коэффициент оребрения;

Р - расчетная площадь поверхности нагрева;

к - коэффициент теплопередачи, отнесенный к площади н ;
Д1 - расчетный температурный напор (рио. 4):

At =
л-

<

At6 -

при	>1,8

Ata = O,5(At$ + AtM) при At^tM 1,8,-

(4.4)

(4.5)

(p- коэффициент,
учитывающий теплооб-
мен между отдельными
участками потока од-
ного цтого же теп-
лоносителя; Q) < I и
определяется конк-
ретной схемой движе-
ния теплоносителей;

I для поточной и
противоточной схем.

Рис. 4. Схемы пото-
ков теплоносителей:
поточная (а); проти-
воточная .(б) и изме-
нение температуры
вдоль, потока тепло-
носителя (в)

Интенсивность
теплопередачи, опре-
деляемая коэффициен-

том к, также оговорена множеством условий. Для плоской стенки

1/^ + S(d7J\) + 1/о(2’

поскольку удельный тепловой поток имеет следующее выражение че-
рез промежуточные-температуры (рис. 5):
Q

a = ------JJ2&- = K(t -A ) = KAt = (X-(±	- t ) =

пол a^a F (|) k ДР c? P 1 ПР 0*1
J?

= c<2( tCT^ - ^cp) >

где(Х1 иЛг - коэффициенты теп-
лоотдачи соответственно от пара
к стенке и от стенки к продукту;

X (<57Л) - термическое сопро-
тивление стенки, состоящей из
нескольких слоев (зольные отло-
жения, накипь).

Рис. 5. Изменение температуры
при конвективной теплопередаче
через однослойную стенку

При расчетах величину коэф-
фициентов к, <Х , Л и др. принима-
ют по отраслевой нормативной документации. Эти показатели опре-
деляются экспериментально и представлены, как правило, в форме
зависимости между безразмерными критериями;J?(Nu, Re, Pr, Gr)= о.
Критерий Нуссельта Nu характеризует отношение термического
сопротивления неподвижной и подвижной среды; Рейнольдса Re -
отношение сил инерции к силам вязкого трения; Прандтля Рг - сте-
пень перестройки полей скорости и температуры в зависимости от
температуры на границе; Грасгофа Gr - соотношение между подъ-
емной силой и силой трения, учитывается при свободном движении.

Например, для вычисления'тепловых потерь от изолированно-
го горизонтального паропровода можно воспользоваться критери-
альным уравнением М. А. Михеева Е 6, с. 178]:

Nu = G(Gr Pr)m.	(4.7)

Условия теплообмена: диаметр цилиндра dH = 0,3 м.;длина L .=
= 100 м; температура на поверхности изделия =45 °C; тем-
пература. окружающего воздуха д- = 16 °C. Теплофизические пара-
метры воздуха определяются из таблиц Еб, с. 159] для средней
температуры &= 0,5 ,(iCT +0-) =. 0,5(45 + 16) = 30/5 °C: тепло-
проводность Л= 2.65-I0"2 Вт/(м-°С) (2,28 ккал/(м-ч.°С); кине-
тическая вязкость М- I6.6-IC)-6; Рг' = 0,71; коэффициент объем-
ного расширения £ = 1/(273 +V") = 1/(273 + 30,5) = ЭДб-Ю-3!/^;

gp(tcT "$)ан	-в,	ч 7

Gr =  СТ.?_______- = 9,8»3,15ЛР 3(4б, -	= 87,7-1^.

(I6.6-I0-6)2

Для величины (PrGr) = 0,71’87,7-Ю6 = 62,3-Ю6 коэффициенты с =
= 0,5 и m = 1/4. По формуле (4.6) Nu = 0,5(’6230’104)^4 = 44,4,
откудао(2 = NuA/d = 44,4’2,65’10~2/0,3 = 3,92 ВтДм2-^)
(3,37 ккал/(м2-Ч’°С).

Потери теплоты в паропроводе q1 с поверхностью изоляции У=
= 7TdHL = 3,14’0,3’100 - 94,2 м2 составят величину Q1 =<XS(t6T-
-11) = 4,73’94,2(45 - 16) = 9,2 кВт (7890 ккад/ч). ‘ .	2

В соответствии с С?! коэффициент теплоотдачи от поверхнос-
ти трубы, расположенной внутри помещения, имеет выражение:

<Х2 = 8,1 + 0,045(t	-$), ккал/(м2’Ч’°С).	(4.8)

2

Цри условиях примера d = 8,1 + 0,045(45 - 16) =
= 9,4'Ккал/(м2’Ч’°С) (II ВтДм2-^)) и Q1 = 11-94,2(45 - I6)2 =
= 30 кВт (25700 ккал/ч).

Числовая оценка показателей<Х,ф, а1 в формулах (4.3) и
(4.6) по указаниям общётехнической литературы может привести к
значительным погрешностям. Многочисленные эксперименты при раз-
личных влияющих факторах и типовых компоновках теплообменников
устанавливают границы изменения коэффициента(табл. 4.1).

Таблица 4.1. Ориентировочные значения
коэффициента теплоотдачи

Условия конвективного теплообмена Вт/(м2 • °C)	]ккад/(м2-ч-°С)
Газы при естественной конвекции	6-100  Газы при вынужденном движении	12-300  Вода при движении в- трубах или между ними	1000-12000  Конденсация водяного пара пле- ночная	4500-17000	5-30 10-300  500-10000  4000-15000

То же капельная	45000-140000 30000-120000
Если одновременно происходит лучистая и конвективная теп-
лоотдача, то общий коэффициент теплоотдачи вычисляется как сум-
ма составляющих:

л =	+ (X jj ,

гдео(и сильно зависит от температуры Т- и 1$ взаимооблучающих
тел:

Рис. 6. График термообра-
ботки продукта

fc ст2 + 273 j	273^4

(X —с ' I0.Q_______ /.—-1___.I0Q., ,

И " и	t -1У

ст2

где ои. - коэффициент лучеиспускания; для изолированных трубо-
проводов си = 5,2 Вт/(м2.°С).

При нестационарном теплообмене, осуществляемом в емкостных
теплообменных аппаратах, теплота
используется для нагревания за-
данной массы продукта в со-
ответствии с графиком (рис. 6),
материала аппарата, фазовых пре-
вращений и покрытия потерь:

J

w = Wn = ®Р Z (Мс)1 +
ЧР Д	d L Pj	J

L	К

+ S (Мг^ + т Е (-т^Мс)	+

1=1 х Pk=1 d с к

+ ^ц’	(4.9)

где Тц = тр + тв + тох ~ продолжительность рабочего цикла аппа-
рата, включающего разгон, выдержку, охлаждение;

di^/dT - средняя регламентная скорость нагревания продукта;
(Мс)^ - тепловой (водяной) эквивалент j-того компонента;
(dtcT/aT)k - средний, соответствующий dO/dr темп нагрева-
ния к-того элемента конструкции;

(Мс)к - его тепловой эквивалент;

Q__	- среднее за цикл теплопотребление;

up

Q1 - потери теплоты в окружающую среду.
Перечисленные в (4.9) составляющие яснее, чем в случае
стационарной термообработки, показывают: полезно используемая
теплота должна включать только затраты на изменение строения
вещества продуктов. Теплота нагрева компонентов должна возвра-
щаться при охлаждении в количестве

нА	и	к

’ох -	* ’ох/ <-5? «Ч.	<4.10)

—	u= ।	л.—5 |

где wox - существенно отрицательная величина.

Количество К элементов конструкции сохраняется тем же,если
охлаждающий теплоноситель (хладоагент) подается в паровую по-
лость.

Масса загружаемых и термообработанных компонентов сохраня-
ется: SMTm =SM , но теплоемкости и с„ могут существенно

Цун ЦРц	u

измениться. Следовательно, теоретическое теплопотребление со-
ставляет величину (w + Wqx - Ч-|Тц)Лц.

 Предполагается наличие в системе пароиспользования утили-

заторов низкопотенциальной теплоты, в которых замещается, воз-
можно, отличный от пара теплоноситель и для которых также со-
ставляется тепловой баланс. Поэтому аналогично балансовым соот-
ношениям для скоростных аппаратов-паропотребитёлей  считается:
%ол ~ %р “ ’ а потрэблбниэ пара D = %j/r, ГД® r " теплота
парообразования при регламентном давлении греющего пара.

4.	Анализ работы системы

Отдельные теплообменники-паропотребители характеризуются
коэффициентом преобразования теплоты!} т0 и интенсивностью теп-
лообмена тет . Под показателем qт0 понимается отношение количест-
ва действительно используемой для подогрева "холодного" тепло-
носителя теплоты к количеству теплоты, которая могла бы быть в
идеальном случае, т.е. при максимальном температурном напоре,
ему передана:	(

Что = 7~*	«-ID

д*б

Интенсивность оценивается темпом передачи тепла:

(4.12)

т KF	^ 29
Изменение тепловой нагрузки окоростных подогревателей во
многом случайно и предсказуемо не точнее, чем с некоторой веро-
ятностью. График нагрузки емкостных теплообменников определен и,
как правило, имеет значительный размах по величине потребления
пара.

Рис. 7..Совмещение нагрузок трех аппаратов:
а - с повышенной нагрузкой; б - с ограниченной максимальной на-
грузкой

На рис. 7 показано два возможных совмещения графиков нагру-
жения для системы паропотребления, состоящей из трех аппаратов.
На производстве, где моменты включения независимы, имеются
резервы уменьшения коэффициента "одновременности" код =
где 1>м и - максимальная и средняя нагрузка за календарный /
период: сутки, неделя, .... год. Коэффициент имеет значение при
гидравлических расчетах паропровода, проводимых на максимальную
нагрузку совмещенного графика.

При составлении среднего группового баланса необходимо учи-
тывать дополнительные технологические потери конденсата в сис-
теме сбора, рекомендуемые С 8], величины которых в процентах от
Одрд/г составляют:

при переключениях и остановках - 3,

от загрязнений при неисправностях аппаратов - 2,5,

на промывку при ремонтах - 3,5,

на утечки в сети сбора - 3 или всего 12.
Количество возвращаемого конденсата определяется общим ко-
аффициентом возврата к^д = g/d. через отдельные составляющие
ковденоатного баланса системы пароиспользования величина кв03
выражается следующим путем.

Суммарный расход пара в, отнесенный к распределительному
коллектору цеха (корпуса), равен:

в = е£л + в£ + dc>b,	(4.13)

где в™ - расход "глухого" пара на технологические и бытовые
нужды, включая дренаж трубопроводов;

в° - расход открытого пара на технологические и бытовые
нужды;

do.b ~ Раох°Д па₽а на отопление и вентиляцию.

Общий возврат конденсата G определяется выражением

G = °т + go.b’	(4,14)

где gt - количество конденсата, поступающего от теплообменни-
ков технологического и бытового назначения;

Go в - количество конденсата, собираемого от отопительно-
вентиляционных систем.

Если обозначить:

кт ~ gt^ “ E09$$wreHT возврата конденсата от техноло-

гических	и коммунально-бытовых потребителей; к0 в = % д/% в -
то же от	систем отепления и вентиляции; а =	и ь =  - доли использования пара на отопление и "открытым спо-

ообом", тогда:

_ кт + аКо.в
лвоз “ .	.

1	+ а + Ь

(4.15)

В табл. 4.2 приведены составляющие паро-конденсатного ба-
ланса цеха, где потребителями пара являются узел сушки машин
для непрерывного производства текстильной нити типа ПНШ.

Общие затраты теплоты на технологический процеоо в системе
составляет величину QsaTp = QH.n - Qr.6 = 247,97 ВДж/ч
(59180 ккал/ч). Необходимая теоретическая величина полезных за-
трат включает только фазовое изменение нити, т.е. удаление свя-
занной влаги: Q° = 17 • 1466 - 24,92 ВДж/ч или часть „.

J1LM1 Х5 ♦ Ju.
co
го

Таблица 4.2- Составление теплового баланса

Теплоноситель			Параметры			Расчетная теплота Q		
Характер теплоно- сителей	J6 н.п.	Наименование	Поток, кг/ч	3ST' i’SSS ьда/кг	фазово-		Обозна- чение	ВДз/ч	ккал/ч
				^•О	jro пе- . рехода, 1 г,’  | кДж/кг			

Нагре-	I	Высушиваемая нить	17	117 '	344	1466	9в.н	28,78 6870	
ваемые	2	Испаряемая влага	51	146	419	2263	$исп	129,3	30860
	3	Отсасываемый воздух	4640®*	55,7	103,8	-	®воз	223,5	53360
	4	Технологическая вода I ст.							
		подогрева	534®5	37,7	134	-		51,45	12280
	5	Окружающий воздух, 26 °C					«1.	3,26	780
		В том числе:  от поверхности нагретых цилиндров,							
		*СТ.2= 101 °G’							
		= 0,54 м2;  (Х2 = 21,7 Вт/(м2-°0)		-	—	-	®п.ц	3,16	750
		от паровых и конденсат-							

них магистралей,
^ст.2 = 45 °C;
pH _
С.П + O.K “

= (31,6 + 12,6) x

x IO"2 m2;

Д = II ВтДм2-0^
/О

Греющие I Пар от РОУ,

Po = 70 кПа,
t0 = 140 °C
Пар на ПНШ,

Рп = 50 кПа

2	Конденсат от ПНШ

Конденсат в бак-сбор-
ник

Конденсат после охла-
дителя

х По данным испытаний.

235 В расисте на одну машину.

СП
со
		-	—	$П.С	0,095	20
104^	2750	-		®и.п	286,3	68330
102х	2692	-		%	274,8	65590
102х	-	741х		QK	75,62 18050	
88,8	-	432	-	®к.б	38,33 9150	
94й	-	347х	-	%х	32,6	7780
Цри этом КПП0 процесса оказывается чрезвычайно малым: 3°ол /
/%атр = 24,92/247,97 = 0,1. Конструктивное исполнение машины не
допускает утилизацию теплоты нити и испаренной влаги. Эти сос-
тавляющие приходится включать в полезные затраты: чпол = qb н+
+ Qjfcn = 28’78 + 128,3 = 148,08 ВДжЛ. Тогда КПИ = 158,08/247,97=
= 0,64.

Расчетное количество греющего пара вычислится с учетом не-
обходимых потерь: D = !,!3(3ПОЛ + Q1)/r = I03-!,13(148,08	+

+ 3,26)/2230 = 76,7кг/ч.

Эта величина закладывается в гидравлические расчеты и в
расчеты норм. Так, норма расхода пара на выпуск продукции будет
иметь величину» н = 76,7/17 = 4,51, а норма на испарения I кг
влаги составит» вд = 76,7/5! = 1,5. Потери в системе o6opa:q0(j=
= QK - qk.(5 = 75,62 - 38,33 = 37,29 ВДж/ч (8900 ккал/ч), в том
числе с выпаром: qBHn = 88,8(74! - 432)-Ю“3 =	27,43 ВДж/ч

(6550 ккал/ч).

Доля пролетного пара в конденсате после греющих цилиндров
может быть оценена по формуле (1.2): х = (74! - 465)/2230=0,!23.
Последнее определяет сравнительно низкув^ степень использования
теплоты: Зд/Од = 274,8/75,62 = 3,63. Более полно теплота, вно-
симая теплоносителем в систему, используется, когда в схемувклю-

чается утилизатор низкопотенциальной теплоты - подогреватель тех-
нологической воды. Для ликвидации потерь с выпаром попользован

не весь резерв
Сравнение

утилизации, измеряемый з

т.вх

составляющих показывает, что основным

направле-

нием повышения эффективности процесса сушки должно быть сокра-

щение потерь с отсасываемым воздухом. Очевидно, что величина

включает в себя QwnTt и Q_ я, а следовательно, зависит от
ВОЗ	sen П • и

температуры поверхности цилиндра. Переход на сушку при более

низких параметрах греющего пара соответственно сократит потери

9вов’

Выводы:

а)	наибольшей достоверностью обладают балансовые соотноше-
ния, определяемые для отдельного аппарата с учетом всех условий
протекания процесса термообработки, одновременности включения
аппаратов и дополнительных технологических затрат. Теплопотреб-
ление при этом оценивается различными способами, допускающими
взаимопроверку результатов;

34
б)	балансовые данные позволяют определить гидравлическую
нагрузку, показатели эффективности процесса, нормы затрат. Рас-
четы составляющих баланса дают основание для проведения эффек-
тивных мероприятий, для совершенствования режима и оборудования.

У. ЩЦРАВЛИЧЕСКИЕ РАСЧЕТЫ ПАРО- И КОНДЕНСАТОПРОВОДОВ

I.	Общие положения

Целью гидравлических расчетов является решение следующих
задач:

I)	определение диаметра трубопровода при известной его
гидравлической нагрузке;

2)	оценка пропускной способности трубопроводов заданной
геометрии;

3)	определение требуемых напоров для транспорта теплоноси-
телей на участках трубопровода.

Первая задача относится к конструктивным, две другие - к
поверочным.

Сопротивление Др трактов складывается из сопротивления
трения, местных сопротивлений, которые возникают при сосредото-
ченном изменении векторов - скоростей потока, и геодезическо-
го напора:

ДР = ДРтр + ДРМ i ДРГ;	(5.1)

др =А^1;
тр d 2	’

2

(S.2)

Дрг = pg(h1 -h0),	(5.3)

где Л - коэффициент линейного трения, функция числа Re и каче-
ства поверхности трения;

коэффициент местного сопротивления, зависящий от гео-
метрии стенок "сопротивления" и отнесенный к характерной для
"сопротивления" скорости w;

р- плотность протекающей среды, не зависящая от давления;
d - внутренний диаметр трубопровода;

1 - его длина;

h0 и Ц - начальная и конечная по ходу движения среды отмет-
ки осей трубопроводов;

g - ускорение силы тяжести.

‘При неизменной плотности местные сопротивления,имеющие раз-<
личные места расположения по тракту диаметра d, характеризуются
эквивалентной длиной

1_ =	.	(5.4)

‘Сопротивление участка может быть выражено через величину
удельных линейных потерь давления R:

дР = R(1 + 1Э).	(5.5)

Величина R определяется по номограммам в зависимости от
скорости, диаметра и шероховатости А труб. Использование номо-
грамм значительно упрощает расчеты. Если фактическая плотность
ротличается от указанной в номограмме рном, то в определенное
по w, d и А значение удельных потерь RH0M вносится поправка:

r=rhom-V'	(5'6)

При постоянной плотности среды геодезический напор Д рг
может быть определен для всего тракта или для отдельных рас-
четных участков.

Теплофизичеокие параметры пара и конденсата (в безнасооных
линиях) зависят от давления, монотонно изменяющегося по длине
трубопровода. Изменение сопротивления по длине при этом сущест-
венно нелинейно. Эта расчетная трудность преодолевается различ-
ными методологическими приемами.

Так, порядок поверочного расчета конденоатопровода,соглас-
но СНиП [9], следующий:

I.	Составляется расчетная схема конденоатопровода, где вы-
деляются участки постоянного массового расхода G (без ответвле-
ний) и диаметра d. На схеме отмечаются длины участков и местные
сопротивления. Разметка участков проводится от бака-сборника,
для которого известны р^ = р10,	= I'Cp^) = 1^> G-
2.	Определяется удельная энтальпия i паро-конденсатной сме-
си для каждого j-того участка, транспортирующего конденсат, со-
бираемый от м. аппаратов:

м.3

= s W	(5-7)

где 1Ш - расчетный режим отвода конденсата от m-того аппарата.

3.	Для первого, смежного с баком-сборником участка,вычис-
ляется массовая доля пара х10 = (11 - 1^)/^, удельный объем
V1O = тпхЮ + vk('1 " хю^’ плотность Рю = vio и СК°Р°СТЬ пото-

ка W. п = —, где и v„ - табличные значения удельного обь-
дО10 п Е

ема пара и конденсата в состоянии насыщения. Принимается, что
вычисленные параметры постоянны на воей длине участка.

4.	Проверяется по величине числа Рейнольдса Re характер
гидравлического режима потока и обоснованность использования но-
мограмм. Для всех турбулентных режимов Re > 2300 применима
эмпирическая формула А. Д. Альтшуля:

Л= 0,11(£ + 68)0,25,	(5.8)

d Re

где л - эквивалентная шероховатость конденоатопрсвода, бывшего
в эксплуатации; принимается 0,5 мм;

отношение 4 принимает значения от 8-10~5 до 1,25*10-^.
а

5.	По формуле (5.4) определяется эквивалентная длина для
местных сопротивлений участка. По номограмме определяется вели-
чина удельного сопротивления RH0M (w-j 0> <*)• С учетом ' поправки
на плотность определяется сопротивление А р1 0 участка (ом.форму-
лы (5.6) и (5.5)).

6.	Для нового значения условно среднего давления на участ-
ке = р10 + О,5Др1о вновь определяются параметры х^ , р^ ,
W11, rhom и4₽11• Предполагается, что осуществляемый процесс
1

последовательных приближений быстро сходитоя. Пооле n-й ите-
рации выполняется неравенство) Др1п “A₽in-il<£ v где £	-

наперед заданное малое чиоло, и расчеты на первом участке пре-
кращаются. Давление р20 = р1 +Д р являетоя граничным давле-
нием для следующего участка, а определенные дня него параметры
х20, Рго и w20 “ нУЛ0вое приближение в расчете сопротивления
др2п второго участка.

Недостаток метода - в его продолжительности и неопределен-
ности точности. Для метода безразлично, в каком месте участка
расположены местные сопротивления.

Другая методика счета основывается на разбиении трассы на
малые участки, на которых правомерно считать плотность среды
неизменной и использовать линейные выражения (5.1)-(5.6).Вопроо
погрешности полученного результата здесь также остается от-
крытым.

Для газопроводов, где плотность среды пропорциональна дав-
лению: р= ар, иопользуетоя формула

р2 - р2 « AG2l/d5,

где р1 и р2 - начальные и конечные по потоку давления расчетно-
го участка;

А - коэффициент, включающий множителем Л.

При расчете паропроводов метод скорее приводит к решению.
Погрешность вносится при замене плотности ее линейным приближе-
нием и предположением о постоянстве коэффициента7) .

2. Экспреоо-метод расчета паропровода

Цель анализа соотношений, рассмотренных в п. I, - пред-
ставить падение давления на участке как сумму линейной Д₽л и не-
линейной Дрн составляющих. Линейная чаоть соответствует потерям
на трение при пропуске несжигаемой ореды с параметрами на входе
участка, а нелинейная учитывает дополнительное сопротивление,
возникающее при изменении параметров среды по длине траосы.

На рио. 8, а показаны основные обозначения и ход измене-
ния давления на расчетном учаотке от 1^_1 до .

