Дипломная работа: Проектирование адиабатной выпарной установки термического обессоливания воды

Содержание

Ведение

1. Анализ состояния вопроса и обоснование актуальности темы

1.1 Обзор существующих методов деминерализации и выбор типа установки для получения обессоленной воды

1.2 Выбор типа выпарной установки и их классификация

1.3 Анализ действующей схемы получения деминерализованной воды на АО “Акрон” и возможностей применения схемы с адиабатной выпарной установкой

1.4 Выбор схемы установки

2. Расчёт адиабатной выпарной установки

2.1 Выбор эжектора

2.2 Основные характеристики проектируемой адиабатной выпарной установки

2.3 Тепловой расчёт

2.4 Расчёт количества используемого пара

2.5 Расчёт сепарационного устройства и нахождение ожидаемого качества дистиллята

2.6 Очистка воды от растворённых газов

3. Конструкторский расчёт

3.1 Расчёт регенеративных конденсаторов

3.2 Выбор и расчёт переточных устройств и высоты уровней жидкости в камерах испарения

3.3 Компоновка и основные размеры установки

3.4 Расчёт основных параметров пароструйного эжектора

3.5 Выбор насосов

4. Электротехническая часть

4.1 Общая характеристика

4.2 Выбор электродвигателей

4.3 Расчёт электрических нагрузок

4.4 Выбор коммутирующей аппаратуры и сечения кабелей

4.5 Расчёт токов короткого замыкания

4.6 Проверка выбранного оборудования на действие токов короткого замыкания

4.7 Окончательный выбор коммутирующей аппаратуры, кабелей и проводов

5. Экономическая часть

6. Безопасность жизнедеятельности

7. Экологическая справка

8. Выводы и заключения

Список использованных источников

Приложение А

Введение

Основным направлением экономического и технического развития в настоящее время стал перевод экономики в русло энерго- и ресурсосбережения, включая не только эффективное и рациональное использование топливно-энергетических ресурсов, но и максимальное использование вторичных энергоресурсов (ВЭР), так как этот путь вдвое–втрое более выгодный, чем дополнительная добыча и транспортировка эквивалентного количества топлива. Вторичные энергетические ресурсы – это энергетический потенциал продукции, отходов, побочных и промежуточных продуктов, образующихся в технологических агрегатах, который не используется в самом агрегате, но может быть частично или полностью использован для энергоснабжения других.

В свете указанных задач наибольший интерес с точки зрения энерго- и ресурсосбережения вызывают предприятия химического комплекса. Они превосходит средние показатели промышленности (по данным 1985 г.) по энергоёмкости в 3 раза. При этом следует учитывать, что в химических отраслях потребление топливно-энергетических ресурсов на сырьевые нужды определяется условиями протекания реакций и ожидать его существенного снижения не следует.

Вместе с тем, располагая крупным энергетическим хозяйством, отрасли химического комплекса ежегодно расходуют около 23% промышленного потребления топливно-энергетических ресурсов.

С точки зрения энергопотребления предприятия химической промышленности имеют ряд признаков определяющих их энергоёмкость:

- органичное включение тепловых процессов в основную технологию;

- значительное количество вторичных энергоресурсов, сочетающихся с экологическими загрязнителями;

- крупные водоподготовительные комплексы;

- несовершенство тепломассообменного оборудования.

В то же время, потери энергии в отраслях химического комплекса связаны с технологией её использования.

Вторичные энергоресурсы с высоким температурным потенциалом (жидкости с температурой более 150 ^о С и газы с температурой более 300 ^о С) в большинстве случаев используются. С их помощью производится пар в котлах-утилизаторах, который направляется либо в технологический цикл, либо на привод турбомашин. Низкопотенциальные тепловые потоки используются хуже. Сюда относятся физическая теплота сточных жидкостей, циркулирующих и продукционных потоков, физическая теплота загрязнённого конденсата и отработанного пара, физическая теплота отходящих газов различных технологических печей и агрегатов. Основная причина относительно низкого уровня потребления ВЭР – это малая оснащённость технологических агрегатов освоенным утилизационным оборудованием, отсутствие в ряде случаев технических решений по использованию отдельных видов ВЭР (в основном низко потенциальных), неумение находить потребителей низко потенциальных ВЭР, малоэффективное применение нового и существующего утилизационного оборудования. Например, на агрегатах аммиака большой единичной мощности в атмосферу выбрасывается теплота пара выхлопа приводных турбин и теплота охлаждения газа в процессе его компримирования. Часто низкопотенциальную теплоту несут агрессивные, загрязнённые жидкости и запылённые газы, а её отвод в традиционных теплообменниках затруднён. В целом на предприятиях химического комплекса количество неиспользуемых вторичных энергоресурсов в 1985 году достигало 20 – 25 млн. т. условного топлива (или 580 – 730 млн. ГДж).