В основе расчета лежат уравнение Дарси-Веисбаха в форме

dp = - A# vdi	(5.9)

or а5

и формула А. Д. Альтшуля (5.8), которая упрощается разложением
в ряд по переменной 6sa/(ARe).	I
Рис. 8. К гидравлическо-
му расчету паропровода:
а - охема изменения дав-
лений на расчетном участ-
ке; б - зависимооть удель-
ного объема от давления
при ±0 = 2790 вДж/кг: I -
табличные значения; 2 -
линейная аппроксимация v=
= 0,85-1,КО-3 р;в-гра-
фик для определения по-
стоянной А при JJ - 14 х
х I0-6 кг/(м«с), А
- 0,5 мм для паропроводов
диаметром, мм: I - 32; 2 -
50; 3-65

р кПа

Исключение Л из (5.9) приводит к записи:

dp = -Avdl,	(5.10)

2	р

где А = 8,9-Ю~5	(£)0,25(1 + 13'Ж^),	(5.II)

с]** G.	(х А

Ди d выражены в м; р - в кПа; G - в кг/ч; Ji - динамическая вяз-
кость пара; для I02 < р <103 кПа и II0< tn <180 °C может быть
оценена по формуле

Ji= 10"6(7,97 + 4,5‘10~3р + 4,5-Ю-2*п) кг/(м-с).	(5.12)

39
о

Таблица 5. Гидравлический расчет паропровода

Задано					Расчетные данные							APMj кПа	ДР3  кПа
Я уча- стка	м	10? d  м	G кг/ч	рЗ-1 кПа	ЭЕ V (р"1) м3/кг	Wj-1 м/с	ТОs 6 V м2/с	ТО-4 Re	ТО2  Аи кПа-кг/м^	ApTpj кПа			

I	0	65	1000	400	0,40	39,4	-	-	-	0	0,5+2-4 =8,5 ч . (ИД, с. 81, 327)	13,9	14
2	10	65	1000	386	0,42	40,7	7,2	36,8	27,6	8,4	0;3 (СМ, с. 618)	0,5	9
3	19	65	1000	377	0,425	41,7	7,3	37,2	27,6	16,3	0,8 (ИД, с. 258)	1,5	18
4	2,5	65.	800	359	0,44	35,4	7,6	30,2	23,8	1,5	0,3 (СМ, с. 618)	0,3	2
5	13	65	800	357	0,45	35,4	7,6	30,2	23,8	7,9	0,3 (СМ, с. 618)	0,3	8
6	5	65	800	349	0,455	36,0	7,7	30,2	23,8	3,1	0,15 (ИД, с. 258)	0,1	3
7	7	50	650	346	0,46	50,0	7,8	32,0	69	11,5.	0,79 (ИД, с. 258)	1,8	13
8	9,6	50	570	333	0,475	46,0	8,0	28,8	53	12,7	4,6+0,1 = 4,7 (ИД, с. 327, 358)	8,9	22
9	3,5	32	160	311	0,495	33,8	8,4.	12,8	38,5	4,1	5,8+0,3 = 6,1 (ИД, с. 327, 618)	5,8	10
10	2	32	160	301	0,505	35,0	8,5	13,2	38,5	2,4	0,33 (СМ, с. 646)	0,3	3
II	0	25	160	298	0,51	35,2	—	—	—	0	2-7+32+1 = 18,2	18,1	18

(Ид, с. 327., 331)

280 - давление в аппарате	£Др 51,6 120

s Табличные данные.  См. рис. 8, в.

Числовые значения приняты по:

СМ - Справочнику машиностроителя ( М.: Машгиз, 1964, т. 2);

Ид - Идельчик И. Е. Справочник по гидравлическим сопротивлениям. М.: Машиностроение,
1975.
Рис. 9. Расчетная схема пароснабжения аппарата
При задании условий: Ji- const и v = а + bp (рис. 8, б),вно-
сится погрешность, не превышающая 3 %, но при этом уравнение
(5.10) интегрируется:

A.bAl.

Др = (S - р )(1 3 э - 1).	(5.13)

j о J ।

Малость величин А (рис. 8, в) позволяет заменить показа-

X	х2

тельную функцию рядом: 1=1 + х + ^- с погрешностью, не пре-
вышающей шах х3/6.

Окончательно для j-того участка:

Др = A.v. .41,(1 + 0,5А.ЬД1.),

J J J ’ V	J J

где др,, = A.v. .41. - линейная составляющая,

"'•Lj J J ” 1 <J

др„ = o,'5A?v. .b4i,	- нелинейная составляющая,

н. j	J

На рис. 9 показана схема пароснабжения аппарата.

(5.14)

На схеме

выделены расчетные участки, граница которых проходит по местно-
му сопротивлению. Принято относить к началу участка.

Результаты расчета занесены в табл. 5. Как правиле, изло-
женный способ завышает результаты на 4-6 % по отношению к треть-
ему приближению нормативного метода.

3. Расчет паропроводов равномерной раздачи

Большой практический интерес представляет разновидность
гидравлических расчетов, объектом которых служат коллекторные
схемы типа, воспроизведенного на рис. 10, а. Трудности расчета
по отдельным участкам возрастают с числом отводов.

Цель создания метода - за счет допустимых упрощений полу-
чить расчетные формулы, заменяющие коллектор с дискретной раз-
дачей трубой с эквивалентной продольной щелью. Такой подход оп-
равдывается малыми гидравлическими потерями на каждом из уча-
стков.

Предлагается ступенчатое распределение скоростей по длине
заменить прямей w(l) = wQ - Ai (рис. Ю, б), где wQ - скорость
пара на первом участке. Чем больше число отводов J, чем равно-
мернее раздача пара, тем меньшую погрешность вносит замена в
конечные результаты расчета.
Рис. 10. Расчет коллекторной схемы:

а - основные обозначения: I - действительное; 2 - линейная ап-
проксимация w(e)= w0 - AI; б - изменение скорости потока; в -
изменение коэффициента линейного трения по длине коллектора: I -
по формуле А. д. Альтшуля; 2 - линейная аппроксимация All) =

= Л0+В1

С падением скорости w уменьшается число Не и увеличивается
коэффициент потерь трения Л. Функция Л(I), соответствующая ли-
нейному изменению скорости, аппроксимируется прямой Л =Л0 + 31,
проходящей через значения Л 0 в начале магистрали иЛ2/3 на рас-
стоянии 2/3 полней расчетной длины L трубопровода.

После подстановки замен в уравнение Дарси-Вейсбаха и интег-
рирования степенных функций 1 получается искомое выражение для
потерь на трение:

Л w2

ЛРтр = рК1 -	+ а212 + а313),	(5.15)

где а. = о(. - J В; а„ = ^о(2 -	; а3 = ^<Л2р; q(= — и

1	2 J 2	3	3	3	4 .	 wo

^г-

'о

Первая группа множителей в формуле (5.15) имеет значение
потерь напора на длине 0 <	1 без промежуточных отборов.Вы-

ражение в скобках отражает эффект уменьшения скорости и увели-
чения величины Л по длине.

Местные сопротивления имеют одинаковый коэффициент £, и по-
тери определяются скоростью на длине j-того отвода: = w0 +
+ AjAl. Как и выше, если пренебречь изменением плотности, фор-
мула (5.2) перепишется в виде:

др . =	Е (w2 - 2w AkAl + А2к2Д12).

мз k=1 ’ 2 ' ’ 2 k=1	°

Э

При использовании формул суммирования S к и S к2, окончатель-
'	к-1	к-1

но получается:	*	*

Дрм1 = д —Я1 О-В +^г 2,i2 +c31i +1]>	(5-16)

W1V у 2	6

где в =	1 j < J.

о

Пример применения выражений (5.15) и (5.16). Ветвь раздаю-
щей магистрали имеет параметры: d = 0,2; ъ = 150 м;а^ =81 кг/ч;
р0 = 68 кПа; J = 37; промежутки между отводами практически по-
стоянны: Л1 = ц/j = 150/37 = 4,05 м; подача пара в коллектор
составляет величину Go = g^j = 81 х 37 = 2997 кг/ч. Коэффициент
местного сопротивления | = I. Шероховатость Д =0,2 мм.

Требуется определить падение напора на длине 1 = 120 м.
По таблицам состояния пара определяетсяр (р ) =/>(68) = 0,9 кг/м3
и \) = 22,2'10“® м^/с. Скорость потока в начале коллектора wQ -

= , . ,gi -. = 3,537'ZO"4 — = 3,537-I0"4 ---2227-^ s 29,47 м/с

jMTd236OO	pd2	0,9-(0,2)2

и в конце магистрали w. = wTi, = 3,537’Ю"4-----------к = 0,8 м/с.

1	d+1	0,9-(0,2)2

Коэффициент А = -2—-1 - £9,>47	,Qifi _ о, 192 l/с.Скорость

Ь	150

на расстоянии-ъ = 100 м от входа составляет w2/3 = w0- -А 2/зь =
= 29,47 - 0,192 ' 100 = 10,27 м/с.

Коэффициент сопротивления в начале участка вычисляется по

формуле А. Д. АльтшуляЛ0 = ОДК^^^- + SL122x2a1Q_)0>25	-

°	0,2	0,2-29,47

- 0,01968 и при скорости »2/3“Л2/3 = о,д(Я,>2.Д.Д0— +

+ 6?-a;.2-I0.~<5)0.2S _ 0,01994.

0,1-10,27

Ксээфициент в = ——Я _ ,(J99,4	_ о, 26х

2/3L	100

х 10 “5 1/м.

Промежуточные величины: Of =	_ o,649-IO“2 l/м;

' 29,47

J5=	= 1,327'Ю"4 1/м.

1968-10“®

Коэффициенты уравнения (5.15):	= (0,649 - 0,5'1,327 х

х Ю“2) = 6,413'10“® 1/м; а„ = ^(0,649)2-104 - 2 0,649-1,327 х
2	3	3

х 10"6 = 13,42 • 10“6 1/м2; а_ = I (0,649)-I.327-I0"8 = 1,393 х
3	4

х Ю"9 1/м3.

Величина максимальных потерь на трение

Ь 01 =	. 0,9 - 120 = 4470 Па =

d 2 >	0>2	2

= 4,47 кПа.
Потери на трение ЛрТр(12О) = 4,47(1 - 6,4I3-I20-I0~3+I3,32x
х (I20)2- Ю"5 + 1,393 ’ (I20)3 • 10~9) = 4,47-0,391 = 1,75 кПа.

Количество отводов до отметки 1 = 120 м составляет:

j = 1/41 = 120/4,05 = 29,6 = 29 шт.

. Коэффициент 6 = 0»^. ’ 4.-Q5. = 2,627-Ю"2.

29,47

Величина суммы максимальных местных потерь на длине 1!

^2	2

£	J)29 = I	0,9-29 = II333 Па = II,33 кПа.

Местные потериДрм(120) = II,33[l - 2,627-Ю"2(29 - I) +

+ (З.бг?)2!)/'4	.±.a-,39.dJL] = 11,33-0,517 = 5,86 кПа.

6

Общие потеря давления на заданной длине коллектора:

др =ДРтр +ДРМ = 1,75 + 5,86 = 7,61 кПа (0,076 кгс/см2).

Величина потерь составляет 2х61дШ1 _ ц % от начального

68

давления. Предположение о практическом постоянстве плотности не
вносит погрешности, большей чем погрешность от сделанных замен,
т.е. погрешность метода счета.

Выводы:

а)	гидравлические расчеты являются наиболее разработанной
операцией, применяемой при рационализации систем пароиспользо-
вания. Соотношения (5.1)-(5.8) позволяют выявлять наиболее на-
груженные участки трассы, проверять допустимость увеличения
гидравлической нагрузки, рекомендовать рациональный диаметр тру-
бопровода. Нормативный метод одинаково используется для расчета
трубопроводов веда, пара или конденсата;

б)	в некоторых случаях нормативный метод неудобен. Выше
рассмотрены три таких случая: когда необходимо оперативно оце-
нить сопротивление участка на трение, когда расчет должен про-
водиться с заданной точностью, когда паропровод представляет
собой набор циклически повторяющихся элементов.Предлагаемые ме-
тода расчета имеют преимущество в оперативности, сокращая объ-
ем вычислений в 2-3 раза.
У1. ПОДБОР И ЭКСПЛУАТАЦИЯ КОНДЕНСАТООТВОДЧИКОВ

В системе пароиспользования, основу которой составляет па-
роконденсатная сеть с параллельно подключенными аппаратами,кон-
денсатоотводчики незаменимы в функции устойчивого распределения
теплоносителя по отдельным ветвям сети в соответствии с количе-
ством полезного потребления теплоты. В сравнении с другими эле-
ментами ветвей конденсатоотводчики обладают наибольшим гидрав-
лическим сопротивлением, а реакция пропускной способности от-
водчиков на изменение теплосодержания пропускной среды более
редкая.

По форме расходной характеристики G(i) и ее положению от-
носительно линии насыщения 1=1' конденсатоотводчики ‘делятся
на три группы, по конструктивному решению привода затвора - на
типы.

Отечественное арматурострсение выпускает сильфонные,с опро-
кинутым ковшом (поплавком) и дисковые термодинамические конден-
сатоотводчики. в прейскурантах на арматуру указаны только дис-
ковые отводчики типа 45 и 12нж на условнее давление Ру 1,6 МПа
(16 кге/смI. 2), 45 и 13нж на 4,0 МПа и 45 и 15нж на 1,6 Ша с обо-
греваемой камерой и внутренним обводом. Их выпуск превышает 90 %
от общего объема производства.

В последнее время вновь возрос интерес к многоступенчатым
дроссельным (сопловым) конденсатостводчикам, отличающимся ста-
бильными и доступными расчету техническими характеристиками.

Ниже рассматриваются вопросы подбора и обслуживания кон-
денсатоотводчиков дискового и соплового типа.

I. Конструктивные особенности и технические показатели тер-

модинамических конденсатоотв

ISHKJiH

cog

Конструктивная схема любого дискового отводчика (рис. II,а)
включает: седло с центральным подводящим каналом, с внутренним
и периферийным поясками уплотнения, разделенными промежуточной
камерой ПК в виде кольцевой проточки, и отводящим каналом, со-
единяющим ПК с конденсатной сетью; клапан в форме диска с внут-
ренней и периферийной поверхностями прилегания, разделенными
дросселирующим элементом в виде канавки (или канавок) и распо-
ложенными на рабочей стороне клапана; крышку, имеющую направляю-
щую боковую цилиндрическую поверхность и выступ, ограничиваю-
щий ход клапана. Объем, заключенный между нерабочей стороной
клапана и крышкой, образует управляющую камеру УК.

Рио. П.. Дисковый конденсат о отвод-
чик: а - конструктивная схема и
элементы конструкции (I - седло;2 -
клалан; 3 - крышка); б - функцио-
нальная схема с обратней связью по
давлению (I - обтекание рабочей
стороны клапана струйным потоком;
2 - силовое равновесие клапана;3 -
истечение через щель А; 4 - пере-
ход энергии струи в статическое
давление в щели Б; 5 - обтекание
нерабочей стороны клапана

При пропуске среды с определенными параметрами по давлению
pv противодавлению р2 и энтальпии 1 дисковый конденсатоотвод-
чик представляет собой систему автоматической стабилизации кла-
пана с отрицательной обратной связью, осуществляемой давлением
Р3 в управляющей камере. Функциональная схема системы изображе-
на на рис. II, б.

Если какое-либо возмущение Р выведет клапан из положения
равновесия в сторону увеличения его подъема, то увеличенное се-
чение щели А между внутренними уплотняющими поверхностями вызо-
вет увеличение расхода в. Кинетическая энергия веерной струи
при большем подъеме и в меньшей степени рассеивается в камере
ПК и на дросселирующем элементе клапана. В результате торможе-
ния струйного потока на стенках камеры ПК увеличивается стати-
ческое давление в щели Б и камере УК. Вместе с давлением р3 ра-
стет сила ?7 направленная на закрытие затвора и снижение расхо-
да «.
При пропуске несжимаемой среды клапан совершает колебания
около положения равновесия достаточно малой амплитуды и наблю-
дается непрерывный пропуск холодного конденсата. При вскипании
потока в объемах'ПК и УК параметры функциональной схемы меняют-
ся, амплитуда колебаний увеличивается, размах колебаний клапана
ограничен поверхностью седла и выступом крышки, поэтому при не-
которой энтальпии i подводимого конденсата поток через конден-
оатоотводчик проходит порциями: затвор то полностью открыт, то
закрыт.

С увеличением удельной энтальпии (теплосодержания) 1 про-
пускная способность конденсатоотводчика уменьшается в результа-
те совместного действия двух факторов: вследствие характерного
для любого насадка неизменной во времени формы или трубопровода
уменьшения плотности среды при ее вскипании [l] и из-за сокра-.
щения среднего по времени проходного сечения при увеличении пе-
риода закрытия тд отводчика, когда клапан прижат к седлу и пе-
рекрывает ПОТОК.

Следует отметить, что элементы функциональной схемы не'
нашли еще достоверного аналитического описания при пропуске го-
рячего конденсата. Следовательно, не существует методики расче-
та конструктивных параметров для получения желаемых эксплуата--
ционных характеристик конденсатоотводчиков данного типа.Наилуч-
шее, единственное решение задачи подбора существующих конструк-.
тивных исполнений диоковых отводчиков осуществляется с помощью-
их характеристик и показателей.

Расходные характеристики термодинамических конденсатоотвод-
чиков показаны на рис. 12.

К показателям пропускной способности следует отнести *ве-. .
личины:

GQ - пропускная способность по холодной воде;

0(1’) = бе - то же по конденсату в состоянии насыщения;-" •
G(i") = °v - протечки пара;

Дйр = % “ GH ~ рабочий интервал пропускной способности;

gb = G^iH^ ” веРхняя граница рабочего интервала Лйр, соот-
ветствующая переохлаждению конденсата на 15 °C;

нн = G-(iB) - нижняя граница интервала AGp, где величина
"пролетного" парах не превышает 5 % от расхода G паро-конден-
сатной смеси.	'
20 °C); 1’ и 1" - энтальпии конденсата и п
щения, цри х = 0их = 1;1.„ = 1’-15о и

Рис. 12. Расходные ха-
рактеристики термоди-
намических конденса-
тоотводчиков при р1 ,

Р2 = const:

I - подпорной шайбы;
2 - двухсоплового;3 -
дискового обычного ис-
полнения; 4 - диско-
вого с обогреваемой
камерой

Показатели соот-
ветствуют характерным
значениям энтальпии:
80 кДж/кг (20 ккал/кг,
ара в состоянии насы-
±в = 1’ + 0,05г

принятые универсальными границы допустимых режимов отвода кон-
денсата, за пределами которых использование конденсатоотводчика
в общем случае считается нецелесообразным. Табличные параметры
состояния среды 1», теплоемкости с и теплоты фазового пере-
хода г принимаются в расчетах при давлении р1 на входе в кон-
денсат оотводчик .

Нормативная документация содержит экспериментально опреде-
ляемый показатель условной пропускной способности Ку, связанный
с показателем а соотношением
О

Go = ЮООК^р.; - ₽2'	(б*1)

Показатель Ку измеряется в т/ч, зависит только от типоразмера
Ду. Считается, что не зависит от режимных параметров р1 и ₽2,
измеряемых в кгс/см^.

Пропуск холодного и. горячего конденсата принято связывать
через коэффициент запаса:

G„ = K.Ga,
о t а

1,8-2,2 для подпорной шайбы

(6.2)

где Kt

3-4 для двухсоплсвого отводчика

] 6-10 для дискового отводчика обычного исполнения
10-15 для отводчика с обогреваемой камерой (рис. 12).
Действующая нормативная документация для всех групп кон-
денсатоотводчиков указывает один коэффициент запаса = 2. Ис-
пользование такого коэффициента при подборе дисковых отводчиков
приводит к принятию меньших, чем нужно, значений Ду и искусст -
венному занижению пропускной способности устанавливаемого от-
водчика.

В зарубежных каталогах на конденоатоотводчики под термином
"горячий конденсат" понимается конденсат о температурой на 8-
17 °C (в зависимости от фирмы-соотавителя) ниже температуры на-
сыщения ts(p1). Поэтому приводимые там данные могут существенно
отличаться от указанных выше.

Необходимо отметить, что автоматическое регулирование по
схеме рис. II осуществляется со статическими ошибками стабили-
зации, то есть величина и и проходное сечение, лимитирующее по-
ток б, зависят от режима по давлениям и не сохраняются строго
постоянными. Очевидно, показатель и связанные с ним коэффи-
циенты запаса К^. носят для дисковых отводчиков грубо оценочный
характер.

Показателем устойчивости режима отвода конденсата при из-
менении тепловой нагрузки аппарата служит показатель

Х± = max |	(6.3)

или = max |DG/3t |.	(6.4)

Для стандартных и нормализированных дисковых отводчиков х =
= 25-35 кг/(ч«°С) при давлении на входе 0,3-1,0 МПа (3-
10 кгс/см2) Q2].

Пределы работоспособности по давлениям и соответствующие
показатели определяются при пропуске сухого насыщенного пара
при 1 = 1".

Конденоатоотводчики дискового типа считаются работоспособ-
ными, если:

а)	четко различны периоды открытия и закрытия а?3 затво-
ра и отсутствуют непрерывные протечки пара;

б)	протечки пара не превышают условленной величины G ;

в)	частота срабатывания затвора f - l/аг = I/(T„ + то) не
превышает условленной величины f .

В
Условия работоспособности взаимосвязаны. Если есть возмож-
ность с помощью секундомера оценить периодичность срабатывания,
то частота f не превышает 400 1/г, а пропуск пара - 5 кг/ч для
любого Ду.

Величина периода закрытия тд много больше величины' То =
= 0,2-3 с и определяет цикличность работы затвора. В свою оче-
редь Т3 зависит от давления р^ в управляющей камере УК.(рис.13).

Рис. 13. Характерис-
тики работоспособнос-
ти конденсатоотводчи-
ков:

а - график изменения
давления р^ в УК и хо-
да клапана z; б- пре-
делы работоспособнос-
ти конденсатоотводчи-
ков по давлениям (I -
соплового; 2 - диско-
вого); в - зависи-
мость коэффициента
противодавления к от
конструктивных пара-
метров дискового кон-
денсат оотводчика

После открытия
затвора, когда клапан
практически мгновенно
поднялся до упора (z=
= z ), давление пара
P-j в УК возрастает до
своей максимальной
величины р-^.Сила У",
действующая на клапан
сверху (рис.II), пре-
вышает силу г+, стре-
мящуюся удержать кла-
пан на упоре. Равно-
. действующая внешних
сил направлена к сед-

б
лу. Затвор закрывается и остается закрытым, пока выполняется не-
равенство:

(6.5)

где S1, s2 и з3 - проекции площадок действия давлений р1 , р2 и

Р3 на плоскость уплотнения затвора;
h3 - толщина клапана;

р - плотность материала клапана;

знак или ”+” зависит от ориентации отводчика в прост-
ранстве:	- при установке крышкой вверх, "+" - крышкой вниз.

Давление р3 уменьшается от величины р3в до р30 вследствие
протечек пара по периферийному кольну уплотнения и из-за тепло-
вого излучения в окружающую среду [з]. При давлении р30 проис-
ходит открытие затвора и выполняется равенство в выражении (6.5).

Надежное закрытие затвора, изолирующего подводящий и отво-
дящий каналы, а также камеры ПК и УК и удержание клапана на сед-
ле в течение времени ®3 > 15 с возможно лишь при достаточно
большой энергии потока, преобразующейся в давление р3 (рис.II,б).
Ковденсатоотводчик работоспособен только тогда, когда перепад
давлений (р^ - р2) и, следовательно, скорость струйного потока
достигнут определенного уровня. Этот уровень определяется гра-
ницей работоспособности по давлениям (измеряемым по абсолютной
шкале) (рио. 13,6) в форме

ргабс ~ kpia6c

(6.6)

где 0 < к <1 - коэффициент противодавления, приводимый в нор-
мативной документации в процентном выражении.

Граница работоспоообности дискового отводчика может быть
получена аналитически.

Пусть дейотвие обратной связи (рис. II, б) реализуется в
простейшей форме:

Ъв =«(р1 - Р2} ’

(6.7)

где ЭС - показатель гидравлического совершенства проточной части
отводчика. Чем больше показатель ЭС, тем больше поток при данном
перепаде давлений и тем большая часть энергии этого потока пре-
образуется в давление pQt3 в течение периода
На границе работоспособности ► О, р30 = р^в. Тогда с
учетом (6.5) и (6.7) предельно большое значение противодавления
будет определено формулой

pgh3

ргабо = к₽1абс - _р , о /о ’	(6.8)

где к - коэффициент противодавления.

Из формулы (6.9) видно, что величина к не может достичь I,
что увеличение частей 8 и s2 поверхности рабочей стороны клапана
снижает величину к (рис. 13, в).

Представление о величине к дает нижняя граница входного
давления р1н:

₽1Н абс ~ £ р20абс + ае- s /8 ’	(6.10)

Показатель р1Н легко определяется экспериментально при сбро-
се пара в атмосферу, когда р2 = 0, или р2 абс = р20 або-

Расширение пределов работоспособности дисковых ковденсато-
отводчиков - актуальная практическая задача. Для стандартных 45
и 12нж заложено: к = 0,5, т.е. величина противодавления не долж-
на превышать половины входного давления; р1н=0,1 МПа (1кгс/см2);
эе= 0,78. Достигнутые промышленными образцами показатели:

к = 0,8; Р1Н = 25 кПа (0,25 кгс/см2);ЭР = 2,6.

Работоспособность конденсатоотводчика - гарантия стабиль-
ности его расходной характеристики в рабочей зоне △	= ±Б - 1н

и выбранного режима отвода конденсата ±н 1	1Б-Работоспособ-

ный дисковый отводчик обладает еще одним качеством, упрощающим
его обвязку и сокращающим объем монтажных работ, - он выполняет
функции обратного клапана.

Опыт конструирования и испытаний дисковых отводчиков вскры-
вает лишь качественный характер связи рассмотренных показателей
с некоторыми, конструктивными параметрами (табл. 6.1).

Выполненное образцы имеют параметры: s^/s^	0,09-0,1; 8„/

/s_ = 0,45-0,55; OTnf/43. = 0,7-0,8;	= I,7-0,35pv + 2,6-10“%;

-5	L? *	I	«У	V
z_ = 0,8 + 0,1 Д„, где d, И Z_ в мм; 0,6<р„^4,2 МПа, 15^

13	j	.1	-°	J

<Д„*5 50 мм.

Таблица 6.1. Зависимость показателей
пропускной способности и пределов работоспособности
конденсатоотводчиков от конструктивных параметров

Параметры конструкции	Обс- з ка- че- ние	Показатели						
		пропускной способности					пределов работоспо- собности	
		%	%	Gv			р1н	к

Седло
Сечение подводящего ка-
НОЛЕ!	4- 4г 4-	4-	4-	"*
Диаметр отводящего ка-
нала	+
Ширина промежуточной ка-
меры	s2/s3 +	+	-
Ширина внутреннего по-
яска уплотнения	+	-
Клапан
Глубина канавки дросое-
лирующего элемента	h2	+	+	-
Толщина клапана при
установке "крышкой вверх"	+	-	+	-	+
Крышка
Максимальный ход кла-
пана	2^	+	+	4-	+	4-	—
Обогрев камеры УК	-	-	-	+	-	+

Примечание. Знаками "+" или обозначено соот-
ветственно возрастание или снижение показателя при увеличении
параметра, " " - существование максимума, " " - существование
минимума.

, многочисленные попытки выпуска предприятиями-потребителями
самодельных дисковых конденсатоотводчиков не решили проблемы ра-
ционального использования пара. Причины неудач, по-видимому,сле-
дующие :	55
I.	Состоящий из трех деталей конденсатоотводчик лишь внеш-
не прост для копирования. Многие размеры проточной части кри-
тичны: малое их изменение приводит к значительным изменениям по-
казателей работы.

2.	Быстрый выход за пределы работоспособности, малая нара-
ботка-до отказа - следствие не только неправильного выбора мате- '
риалов и технологии обработки рабочих поверхностей и проточной
чаоти, но также случайного режима отвода конденсата.

3.	Практически отсутствуют методические разработки по кон-
струированию и подбору отводчиков этого типа. Стандартные конст-
рукции не могут служить образцами, где достигнуты высокие пока-
затели. В этих условиях отработка конструкции требует достаточно
сложного стендового оборудования,•трудоемкого освоения самой ме-
тодики испытаний. Отдельные предприятия не в силах в обозримые
сроки решить все проблемы, связанные с постановкой на производ-
ство этого вида арматуры.

4.	Разработка конструкций носила характер единичного изоли-
рованного мероприятия, отдельного от исследования и наладки всей
системы пароиспользования.

На рис. 14 приведен общий вид двухсоплового конденсатоотвод-
чика.

Конденсатоотводчик не содержит подвижных деталей и включает
в себя только промежуточную камеру ПК, расположенную между двумя
диафрагмами, которые снабжены дросселирующими элементами-соплами.

Поток горячего конденсата, пройдя входное сопло, вскипает
при давлении ₽3 в ПК, дополнительно увеличивая свое паросодержа-
ние х. и уменьшенный перепад давлений р3~р2 к увеличенный удель-
ный объем v паро-конденсатной смеси, образующейся в ПК, затруд-
няют течение (уменьшают пропускную способность) в значительно
большей мере, чем при поступлении на вход холодной воды, когда
изменения объема не происходит.

Такие конденсатоотводчики могут быть использованы, когда
стандартные дисковые не удовлетворяют условию применимости по
противодавлению или их пропускная способность недостаточна. От-
водчики (рис. 14) прошли испытания на предприятиях химического
волокна, показав ряд своих преимуществ, которые позволяют реко-
мендовать их для установки после пароиспользующих аппаратов с
56
ограниченным изменением тепловой нагрузки и величины давления
греющего пара, а также для дренажа паропроводов.

Рис. 14. Общий вид
двухсоплового конден-
сат о отводчика:

I - диафрагма I; 2 -
диафрагма П; 3 - вход-
ное сопло; 4 - отво-
дящее сопло; 5-флан-
5 цевый корпус; 6
гайка; 7 - прокладка
под сопло; 8 - про-
1	кладка

g	Во-первых, рас-

lf ходная характеристика
2 и показатели пропуск-
6 ной опособности этих
отводчиков приближа-
ются к показателям
дискового, а ограни-
чений работоспособно-
сти по противодавле-
нию не существует
(показатель k = I).
Во-вторых, в сравнении с обычной подпорной шайбой две сту-
пени падения напора позволяют сократить скорости потока, увели-
чить диаметры сопл, допустить плавность входа в сопла, предот-
вратив тем самым быстрый эрозионный износ сопл и возможность
их засорения. Для изготовления сопл могут быть использованы ла-
туни и бронзы вместо закаливаемых нержавеющих оталей.

В-третьих, осуществляется непрерывное удаление конденсата
из паровых полостей аппаратов, а пропускная способность может
быть рассчитана и подобрана в точном соответствии о желаемым
режимом отвода конденсата.

В-четвертых, отводчик может быть изготовлен в любой меха-
нической маотерской, он мало металлоемок, в особенности при ус-
тановке совместно с фланцевой арматурой, требует минимальных
трудозатрат на обслуживание.

Опыт показал, что двухсопловый конденсатоотводчик в тече-
ние 2,5-летней непрерывной эксплуатации практически не изменил
своей геометрии. Заметному износу (местное утонение до 0,6 мм)
подвергалась вторая диафрагма. Отводчики могут применяться при
давлении греющего пара до 1,3 МПа (13 кго/ом2). Диаметр сопл не
должен быть меньше 3 мм, а расстояние между выходными кромками
входного сопла и второй диафрагмой - не более 3,8 мм.

Выводы:

а)	термодинамические дисковые конденоатоотводчики являются
местными гидравлическими сопротивлениями с непостоянным сечени-
ем проходного канала. Режим'их совместной работы с пароисполь-
зующим аппаратом определяется с помощью показателей пропускной
способности и пределов работоспособности;

б)	пропускная способность типоразмера Ду конденсатоотвод-
чика при заданных давлениях зависит от удельной энтальпии (теп-
лосодержания) пропускаемой среды: в(1), р1, р2 = const. Зависи-
мость носит название расходной характеристики типоразмера. Ха-
рактеристика может быть представлена показателями: gq, вв» Gs,
GH и Gv - величинами расхода при определенных значениях i;

в)	приводимый в нормативно-технической документации уни-
версальный показатель к^. (Ду) грубо приближенно представляет рас-
ходные характеристики и показатели пропускной способности через
коэффициенты запаса ;

г)	пределы работоспособности термодинамических конденсато-

отводчиков по давлениям характеризуются соотношением P2agc <
<kp1a($c, где показатель 0,5*0: <1 есть функция конструктивных
параметров;

д)	двухсопловые конденоатоотводчики применяются в тех слу-

чаях, когда темп образования конденсата в аппарате не покрыва-
ется рабочими интервалами пропускной способности ЛОр(ду) = gb -
- GH или использование дисковых отводчиков недопустимо из-за по-
вышенного противодавления р2, или эксплуатационные отклонения на-
грузки G и перепада (р1-р2) не превышают ±10 % от расчетных.

2. Выбор желаемых режимов отвода конденсата

-Три практически важные ситуации определяют желаемый режим
отвода конденсата, на котором основывается подбор конденсатоот-
водчиков.

58
Первая возникает, когда аппарат-паропотребитель, являющийся
основным объектом подбора, ограничивает производительность тех-
нологической цепи, в которую он установлен. Средствами отвода
конденсата следует добиться наибольшей эффективности использова-
ния теплоты пара для увеличения выхода обрабатываемого продукта.

Многочисленными опытами доказано существование единственно-
го при заданных параметрах ₽п и tn греющего пара режима отвода
конденсата такого его парооодержания

О
х _ -----------,

x'Cp-j)

при котором достигается максимум эффективности поверхностей теп-
лообмена аппарата. В зависимости от пропускной способности от-
водчика поверхности теплообмена в большей или меньшей степени
защищены от контакта с насыщенным конденсирующимся паром плен-
кой конденсата или слоем перегретого пара. При i < 1° в умень-
шении коэффицента теплопередачи к поверхности доминирует влия-
ние конденсата, недостаточно интенсивно "сдуваемого" потоком.
При 1 > 1°, когда увеличен общий расход пара и вырос перепад
давлений на входной арматуре, в процессе дросселирования возни-
кает перегрев пара. Для снятия перегрева занимается значитель-
ная часть поверхности, поскольку коэффициент теплоотдачи от пе-
регретого пара к стенке в 100-1000 раз меньше того же показате-
ля при конденсации. Отнесенный ко всей поверхности коэффициент
теплопередачи при увеличении перегрева падает. В результате вос-
производится зависимость К(х) или К(1) (рис.15, а) с максимумом
Кв = К(х°) = К(1°).

На практике определяется среднее За время опыта количество
образовавшегося конденсата G . Значениям х°и i° соответствует
также максимум скорости конденсации GT в (рис. 15, а).

Режим совмеотной работы аппарата и конденсатоотводчика 'бу-
дет в этом олучае обозначаться тремя величинами: р , о0, 1°,где
пропускная способность G0 включает долю "пролетного" пара х°:
G° = G(r°) = <^в(1 + х°).

При различных средствах отвода конденсата испытания кало-
рифера туннельной сушилки СТ-2, например, показали следующие ре-
зультаты при давлении пара ₽п = 0,16 МПа:
доля "пролетного"
пара в отводимом кон-
денсате х, %	-0,9	1,4	6,7	51

удельная энтальпия	*

(теплосодержание) кон-
денсата 1, кДж/кг
(ккал/кг)	518(124) 568(136) 683(163) 1645(394) <

средний' темп кон-

53,2	50,2	29,0

Рис. 15. К выбору желаемого ре-
жима отвода конденсата:

а - зависимости: I - эффективно-
сти теплопередачи К и 2 - скоро-
сти образования конденсата бт от
паросодержания х и энтальпии 1
отводимого конденсата; б - схема
теплообмена и распределение тем-
ператур при затоплении части по-
верхности конденсатом; в - опре-
деление минимально допустимого
переохлаждения конденсата по за-
висимостям: I - относительного
теплопотребления q и 2 - паропо-
требления g от режима отвода х
После построения графика GT( 1) был принят желаемый режим:
0,16 МПа; 57,2 кг/ч; 692 кДж/кг при х° = +з %, GT. в = 55,5 кг/ч.
Существовавший до наладки режим: 0,15; 44,8; 890 - сопровождал-
ся увеличенным против регламента временем сушки. Реализация же-
лаемого режима отвода конденсата позволила сократить потребле-
ние пара; стабильно поддерживать нужное давление перед калори-
фером; увеличить на (55,5-38,5)’100/38,5 = 44 % полезное ис-
пользование теплоты, где 38,5 кг/ч - окорооть конденсации в ис-
ходном режиме; выполнить регламентные требования.

Формально та же ситуация выбора оптимального режима отвода
возникает при обеспечении требуемой равномерности обогрева ра-
бочей поверхности, вулканизационные прессы, длинные вращающие-
ся сушильные барабаны представляют аппараты, где большой разли-
чие в степени нагрева отдельных участков поверхности не допус-
кается. выбор режима отвода х влияет как на среднюю по поверх-
ности температуру, так и на неравномерность нагрева.

Результаты.измерений температуры поверхности сушильного

цилиндра и калориметрирования отводимого от прядильной ПНШ-IOO конденсата при давлении пара рп = 50 кПа (0,5	машины кгс/см2)
следующие:  среднее за опыт парооодержание  кон- денсата х, %	-0,37	3,6	8,8	26
его удельная эн-  тальпия 1, кДж/кг  (ккал/кг)	456(109) 544(130) 660(158)	1040(249)
средняя темпера- тура поверхности ци- линдра Й, °C	97±2,3 ' I04iI,8	I02±2,I	96д;2,7
неравномерность нагрева по длине , °C	I8,5±I,2 12,0±1,0 9,5±1,6	10,5±1,8

Зависимость <№(х) не имеет явного минимума,поскольку при
х ^4,4 % результаты измерений статистически неразличны между
собой. Следует считать, что имеет место нарушение линейности ти-
па "насыщение", а точка перелома х°= 4,4 % линии (х) с уче-
том других показателей (максимальный нагрев, минимальное ' коли-'
честно "пролетного" пара) является искомым желаемым режимом.Ис-
пытания доказали к тому же, что более жесткие требования к не-
равномерности нагрева, например: $й^5 °C достижимы только при
реконструкции цилиндра, направленной на лучшее распределение па-
ра по внутренней полости и интенсификацию отвода неконденсирую -
щихся газов.

Более часто встречается другая ситуация: из сцепленных в
одном технологическом процессе пароиспользующих аппаратов вое,
кроме одного уже рассмотренного типа, имеют достаточный запас
поверхности нагрева для предусмотренной регламентом термообра-
ботки уже определенного количества продукта.

Пусть Qp - количество теплоты, необходимое для передачи
Продукту. Расчетное количество сконденсированного пара QTp в
силу упомянутого запаса меньше скорости образования конденсата

= Qs/x* при х = о и заданном давлении греющего пара р . Име-
ется возможность для смещения режима отвода конденсата в сторо-
ну отрицательных значений парооодержания х < 0 (рио. 15, а).

Условия теплообмена схематически показаны на рис. 15, б.
Часть теплоты продукт получает от сконденсированного теплоноси-
теля о температурой tR < t0, поэтому < <3$.

Методологическую й практическую ценность представляет ана-
литическое выражение для скорости образования конденсата при
затоплении части рабочих поверхностей. Выражение GT(x) при х<о
через параметры теплопередачи, пригодное для количественных оце-
нок, получается из соотношений

Q = GT[r + c(tB - tK)J;	(6.II)

V =Wb -ep);	(6-I2)

"t + ’t-т»	'

GTc(ts - V =	-- %) 5	(6.13)

2

flTSr' = PKS^S “ eD)’	(6.14)

XO	ИИ	JJ

где Q и QB - количество теплоты, передаваемое продукту о темпе-
ратурой 6 , при затоплении конденсатом части Рк
всей площади поверхности F - вд + и без затоп-
ления, при х = 0;
° и t - теплоемкость и температура отводимого конденсата,

Ек и Ks “ коэффициенты теплопередачи от конденсата к про-
дукту и от насыщенного пара к продукту, Кк < К0j

W ялощад15 рабочей поверхности к , омываемые паром и
конденсатом.

Пооле исключения из уравнений (6.11)-(6.14) переменных ек
2с(t - Qn)

и Р и введения безразмерных величин ф - ----------§----к- < 0,2;

®	-г»

°>5(гв - tK)

*8 “ 6р

KS	Q Q

--- > I» Q ~ - ----

КК	Qs GT/

gj, = Gy/Gjg исходная система приводится к двум уравнениям:

q = «,,(1 + ФФ);

1

Sip “ г	*

1 4. кМ

1 + к •узр

(6.15)

(6.16)

Принимая во внимание,что х = c(t - t„)/r, или
А “

X = -фф,

величины q и gT могут быть представлены в форме, удобной для
графического определения желаемого режима (рио. 15, в):

1 - х
q =-------;

X

1 - Кф—
ф+Х

(6.17)

gT = —	(6.18)

1-х	,ф

В силу малости практически реализуемых величин ф кривые
gт(к,ф ,ф), заданные формулой (6.16), могут быть заменены ли-
нейной частью разложения в степенной ряд gT = gT0 + (dgT/d(|j) оф+
+ т.е. gT = I - кфф, или

GT = йТв(1 + Кх).	(6.19)
Формулы (6.16) и (6.19) показывают, в какой мерз снижает-
ся паропотребление за счет изменения эффективности теплопереда-
чи и температурного напора. Кроме того, линейная замена сокра-
щает путь для чиото аналитического определения параметров же-
лаемого режима отвода конденсата (хо, GTp)- Задаваясь известной
величиной qp - %/%, из соотношения (.1-х) (1-Кх) = q$ определи-,
ем параметр х0. Подстановка х = хо в (6.19)' определяет G^.

Режим совместной работы определится величинами: рд, GM, iQ
(ам = атр; Ч = 11 + хог(р1^ р1 = (0.9-0,98)рп.

Третья ситуация характерна для скоростных теплообменников
общеэнергетичеокого и сантехнического-назначения, тепловая на-
грузка которых имеет значительный разброс по величине и воспро-
изводится как некоторый случайный процесс (рио. 16). Требуется
достаточно глубокое знание процесса, чтобы выделить представи-
тельный период работы оборудования для определения парамет-
ров распределения или построения гистограммы n(GT).

Рис. 16. График нагрузки скоростного теплообменника в пределах
цикла Ш его работы, гистограмма нагрузок и построение зоны же-
ц лаемых режимов совместной работы

Как правило, проблем, связанных с технологическими ограни-
чениями и решаемых выбором средств отвода конденсата, в этой си-
туации не существует, обращается внимание лишь на факторы эко-
номичности отвода конденсата. В отличие от "точечных" желаемых
режимов здесь следует стремиться к возможно полному включению
64
размаха изменений нагрузок AG^ в рабочий интервал пропускной
способности AG . Дри этом в силу условий формирования (построе-
ния на рис. 121 интервала AG = GB - gh автоматически не допу-
скается заметных потерь производительности оборудования от за-
топления части рабочей поверхности конденсатом и потерь теплоты
и массы теплоносителя с "пролетным" паром.

Не всегда найдется такой типоразмер конденсатоотводчика,ра-
бочий интервал пропускной способности которого может включить в
оебя весь размах AGr. при 4GT > Ag^ имеет смысл выделить на ги-
стограмме величину средней нагрузки GT и минимальные отрезки
Ag$0, Ag90, Ag^q, соответствующие 90, 80 и 70 % ее площади. Ми-
нимальные отрезки можно расположить на равномерной шкале веро-
ятностей в покрытия нагрузок для данной гистограммы и соединить
концы отрезков плавными -линиями. На той же шкале можно указать
место любому интервалу G G ^GB, определив часть нагрузок,
попавших в этот интервал.

Желаемым условием отвода конденсата будет расположение ин-
тервала AGp на уровне Г = 0,90-0,95 с максимальным приближением
концов интервала GB и gh к выделенной тушевкой зоне (рис. 16).

Рассмотренные ситуации, очевидно, не исчерпывают всех ус-
ловий эксплуатации системы пароиспользования. Показано,что об-
основание выбора режима отвода как формулировка оптимизационной
задачи приводит к однозначному выбору средства отвода - конден-
сатоотводчика будь то на стадии разработки конструкции послед-
него или при выполнении наладочных работ.

Выводы:

а)	экспериментально установлено, что полезное пароиспользо-
вание аппарата-теплопотребителя gt зависит от режима отвода кон-
денсата 1. Зависимость GT(i) имеет максимум gtb при 1° > 1» ,
или 0. В том случае, когда от аппарата требуется максималь-
ная производительность, желаемый режим совместной работы аппара-
та с конденсатоотводчиком будет задан тремя параметрами: р , G°
i°-(G° = v1 + х0));

б)	когда количество передаваемой продукту теплоты задано и
аппарат имеет запас поверхности нагрева, тогда оценивается необ-
ходимый расход пара GM и допустимое переохлаждение конденсата
(1' -10). Желаемый режим: рп, G , iQ осуществляется ггри мак-
симально допустимом затоплении конденсатом поверхностей нагрева;

65
в)	режимы совместной работы для аппарата со случайным рас-
пределением нагрузки G (<с) по времени отроитоя исходя из веро-
ятности г покрытия всех возможных нагрузок GT интервалом про-
пускной способности Д(ip. Лучший из них будет иметь параметры:
рп> ?р-

3. Подбор дисковых конденоатоотводчиков для скоростных
теплообменников

В зависимости от - имеющегося в распоряжении вида информации,
о пропускной способности конденоатоотводчиков выбор типоразмера
Ду производится:

I)	по расходным характеристикам, представленным в форме
графиков а(Ду, 4р, Д±), где Др = р1 - р2, Д1 = 1 - i*;

2)	по таблице рабочих интервалов пропускной способности
Дйр(Ду, Др);

° 3) по показателю условной пропускной способности ку(Ду);

4)	прямым расчетом конструктивных параметров (для двухсоп-
лового конденоатоотводчика).

Исходными данными для подбора служат параметры желаемого
режима совместной работы;, падение напора ДРа^ рп - р1 в аппа-
рате; противодавление р2, оцениваемое прямым измерением или в
результате гидравлических расчетов.

Начальным этапом подбора дисковых конденоатоотводчиков яв-
ляется проверка условия их работоопособности: (р2/р1 )ас!с < к,
где р1 = рп -дра (часто имеются основания принять р1 = рп).

Расходная характеристика й(Ду, Др,Д1) обычно изображает-
ся графиком функции'-двух переменных а(р1ГД1) (рис. 17, а) при
р2 = 0 для каждого типоразмера Ду. Процедура подбб/а Ду по дан-
ным р.р G0, .1°, р2 включает два этапа.

I)	Определяются входные данные графиков:

р1г =Др = р1 - р2; *' = 1'(р1 ); Д1° = ±° - 1'.