С другой стороны важное значение имеет проблема рационального использования водных ресурсов. Острота этой проблемы для предприятий химического комплекса обусловлена не только необходимостью обезвреживания большого количества минерализованных сточных вод и создания малоотходных энерготехнологических циклов с замкнутыми системами водопользования, но и с созданием крупных водоподготовительных комплексов для получения деминерализованных вод. Деминерализованная вода используется в энергетике и промышленности для питания парогенераторов, в различных технологических циклах, умягчённая вода (лишённая солей жесткости) применяется для подпитки теплосетей и водооборотных циклов.

Получение деминерализованных вод может осуществляться на основе любых известных методов деминерализации: физико-химических (электродиализ, обратный осмос, ионный обмен и др.), холодильных (вымораживание на теплопередающей поверхности, под вакуумом, контактное вторичными хладоагентами, кристаллогидратный) и дистилляционных.

В настоящее время обессоленную воду на большинстве крупных предприятий получают с применением метода ионного обмена в специальных ионообменных фильтрах из поверхностных вод, затрачивая при этом большие количества дорогостоящих ионообменных смол и реагентов.

Однако дистилляция, являясь наиболее надёжным и распространённым методом деминерализации, может сегодня рассматриваться как наиболее перспективный способ для получения обессоленной воды. Это объясняется простотой конструктивных решений, высокой производительностью, приемлемой себестоимостью получаемой воды.

Современные дистилляционные опреснительные установки можно разделить на следующие типы: испарительные; мгновенного вскипания (адиабатные); с плёночными аппаратами; с промежуточным теплоносителем; с кипением в псевдоожиженном слое

В аппаратах всех указанных типов можно получать дистиллят высокого качества в необходимом количестве. Однако лишь деминерализация в адиабатных выпарных установках признана наиболее перспективным методом создания крупных деминерализационных установок (с производительностью более 10000 м³ /сутки), поскольку характеризуются высокой энергетической эффективностью, повышенной компактностью, хорошими эксплуатационными показателями, возможностью практической реализации больших мощностей в одной установке, малым накипеобразованием, относительно низкой себестоимостью получаемого дистиллята.

Рассматривая эти две проблемы в едином ракурсе, возникает вопрос о возможности применения дистилляционных опреснительных установок, работающих на вторичных энергоресурсах, для получения деминерализованной воды для нужд предприятий химической промышленности.

При подготовке к дипломному проекту была проделана работа по поиску возможностей для применения дистилляционной опреснительной установки, работающей по принципу мгновенного вскипания, на АО “Акрон”. В ходе обследования некоторых производств указанного химического предприятия (в частности “Аммиак-2”, “Аммиак-3”, “Нитроаммофоска”) и имеющегося комплекса подготовки деминерализованной воды (цех “ХВП”) была определёна конкретная цель проекта – рассмотреть возможность получения обессоленной воды в количестве, необходимом для всего предприятия, в установке мгновенного вскипания, работающей на вторичных низкопотенциальных энергоресурсах. Установка должна иметь производительность по дистилляту 750 м³ /час и обеспечивать качество воды в соответствии с нормами для получения глубокообессоленной воды (ВГО), имеющимися на предприятии. В качестве источника теплоты предлагается использовать низкопотенциальный водяной пар, отработанный в турбинах привода компрессоров и насосов производств аммиака.

Основные задачи проекта: определить количество пара необходимое, для получения указанного количества деминерализованной воды в адиабатной выпарной установке; определить основные параметры установки и процессов; выбрать компоновку и конструкцию аппаратов, их количество; определить экономические показатели предложенной схемы получения обессоленной воды и целесообразность её применения взамен существующей на АО “Акрон”; рассмотреть возможность внедрения установки в действующее производство.

Основные положения дипломного проекта доложены на четвёртой научной конференции кафедры промышленной теплоэнергетики.

1. Анализ состояния вопроса и обоснование актуальности темы

1.1 Обзор существующих методов деминерализации и выбор типа установки для получения обессоленной воды

Получать деминерализованную воду в настоящее время можно в установках использующих любой из известных методов деминерализации. Различают следующие методы:

физико-химические; (электродиализ, обратный осмос, ионный обмен и др.);

холодильные; (вымораживание на теплопередающей поверхности, под вакуумом, контактное вторичными хладоагентами, кристаллогидратный);

дистилляционные.