2)	Из ряда графиковых значений Gr1 = о(Ду1), йг2(Ду2),...,
соответствующих найденным Др и Д1°, определяется величина flyj,
для которой выполняется условие

I»	<6-20)
Рис. 17. Подбор конденсато-
отводчиков при различных
видах представления их рас-
ходных характеристик:

а - по графику G< p1,zXi) для
Ду = Ду. при р2 = 0. Сплош-
ные линии соответствуют зна-
чениям Д±,вДж/кг: I - 100;

2 - 50; 3 - 0; 4 - минус
50; 5 - минус 500; пунктир-
ные: 6 - верхней границе
допустимых энтальпий Д i =
= 1^-1'; 7 - желаемому
режиму отвода Д1° - 1° - 1 ’;
8 - нижней границе допусти-
мых энтальпий конденсата
Д1Н = ±н - 1»; б - по гра-
ницам рабочего интервала
пропускной способности &в,
для различных типоразме-
ров Ду при Др =Дрр.На базе
сн восстановлены прямые
участки расходной характе-
ристики g1(1): I - для Ду;

2 - для Ду ; 3	- для

Ду ; на базе gb - участки
g2U); 4 - для.Ду^; 5- для
Д .+1; в - по оценкам про-
пуска насыщенного конден-
сата G0 при р , р2 = const.
Расходная характеристика
восстановлена: I - для Ду^

2 - для д . .
yj+1

На рис. 17, а видно,
что графиковая пропускная
способность Grj(^p , Ai° )
значительно ниже желаемого
расхода G0. Типоразмер Д

„О	У

достигает G при перепаде
давлений Д р, много большем
расчетного. Требование (6.20) удовлетворяется ковденсатоотводчи-
ком большего типоразмера.

Аналогично выбирается ближайшая к расчетной точке (Др, GM)
характеристика G(Jyj> Ар, 41°) при данных р1 , GM, 1о, р2.

Представляемая в каталогах оерия графиков (рис. 17, а)
наиболее содержательный вид информации, и из него, естественно,
получаются другие виды.

Выделив на графике ветви G(Ap), соответствующие допустимым
отклонениям режима отвода конденсата от линии насыщения: А 1 =
= iB - i’(p^) = 0,05г(р1) иА±н = 1н - 1‘СрР = - 15 с, можно
определить рабочий интервал пропускной способности AG^(4p)	=

- G_(Ap) - G„(Ap). Вынужденный произвол в выборе связи между
Др и р1 практически не скажется на результатах. При построе -
нии таблицы 4Gр(Ду, Др) следует для определенности принимать
перепад Ар, соответствующий середине области работоспособности
для стандартных конденсатоотводчиков: P2a(jC = °»25Pia6o'

Графиковая кривая G(Ap),Ai = const близка к функции

g(Ap) = ку(41)гДГ,

которая при А±х = -i' + 80 цЦж/кг (холодная вода) превращается в
известное выражение (6.1) для Go, а постоянная ку(Д1 .) должна
совпадать с нормативным показателем ку с точностью до множителя,
зависящего от выбора размерности параметров.

В табл. 6.2 приведены величины рабочих интервалов пропуск-
ной опссобности стандартных конденсатоотводчиков, полученные в
результате обработки результатов испытаний при 1 = 1< (р1) - 15 х
х 4,2 кДж/кг и ±в = i’(p.|) + 0,05'2150 вДж/кг. Ниже показано,
как используются табличные данные для выбора типоразмера при
задании "точечного" желаемого режима (рп, G0, 1°).

I)	Определяется давление на входе конденоатоо??водчика р1 =
= Рп -АРа» расчетный перепад давлений Арр = рп -Ара - Р2 и
верхняя граница допустимого теплосодержания конденсата 1	=

= ХЧрр + 0,005г(₽1).

2)	По данным отроки, соответствующейАр^, отбираются типо-
размеры Дуу, Луу+1 > •••’ граница йн интервалаАйр которых близ-
ка к заданному расходу G0.
Таблица 6*2. Рабочие интервалы пропускной способности ^Gp(GH " %)
термодинамических конденоатоотводчиков 45ч12нж и 45с13нж

ДР		Присоединительный размер Ду, мм (типоразмер), и показатель К^, т/ч						
МПа	кгс/см^	10  0,63	15  0,8	20  1,0	25	J  1,25	|	32  1,6	40  2,0	I 50  1 2,5
0,075	0,75	65-380	82-480	103-600	130-720	165-950	205-1200	260-1500
ОД	I	76-410	96-520	120-650	150-810	195-1050	240-1300	300-1600
0,2	2	100-430	135-540	170-680	210-850	270-1050'	340-1350	420-1700
0,3	3	130-470	165-600	210-750	260-950	335-1200	415-1500	520-1850
0,4	4	150-500	190-640	240-800	300-1000	385-1250	480-160.0	600-2000
0,5	5	170-550	215-700	270-900	335-1100	430-1400	540-1800	675-2200
0,6	6	185-610	235-780	295-980.	365-1200	470-1550	585-1950	730-2450
0,8	8	215-710	270-900	340-1130	425-1400	545-1800	680-2200	850-2800
1,0	10	240-800	305-1000	380-1250	470-1550	610-2000	760-2500	950-3100

о
С£>
3)	Для кавдогс из группы отобранных типоразмеров восста-
навливается непрерывный учаоток расходной характеристики в фор-
ме прямой (рис. 17, б):

G^i) = GH -Х1 (i - iB),

(6.21)

где х - степень наклона прямой. До данным ПО Союзхимпромэнер-
го для дисковых отводчиков обычного исполнения можно принять
- I0-2go кг/(ч«ккал) = 2,4-I0“3Go кг2/(ч-цЦж).

4)	Подставляя Др = Дрр и! =1° в выражения (6.1) .л (6.21),
вычисляют ряд значений G? = G^(1°), из которых какое-то одно
удовлетворяет условию (6.20) близости к желаемому режиму, опре-
деляя требуемый типоразмер Ду отводчика.

Тот же результат получится при графическом решении задачи
подбора (рис. 17, б).

Режим максимального затопления поверхности нагрева имеет

овою специфику подбора.

I)	При затоплении скорость теплоносителя уменьшается и

обычно считают р1 = рп и Дрр = р1 - р2-

2.	В 'отроке табл. 6.2, соответствующейДРр, ориентиром для
предварительного отбрасывания непригодных к детальному исследо-

ванию типоразмеров служит верхняя граница GB интервала Ag^.

3)	Табличное значение gb отнесено к перепаду Др = р1 -р2,
который достигается различными сочетаниями величин р1 и р2 и
является результатом осреднения опытных данных. В стремлении по

возможнооти уточнить решение вводится поправка Дав на величину

G^, в зависимости от расчетного давления на входе р. :
В	I

102 Л°в(р1
%(Арр)

50 - 35р1----$— при 0,25 <р1 < 1,0 МПа

(6.22)

50 - 3,5р —при 2,5 <р1 <10 кгс/см2

V^P

так, что GBp = GB +Agb.

4)	Наклон аппроксимирующих расходную характеристику прямых

G2(r) = GBP -X2(i - iH)	(6.23)

также уменьшается о ростом давления р1:
70
3
Ж =
%

15 + p7

при 0,2 <р1<1,0 МПа

15 +*>
₽1

при 2 <p1 < 10 кго/см2.

Показатель условной пропускной способности Kv типоразмера
численно равен расходу холодной воды через конденсатоотводчик
при перепаде давлений Др = I кго/ом2 и дает очень далекое от
истинного представление о полной расходной характеристике <КДу»
Р1, р2, 1). Порядок использования показателя ку(Ду.) для целей
подбора желаемого Ду. для режимов (рп, G0, 1°) и (₽п, GM, 1О) сле-
дующий.

I)	Подобно предыдущему определяются исходные данные: р1,
ДР, 1’ (Pq ).

2)	Производится оценка пропуска насыщенного конденсата :

Gs = Go/Kt = т°3 “Nap № ₽1 в кго/см2*
6 ’

3)	Через точку (1*, G ) восстанавливается расходная харак-
теристика G(i) в форме двухзвенной ломаной (рис. 17, в):

(g -Х.(1 - 1') при 1 > 1’-

G. =	/ э 1	Р	(6.24)

&в фИ i<v’

где степени наклона прямых те же, что в зависимостях (6.21) и
(6.23).	г ,

4)	По формуле (6.24) определяется ряд значений g° = (^,
1 ), &2 = й(Дуг’ 1 ’* или GM1 ~ й(дуг GM2 = G^N2sio^’
..., члены которого сравниваются соответственно с параметрами
g° или Gj> желаемого режима.

При подстановке в формулу (6.25)±=1_и±=±_ получают-
ся оценки для границ Gfi и GB рабочего интервала AG (рио.17,в).

Задача подбора типоразмера для скоростного теплообменника
с распределенной нагрузкой при любом исходном виде информации
о пропускной способности конденоатоотводчика решается с исполь-
зованием таблиц рабочих интервалов по типу табл. 6.2.

Ход решения расоматривается на примере.

Гистограмма нагрузок аппарата строится по непрерывному гра-
фику процесса gt(T), на котором через равные промежутки времени
дт нанесены течки	3 = 1,2.......J5 J > 200. Весь

размах Дат колебаний нагрузок на принятом представительном пе-
риоде т = JM (формализация выбора которого не представляется
возможной) разбивается на 6-7 равных участков AG^, ot I, 2.......

6(7)..Если п^~ число-точек, попавших в участок "Л",то п(о(.)=

- — ЮО % ~ высота о(-го столбика гистограммы.

J

тываются с точностью до ближайшего целого

Рис. 18. К примеру вы-
бора типоразмера кон-
денсатоотводчика для
теплообменника со слу-
чайным распределением
нагрузки

пусть A GT = 800 -
- 220 - 580 кг/ч;Дв^ =

AGT

= — = 580/6 = 96,7.

6

Принимается: Дс^р =
= 95 кг/ч, расчетный
размах AG,j,p =AG^p'6 =
= 570 кг/ч размещает-
ся в середине дейст-
вительного (рио.18).
Величины п(о() подсчи-
числа.

Вероятность "попадания" нагрузки в интервал от 320 до
605 кг/ч, объединяющий три участка с наибольшими п(<Х), составит
Ю-2(26 + 18 + 39) - 0,83 < 0,9. Минимальный отрезок Ag90 вклю-
чает три упомянутых участка и часть основания большего из смеж-
ных столбиков. Нижняя грань отрезка, следовательно, 320,а верх-
няя определится из соотношения

605 +	• 100(0,9 - 0,83) = 688 кг/ч.

8

Отрезок ag80 получается из базового объединения, трех участков
основания гистотраммы путем удаления части основания меньшего из
граничных участков -AG2: 320 + (95/26)-100(0,83 - 0,8) = 331 -
меньшая граньАо00, 605 кг/ч - большая. Аналогично: Ag™ = 605-
oU	I и

- 367,5.

72
По вычисленным граням минимальных отрезков строится график
вероятности P(AG) и зона желаемых режимов w.

Пар подается к аппарату в сухом насыщенном состоянии при
давлении рц = 0,4 МПа. Потери "напора в аппарате Л₽а = 0. Давле-
ние на выходе из аппарата у конденсатоотводчика составит р1 -
= 0,4 МПа (4 кгс/ом2); Р1абс = 0,5 МПа; р1 > р1н = 0,1 МПа.Цро-
тиводавление р2 = 0,1 МПа (I кгс/ом2); p^q = 0,2 МПа. Расчет-
ный коэффициент противодавления = ₽габс/₽1абс ~ 0>2/0,5=0,4
находится в допустимых пределах, <0,5. По условиям работо-
способности к установке пригодны стандартные конденсатоотводчи-
ки типа 45ч12нж, и может быть использована табл. 6.2 рабочих
интервалов их пропускной способности как основа для выбора ти-
поразмера Ду..

Перепад давлений на отводчике Др = р1 - р2 = 0,3 МПа. Из
соответствующей отроки табл. 6.2 выписываются интервалы,близкие
кАбт: 165-600, 210-750, 260-950 и 335-1200 для Ду 15, 20, 25 и
32 мм. Для каждого из рабочих интервалов Д б „(Д^), j =1, 2, 3,
4, подсчитывается вероятность выхода нагрузки из интервала:

ri	J-**?

п(Л, + 1)	, х „ 2

1 - Р = S п(оО + ——!------- (G - б -оСДб.) + Е n(d)+

tX=1	AG^ н тн 1 У 0(=С<2

п(с(„ - 1)

* —--------- <»тв - “в "W' 	<6-Ж)

гдесЦ ио(2 - число столбиков гистограммы слева и справа, осно-
вания которых полностью не попали в интервал BGp;

п(о(1 + 1) и п(о(2 - 1) - высоты левого и правого столбиков,
основания которых частично перекрыты интервалом AGp;

j - общее число столбиков.

Подсчитанная таким образом вероятность Р(Дб^) позволяет изоб-
разить интервалы пропускной споообности на трафике Р(Дб-).

Наиболее близким к желаемой зоне w оказывается Ду 20. При
установке меньшего типоразмера Ду 15 15 % времени работы аппа-
рат будет находиться под повышенным затоплением поверхностей
нагрева и работать с пониженной эффективностью. Установка боль-
шего - Ду 25 приводит к потерям о "пролетным" паром. Принимает-
ся к установке типоразмер Д 20 с вероятностью покрытия всего
размаха колебаний нагрузок 0,97.
Выводы:

а)	порядок определения типоразмера конденсатоотводчика
для реализации желаемых режимов Рц, й^, 1О; Рц, G°, 1° и
р различается видом данных, которыми представлена расходная
характеристика: графиком б(Д , лр> 4±) > таблицей ЛGp(ду,zip ) или
показателем ку(Ду). Установлены аналитические и графические
способы перехода от одного вида информации о пропускной способ-
ности к другому;

б)	для "точечных" желаемых режимов по расчетным величинам
перепада давлений Др и энтальпии 1° (или 1 ) определяется ряд
значений пропускной способности в(Ду)> соответствующих различ-
ным Ду, и принимается к установке в систему тот типоразмер, для
которого величина G ближе других к желаемому значению G° (или

в)	когда нагрузка аппарата представлена в виде гистограммы
на размахе AG^, оптимальным типоразмером будет тот, концы GB и
G_ рабочего интервала Ag_ которого ближе других к границам
gtb и етн Размаха нагрузок Agt, и, кроме того, интервал A Gp
покрывает 90-95 % нагрузок.

4. Расчет двухсоплового конденсатоотводчика

Точному выходу решения задачи подбора на желаемый режим со-
вместной работы препятствуют:

I)	дискретность ряда показателей пропускной способности
стандартных конденсатоотводчиков при переходе от одного типо-
размера к ближайшему следующему;

2)	в достаточной мере вероятностный характер (разброс) са-
мих показателей и исходных режимных параметров;

3)	изменчивость параметров конденсатоотводчика и аппарата
в процессе эксплуатации.

Наотройка дисковых отводчиков путем реконструкции отдель-
ных деталей сопряжена с испытаниями. Рекомендации табл.6.1 лишь
сокращают путь к решению, не лишая его трудоемкости метода "проб
и ошибок".

Доступность прямого раочета конструктивных параметров на
желаемый режим выгодно отличает сопловой конденсатоотводчик от
дискового.
Предпосылками определения диаметров а1 и а2 входного и от-
водящего оопл (рио. 14) служат:

I)	закон истечения, устанавливающий связь между расходом,
давлениями и размером проходного сечения;

2)	гомогенность среды или отсутствие скольжения (разности
скоростей) между паром и жидкой фазой, позволяющие пользовать-
ся простейшим выражением для удельного объема пароконденсатной
смеси V.

Расчетная схема показана на рис. 19, а. Иопытаниям подвер-
гались образцы о соотношениями размеров: 3 < а1 < а2; Д > ва2;
ъ > 0,2Д; z s 1,5 + o,3dr

При известных режимных параметрах р1, G, х1 заданное врас-
чете противодавление р2 получается при различном сочетании ве-
личин а1 и а2. Такая неопределенность предполагает графоаналити-
ческое решение, наглядно представляющее возможные варианты в ко-
ординатах (а, р3).

Закон истечения из первого сопла записывается в форме
g2v.

Ъ = ₽1 ’ А1	(6-26)

а из второго - в форме

где вое режимные параметры на входе во второе сопло отмечены ин-
дексом "3”;

А1 и а2 - коэффициенты сопротивления сопл. При размерно-
стях р МПа, G кг/ч, а мм, v м3/кг значения коэффициентов приве-
дены на рио. 19, б.

Порядок решения по походным данным р1, G, х1,11, р2 сле-
дующий:

I)	по таблицам параметров насыщенного пара определяются 1.J,
г, v^' и v', соответствующие давлению р1 5

2)	вычисляются удельный объем смеси v1= v"x1 + v(l - х1) и
отношение 1^/1^. По графику рио. 19, б находится коэффициент
50

Рио. 19. К расчету двухсоплового конденсатоотводчика:
а - расчетная' схема; б - зависимость коэффициентов расхода сопл
А1 и а2 от энтальпии пропускаемой среды; в - зависимости давле-
ния р3 в промежуточной камере при G - 100 кг/ч и х = 0,02: I -
от диаметра входного сопла а1; 2 - от диаметра отводящего оопла
а2 при р2 = 5 кПа; 3 - то же при р2 - 12,5 кПа
3)	для заранее принятых 3-4 величин d1 по формуле (6.26)
определяется давление в ПК, р2 < р3 < р1 ,

4)	для каждого из выбранных из интервала (р ; р^ 3-4 зна-
чений давления ₽3 находятся табличные т3, гз> v3 и v';

5)	по табличным данным определяются х, = (1. - l')/r,, v,,
At	> J >

3 и Л2;

6)	формулой (6.27) устанавливается соответотвие выбранного
ряда р~2> а' = I, 2, 3, 4 с размерами сопла d^;

7)	в координатах.(d, р3) строятся кривые p3(d1) и p3(d2,p2),
для которых горизонтальными аоимптотами будут служить р = р1 и
р = Р2. На рио. 19, в изображены такие кривые по данным п.З
табл. 6.3 для G = 100 кг/ч, х = 0,02 и табл. 6.4.

Особенность графика рис. 19, в проявляется в том, что: все
решения, пары (d*, а2) лежат на прямых р3 - const, р2 < р3< р1
в точках их пересечения о кривыми; пересечение кривых P3(d1) и
P3(d2) дает решение, при котором а* = а*, решения, расположен-
ные ниже точки пересечения кривых удовлетворяют условию d*>d|,
кривая P3(d1) входит в полосу р2< р3 р1 при величине d1H,
которая может олужить оценкой минимального из возможных реше-
ний; условие а2^0,125Д существенно ограничивает множество ре-
шений: при расходах G > вд, когда точка пересечения смещается
правее линии а = 0Д25Д, решения'не существует.

Производя вычисления на ЭВМ, полезно задаться определенным
отношением размеров, например, d2 = I,2d^ 0,2Д и использовать
аппроксимации табличных данных для 0,1<р1 < 1,1 МПа:

i' = 914р°’2 - 159;	'	(6.28)

275

г = 1842 + -----------;

р + 0,539

0,58 + 4,9р

(6.29)

(6.30)
Таблица 6.3. Расчет двух

Р1 = 50 кПа (0,5 кгс/см2), = 465 кДж/кг (III,0 ккал/кг),
v’ = 1,05*10~3 м3/кг

Значения величин (р1 - р-^) по формуле (6.26) для различных

& п.п.	Режим'			Промежуточные данные		
	G кг/ч	I03 х1	11 кДж/кг (ккал/кг)	IO3 v.  М3/кг	£1	I02 А1
I	100	80	643,6	95	I	25
2	100	50	576,5	60	I	25
3	100	20	509,5  (121,6)'	24,5	I	25
4..	 200					
5	100	0	465  (III,0)	1,05	I	25
6	500					
7	200	-20	420,6  (100,6)	1,05	0,9	11,1
8	500					
9	200	-50	353,6  (84,4)	1,05	0,76	7,1
10	500					

Примечания: I. Знаком (-) отмечены значения (р^ -
2. В скобки заключены значения параметров в технической си
соплового конденсатоотводчика

Г1 = 2230 кДж/кг (532 ккал/кг), - 1,18 м3/кг,

режимов отвода конденсата

(Р1 -Р3), кПа, при d1, мм (dp						
з  (81)	4 (256)	5 (625)	6	|  1296 j	8  4096	10 (Ю4)	12 (20736)
	-	-	-	58	23,8	II,5
-		-	-	36,6	15	7,2
-		-	47,3	15	6,1	2,7
-	-	-	-	59,8	24,5	11,8
32,4	10,2	4,2	-	*	—	-
-	-	-	50,6	16	6,6	-
57,6	18,4	7,5		-		-
	-	46,6	22,5	• 7,1	—	-
36,8	11,6	4,8	-	-	-	
	72,8	29,8	14,4	4,6	-	

Р3)>Р1 и (р1 - р3) <0.
стеме единиц измерения.
g	Таблица 6.4. Значения величин d2 по формуле (6.27)

при G = ТОО кг/ч, х1 = 0,02, 11 = 509,5 кДж/кг (121,6 ккал/кг), = 1,05 м3/кг

№ п.п.	Режим					Промежуточные данные				d^ ММ
	Р2 кПа (кгс/см2)	рз кПа (кго/ом2)	Ь цДж/кг (ккал/кг)	т3. кДж/кг (ккал/кг)	п v3 ;М3/КГ	103-*3	I03-v3 м3/кг	. 1  Ъ	102-а2	
15	20	437	2247	9,6  1,46	32	47,5 I	30,9  2	12,5	(0,2)	(104,4)	(536)	11,4  3	5	30	.	•	8,2  447	-	1,35	28	38,5 I	30,9  4	12,5	(0,3)	9,1  55	40	7,2  .	456	-	1,26	24	30	I	30,9  6	12,5	(0,4)	7,6										
Задача расчета расходной характеристики g(x^ решается те-
ми же соотношениями (6.26), (6.27) при заданных d1 и d2. в ко-
ординатах (G2, р3) уравнение (6.26) изображается лучом, состав-
ляющим тем больший угол с прямой р^ = р1, чём меньше d1 и боль-
ше величина х1# Построенная в тех же координатах кривая (6.27)
обладает подобными свойствами относительно р^ = р2. Множество
точек пересечения этих линий при различных х1 дает искомую зави-
симость g(x) при рр р2 = const (рис. 20, а).

Исключение из соотношений (6.26) и (6.27) промежуточной
переменной р^ возможно не только графически. При х>0,01 и х<
<-0,01 допустимы упрощения, открывающие путь к чисто аналити-
ческому решению использования одной конечной формулы.

Табл. 6.5 может служить ориентиром для выбора размеров
сопл при различных расходах пароконденсатной среды.

Действительные параметры истечения, например,размеры сопл
могут быть приведены в соответствие друг другу о учетом ближай-
ших табличных (отмеченных индексом "табл") параметров из соот-
ношения:

/.2 , ,2ч	/д2	,2ч GV(P1 “ Р2^ТабЛ	/д ОТ\

(^ + d2) = (d1 + d2)Ta6jI ------— '	(6.31)

етабл гр1 “ p2^

Пусть задано, что в аппарате конденсируется пар давлением
рп = 0,5 МПа (5 кго/см2) в количестве GT =95^10 кг/ч; противо-
давление составляет величину р2 = 0,28 МПа (2,8 кго/см2); отвод
конденсата допускается с небольшим процентом "пролетного" пара.
Требуется подобрать конденсатоотводчик при давлении на входе
Р1 = 0,95 рл = 0,475 МПа (4,75 кго/см2).

Коэффициент противодавления к = p2a(jc/p a(jC = ©,28 + 0,1)/
/(0,475 + 0,1) = 0,66 превышает допустимый для стандартных дис-
ковых отводчиков. Размах колебаний нагрузки (10 + Ю)/95 =0,21
находится в пределах 25 %. К установке рекомендуется сопловой
отводчик, размеры сопл которого определяются о помощью табл.6.5
на пропуск G = Gr(1 + х ) = 95(1 + 0,02) = 97 кг/ч пароконден-
сатной смеси при перепаде давлений (р - р ) = 0,475 - 0,28
= 0,195 МПа (1,95 (кгс/ом2).
Т а б л и ц а 6.5. Пропускная способность G двухссплово

Давление на входе pv МПа (кго/см2)			0,05 (0,5)			0,1 (1,0)		
Диаметр входного сопла сЦ,, мм			3	5	8	3	5	8
Коэффициент протйвсдав-  k = р2абс ^абс	0,75	G	18,0	50,5	129	23,5	66,0	169
		а2	4,3	7,2	11,5	4,3	7,2	II, 5
	0,5	G	-	-	-	-	*-	-
		а2	-	-	-	-	-	
	0,2 или  Р2 = 0	G	—	-	-	34,5	96	245
		а2	-	-	-	5,2	8,7	14,0

Примечание. Знаком отмечены значения а2 < 3

Ближайшие табличные параметры: Р1та<5Л = 0,4 МПа (4 кго/см2}
ктабл ~ 0’75» ₽гтабл ~ 1стаблр1абс ~ 0’-^ = 0,75(0,4 + 0,1)-0,1 =
= 0,275 МПа-(2,75 кгс/см2); (р>) - ₽2)табл = 0,4 - 0,275 = 0,125
(1,25); атабл = 155 кг/ч; (а2 + а2)табл =[ 52 + (7,4)2]s 80 мм2.

Потребная эффективная площадь проходного сечения оценива -
ется по соотношению (6.1):

(а2 + а|) = 80 S.7.?btl2.51 ~ 4Q ^,2,
155^0,195

Принимается к установке отводчик с а1 - 4 мм и
а2 =д/(а2 + а2) - а2 ' = л/40 - 42' = 4,9 мм.

Ответ на вопрос, каков режим отвода реализует конденсатоот-
водчик с полученными размерами сопл, дает его расходная харак-
теристика, идея построения которой изложена выше.

Уравнение (6.27) после подстановки а^ = 44 = 256; v"(0,475)=
2

= 0,33; А1 = 0,25 приводится к виду р3 - ₽1 - BG. Для построе-
ния графического решения, креме того, из уравнения (6.28) выра-
жается квадрат расхода: G2 - (а£/А2)£(р3 - Р2)/г3] для заданных
заранее значений р3 = 0,3; 0,35; 0,4 МПа и соответствующих им
82
го конденсатоотводчика, кг/ч (режим отвода х1 = 0,02)

0,2 (2,0)			0,4 (4,0)			0,6 (6,0)			0,9 (9,0)		
3	5	8	3	5	8	3	5	8	3	5	8
35,0	96,5	247	56,0	155	398	76,5	212	543	104	290	740
4,3	7,2	11,5	4,4	7,4	11,8	3,7	6,2	9,9	3,4	5,9	9,4
49,0	136,5	349,5	80,0	222,5	569	108	300	766	147	408	1045
4,8	8,0	12,9	5,2	8,6	13,8	4,3	7,1	11,4	4,3	7,1	11,4
56, ё	157,5	403	100	278	711	136	780	970	186	577	1480
4,6	7,7	12,2	5,0	8,4	13,4	5,1	8,5	13,6	5,1	9,0	14,3

мм и соответствующие значения а.

х*3 = 602; 620; 637, ?3 = 2138; 2125; 2113 кДж/кг, v" = 0,47; 0,42;
0,38 м3/кг. Результаты подсчетов параметров следующие:

'л >

наросодержание конден-
сата х1 «Ю2 ........

его энтальпия .
величина коэффициента
в.106 .....................

давление р при G =
= 2-Ю4.....................

парооодержание конден-
сата х3 •I02 при

Р3 = 0,3..............

Р3 = 0,35 ............

Р3 = °’4............А

удельный объем v «10°
при

Р3 = 0,3 .............

Р3 = 0,35 ............

Р. = 0,4................

0  659	I  680	2  101	3  722	4  743
0,98	4,3	7,6	10,9	14,2
0,455	0,389	0,323	0,257	0,19

2,67	3,65	4,63	5,6	6,6
1,84	2,8	3,8	4,8	5,8
1,04	2,04	3,03	4,0	5,0
13,5	18,1	22,7	27,2	32,0
8,7	12,7	16,9	21,1	25,3
4,9	8,7	12,5	16,2	20,0
пропускная способность второго

Р3 = 0,3............... 0,28

Р3 = 0,35.............1,5

Р3 = 0,4............... 4,57

сопла G^IO"4 при
0,21 0,165 0,14 0,1
1,03' 0,77	0,62	0,52

2,57 1,79	1,38	1,11

—1----1----'----1---1----'---•-------------/0 G 2

Ojl Ot 0,6 0,6 1 1,2 44 46 1,8 2

ю 60 so юд 1гд мГ6 4

Рис. 20. Построение расходной характеристики двухооплового кон-
денсатоотводчика при di = 4, d2 = 4,9 мм:

а - зависимость давления рз в промежуточной камере от величины
потока G входного и отводящего оопл; б - кривые пропуска паро-
конденсатной смеси G(x) и жидкой фазы GB(x) при Pi = 0,475, р2 =
=0,28 МПа и графическое определение рабочего диапазона паросо-
Q.	держания Ах

HZL	х
На рис. 20, а в координатах (G2, р^) построен пучок лучей,
удовлетворяющих уравнению (6.27) и соответствующих различным ве-
личинам парсеодержания подводимой к отводчику среды х1, и се-
мейство кривых pj(G2, d2, хр, проведенных при тех же значениях
х,|. Точками пересечения отмечены стационарные режимы истечения
обоих сопл при совпадении параметров G, р^, х^.

Плавная кривая, соединяющая точки стационарных режимов на
рис. 20, б в координатах (х^, g) , представляет участок расход-
ной характеристики отводчика. На той же координатной плоскости
нанесена кривая зависимости пропуска жидкой фазы gr = g( 1 - х1).
Точкой (хр, Ор) изображен расчетный режим совместной работы ап-
парата и конденсатоотводчика. Расчетный режим отвода х1 = 0,03
отличен от табличного х1 = 0,02, служившего базой для коррек-
ции размеров оопл, и указывает на приближенность соотношения
(6.31) в рамках принятой расчетной системы.

Оценив диапазон режимов отвода Л i , соответствующий разма-
ху колебаний скорости выделения конденсатаДGT, можно сделать
вывод с пригодности исследуемого отводчика для работы в задан-
ных условиях.

При проведении наладочных работ в системах пароиспользова-
ния конденсатсотвсдчики с рассчитанными таким образом размерами
сопл подвергаются испытаниям на месте эксплуатации с последую-
щей дополнительной коррекцией режима по тому же соотношению (6ьЗЕ$.

Выводы:

а)	в основу расчета двухсоплового конденсатоотводчика на
заданный расход и параметры пароконденсатной среды положено ре-
шение системы уравнений иотечения с экспериментальной оценкой
коэффициентов сопротивления и естественными упрощающими предпо-
сылками;

б)	при нежестких требованиях к точности предлагаемая гра-
фоаналитическая процедура определения диаметров сопл в совме-
щенных координатах (d^, р3), (d2, р^) обладает наглядностью ис-
следования множества возможных решений и простотой промежуточ-
ных вычислений;

в)	ряд занесенных в таблицу значений размеров сопл и соот-
ветствующих им расходов, вычисленных при паросодержании среды
на входе х1 = 0,02, и метод коррекции данных опытной проверки
режима совместной работы позволяют упростить подбор размеров

сопл на стадии наладки.

5. Подбор конденоатоотводчиков к емкостным теплообменникам

Процесс термообработки продукта в.емкостном подогревателе
(рис. 21, а) имеет следующие особенности. В течение всего пе-
риода нагрева (разгона) ап считается неизменным тепловой экви-
валент продукта М , где м - масса, о - теплоемкость продукта.
Принимаются постоянными также площадь поверхности теплообмена

г и коэффициент теплопередачи к. Температура 6 продукта изменя-
ется монотонно во времени Т от начальной 6О до регламентной тем-
пературы бр. Соответственно монотонно увеличивается скорость
образования конденсата (рис. 21, б):

gt(-v) = GT.Mrr/T + GTt0,	(6.32)

KF(te ~ ©J

где gt>m =----а- Q  или	(6.33)

GT.M

ла
аг

(6.34)

о

максимальное полезное паропотребление в начальный момент разго-
на при наибольшем температурном: напоре At = t -в;

1	МС

т = — = —» - постоянная времени процесса, определяется по
о

кривой разгона величиной подкасательной;

t - температура греющего пара;

г - теплота фазового перехода.

В период выдержки Тв теплота используется в аппарате толь-
ко на покрытие потерь q1 в окружающую среду. В этот период об-
разуется минимальное количество конденсата GT с = Q^r.

Как правило, размах GT - GT не вмещается в рабочий
интервал gb - GH пропускной способности известных конденсатост-
водчиков термодинамического типа, поскольку отношение GT-B/GT с-
- (ts “ ®o)/<ts “ ®р) > 10 намного превосходит отношение G^/
/gh <6. Какой бы типоразмер не был принят к установке,в на-
чале разгона часть поверхности будет затеплена конденсатом,а в
заключительной фазе будет пропускаться пар рабочего давления.
86
Затопление увеличивает продолжительность разгона, снижает ин-
тенсивность процесса. "Пролетный" пар увеличивает потери тепло-
ты и массы выпара или затраты на оредотва его утилизации. Про-
извол в выборе Ду ограничен рациональным балансом этих потерь.

Особую важность приобретает случай, когда задержка разгона
недопустима, когда затопленный объем паровой полости ограничен.
Отмеченные показатели аппарата и конденсатоотводчика дают воз-
можность оценить максимальный допустимый объем конденсата, на-
копленного в паровой полости, выполненной, например, в виде ру-
башки.

За время бЛГв рубашку добавляется объем конденсата

dVK = v'[Gt^) -

где V' - удельный объем насыщенного конденсата.

До тех пор, пока разность (G - ав) положительна, уровень
конденсата ь и затопленная часть J'K поверхности увеличиваются.
При г= г3 устанавливается равенство скорости образования и от-
вода конденсата, gt = GB. В дальнейшем уровень конденсата пада-
ет. Максимальное затопление соответствует объему

%

vK V-Q -GB<3).
О

Расчеты упрощаются при замене кривой скорости образования
конденсата линейным приближением:

«т.л^) = <*т.в +	= gt.m(1 “	+ gt.c* (6.35)

Из выражений (6.35) и (6.38) следуют различные значения
времени роста уровня конденсата (рис. 21,в):

т3 = ни — и	(6.36)

GB “GT.C

S =Т<1 -°р ~°т-°),	(6.3?)

ат.м

которые открывают путь к вычислению величины затопленной

тимости рубашки:

VK=v'T(GB -Gt.c)(—

GB GT.C

вмес-

(6.38)
(6.39)

VK

* <gt.b - GB)2

GT.M

Рис. 21. Процесс отвода конден-
сата от емкостного теплообменни-
ка с греющей рубашкой:
а - поперечный разрез аппарата;
б - графики изменения температу-
ры продукта 0(<и) и скорости об-
разования конденсата G (т) в пе-
риод разгона 1$; в - соотношение
скоростей образования GT и от-
вода G конденсата в начальной
фазе разгона и кривая уровня
затопления рубашки ь. во времени

К установке принимается
конденоатоотводчик о таким пока-

зателем GB, что объем конденсата в рубашке не превышает vR в.

Расчеты динамики разгона показали, что при степени затоп-
ления поверхности f-^/f «S 0,25 период разгона увеличивается не
более, чем на 5 %. Конкретная связь вместимости парового объема
V с поверхностью F задается конструкцией аппарата. При этом
может быть определен предельно допустимый объем vK в, соответ-
ствующий F /F =0,25.

88
Порядок подбора конденоатоотводчика и необходимые расчеты

приводятся при рассмотрении примера.

Рис. 22. К примеру подбо-
ра конденоатоотводчика
при ограничении на сте-
пень затопления поверхно-
сти нагрева Р:

а - конструктивная схема
подключения дополнитель-
ной емкости (I - обогре-
ваемая поверхность; 2 -
паровая полость рубашки;
3 - конденсатоотводчик
уменьшенного типоразмера;
4 - изолирующий вентиль;
5 - обратный клапан; 6 -
дополнительная емкость;
7 - продувочный вентиль);
б - графическое определе-
ние предельно допустимых
уровня затопления и
объема накопленного кон-
денсата v„ _

Л • 4J

Конструктивные пара-
метры теплообменника по
рис. 22, а: Д = 1,4; d =
= 0,6; dr = 0,03;н = 2 м;
Р = 10 м2; рабочая вмес-
тимость Ур = 3 м3,конус-
ность днища <Х = 75°. Теп-
ловой эквивалент загру-
женного продукта мс -
= ТО ВДж/°С. Начальная
температура продукта 60 -
= 25; регламентная темпе-

ратура термообработки 6$=	ц

= 155; температура грею-

щего пара tg = 170 °С(рп=	"

= 0,7 МПа; г(рп) = 2060; 1' = 700 кДж/кг; v* = ТО-"3 м3/кг. Про-
тиводавление р2 = 3 ата = 0,2 МПа; Др = 0,5 МПа (5 кгс/ом^ ).

Теплотехнические параметры: KF = 18,5 МДж/(°С*ч); постоянная

времени т = Мс/кр = 10/18,5 = 0,54 ч. Продолжительность цикла

89
обработки Тц = 3 ч; продолжительность периода разгона Шр опре-
деляется по закону изменения температуры продукта 0(Т) = (t -

- 6П)(1 - l"^1) + 6П, где 0 = 0(т ) и т =т1п	= 0,54х

s Р

х 1п I7.Q. ,—„25, - if25 ч; период выдержки т_ - а* -	= 3 - 1,25=

170-55	вцр

= 1,75 ч.

Количестве теплоты QCp, необходимое для нагревания^продук-
та от 0_ до 6 'за время О’ , составит QrtT< ~ м (6^ - 0_)/т„= Юх
о JJ	р	ор с Р и р

х (155 - 25)/1,25 = 1040 МЦж/ч. Среднее за период паропо-
требление - GT>cp = QCp/r = I040-I03/2060 = 505 кг/ч. Потери в
окружающую среду не превышают 10 % от полезного паропотребления:
GT с = 0,I«GT Ср = 50 кг/ч. Максимальное полезное паропотребле-
ние составит GT>M = KF(tg - 0Q)/r = I8,5-I03(I70 - 25)/2060 -
= 1300 кг/ч; GT.B = GT>M.+ GT>0 - 1300 + 50 = 1350 кг/ч.

Аналитическая связь площади поверхности у и объема рубашки
V устанавливается через промежуточную координату и. Глубина h
отсчитывается ст начала затопления обогреваемой поверхности У.
Донная, в форме усеченного конуса, и боковая цилиндрическая ча-
сти поверхности у стыкуются при = (Д - d)/(2tgc<) = (1,4
0,6)/(2*tg 75°) = 0,1 м. Методами геометрии подсчитаны и нане-
сены на график (рис. 22, б) значения Ук и vR при различных ве-
личинах затопления ь. При граничной величине поверхности ук =
= о,25У = 0,25-10 = 2,5 м3 отмечен как максимальный допустимый
уровень конденсата = 0,37 м и соответствующее ему значение
допустимого объема конденсата в рабашке yR = 158-IO-3 м3. Ос-
таточный объем v0 = 37,7-IQ-3 м9 не влияет на условия теплопе-
редачи.

В качестве исходного ориентира в подборе конденсатоотводчи-
ка может служить среднее паропотребление GT = GT Gp + GT с =
= 505 + 50 = 555 кг/ч. Коэффициент противодавления к = Р^бс/
/р1абс = 3/8 = 0,375 не превышает граничного значения кр = 0,5.
К установке могут быть приняты термодинамические конденсатоот-
ведчики 45чТ2нж Д$. 15, 20 или 25 мм, поскольку их рабочие ин-
тервалы пропускной способности при Др = 0,5 МПа (5 кге/ом3) со-
гласно табл. 6.2 включают величину GT.
Показатели совместной работы аппарата и конденсатоотводчи-				
ков следующие:  условный проход конденсатоотвод- чика Ду, мм .... 			15	20	25	10
, граница пропускной способности %, кг/ч	  .	.	675	860	1060	525
время затопления Тд, ч, по фор- . муле  (6.36) 	 		0,4	0,26	0,14	0,54
(6.37) 		0,28	0,20	0,12	0,34
максимальный объем конденсата в рубашке Ук(Ду), 10“3-м3, по фор- муле (6.38) 		117,5	57,7	19	187
(6.39) 		94,5	50,0	17,5	141
граница пропускной способности G„, кг/ч 	 п.	205	255	320	160

Затопленный объем при установке конденсатоотводчика Ду 15
не превосходит величины vK<B = 158-I0-3 м3 и может быть реко-
мендован как наилучший из рассматриваемых: этот типоразмер не
сокращает, практически, время разгона и пропускает меньше дру-
гих "пролетный" пар.

Однако величина GH = 205 кг/ч выбранного типоразмера на-
много превосходит величину с = 50 кг/ч. Это значит, что по
меньшей мере в течение тв = 1,75 ч паросодержание конденсата
будет немного превышать 5 %. Может ли быть использован меньший
типоразмер Ду 10 мм? Расчеты показывают, что установка Ду. 10
приводит к затоплению парового объема на величину, превосходя-
щую предельно допустимую на Дук = (187 - 158)-Ю“3 = 29-Ю~3 м3.
Анализ графика yR(h) (рис. 22, б) открывает возможность смес-
тить на более высокий уровень накапливаемый до уровня нм объем
конденсата за счет введения дополнительной емкости вместимостью
Уд ДУд. Подобно остаточному объему Vo, заполнение конденса-
том дополнительного объема Уд не влияет на интенсивность тепло-
передачи. Штрих-пунктирной линией на рио. 22, б отмечена зави-
симость VK(h) при установке дополнительной емкости 6 (рио.22,а)
между конденсатоотводчиком Ду 10 мм и обогревающей рубашкой.

Использование двухсопловых конденоатоотводчиков после ем-
коотных подогревателей требует установки дополнительной емкос-
ти значительной вместимости. В этом случае анализ усложняется
ограничением: величина произведения рц7д не должна превосходить
границы, установленной Правилами Госгортехнадзора [14].

Выводы:

 а) емкостные теплообменники работают периодически. В пери- '
од разгона скорость образования конденсата убывает от в до
о* с по экспоненциальному закону, причем размах в - $т.с не
может быть'полностью покрыт интервалом 6$ - gh пропускной спо-
собности термодинамических конденоатоотводчиков. По мере нагре-
вания продукта быстрое заполнение парового пространства конден-
сатом сменяется постепенным выдавливаением жидкой фазы и пере-
ходом на пропуск через отводчик паро-конденсатной смеси;

б)	желаемый режим отвода конденсата: увеличение продолжи-
тельности периода разгона не должно превышать 5 %. Это требова-
ние ограничивает степень затопления поверхности теплообмена ,
определяя тем самым максимально допустимый уровень и объем.
Ук в конденсата в паровой полооти. Из предположения о постоян-
стве пропуска конденсата в начальной фазе разгона	выво-

дятся формулы для оценки величины Ук(Ду.);

в)	предварительный выбор типоразмера конденоатоотводчика
производится путем сравнения его показателя GB с величиной сред-
него за период разгона паропотребления GT . Однозначное реше-
ние получается при выполнении условия:

г	min

° <[4.в -	={Ду]:

г)	оснащение теплообменника дополнительной емкостью, уста-
навливаемой между паровой полостью аппарата и конденсатоотвод-
чиком, позволяет использовать отводчики меньшего типоразмера и
значительно снизить потери пара.

6. Установка конденоатоотводчиков

Конденоатоотводчики устанавливаются после каждого паропо-
требителя поверхностного типа. Подключение группы аппаратов к
одному конденсатоотводчику не допускается.

Рекомендуемая схема обвязки аппарата показана на рис. 23.
Рио. 23. Схема обвязки пароиспользующего аппарата:

I - магистральный паропровод; 2 - подводящая ветвь; 3 - регуля-
тор расхода пара; 4 - манометр; 5 - пароиопользующий аппарат;
6 - основной отводчик конденсата; 7 - отключающий вентиль; 8 -
продувочная линия; 9 - самотечный конденоатопровод; ТО - линия
проверки работоспособности конденоатоотводчика; II - отводящая
ветвь; 12 - магистральный конденоатопровод; 13 - конденоато-
отводчик для дренажа тупикового участка паропровода; 14 - об-
ратный клапан; 15 - вентиль на входе. конденсатоотводчика

Дренирующий конденсатоотводчик и элементы его обвязки (от-
ключающий вентиль и продувочная линия) устанавливаются в двух
чаото встречающихся случаях: когда в подводящей ветви паропро-
вода выделяется более 5 кг/ч конденсата и когда пароиспользую-
щий аппарат работает о периодическими перерывами подачи пара.

Конденсатоотводчики устанавливаются на самотечном (с укло-
ном от '.аппарата или дренируемого паропровода) конденсатоотводе
на отметке ниже паровой полости источника образования конден-
сата.

Как правило, следует избегать линий обвода конденсатоотвод-
чика. Единственное назначение обводной линии - создать условия
для замены конденсатоотводчика. без прекращения подачи пара к
основному оборудованию. Если пароиспользующее оборудование не
допускает кратковременного прекращения подачи пара, эта функция
93
выполняется путем временного сброса конденсата по продувочной
линии и закрытия вентилей (отключающего и на входе конденсатоот-
водчика). Продувочная линия должна быть оборудована подпорной
шайбой на максимальный расход конденсата. Обводная линия - при-
чина повышения противодавления.и гидравлического развала систе-
мы пароснабжения, а также засорения и коррозии рабочих органов
запорной арматуры, возникающих при осуществлении продувок или
пропуске конденсата в начальной фазе разгона емкостных аппа-
ратов.

Вывод неконденсирующихся газов из паровой полости произво-
дится специальными устройствами, входящими в конструкцию само-
го аппарата.

Во избежание нарушения стабильности показателей пропускной
способности не рекомендуется устанавливать какую-либо арматуру
между аппаратом и конденсатоотводчиксм. "Вторичное вскипание"
конденсата при прохождении местных гидравлических сопротивлений
(вентиля, фильтра) уменьшает пропускную споообность отводчиков
термодинамического типа. В случае несоответствия условий прове-
дения испытаний на пропускную способность с условиями установ-
ки конденоатоотводчика должна быть проведена проверка режима от-
вода конденсата на месте эксплуатации.

Все термодинамические конденсатоотводчики могут быть уста-
новлены с любой ориентацией в пространстве в положении, удобном
для монтажа и обслуживания. От угла наклона плоскости рабочей
стороны диска к горизонту зависит только один показатель - ниж-
ний предел работоспособности по входному давлению р1н (рио.24).
При расположении дискового конденоатоотводчика "крышкой вниз"
создаются лучшие условия для пропуска воздуха, предотвращается
самопроизвольное запирание затвора.

Обратный клапан после дискового конденоатоотводчика должен
быть исключен из схемы обвязки. Конденсатоотводчики этого типа
сами выполняют функции обратного клапана.

Врезка подводящей и отводящей ветвей в верхнюю часть сече-
ния магистралей предотвращает гидравлические удары. Этой же це-
ли служит расположение подъемного участка отводящей ветви непо-
средственно после основного конденоатоотводчика.