Остановимся подробнее на каждом из приведённых методов.

Физико-химические способы обработки воды включают в себя следующие методы:

- ионообменный метод;

- опреснение методом гиперфильтрации (обратный осмос);

- электродиализный метод

Ионообменный метод обработки минерализованных вод является на сегодняшний день самым распространенным способом получения технической, питательной и подпиточной воды на предприятиях и энергетических комплексах. Он основан на последовательном осуществлении процессов катионирования и анионирования с использованием зернистых ионообменных материалов. При катионировании, содержащиеся в воде катионы заменяются на ионы H⁺ , Na⁺ , или NH₄ ⁺ , а в процессе анионирования, содержащиеся в воде анионы заменяются на ионы OH^- или Cl^- . Все процессы протекают последовательно в фильтрах, которые разделяются по типу содержащихся в них ионообменных смол на катионитовые (Na-катионитовые и т.д.), анионитовые (OH-анионитовые и т.д.), и фильтры смешанного действия (ФСД); а также на фильтры первой и второй ступени.

При подготовке добавочной воды основных циклов современных энергетических комплексов и технологических аппаратов наиболее широко используется метод обессоливания воды, основанный на последовательном осуществлении процессов H-катионирования и OH-анионирования. В процессе катионирования содержащиеся в воде катионы заменяются на ионы Н⁺ ; в процессе ОН-анионирования содержащиеся в воде анионы заменяются на ионы ОН^- . Взаимодействуя друг с другом, ионы H⁺ и OH^- образуют молекулы H₂ O. Схема H⁺ -OH^- -ионирования представлена на рисунке 1.

Этот метод в настоящее время применяется для получения деминерализованной воды на АО “Акрон”. Однако кроме описанной выше схемы существует множество других, обеспечивающих необходимое качество обрабатываемой воды, которые образуются соединением в определённой последовательности фильтров различного типа. Кроме того, в схему включают декарбонизатор, обеспечивающий удаление образующейся при обработке углекислоты.

Обессоливание воды методом гиперфильтрации (обратного осмоса) основано на прохождении воды через полупроницаемую мембрану, полностью или частично задерживающую молекулы или ионы растворенных веществ под действием давления, превышающего осмотическое.

Движущая сила обратного осмоса – градиент давления DР:

DР = Р – (П₁ – П₂ ),

где Р – рабочее давление обрабатываемой воды;

П1 – осмотическое давление обрабатываемой воды;

П2 – осмотическое давление обработанной воды.

Осмотическое давление зависит от концентрации растворенного вещества и его природы.

Применяют мембраны на полимерной (полиамидной) основе. Мембранная пленка – это активный поверхностный слой толщиной 0,25 – 0,5 мкм, нанесенный на инертную подложку толщиной 100 – 200 мкм.

Различают несколько видов аппаратов для осуществления процессов гиперфильтрации. На рисунке 2 представлена схема аппарата с ячейками тубчато-змеевикового типа.

4 – гидравлическая турбина; 5 – бак.

Рисунок 2 – Схема аппарата Хавенса для осуществления процессов гиперфильтрации

В рассмотренном аппарате полупроницаемая мембрана уложена на внутреннюю поверхность пористых труб из стеклопластика. Осветлённая минерализованная вода прокачивается через секции пористых труб насосом, фильтруется через мембрану и стенку пористой трубы, опресняется и собирается в сборном баке. Рассол, покидающий аппарат, поступает на гидротурбину, где доиспользуется энергия, затрачиваемая на создание начального давления.

Метод электродиализа основан на удалении из воды ионов растворенных солей с помощью электрического поля. Вода, содержащая растворённые соли, является электролитом. Растворы электролитов являются проводниками второго рода – в постоянном электрическом поле катионы раствора движутся к катоду, а анионы – к аноду. В переносе электричества также участвуют образующиеся в результате диссоциации воды ионы Н⁺ и ОН^- . Для предотвращения переноса ионов Н⁺ и ОН^- , образующихся в процессе, электрохимический аппарат (электродиализатор) разделяют на отсеки с помощью специальных селективных катионо- и анионопроницаемых мембран. В крайних камерах помещают катод и анод, изготовленные из инертных материалов. При направленном движении ионов растворённых солей к электродам катионы, встречая на своём пути катионопроницаемую мембрану, свободно проникают через неё. В то же время для анионов эти мембраны представляются практически непроницаемыми. Аналогично происходит движение анионов через анионопроницаемую мембрану, препятствующую одновременно переносу катионов.