На рис. 25, а представлена схема приточной калориферной
________________________ ________сС
и 15 itfr

Рис. 24. Зависимость нижней грани-
цы работоспособнооти по входному
давлению от ориентации кснденсато-
отводчика типа ПЭ3975 Д 20

, 21, 22, 31 и 32.

установки, выполненная на
одном из предприятий.Груп-
повое подключение кало-
риферов к конденсатсот-
водчикам и отсутствие дре-
нажа парового коллекто-
ра привели к гидравличес-
кой разверке, при которой
воздух нагревала только
первая по. ходу теплоноси-
теля пара калориферов.
При давлении пара 0,28 МПа
(1,8 кгс/см2) и темпера-
туре наружного- воздуха
Tg = -7 °C температура
нагретого воздухаTj со-
ставляла 92, 79, 13, 38,
41, 36 °C для калорифе-
ров соответственно № II, I:

Калориметрированием конденсата после кснденоатоотводчи-
ков было установлено, что доля "пролетного" пара составляет бо-
лее 10 %. Очевидно, конденсат, скопившийся в коллекторе, снизил
живое сечение для прохода пара так, что пар, оттесняя конденсат,
проникал только в ближайший отвод коллектора (рис. 25, в). Про-
ходя калориферы Ц и 12, пар создавал значительный подпор в об-
щем самотечном конденсатопровсде, фактически выключая остальные
калориферы из работы. Ничем другим, кроме как загрязнением по-
верхностей нагрева, не объясняется различие температуры воздуха
после верхнего калорифера II и нижнего 12.

Дренирование коллектора через конденсатоотводчик (рис.25,с!)
позволит освободить его оечение для прохода пара.Установка кон-
деноатоотвсдчиков на каждой из трех параллельных ветвях оконча-
тельно ликвидирует неравномерность подачи теплоносителя.

Необходимы специальные меры обеспечения работоспособности
при параллельной установке дисковых отводчиков, которая приве-
дена на рис. 25, г. Открытие затвора одного из них повыша-
ет противодавление в общем участке трубопровода и следу-
ет подъем клапана или сокращение периода закрытия у других.
г

Рис. 25. Обвязка калориферов приточной установки:	___

а - неправильная (I - паровая задвижка; 2 - калорифер; 3 - дисковый конденратоотводчик; 4-
продувочная линия; 5 - задвижка на выходе конденсата); б - правильная (6 - линия дренажа
коллектора); в - распределение теплоносителя в паровом коллекторе; г - вариант конструк-
ции отводящей ветви при параллельной установке дисковых конденсатоотводчиков
Вероятность отказа вследствие нарушения цикличности при этом
значительно возрастает. Уменьшить импульсы давления р2 под кла-
панами смежных отводчиков позволяет, например, эжекторное оформ-
ление отводящей ветви конденсатспровода с установкой общей ар-
матуры (рис. 25, г) или установка индивидуальной арматуры после
каждого конденоатостводчика.

Выводы:

а)	выполнение правил установки создает условия для работы
конденсатоотводчиков в соответствии с их показателями, обеспе-
чивает поддержание расчетного режима отвода конденсата;

б)	учет особенностей установки дисковых конденсатоотводчи-
ксв повышает эффективность их использования, в частности: повы-
шает надежность пароснабжения, сокращает непроизводительные по-
тери теплоты, уменьшает- металлоемкость обвязки, упрощает обслу-
живание.

7.	Испытания конденсатоотводчиков в условиях эксплуатации

При испытаниях на месте установки определяются:

-	режим отвода конденсата;

-	состояние основного оборудования;

-	необходимость замены конденсатоотводчика.

На рис. 26 показаны элементы переносной испытательной ус-
тановки.

Результаты измерений и расчетов заносятся в табл. 6,6.

Поток парокснденсатной смеси G = GK + Gn ° удельной эн-
тальпией i за время опыта ДЦ изменяет массу воды в калориметре
от м0 до м1 = MQ + Дм и ее температуру от 90 до е1 = 6Q + Де.
Из уравнений сохранения массы и теплоты следуют выражения:

G =	3600;	(6.40)

1 = 4,18(0. +де~);	(6.41)

1 Дм

G„ = g(1 - х).	(6.43)

-tv
Рис. 26. Оборудование для испытания конденоатоотводчиков в ус-
ловиях эксплуатации:

I - паропотребитель; 2 - манометр на входе пара в аппарат; 3 -
испытываемый конденсатоотводчик; 4 - манометр на входе конден-
сатсотводчика; 5 - изолирующий вентиль; 6 - фланцевый разъем;
7 - манометр, измеряющий противодавление; 8 - регулирующий вен-
тиль; 9 - калориметр; 10 - уровнемер; II - термометр; 12 - гиб-
кий шланг

Таблица 6.6. Результаты

Аппарат поз. , отделение , цех '
Дата проведения опытов_____________________________,___________

№ опы- та  d ’	Время про- веде- ния опытна	Режим работы аппарата					Измеряемые		
		Обозначение	Рц	р1	Р2		н о	е о	дт
		Размерность	кгс/см2				мм	°C	с
I	&	3	4.5	6	7	8	9	ТО	и	К	10

Примечание. В качестве обязательного приложения к
Цри числе опытов К 4 определяются статистические пара-
метры величин G, х, 1 и 0^ Например, для х используются фор-
мулы:

1

N

К

Е х.;
j=1 3

2	1

8 = -----

X и-1

Н

Е (х

j=1 '

- х)2;

“ tO,O5;N-1

где tQ O5.ir_1 - табличное значение критерия Стьюдента при до-
верительной вероятности 0,95 и числе степеней свободы н-1.

Количество опытов зависит от того, насколько стабильно вы-
держивается режим работы аппарата.

калориметрирования конденсата

величины	Расчетные•величины

	е1	м о	М1	ДМ	де	1'(р1)	г(р1)	G	1	X	Ок
мм	°C		кг		°C	кДж/кг		кг/ч	кДж/кг	—	кг/ч
	15	16	17 <18			20	?!	22	23	24	25

Среднее _____________________

Дисперсия ____________________________________

Дов. интервал ________________________________

таблице приводится тарировочная зависимость калориметра М=М(Н).
Порядок проведения опыта

а) Подготавливается к работе калориметр. Масса ' мо запол-
няющей воды тем больше, чем выше ожидаемое пароссдержание х
конденсата. Значение замеренного уровня но заносится в графу II
табл. 6.6.

. б) Измеряется противодавление р2 При закрытом регулирующем
вентиле и открытом проходе в конденсатную магистраль через изо-
лирующий вентиль. Величина противодавления заносится в графу 9
табл. 6.6.

в)	При сливе конденсата во вспомогательную емкость откры-
вается регулирующий и закрывается изолирующий вентиль. Регули-
рующим вентилем устанавливается то же противодавление, что было
отмечено при нормальном состоянии отводящей ветви. Результаты
такого регулирования заносятся в графу 10 табл. 6.6. При коле-
баниях давления отмечается их размах. Измеряется начальная тем-
пература воды ©0 в калориметре.

г)	Гибкий шланг перебрасывается из вспомогательной емкости
в калориметр и включается секундомер. С целью сокращения потерь
теплоты в окружающую среду и связанной с ними погрешности изме-
рения опыт продолжается до момента, когда выполняется-равенство
& = где t - температура наружного воздуха
в месте измерений.

д)	После обратного перебрасывания шланга на слив во вспо-
могательную емкость производится отсчет времени ДЩ и уточняет-
ся величина ©1. Измеряется уровень н1.

е)	Изменяя положение изолирующего и регулирующего вентилей,
возвращают систему в нормальное рабочее состояние.

Обработка опытных данных производится после выполнений всей
серии из м опытов. Серия повторяется с увеличенным числом опы-
тов, если Зрк > 0,08GK.

Режим-отвода конденсата следует считать ненарушенным, если
величины х° и g° (или х0 и gto) не выходят за пределы довери-
тельных интервалов х ±Дх и GK ,±ДОК.

Оборудование’ не требует реконструкции, наладки, настройки,
ремонта, если с учетом поправок на действительный режим работы
регламентное значение паропотребления находится в пределах ин-
тервала ± Дбк.' .
Конденсатоотводчик неработоспособен, если пропуск "пролет-
ного" парах превышает величину 0,05 + Дх. Как правило,при про-
пуске конденсата с повышенным парссодержанием частота срабаты-
вания затвора не может быть определена на слух, она превышает
значение 300 l/ч. С отмеченными признаками нарушения работо-
способности конденсатоотводчик не может оставаться в эксплуата-
ции, он должен быть заменен и восстановлен.

Периодичность проведения испытаний - не реже I раза в по-
лугодие.

В соответствии с Правилами технической эксплуатации каждый
конденсатоотводчик после восстановительного ремонта должен быть
испытан на специальном стенде для проверки его работоспособ-
ности.

Разработанный ПО Ссюзхимпромэнерго стенд включает демпфи-
рующую колебания давления емкость вместимостью 0,03 м3, обору-
дованную техническими манометрами с пределами измерения 0-1,6 и
0-6 кгс/см^, устройством для присоединения конденсатоотводчиков
различного Ду, дренирующим элементом. Емкость присоединяется к
гребенке раздачи насыщенного пара паропроводом Ду 20 мм с уста-
новленной на нем изолирующей и регулирующей арматурой. В усло-
виях импульсного пропуска пара конденсатоотводчиком оборудова-
ние должно поддерживать давление в емкости в пределах цены де-
ления шкалы манометра.	г .

В процессе испытаний дискового отводчика определяется плот-
ность затвора, нижняя граница работоспособности , частота ора-
,батывания затвора f и протечки пара Gv при давлении в емкости
Р1Н и 4,0 кгс/см2.

Плотность затвора проверяется при установке конденсатсот-
водчика для работы в режиме обратного клапана, когда пар подво-'
дится к выходному каналу и промежуточной камере седла. Никаких
признаков утечек пара по резьбовым и прокладочным соединениям
не должно быть. Из входного патрубка допускается легкое безна-
порное парение. Проверка проводится при давлении в емкости
0,75 кгс/см^.

Для оценки частоты срабатывания измеряют периоды времени
пятикратного срабатывания. При стабильной частоте срабатывания,
когда sf < o,2f, измеряется масса протечек Qv в рассмотренном
выше калориметре, на 2/3 заполненном холодной водой.
При давлении р1н, указанном в технической документации на
конденсатоотводчик, должна наблюдаться четкая стабильная перио-
дичность срабатывания и параметры г и <зх не должны превышать
своих допустимых значений: f 4 гв = 250 l/ч; Gy4 GyB == 1,2 +
+ 0,1Ду., кг/ч. В случае, если одно из этих условий не будет
выполнено, восстановительный ремонт нельзя признать качествен-
ным.

Результаты испытаний работоспособности конденсатоотводчи-
ка заносятся в журнал эксплуатации конденсатоотводчиков, где
указываются: типоразмер Ду. конденсатоотводчика; его порядковый
номер; завод-изготовитель; место последней установки (или в
состоянии поставки); дата и время испытания; величины f и дг,
Gy HAGy, число опытов л при давлении р1 ; те же показатели,из-
меренные при. повышенном давлении р1 = 4 кгс/см^; вывод-решение
по результатам испытаний; ответственный за испытания.

Выводы:

а)	противоречивые данные о показателях надежности, долго-
вечности и ремонтопригодности термодинамических конденсатоотвод-
чиков, а также неудовлетворительное качество их изготовления -
причины проведения-испытаний в эксплуатации. Эти испытания га-
рантируют эффективность использования конденсатоотводчиков,свое-
временность их восстановительного ремонта;

б)	как отражение специфики производственных процессов и
принципа действия дисковых конденсатоотводчиков предлагается
проведение серий испытаний и статистическая их обработка. В ос-
нову критериев пригодности конденсатоотводчиков для дальнейшего
использования положены доверительные интервалы паросодержания х
и пропуска жидкой фазы gk, получаемые в результате испытаний;

в)	часто наблюдаются значительные потери теплоты и сниже-
ние качества Продукции из-за установки неработоспособных кон-
денсатоотводчиков. С целью предупреждения таких потерь прово-
дятся испытания конденсатоотводчиков на паровом стенде. Испыта-
ниям на работоспособность подвергаются дисковые отводчики в со-
стоянии поставки и после восстановительного ремонта.
8. Восстановительный ремонт термодинамических конденсато-

отводчиков

Рис. 27.. Участки интенсивно-
го износа деталей дискового
конденсатоотводчика

На рис. 27 показаны участки и относительная величина изно-
са рабочих поверхностей, в конечном счете приводящего к наруше-
нию работоспособности стандарт-
ных дисковых отводчиков. Уплот-
нительная поверхность седла и
направляющий цилиндр крышки име-
ют характерный несимметричный
износ. Свободно перемещающийся
клапан изнашивается симметрично
и в меньшей степени.

Рабочие поверхности изме-
няют свою макро- и микрогеомет-
рию из-за механического взаимо-
действия деталей, абразивного
истирания содержащимися в пото-
ке частицами, кавитации и кор-
розии, отложений содержащейся в
паре органики и шлама. На рис.,28
приведены Данные фирмы Arm-
strong (США.) о динамике выхода
из строя конденсатоотводчи-
ков дискового типа. Средняя на-
работка до отказа составляет
19 месяцев.

В результате восстанови-
тельного ремонта должны быть
получены размеры деталей й
технические характеристики, за-
данные техническими условиями и
ментацией.

Конструкцией седла предусмотрена возможность неоднократно-
го восстановления плоскостности поверхности уплотнения путем
шлифования на глубину износа h^. Из-за неравномерности износа
механическая обработка проводится на большую глубину с неизбеж-
ной потерей твердости ранее закаленной поверхности. Кроме того,
103

Рио. 28. Динамика отказов
термодинамических конденса-
тоотводчиков

сопутствующей технической доку-
сохранение величины хода,клапана zB требует соответствующего
уменьшения высоты или изменения толщины прокладки.

Явно лишенные этих недостатков прогрессивные методы метал-
лонапыления и наплавки не нашли еще широкого применения.

В большинстве конструкций отечественных конденсатоотводчи-
ков не приняты меры для уменьшения скорости износа крышки и не.'
созданы условия для восстановления ее первоначальной формы.Крыш-
ка подлежит замене, если величина бокового зазора между на-
правляющей. и клапаном превысит требования чертежа. Как легкое
восстановление формы, так и доступный контроль размеров допус-
кает крышка с фланцевым соединением с седлом.

' В допуски на ход клапана zB и его толщину укладывается не
более чем двухкратное восстановление плоскостности и чистоты
рабочей поверхности клапана.

Работоспособность двухсопловых отводчиков восстанавлива-
ют заменой сопла, утратившего расчетные размеры.Изношенные соп-
ла растачиваются под больший расчетный диаметр.

Выводы: v

а)	организация оперативного контроля состояния и прогрес-
сивные методы восстановления работоспособности всех элементов
конструкции экономически оправдываются той ответственной ролью,
которую играют конденсатоотводчики в системе пароиспользования,
с одной стороны, и высокой интенсивностью отказов, с другой;

б)	основными направлениями повышения эффективности ремонта
следует считать его специализацию и централизацию, применение
для восстановления деталей напыления и наплавки, а также термо-
обработки, повышающей износостойкость рабочих поверхностей;

в)	средняя наработка конденоатоотводчика до отказа может
быть увеличена за счет уменьшения частоты срабатывания затвора
при более тщательном выборе режима совместной работы, а также
изменения конструкции отдельных элементов в ущерб стремлению
сократить металлоемкость и трудозатраты на изготовление.
УП. ОЧИСТКА КОНДЕНСАТА ОТ ОСНОВНЫХ ЗАГРЯЗНЕНИЙ

В первом разделе ч. I МУ изложены требования к качеству
конденсата, которые предъявляют организация,поставляющая пар,
или эксплуатационные службы котельных и котлов-утилизаторов.

Требования ограничивают, прежде всего, содержание коррози-
онноопасных компонентов и продуктов коррозии. Часто из-за боль-
шого содержания оксидов железа собранный на предприятиях Мин-
химпрома конденсат не может быть использован для питания паро-
вых котлов, что существенно снижает экономические показатели
ТЭЦ и котельных. Предприятия вынуждены платить значительные де-
нежные штрафы за превышение норм содержания продуктов коррозии
в возвращаемом конденсате.

Кроме продуктов коррозии, распространенными загрязнителями
конденсата являются нефтепродукты, попадающие через уплотнения
из системы смазки подвижных частей технологического оборудова-
ния, и соли жесткости, появляющиеся при смешении конденсата о
сырой водой системы охлаждения аппаратов.

I.	Причины коррозии в системе сбора

Коррозия теплообменного оборудования и конденсатного трак-
та обусловливается наличием в конденсате кислорода и угольной
кислоты.

Содержание кислорода в паровом конденсате современных кот-
лов незначительно, так как питательная вода подвергается деаэ-
рации. Концентрация кислорода, допустимая для питательной воды,
не опасна еще и потому, что скорость кислородной коррозии при
температурах конденсата невелика. Однако если в системе обора
имеется контакт конденсата о атмосферным воздухом, содержание
кислорода может возрасти до опасных значений.

Углекислота неблагоприятно влияет на поведение металла,
подверженного кислородной коррозии. Агрессивное действие сво-
бодной углекислоты заключается в том, что она поддерживает ско-
рость кислородной коррозии отали в воде на постоянном уровне,
препятствуя, по-видимому, образованию защитного слоя окислов.

2.	Показатели содержания углекислоты в конденсате

Угольная кислота попадает в .питательную воду о добавкой
химочищенной воды. При подготовке воды по схеме Na-катионир'ова-
ния содержание углекислотных соединений сохраняется на уровне
исходной воды; При очистке по схемам н-На- -или Ыа-катионирова -
ния с предварительным известкованием в ряде случаев содержание
углекислотных соединений значительно снижается, однако их оста-
точная концентрация остается на уровне 0,2-1,0 мг-зкв/кг.В де-
аэраторе при применении барботажа удаляется до 40 % таких со-
единений. Только схемы обессоливания позволяют получить доба-
вочную воду с концентрацией углекислоты I мг/кг.

В котлах средних и высоких давлений происходит практически
полный распад углекислотных соединений, а угольная кислота в
форме С02 переходит в пар. Наличие С02 в паре с точки зрения
коррозии металла не является опасным до тех пор, пока не начи-
нается конденсация пара и растворение кислоты в конденсате.

В водных растворах, находящихся в контакте с С02, всегда
существуют химические равновесия

С02 + Н20	Н2С03 Н+ + НС03 2Н+ + со3,

характеризуемые константами, т.е. 'отношениями произведений ко-
нечных концентраций к произведению начальных. Константа диссо-
циации при температуре 100 °C равна 5,72-IO-? г-моль/кг.

Растворимость или равновесная концентрация углекислоты мо-
жет быть определена законом Генри:

ссо2 и<х^^рсо2’	(7.1)

rnert(t) - коэффициент растворимости в воде, уменьшающийся с по-
тением температуры, например, 0t(100) = 500 м/(кг-атм); р„п

парциальное давление газа над поверхностью раздела фаз. Для до-
стижения равновесных концентраций необходим длительный’ контакт
сред.

Растворимость углекислоты в растворах солей меньше, чем в
чистой воде. Концентрация соли, равная I г-моль/кг, уменьшает
коэффициент o((t) на 20-50 %.

Соотношение молекулярных и ионных форм углекислоты при по-
стоянной температуре функционально связано с показателем pH
раствора, так как диссоциация угольной кислоты при растворении
сопровождается образованием водородных ионов:

pH = 5,5 - 0,51g ссо .	(7.2)

106	2
При высоких значе-
ниях pH, вызванных при-
сутствием оснований,
когда нельзя пренебречь
ионными формами угле-
кислоты (карбонатами,
бикарбонатами),зависи-
мость будет гораздо
сложнее (рио. 29). По
мере расходования водо-
родных ионов в слое во-
ды у поверхности метал-
ла происходит дальней-
шая диссоциация угле-
кислоты, компенсируя сни-

рис. 29. Зависимость pH коцденсат-
ных растворов COg от концентрации
при температуре,°C:

I - 5; 2 - 50; 3 - 100

жение ионов водорода, поэтому показатель pH конденсата претер-

певает малые изменения при коррозии стали.

Большой практический интерес вызывает следующее закону Ген-

ри распределение концентраций углекисло-

ты между паром и конденсатом.

Видимый коэффициент распределения
КВИд представляется отношением независи-
мой от pH конденсата Км и зависимой ф j
частей:

0

к -Ьз GQ^

Фт“собЩ/ •

СО увода

(7.3)

Коэффициент распределения имеет зна-
чительную величину (рио. 30). Основная
часть углекислоты находится у тепловос-
принимающих поверхностей на границе раз-
дела фаз в нижней части парового объема,

Рис.30. Зависимость
функцииф j и коэф-
фициента распреде-
ления COg от pH
конденсата

так как плотность углекислоты существен-
но выше плотности пара и воздуха.

Количественные соотношения между
концентрацией свободной углекислоты и же-

леза в конденсате не установлены.
3.	Определение величины и места продувки паропотребителя

Наиболее надежна и эффективна индивидуальная схема непре-
рывной вентиляции каждого аппарата с отводом неконденсирующих-
оя газов в атмосферу.

Рио. 31. К определению места продувки парового объема:
а - схема масоообмена; б - изменение основных параметров по дли-
не поверхности теплообмена

Пар с содержанием с

COg/nap

со

угольной

путь L, омывая поверхности теплообмена внутри

кислоты проходит
аппарата. На лю-

бом участке от 1 до 1 + Д1 (рис. 31, а), происходят процессы

конденсации пара и газообмена (обмена углекислотой) между паро-

вой и жидкой фазами. В уотановившемся режиме справедливо урав-

нение сохранения количества СО^ для выделенных сечений потока
теплоносителя:

GTGK +DC = (G„ +AG_1)(Gk +ДСк) + (D — AG_)(C +ДС), (7-4)
X Av	X	X ДА	Av	X

где d и gt - потоки пара и конденсата в сечении з парового про-
странства на отметке 1 от входа в теплообменник;

с и ск - концентрация 00^ в паре и конденоате;

AGT - масса сконденсированного на участке Д1 пара.
Пооле деления наД1 и отбрасывания бесконечно малых полу-
чается после перехода к пределу приД1 —»- 0:



dC

D — =
dl

dl

(C - CK) - GT

dl

(7.5)

1= о
и

(7-6)

(7-7)

потока
кон-

Изменение количества углекислоты в паре, отмеченное в ле-
вой части уравнения (7.5), 'определяется двумя процессами: ско-
ростью конденсации, увеличивающей концентрацию с, и растворени-
ем С02 в конденсате, направленным на снижение величины с. Пер-
вый процесс доминирует на начальных участках L. Так' при
о = c0;d = do; от - о-, сЕ = о; м, .<*.,(% - t0T1)n<uA

ас	tCI1)n я

JJ —— —	г	V

или dl

С = С01 D0r

где П - омачиваемый периметр в сечении 1;

ta и t6Ti ~ температура греющего пара и стенки;

<Х1 - коэффициент теплоотдачи от пара к стенке;
г - теплота конденсации.

По мере развития конденсации сокращается величина
пара d = do - G , что способствует дополнительному росту
центрации с.

Скорость аск/ат маосообменного процесса в конденсате . про-
порциональна концентрационному напору:

dC

—S = К(С$ - Ск),	(7.8)

аг к к

где равновеоная концентрация С02 согласно (7.3) пропорциональ-
на- концентрации того же газа в смежной фазе: cP = с/Кд^;

К - коэффициент диффузии.

При dl = wKdT= G^v’dir/^ получается:

dGK	x ’	'	/„x

3TdF = ” ~ (° " скКвид^’	(7.9)

vKBim

где sK> wjHV - площадь сечения, занятого конденсатом,его ско-
рость и удельный объем.
На конечной стадии теплообмена при 1 ё ь первый член пра-
вой части выражения (7.5) уменьшается в силу увеличения кон-
центрации ск в конденсате и уменьшения интенсивности теплооб -
мена, связанного с влиянием слоя конденсата и объема неконден-
сирующихоя газов. Второй член, преобразованный к виду (7.9),уве-
личивается вмеоте о ростом толщины олоя конденсата SK. Допуска^
етоя, что правая часть выражения (7.6) может быть отрицательной
при 1> 1 и при 1 = 1М <ъ достигается максимум концентрации с.
Местом установки отсоса газов должно служить сечение 1 о наи-
большей' концентрацией, где потери транспортирующего пара Dnp
для отвода того же количества углекислоты будут наименьшими:

Dnp = Do

°пр

где ск в - максимально допустимый уровень концентрации COg в
отводимом конденсате;

Спр - концентрация COg в продувке.

Цока уточненное определение точек невозможно без эмпи-
рических данных. Анализ, подобный изложенному, позволяет уста-
новить существо поиска этих точек, представить его эффективность,
дает возможность сознательно управлять величиной необходимой
продувки. Например, для противоточной схемы движения теплоноси-
телей за счет закона изменения tQTl(l) точка приближается к
выходному патрубку, а величина наибольшей концентрации увеличи-
вается, пик 0(1) более острый.

Для организации зоны концентрирования углекислоты в тепло-
обменниках, а также для предотвращения проскока углекислоты в
конденоатоотводящие трубы необходимо поддержание в теплообмен-
нике постоянного уровня конденсата о помощью регулятора уровня,
обеспечение постоянства давления греющего пара и температуры
насыщенного пара в конце зоны завершения конденсации, исключе-
ния контакта зоны наибольшей концентрации углекислоты с поверх-
ностью конденсата.

4. Примеры организации продувки теплообменников

Опыт Союзхимпромэнерго и других объединений распространяет-
ся на организацию вентиляции, в основном, вертикальных теплооб-
манников, применяемых в теплоэнергетике. Ниже приводятся приме-
ры осуществления вентиляции и указывается эффективность рекон-
струкции различного оборудования.

А.	Основные бойлеры Б0-2С0 и Б0-ЗП0

Одна четвертая часть всех трубок (первого хода воды) за-
ключена в кожух, который плотно примыкает к верхней трубной до-
ске и не доходит до нижней доски на 250 мм. Из верхней части
этого кожуха осуществлен отсос газов. Схема установки парового

Рис. 32. Схема установки кожуха на бойлере Б0-200

В отгороженном трубном пучке образуется противоток конден-
сата и пара. За счет этого происходит постоянный подогрев па-
дающих капель конденсата восходящим потоком пара и,следователь-
но, их деаэрация. Газы собираются в верхней части трубного пуч-
ка, охлаждаются и полностью отводятся из бойлера. Хотя основная
часть поверхности нагрева бойлера и сохранила прямоток пара и
конденсата, последний не насыщается углекислотой, так как кон-
денсация пара здесь происходит на более высокой температурной
ступени (второй, третий и четвертый ходы сетевой воды).

Такая несложная переделка бойлера позволила снизить содер-
жание углекислоты в конденсате с 8-10 до 0-0,4 мг/кг.

Для осмотра и ремонта трубок первого пучка кожух можно сде-
лать оъемным.

Б. Подогреватель низкого давления типа ПН-130

Организация отсоса газов в подогревателе низкого давле-
ния типа ПН-130 показана на рис. 33. Так же, как и в подогрева-
теле высокого давления, здесь предусматривается постоянство
уровня конденсата и барботаж всего олоя конденсата греющим па-
ром подогревателя. Отсос неконденсирующихся газов из подогрева-
теля осуществляется из газосборной камеры, расположенной под
нижней перегородкой трубного пучка. Из камеры посредством спе-
циального зонда, представляющего собой трубу диаметром 50 мм с
отверстиями на верхней образующей, осуществляется отсос газов
из подогревателя. Газосборная камера выполнена в виде коробки,
заглушенной с торцов и имеющей на сферической обращенной вниз
поверхности прорезь по всей длине, через которую парогазовая
смесь поступает в камеру.

При применении барботажа конденсата следует учитывать, что
использование пара с высоким начальным содержанием углекислоты
может уменьшить эффект декарбонизации конденоата. Введение бар-
ботажа в размере, превышающем расход вентиляционного пара, при-
водит к удалению зоны максимальной концентрации углекислоты из
района отвода неконденсирующихся газов с резким ухудшением эф-
фекта вентиляции.


из
В.	Охладители вторичного пара испарительных установок

Для конденсации вторичного пара на испарительных установ-
ках чаще всего применяются теплообменники типа ПН-130. С целью
снижения концентрации углекислоты в дистилляте прибегают к его '
деаэрации в специальных деаэрационных приставках барботажного
или струйного типа.

На рис. 34 изображен эскиз охладителя, выполненного в двух

вариантах,отличающихся рас-
положением отсобов некон-
денсирующихся газов и бар-
ботажными объемами.

Рис. 34. Схема охладителя
с постоянной барботажной
емкостью и нижним отсосом
неконденсирующихся газов:.
I - подвод греющего пара;

2 - отвод конденсата; 3 -
подвод барботажного пара;

4	- всасывающий патрубок;

5	- отбойный щцток

В первом варианте от-,
сое газа организован о.по-
мощью перфорированногоколь-
ца, расположенного под
трубным пучком несколько
выше верхнего уровня кон-
денсата в охладителе. ' Во

втором отсос (отверстия в
корпуое, объединенные полукольцом) расположен между нижней и
предпоследней перегородкой трубного пучка, что ооответотвует
уровню заводского отсоса. В первом варианте наращиванием кон-
денсат оотводящего штуцера внутрь конденсатосборника организован
постоянный барботажный объем, во втором варианте- этого объема
нет. В качестве барботажного пара в обоих случаях использован
отборный пар, не содержащий свободной угольной кислоты, в то
время как конденсирующийся в охладителе вторичный пар содержит
от 100 до 120 мг/л углекислоты.

Данные сравнительных испытаний обоих барботажных приставок,
полученные при высоком уровне дистиллята в конденоатооборнике и
114
интенсивном барботаже, показывают, что существенного различия
по содержанию угольной кислоты в дистилляте обоих приставок не
наблюдается, т.е. при достаточно интенсивной вентиляции место
отсоса неконденсирующихся газов из охладителя не оказывает су-
щественного влияния на качество дистиллята. Кроме того, было
установлено, что в приставках без постоянного барботажного объ-
ема при интенсивной вентиляции содержание угольной кислоты в
дистилляте практически не зависит от уровня конденсата в кон-
денсатосборнике и эффект деаэрации остается практически неиз-
менным при переходе от барботажного способа деаэрации к струй-
ному. .

Полнота удаления угольной кислоты из дистиллята в охладите-
ле о организованным барботажным объемом, при прочих равных ус-
ловиях, в значительной -степени зависит от нагрузки испарителя.

Недостатком приставок о барботажным объемом, организован-
ным за счет удлинения всасывающего патрубка, является отсутст-
вие объема жидкости над всасывающим патрубком, что способствует
эжектированию газовой фазы откачиваемым конденсатом. При ин-
тенсивной вентиляции парового пространства эжекция сравнительно
мало оказывается на качестве конденсата, но при повышении на-
грузки испарителя или снижении интенсивности барботажа, когда
газовая фаза обогащается углекислотой, эжекция оказывает силь-
ное влияние на Заражение дистиллята. Поэтому барботажные при-
ставки этого типа не имеют преимуществ по сравнению о обычными
охладителями, в которых постоянный уровень поддерживается авто-
матическим регулированием.

Охладитель оо струйной деаэрационной приставкой (рис. 35),
впервые примененный на Курганской ТЭЦ, представляет собой стан-
дартный охладитель типа ПН-130 о удлиненной нижней частью кор-
пуса, в которой расположена струйная деаэрационная головка,ана-
логичная стандартной головке. Приставка приспособлена к специ-
фическим условиям двухкорпуоной испарительной установки о па-
раллельной работой корпусов по греющему пару. Приставка снабже-
на кольцевым отсосом неконденсирующихся газов, а конденсат из
греющей секции, не требующий дополнительной деаэрации,направлен
на нижнюю деаэрационную тарелку, которая в данном случае рабо-
тает как расширитель.
Рис. 35. Схема охладителя со
струйной деаэрационной пристав-
кой, обогреваемой отборным паром:
I - подвод греющего пара; 2 - от-
вод конденсата; 3 - отсос газов;
4 - подвод пара к деаэрационной
головке; 5 - подвод конденсата из
греющих секций; 6 - деаэрацион-
ные тарелки

Содержание свободной угле-
кислоты в дистилляте для охлади-
телей с приставками струйного
типа в значительно меньшей сте-
пени зависит от.нагрузки, чем в
охладителях с барботажной деаэ-
рацией.

Приставки как струйного,так
и барботажного типа заметно сни-
жают эффект деаэрации с повыше-
нием парциального давления уголь-
ной кислоты в деаэрирующем паре.
Поэтому не следует применять для
деаэрации вторичный пар испари-
тельных установок.

Г. Сетевые подогреватели НОВ

В двухходовых сетевых подогревателях ПСВ-500-3-23, ПСВ-315-
14-23 и ПСВ-500-14-23 рекомендуется осуществлять реконструкцию
по схеме, представленной на рис. 36.

Отвод газов через заводские штуцеры без реконструкции теп-
лообменных аппаратов малоэффективен.

При реконструкции в этих бойлерах изменяется ход пара по
трубному пучку. Если раньше пар поступал в верхнюю часть труб-
ного пучка, а затем, конденсируясь, опускался вниз, то после ре-
конструкции пар направляется сразу вниз, а отсос газов осущест-
вляется в верхней части.

Направление потока греющего пара сразу вниз исключает воз-
можность переохлаждения конденсата, так как он непрерывно подо-
гревается восходящим потоком пара.

В процессе реконструкции следует обратить особое внимание
на уплотнение перегородок (существующих и дополнительных) во из-
бежание перетоков пара. Зазор по перегородкам должен быть не бо-
лее 5 мм.

, Рио. 36. Сетевой подогреватель:

а - до реконструкции; б - после реконструкции (I - часть труб-
ного пучка, выделенного для сбора газов; 2 -старый отсос; 3 -
новый отсос; 4 - вход пара)

Д. Удаление -углекислоты из горизонтального сетевого бойлера

Вентиляция парового пространства бойлера для снижения кон-
центрации С02 проводилась из последнего парового отсека,так как
именно там была обнаружена коррозия трубок.-

Для выявления места продувки были смонтированы полудюймо-

вые вентиляционные линии из различных точек по сечению бойлера:
с уровня конденсата, из верхней части и с боковых образующих

117
(всего 4 точки). С уровня конденсата через плавающую трубку,
введенную в корпус через конденсатную линию, продувка произво-
дилась еще до наладочных работ. При испытаниях было обнаружено,
что содержание углекислоты в продувочном паре из нижней точки
составляло 32-68 мг/кг, в верхней - 50-450 мг/кг. Максималь-
ная концентрация 500-1600 мг/кг была зафиксирована в боковой
плоскости со стороны подвода воды в зоне низких температур. Та-
ким образом была определена точка отбора пара,все остальные про-
дувочные линии были закрыты.

Фактический процент расхода вентиляционного пара опреде-
лялся по формуле (7.10) при с = 40, С„ = ТО, 0т = 1200 мг/кг:

1	О	Л	11JL)

Т)	С — С

-22 ТОО = -2----2 ТОО = ТОО = 2,5 %.

Ро	Спр.	1200

Снижение концентрации COg в конденсате бойлера происходило
при этом на 65-90 %. Однако снижение ск до ТО мг/кг, по данным
исследований и эксплуатации, оказывается недостаточным для зна-
чительного замедления темпа коррозии. Подвод в верхнюю часть
вентилируемого отсека продувочной котловой воды - эффективное
средство дополнительного уменьшения концентрации ск-

Нейтрализация происходит согласно уравнению:

СО2 + 2ЫаОН-----►Na2CO3 + HgO.

Содержание Наои в котловой воде с оставляло 0,8 долей от
общей щелочности - 20 мг-экв/кг. При этих условиях для нейтрали-
зации ТО мг/кг С02 в конденсате потребуется котловой воды
ВДАДШ,, _ з от расхода пара на бойлер. Потери воды не про-
44-20-0,8
исходит. Она циркулирует в пароводяном цикле котла. Повышения
солесодержания котловой воды не наблюдалось.

После проведенных работ концентрация С02 в конденсате сни-
зилась до нуля. Периодически появлялись проскоки углекислоты,не
превышающие 6 мг/кг, при нарушении гидравлических и тепловых
режимов.

При реконструкции теплообменных аппаратов следует учиты-
вать, что на аппаратах горизонтального типа практически невоз-
можно организовать эффективную вентиляцию. Поэтому их целесооб-
разно, по возможности, заменять вертикальными аппаратами.

118
5.	Аминирование конденсата

Регулирование pH питательной воды котлов осуществляется
дозированием аммиака или летучих аминов. Нейтрализация углекис-
лоты позволяет увеличить pH конденсата до значений 8,5-9, при

которых углекислотная коррозия уже невозможна.

Количество аммиака,
необходимое для поддер-
жания требуемых . значе-
ний pH конденсата,может
быть определено по гра-
фику (рис. 37).При до-
зировании аммиака в ко-
личестве не более
1000 мкг/кг, предусмот-
ренном нормой ЛТЭ, под-
держание pH на уровне
8,5-9 возможно лишь при
оодержании углекислоты
в конденсате не более
1,1-2,0 мг/кг. Поэтому
применение аминирования
не исключает других
способов снижения кон-

Рио

37. Зависимость pH
от концентраций аммиака

конденсата

лоты. pH равен: I - 9,5;

3 - 8,5; 4 - 8,0; 5 - 7,5

7 - 6,5; 8 - 6,0

и углекис-
2 - 9,0;

>; 6 - 7,0;

центрации углекислоты в конденсате. Кроме того, в процессе ис-
пользования пара в конденсат могут попадать производственные за-
грязнения, увеличивающие его буферность и, соответственно, рас-
ход аммиака.

Нейтрализующие амины - морфолин, циклогексиламин, пипбри-
дин - имеют то преимущество, что они менее летучи и не вызывают
коррозии меди и ее сплавов, однако они пока дороги и дефицитны.

6.	Применение пленкообразующих аминов

Пленкообразующие амины защищают от коррозии как черные,так
и цветные металлы. Введение в пар пленкообразующих аминов умень-
шает скорость коррозии на 90-95

Защитные свойства аминов основаны на создании адсорбцион-
ного слоя на всей поверхности металла, соприкасающегося о паром,
119
конденсатом и питательной водой.Они являются универсальным сред-
ством защиты от кислородного и углекислотного видов коррозии.

Процесс обработки пара аминами включает в себя две стадии:
создание защитной пленки и сохранение ее при установившемся
режиме.

На первой стадии подача октадециламина производится непре-
рывно с дозировкой 6 мг/кг в течение 10-30 суток. Показателем
окончания этой стадии обработки является резкое снижение со-
держания продуктов коррозии и стабилизация его на уровне 30-
70 мкг/кг.

На второй стадии дозировка снижается до 2 мг/кг и осущест-
вляется по той же схеме (рис. 38).

Рис. 38. Схема установки для дозирования лленкообразующего -
октадециламина (ОДА):	„

I - гребенка теплового узла; 2 - расходный бак ОДА V= 3 м ;
3 - насос-дозатор; 4 - расширитель; 5 - приемный бак v = 1,5 м3;

6 - перекачивающий насос

7.	Вилы присутствия продуктов коррозии в конденсате

Высокая концентрация железа в питательной воде приводит к
образованию железоокисных отложений на поверхностях нагрева кот-
лов и в конечном итоге к пережогу труб. Допустимое содержание
железа в питательной воде котлов в зависимости от их давления
установлено ПТЭ электрических станций на уровне 50-200 мкг/кг.

Железо в воде может находиться в виде двух- и трехвалент -
вых катионов, в виде комплексных соединений (органических и не-
органических) , в виде коллоидов гидроксидов железа (П) и (Ш), в
виде окоагулированных хлопьев этих соединений.

Трехвалентное железо может находиться в растворенном со-
стоянии с концентрацией более 500 мкг/кг лишь при pH <3,5. При
более высоких pH оно выпадает в' осадок в форме гидроксидов же-
120
леза (Ш). Двухвалентное железо образует гидроксид и выпадает в
осадок при рН> 7,5. Гидроксиды железа (П) и (Ш) при значениях
pH < 8 находятся, обычно, в коллоидном состоянии.

Данные эксплуатации конденсатоочисток подтверждают сущест-
вование железа в истинно растворенной форме (удаляется без не-
обратимых загрязнений катионита фильтров) и в форме частиц ок-
сидов диаметром 0,2-0,5 мкм. Соотношение форм различно и зави-
сит не .только от pH конденсата, но и от концентрации кислорода,
температуры конденсата и пр.

8.	Способы очистки конденсата от соединений железа

Работы по обезжелезиванию проводятся в двух направлениях:
разработка водно-химических режимов в паросиловых циклах,пред-
отвращающих коррозию конденоатопроводов, и очиотка конденсата
от оксидов железа до требуемых норм. Последнее направление ра-
бот находит наибольшее применение.

В отношении механизма очистки производственные конденсаты
делятся на два типа в зависимости от pH. К первому типу отно-
сится конденсат, величину pH которого путем применения ряда ме-
роприятий по уменьшению содержания углекислоты можно повысить
до 8 и более. Ко второму - конденсат с pH менее 8 при отсутст-
вии возможностей его.повышения за зту границу.

Для обезжелезивания конденсата с рН> 8 применяются фильт-
ры намывные целлюлозные и ионитовые, магнитные и катионитовые.

Целлюлозные фильтры обладают большой глубиной обезжелези -
вания, работают при больших скоростях фильтрации,компактны, де-
шевы. Работа их ограничена температурой 50-55 °C. Они не могут
умягчать конденсат и удалять аммиак. Их гидравлическое сопро-
тивление быстро возрастает.

Дорошок мелкозернистого ионита используется один раз, но
он работает при высоких температурах (до 120 °C) и скоростях
фильтрации. Одновременно осуществляется обезжелезивание и обес-
соливание конденсата. Здесь ионный обмен лишь дополняет процесс
механической задержки тонкодисперсных продуктов коррозии,удаляя
незначительное количество растворенного железа.

Обработка конденсата магнитным полем приводит к коагуляции
оксидов. За счет» укрупненных частиц эффективность последующей
очистки от железа увеличивается. Магнитные фильтры работают при
температурах до 300 сС и скоростях фильтрации до 1500 м/ч.

Катионитовые фильтры отличаются большой надежностью в ус-
ловиях переменной нагрузки, малым гидравлическим сопротивлением,
возможностью удалять соли жесткости и аммиак. Выбор катионита
определяется температурой и pH конденсата. Аммоний-катионит при-^
меняют, когда не хотят выводить из цикла аммиак, а водород-ка-
тионит - при необходимости удаления натрия. Эффект обезжелези-
вания при ркоростях фильтрации 10-50 м/ч мало зависит от самой
скорости и связан с исходным содержанием железа

Для сульфоугля и КУ-2 остаточная концентрация железа
составляет 10, 30-50 и 150-200 мкг/кг при соответственно
20-30, 200 и 1500 мкг/кг.

Осаждение оксидов железа происходит в верхнем слое загруз-
ки. Высота рабочего слоя 50-200 мм. Высота загрузки имеет зна-
чение при значительном содержании железа в ионно-растворенной
форме. Сопротивление пленки задерживаемых окислов растет медлен-
но, и промывку фильтра производят не по увеличению перепада дав-
лений, а по снижению фильтрующей способности загрузки.

Недостатком работы катионитовых фильтров является слож-
ность удаления задержанных окислов. Обычные приемы взрыхления и
регенерации кислотой ок'азываютоя недостаточными.

Недопустимость присутствия аммиака и сложность осуществле-
ния вентиляции многочисленных теплообменных аппаратов приводит
к распространенности конденсата с pH ниже 8, причем чем ниже pH
и концентрация кислорода, тем больше доля двухвалентных, более
растворимых соединений железа (П).

В практике очистки от железа природных вод применяется спо-
соб окисления двухвалентного железа в трехвалентное с последую-
щим удалением гидроксида на зернистых фильтрах. Скорость окис-
ления сильно возрастает с повышением pH конденсата и увеличения
концентрации в нем растворенного кислорода. Наличие свободной
углекислоты замедляет процессы окисления и гидролиза. Процесс
обезжелезивания в загрузке происходит достаточно эффективно ,
о 4.

если поступление конденсата, содержащего ионы Ге , сопровожда-
ется подачей достаточного количества кислорода. Толщина слоя
загрузки должна обеспечивать завершение процесса окисления двух-
валентного железа в трехвалентное и адсорбцию образовавшегося
гидроксида.

В практике предприятий Минхимпрома очистка конденсата с
pH <8 производится на сульфоугольных фильтрах при температуре
ниже 70 °C или на смоле КУ-2 при более высокой температуре кон-
денсата без предварительного окисления железа,- При скорости
фильтрования 5-20 м/ч, фракционном составе загрузки о,9-1,3 мм
и высоте загрузки 1-1,3 м железо задерживается по всей глубине
материала, а грязеемкость по железу составляет 3,5 кг/м3.

Рис. 39. Схема одноступенчатой очистки конденсата от железа
и солей жесткости:

I - бак загрязненного конденсата; 2 - фильтр, загруженный смо-
лой КУЧ?; 3 - бак деаэратора; 4 - дренаж; 5 - бак-мерник 5-8
ного солевого раствора; 6 - бак отмывочной воды

Принципиальная схема установки для очистки промышленно-
го конденсата на катионитовых фильтрах показана на рис. 39.Цикл
работы установки состоит из четырех операций: I) фильтрация (I-
2-3); 2)' регенерация(1-5-2-4); 3) отмывка I ступени - снизу
вверх (6-2-4); 4) отмывка П ступени - сверху вниз (3-2-6); на-
правление потоков указано последовательностью прохождения эле-
ментов схемы. Размеры фильтра выбираются из расчета обслужива-
ния его I раз- в сутки по уравнению баланса железа:

O.75VE = 24-1O3SwdJ°x = 24GCJ°X,	(7. II)

где V - объем фильтра, м3;

Е - расчетная грязеемкость, мг/м3;

s - сечение фильтра, м2;

w - скорость фильтрования, м/ч;

- исходная концентрация железа, мг/кг;

G - поток конденсата, кг/ч;

0,75 - коэффициент полноты засыпки.

9.	Очистка производственного конденсата от мазута

Организация.очистки конденсата от мазута позволяет увели-
чить количество кондиционного конденсата и практически ликвиди-
ровать проскок мазута в возвращаемый с предприятия конденсат.

Конденсат от аппаратов - потенциальных источников загряз-
нения собирается в отдельные емкости. После проверки на масло-
оодержание его подают или на очистные сооружения, или в сборные
баки станции перекачки.

Очиотка от мазута по схеме рис. 40 производится на цеховой
или межцеховой станции перекачки.

Загрязненный конденсат после охлаждения до 95 °C в однохо-
довом теплообменнике поступает в бак-отстойник. При ‘содержании
в конденсате нефтепродуктов более IQ мг/кг образуется неустой-
чивая эмульсия, поэтому в качестве первой стадии очистки преду-
сматривается отстой не менее двух часов. В первом по 'Ходу кон-
денсата баке происходит основное отделение мазута. После отстоя
содержание мазута не должно превышать 10 мг/кг.

При производительности более 3 м3/ч отстоявшийся конденсат
насосом подается на механический фильтр, загруженный нефтяным
или каменноугольным коксом, дробленым антрацитом, термоантра-
цитом или отработанным активированным углем с размером зерен I-
3 мм. Максимальная скорость фильтрования 10 м/ч. Конденсат с
содержанием мазута после фильтра не более 5 мг/кг подается на
фильтр, загруженный активированным углем.

При производительности менее 3 м3/ч конденсат из отстойни-
ка сразу направляется на фильтры с активированным углем. Око-
124
рость фильтрования на них такая же, как на механических. В каче-
стве фильтрующего материала используется березовый активирован-
ный уголь марки БАУ-20 или КАД с размером зерен 1-3,5 мм. Мате-
риал используется однократно до нормированного повышения оодер-
жания мазута I мг/кг, грязеемкооть его Е = 75 кг/м3. Взрыхление
активированного угля производится I раз в 10 суток. Расход кон-
денсата на взрыхление = 0,8 кг/м3. .

Рио. 40. Принципиальная охема очистки конденсата от мазута:

I - охладитель конденсата; 2 - бак-отстойник; 3 - насос; 4 -ме-
ханический фильтр; 5 - фильтр с активированным углем; 6 - про-
боотборники; 7 - бак для взрыхляющей промывки; 8 - расходомер

Выводы:

а)	каждая технология вносит свои специфические загрязнения

125
в промышленный конденсат, очистка или нейтрализация которых -
задача местного значения. К основным загрязнениям относятся про-
дукты коррозии металлов и нефтепродукты. Содержание таких за-
грязнений нормируется, разработаны эффективные методы профилак-
тики и очистки;

б)	как продукт термического распада углекислотных соедине-
ний питательной воды паровых котлов свободный углекислый газ
растворяется в конденсате и поддерживает скорость кислородной
коррозии. Концентрация углекислоты зависит от концентрации со2в
греющем паре и от показателя pH конденсата. Эти два фактора по-
ложены в основу профилактических мероприятий: продувки парового
•объема и аминирования;

в)	эффективность продувки связана с выбором места отооса
газов и схемой потоков теплоносителей. Примеры реконструкции и
организации продувки мощного теплообменного оборудования под-
тверждают возможность снижения концентрации углекислоты в кон-
денсате в десятки и сотни раз. Особой сложностью организации
продувки отличаются горизонтальные кожухотрубные теплообменники;

г)	аммиак и нейтрализующие амины, дозируемые в питательную
воду, увеличивают показатель pH конденсата до значений, при ко-
торых углекислотная коррозия становится невозможной. Эффектив-
ность аммиака ограничена, и его использование рекомендуется со-
четать о другими способами уменьшения концентрации СО^;

д)	двухстадийная обработка пара пленкообразующими аминами
снижает скорость коррозии на 90-95 %',

е)	механизм фильтрации, выбор очистного оборудования и ма-
териалов соответствуют форме, в которой продукты коррозии при-
сутствуют в конденсате. Соотношение форм по концентрации зави-
сит главным образом от показателя pH. Конденсат с pH > 8 фильт-
руют от оксидов железа на намывных, целлюлозных и ионитовых,
магнитных и катионитовых фильтрах. Выбор материала определяется
температурой конденсата. Очиотка конденсата с pH < 8 производит-
ся на сульфоугольных фильтрах. Без предварительного окисления
конденсата железо задерживается на всей глубине загрузки;

ж)	загрязненный мазутом конденсат охлаждают, направляют в
отстойники и очищают сначала на механических фильтрах, затем на
фильтрах с активированным углем. При потоках менее 3 м3/ч меха-
нические фильтры исключаются из схемы очистки.
126
УШ. СОСТАВЛЕНИЕ ВАРИАНТОВ СИСТЕМ СБОРА

I.	Общие положения

Оборудование системы сбора служит ликвидации или уменьше -
нию потерь паровой фазы (конденсатоотводчики, затворы, охлади-
тели); утилизации тепла сторонними потребителями (сепараторы,
эжекторы, охладители); предохранению от загрязнения (сиотемь
очистки, дренажные линии,- пробники, баки-сборники); гидравличе-
ской развязке отдельных групп аппаратов для надежного отвода
конденсата (конденсатоотводчики, сепараторы, баки-сборники, на-
сосы, автоматика).

Состав оборудования конкретной системы определяется ситуа-
цией, описываемой следующими показателями:

общее потребление пара,

требования к качеству и количеству возвращаемого конден-
сата,

наличие собственной котельной и котлов-утилизаторов,
распределение нагрузок по цехам,
распределение параметров пара и нагрузок по величине и во
времени,

наличие побочных потребителей конденсата.

В общем случае задача выбора наилучшего из вариантов сис-
темы сбора ставится следующим образом.

Все энергетические объекты обследуемого предприятия отно-
сительно пара и конденсата рассматриваются как источники Ик и
потребители Пк одновременно. К потребителю Цк подходят потоки
теплоносителя от других источников , от источника - исходят.

Поток как связь источника и теплопотребителя изображается
направленным отрезком и характеризуется видом теплоносителя,па-
раметрами (t, р), средним расходом (G или и), показателями вре-
менного графика расходования, удельной стоимостью снабжения С®,
учитывающей реконструкцию существующих связей (коп.-ч/кг), про-
должительностью средней загрузки (ч/год). От источника связи
могут уходить за пределы рассматриваемой системы, например, в
дренаж.

Вариант расчетной системы сбора - вариант практически осу-
ществимых связей, при которых выполняются балансовые соотноше-
ния и обеспечивается работоспособность потребителей по заданно-
му графику.

Вариант от варианта отличается суммой всех приведенных за-
трат, которая рассматривается в качестве критерия качества сис-
темы. За оптимальную систему принимается та, где величина К =
= Е	минимальна. Для существующей схемы стоимости

Включают лишь эксплуатационные затраты.

В принципе возможно рассмотрение одной единственной уни-
версальной схемы сбора и очистки конденсата. В этом случае кон-
кретный вариант схемы описывался бы огромным количеством факто-
ров, принимающих нулевое значение при отсутствии в схеме соот-
-ветствующих единиц оборудования, входящих в общую схему. Приме-
нение метода оптимизации для всего предприятия на уровне аппа-
ратов затруднено и требует, -возможно, пересмотра существующих
технологических связей, которые могут быть неоптимальными без
совмеотного рассмотрения с энергетическими.

Тем не менее, общая постановка применима, если в той же
системе выделить укрупненные объекты или рассматривать задачу
относительно определенного вида теплоносителя,или выделить от-
дельные подсистемы, например цехи, считая, что сумма локальных
оптимумов не сильно отличается от глобального.

2.	Распределение конденсата между ТЭП и котельной

Из ряда частных задач рассмотрим для примера задачу рас-
пределения между котельной Ид-Л3 и ТЭЦ конденсата, посту-
пающего с предприятия Hj-П1 (рис. 41, а), потребляющего пар
этих источников. Недостаток очищенного конденсата восполняется
химочищенной водой,, приготовляемой соответственно на ХВО ТЭЦ
и котельной Ид. Особенность расчета - в непрерывном изменении
подачи G? конденсата в котельную от 0 до d! при постоянной об-
щей величине обора G1 > G^. От величины Gj зависят потоки G^,
G?, D„ и Gr, AG?, Ado. В общем случае удельные приведенные отои-
мости осуществления потоков и с$, можно считать за-
висящими от величин соответствующих потоков, например, линейно:

C?=d?—P?G?,	(8.1)

J J J V

так, что с увеличением объема удельная цена преобразования умень-
шается.

128
Рис. 41. К расчету распре-
деления конденсата:

а - расчетная схема (I -
предприятие: 2 - котельные
установки ТЭЦ; 3 - йоточ-
ники пароснаожения котель-
ной; 4 - установка ХВО ТЭЦ;
5 - установка ХВО котель-
ной; 6 - оиотема сбора и
возврата для ТЭЦ; 7 - сис-
тема сбора и возврата для
котельной); б - зависи-
мость приведенных затрат
от количества возвращаемо-
го на ТЭЦ конденсата

Уравнения баланса теплоносителя и оолесодержания s:

=? 

в .	- V ~%>1 _ ф.

J	So - Sr	So J

3	5	5
g| = dJ + D3 - gJ S (1 + ^)(d! - Gpj

S3

G6 = G1 " °1’

ZJD„ = (iJ - G. + gL;
C- • Q	c.	I	I

S2

s

AG2 ~ (1 +	_ сц + g7)

S2

и непрерывность работы оборудования, сохраняющая постоянство и
«ТС

одинаковость периода позволяют выразить величину годовых

затрат к = I (cd)3? как функцию независимой переменной gT.

K,j d	1

K(G^) = A + [(q3 - c|) + (C2 - C3)+ (C2 - c|)]g^ ИЛИ (8.2)

К (G J) = A + A ’ +	“ o( g) + G2 ~~ G3) +

+[Д(1 .	- 0(3(1 . b)l . 2Гй(1 . ^„1 .

L 4 s2 ’ s3 J L ’ s3 i

_p2(1 +|1)(D^ _ Gi)jJG7 _ 2[p3 +J32 +p|(1 +|£)2+
Dn	4 >	L

есть линейная и квадратичная модель системы распределения кон-
денсата, где А и А' - стоимостные выражения, независимые от на-
правления потока конденсата. Поскольку квадратичная форма А +
+ А' + BG? - c(g?)2 имеет максимум при (g?)m, минимальное зна-
чение к в обеих формах достигается на границах изменения пере-
менной G?, т.е. при G? = о или G? = D3 (рио. 41, б). Поскольку
К(0) = А + А', то неравенство K(Dp > К(0) выполняется, в ос-
новном, за счет положительности коэффициента в в линейном сла-
гаемом. На ТЭЦ лучшие условия утилизации тепла и массы проду-
вочного пара, поэтому С2 - с3 0. - с| < 0 и вслед за
этййсХЗ - с*! < 0 в случае, еоли различие требований ТЭЦ и ко-
тельной привело к различию методов очистки конденсата.Наиболь-
130..
п 3
шее значение имеет то, что cj - ср о за счет более сложной об-
работки исходной воды на ТЭЦ. Для большинства систем оценка этих
величин показывает возможность направления на ТЭЦ всего потока
G1 собранного конденсата. Такое решение оправдано еще и потому,
что часть конденсата в количестве G^ = G1 - незавйоимо от
найденного распределения попадает на ТЭЦ. Поиск минимума K(G^)
внутри отрезка 0 - 5^ возможен при кубической или более сложной
модели описания затрат.

3.	Станттии перекачки конденсата

Современные промышленные предприятия состоят из многих
десятков цехов, из которых возвращается паровой конденсат. Для
сбора его применяются самотечные и напорные конденсатопроводы, '
цеховые, групповые и центральные станции обора и перекачки кон-
денсата (СПК). Схема с центральной станцией сбора и возврата
конденсата на ТЭЦ более надежна в эксплуатации,обеспечивает рав-
номерную подачу, быстрое отыскание и отключение поврежденного
аппарата (или цеха), возвращающего некондиционный конденсат.

Выбор наилучшего варианта расчетной схемы обора на уровне
СПК заключается в определении числа цеховых и групповых'станций
и их расположения. Если цехи мало отличаются попаровой на-
грузке и проценту возврата конденоата, система представляется
схематически (рис. 42, а), где потоки цеховых СПК объединяются
в центральной. На рис. 42 (б, в) показаны варианты схем,которые .
могут рассматриваться при значительном различии цехов по вели-
чине обора конденсата и включают групповую СПК. По своей про-
пускной способнооти конденсатоочистные^сооружения также подраз-
деляются на одно-, двух- и т.д. -аппаратные, цеховые, групповые,
центральные и располагаются в помещениях соответствующих стан-г
ций.

Дополнительные капитальные затраты на сооружение централь-
ной станции обора, очистки и возврата конденсата, как показа-
ла практика, окупаются в течение 2-3 лет за счет увеличения
количества и улучшения качества возвращаемого на ТЭЦ конден-
оата.
Таблица 8.1. Спецификация основного оборудования

Произ- води- тель- нооть, м3/ч	Бак-сборник			Гидрозатвор			Насос		
	о	1  Емкость, м	1	j Количество, шт. J	Jfc чертежа	Условный диа- метр,мм	Количество, шт.	Л чертежа	Марка	Коли- чест- во, шт.	
								рабоч.	1 резервы. ]
3	3	2	001-3922	80	2	001-3923 KCI0-55/2		I	I
15	5	2	001-3921	150	2	001-3917 КС20-60/2		I	I
30	10	2	001-3901	200	2	001-3902	КС-50-55	I	I
50	16	2	001-3913	300:	2	001-3914	КС-50-35	I	I
75	25	2	001-3924	500	2	001-3920	КСД-120-55/Зй	I	I
ТОО	32	2	001-3903	400	2	001-3920 КСД-120/55/3		I	I
150	50	2	001-3926	500	2	001-3925	КСД-120-55/Зй	2	I
250	50	4	001-3926	500	4	001-3925 КСД-230-55/8		I	I

8 Насосы с колесом, обрезанным до диаметра 216 мм.
Примечания: I. выбор охладителен конденсата произ
2. Охладители конденсата по отраслевой нормали Гипронефте
25x2 мм.	q

' 3. В станции перекачки производительностью 250 м/ч баки-
4. В станции перекачки конденсата производительностью до
гичное указанному в первой строке, но устанавливается по одному
станций перекачки конденсата с постоянной откачкой

		Электродви- гатель		Отделитель конденсата				Охладитель проб	
1	&4		m	2	Коли- чест-			Ен	
зводитель сть,м3/ч	, м вод.с	ость, кВт	о обороте об/мин	й ей о о  Он	вс пи  •	), •  й	лодильник	а  о Й Ен О Ф Ё	! чертежа
§ § й	Напор	I	§ в fT	ф m й	рабоч	ё* со ф Pl	о н	1 м	а*
10	55	4,5	2900	12	I	I	300ХКГ-16М1  25ГЗ-2	I	001-3912
20	60	10	2900	88	I	I	25Г2-2	I	001-3912
50	55	17	1450.	76	I	I	25Г4-2	I	001-3912
50	55	17	1450	142	I	I	800ХКГ-6-М1  25Г4-2	I	001-3912
75	50	38	1450	175	I	I	юоошАг  25ГЗ-2	I	001-3912
100	55	40	1450	175	I	I	1000ХКГ-6-М1  25ГЗ-2	I	001-3912
75	50	30	.1450	175	I	I	ХОООЖп&Ш 25ГЗ-2	I	001-3912
230	55	75	960	234	2	I	1000ЖГ-6ЧД  25Г4-2	I	001-3912

веден при условии снижения температуры конденсата от 158 до 90 91
маша ОН 26-0.2-156-69 - горизонтальные, .кожухотрубные с трубками

сборники обвязываются трубопроводами попарно (параллельно).

3 т/ч периодического действия принимается оборудование, анало-
баку, гидрозатвору и охладителю конденсата.
Производитель- ность, м3/ч	
Емкость, м3	м
Количество, шт.	
Габаритные раз- меры, мм	о о. о в
Масса, кг	
Стоимость,руб.	
Стоимость монта- жа ед. обор.,руб.	
Марка	
Количество, шт.	
Габаритные раз- меры,™	
	g
Масса ед.обор., кг	о о

I-з

а б лица 8.2. Укрупненная сметная стоимость станции
co

Стоимость ед. обор.,руб.	
Стоимость монта- жа ед.обор.,руб.	
Поверхность, м2	|	Охладитель конденсата
Количество, шт.	
Стоимость ед. обор.,руб.	
Габаритные раз- меры, мм	
Масса, кг	
Стоимость монта- жа ед.обор.,руб.	
Стоимость комп- лекта приборов, . РУб.	1  £
Стоимость монта- жа I комплекта, руб.	

Капитальные
затраты, руб.

Стоимость 'мон-
тажа,руб.

gf

перекачки конденсата производительностью от 3 до 250 м3/ч
Рис. 42. Схемы сис-
тем сбора со стан-
цией перекачки кон-
денсата (СПК) при
паропотреблении це-
хов:
а - равном; б-, в
различном (I - кор-
пус; 2 - СПК цеха;
3 - групповая СПК:
4 - центральная СПК)

Если количество
конденсата, возвра-
щаемого из цеха, не-
значительно (до
3 т/ч), то конден-
сат либо подается
самотеком в станцию
перекачки конденсата
бЛижнего цеха, либо
в- случае большой уда-
ленности и малого ос-
таточного давления в
цехе устанавливается
СПК с периодической
откачкой (автомати-
ческое включение и
выключение насооа по
уровню конденсата в
баке-сборнике). Сле-
дует предусмотреть
также мероприятия

для предотвращения попадания воздуха в систему обора и возврата

конденсата.

В технологических цехах (потребителях пара) с непрерывным
режимом работы устанавливаются станции перекачки конденсата
(СПК) с постоянной откачкой конденсата и регулятором уровня на
баке-сборнике.

В табл. 8.1 и 8.2 приведены состав основного оборудования
СПК и его стоимость по ценам 70-х годов.
Выводы:

а)	технико-экономический и функциональный анализ вариантов
системы сбора позволяет решать задачи оптимального выбора пара-
метров отдельных элементов системы, а также рационального, рас-
пределения потоков теплоносителей. На примере распределения со-
бранного конденсата между ТЭЦ и собственной котельной оценива-
ются влияние экономических факторов на возможный вариант реше-
ния и доказывается целесообразность возврата на ТЭЦ всего со-
бранного конденсата;

б)	аналогично решается вопрос о схеме расположения завод-
ских отанций перекачки. Практика подтверждает выгодность соору-
жения групповых и центральных станций, обеспечивающих увеличе-
ние количества и улучшение качества возвращаемого кондейсата.
ЛИТЕРАТУРА

I.	Таблицы термодинамических свойств воды и водяного пара.
М.; Л.: Гооэнергбиздат, 1958, 108 с.

2.	Корн Г., Корн Т. Справочник по математике. М.: Наука,
1974.

3.	Смирнов Н. В., Дудин-Барковский И. В. Курс теории веро-
ятностей и математической статистики. М.: Наука, 1965.

4.	Гмурман В. Е. Теория вероятностей и математическая ста-
тистика. М.: Высшая школа, 1972.

5.	Промышленная теплоэнергетика и теплотехника:-, Справоч-
ник. М.: Энергоатомиздат, 1983, 551 о.

6.	Тепло- и массообмен. Теплотехнический эксперимент'.Спра-
вочник. М.: Энергоатомиздат, 1982, 510 о.

7.	Центер ф, Г. Проектирование тепловой изоляции электро-
станций и тепловых сетей. Л.: Энергия, 1972, 198 с.

8.	Себекин И. С. Сбор, очистка и возврат конденсата в про-
мышленности синтетического каучука-. М.: ЦНИИТЭНефтехим, 1972.

9.	Строительные Нормы и правила. Ч. П. Нормы проектирова -
ния. Гл.* 36. Тепловые сети (СНиП П-36-73). М.:Стройиздат, 1973.

10.	Хлесткин Д. А., Канищев В. П. Характерные режимы исте-
чения горячей воды. - Теплоэнергетика, 1977, № 8, с. 69-71.

II.	Баранов Н. А., Спрудэ И. К. Подбор конденсатоотводчи-
ков с использованием обобщенного показателя качества. - Промыш-
ленная энергетика, 1975, №6, с. 14-17.

12.	Грищенко А. Д., Рыбаков А. В., Путовкин А. С. Рекомен-
дации по выбору и монтажу термодинамических конденсатоотводчи -
ков. - Судостроение, 1979,' № 10, с. 18-20.

13.	Rooek J. Proudovy odvadec kondenzatu. - Strojirenstvi,
I960, N 10, c. 570-577.

14.	Правила устройства и безопасной эксплуатации сосудов,
работающих под давлением, утвержденные Госгортехнадзором СССР.
СОДЕРЖАНИЕ

Введение .................................................. 3

I.	Показатели эффективности системы пароиопользования. . .	4

I.	Структура системы пароиопользования ................. 4

2.	Назначение системы пароиопользования .......... ...	5

3.	Показатели потерь . ................................. 6

П. Алгоритм исследования системы пароиопользования .... II

I.	Ооновные задачи и этапы исследования ............... II

2.	Алгоритм исследования системы....................... 16

Ш. Обработка статистических данных.......................  16

I.	Задачи обработки. Основные положения ............... 16

2.	Оценка норм потребления пара....................,	.	17

1У	.Составление паро-конденсатного баланса .............. 21

I.	Общие положения...................................... 21	.

2.	Паропотребители химических производств ............. 22

3.	Составляющие теплового баланса ..................... 24

4.	Анализ работы системы .............................. 29

У	. Гидравлические расчеты паро- и конденсатопроводов ...	35

I.	Общие положения...................................   35

2.	Экопресс-метод расчета паропровода ................. 38

3.	Расчет паропроводов равномерной раздачи............ 42

У1.Подбор и эксплуатация конденоатоотвсдчиков ............ 47

I.	Конструктивные особенности и технические показатели
термодинамических конденсатоотводчиков ................ 47

2.	Выбор желаемых режимов отвода конденсата ........... 58

3.	Подбор дисковых конденсатоотводчиков для скоростных
теплообменников ....................................... 66

4.	Расчет двухсоплового	конденсатоотводчика ........... 74

5.	Подбор конденсатоотводчиков к емкостным теплообмен-
никам ................................................. 86

6.	Установка конденсатоотводчиков...................... 92

7.	Испытания конденоатоотводчиков в условиях эксплуа-
тации ................................................. 97

8.	Восстановительный ремонт термодинамических конденса-
тоотводчиков ..........................................103

УП.Очистка конденсата от	основных загрязнений ........... 105

I.	Причины коррозии в системе сбора ..... ............ 105
2.	Показатели содержания углекислоты в конденсате . . . 105

3.	Определение величины и меота продувки паропотребите-
ля . . .	   108

4.	Примеры организации продувки теплообменников .... ПО

5.	Аминирование конденсата..........................  119

6.	Применение пленкообразующих аминов.................119

7.	Виды присутствия продуктов коррозии в конденсате. ... 120

8.	Способы очистки конденсата от соединений железа. . . 121

9.	Очистка производственного конденсата от мазута . . . 124

УШ. Составление вариантов системы сбора .................. 127

I.	Общие положения....................................127

2.	Распределение конденсата между ТЭЦ и котельной ... . 128

3.	Станции перекачки конденсата ......................131

Литература . ...........................;..................138

Составители: Н. А. Баранов, Р. Б. Любина, Э. И. Маляр
Ответственный за выпуск Л. Г. Слатина
Редактор И. Н. Белокур
Технический редактор Н. А. Погребная
Корректор Г. Т. Рамазанова

БЫ 61088.Подл.к печ. 16.01.86.Формат 60x84 1/16.Усл.печ.л. 8,14.

Уч.-изд.л. 7,53. Заказ № 914. Тираж 500 экз. Цена I р. 50 к.

Отдел подготовки и издания информационных материалов
Отделения НИИТЭХИМа, г.Черкассы, ул. Шевченко, 205.