Электродиализные аппараты конструируются по типу фильтр-пресса и включаются в схему опреснительных установок последовательно или параллельно в зависимости от условий применения. Эти аппараты состоят из чередующихся обессоливающих и рассольных камер, образованных прокладками-рамками из диэлектрика и отделённых друг от друга ионитными мембранами. Катод и анод аппарата с изолированными тоководами монтируются в торцевых плитах. Схема установки деминерализации с применением электродиализных аппаратов представлена на рисунке 3.

1, 2, 3, 4 – электродиализные аппараты; 5 – угольный фильтр;

6 – механические фильтры.

Рисунок 3 - Принципиальная схема установки обессоливания с применением электродиализных аппаратов

Дистилляция – один из самых эффективных методов переработки, позволяющий получить высокий коэффициент очистки раствора и эффективно сконцентрировать нелетучие примеси в продувочной воде. Кроме того, это один из наиболее старых и распространённых способов получения обессоленной воды из минерализованных вод.

При нагревании водных растворов молекул воды вследствие теплового и колебательного движения приобретают энергию, превышающую силы межмолекулярного притяжения, и выносятся в паровое пространство. Когда давление насыщенного пара воды становится равным внешнему давлению, вода начинает кипеть. Ионы и молекулы примесей воды, находясь в гидратированном состоянии, не имеют такого запаса энергии и попадают в пар в результате растворимости в нем в весьма малом количестве.

Существует большое количество типов дистилляционных аппаратов, на рисунке 4 представлена схема наиболее простой одноступенчатой дистилляционной установки.

1

Рисунок 4. - Принципиальная схема одноступенчатого дистилляционного аппарата

Дистилляционная установка, изображённая на рисунке, состоит из испарителя включающего нагревательный элемент, в который подводится тепло от внешнего источника (чаще всего пар) для испарения минерализованной воды, и конденсатора, охлаждаемого солёной водой. Солёная вода, отбирая в конденсаторе тепло фазового перехода, нагревается. Часть её идёт на подпитку испарителя, а остальное количество сбрасывается. Образовавшийся при кипении рассола в испарителе пар очищается сепарацией от капельного уноса во встроенном устройстве.

Холодильные методы обессоливания основаны на вымораживании молекул вводы из раствора на теплообменной поверхности, с применением холодильных установок. Однако установки, использующие подобные методы обработки воды не нашли широкого применения для получения деминерализованной воды.

Приведём краткие характеристики основных типов установок получения деминерализованной воды.

Сравнивая имеющиеся характеристики различных методов деминерализации приходим к выводу, что на сегодняшний день наиболее приемлемым методом обессоливания воды является дистилляция, как простой и высокопроизводительный метод. В нашем случае этот метод привлекателен ещё и тем, что в выпарных установках можно использовать вторичные энергоресурсы, идея использования которых и является целью дипломного проекта.

Таблица 1 - Сравнительная характеристика наиболее распространённых методов деминерализации

1.2 Выбор типа выпарной установки и их классификация

Процесс выпаривания применяется для достижения различных целей – опреснение воды, разделение смесей, концентрирование растворов и т. д. Отсюда наличие большого числа различных типов и модификаций выпарных установок. Остановимся на опреснительных дистилляционных установках, так как именно они применяются для производства обессоленной (деминерализованной) воды.

Дистилляционные опреснительные установки обладают следующими достоинствами:

1) простотой конструкции;

2) высокой производительностью;

3) хорошим качеством получаемого дистиллята;

4) простотой и высокой надёжностью в эксплуатации;

5) низкой стоимостью получаемой воды;

6) возможностью полной автоматизации процессов;

7) возможностью использования низкопотенциальной теплоты (в том числе и теплоты вторичных энергоресурсов);

8) возможностью многоцелевого использования, включая переработку рассола.

Отталкиваясь от поставленной задачи, в последние годы уделяется большое внимание созданию новых и совершенствованию существующих схем опреснения дистилляцией. Каждая из них характеризуется своими параметрами, схемой организации выпаривания исходной воды, регенерацией теплоты, кратностью концентрирования, связью с циклом технологической установки, конструктивным исполнением, использованием и рядом других признаков.

Классификация современных дистилляционных опреснительных установок может быть проведена по следующим основным признакам:

1) принципу действия – испарительные (поверхностного типа), мгновенного вскипания, с плёночными аппаратами, с промежуточным теплоносителем, контактного типа;

2) гидродинамике режима – с естественной и принудительной циркуляцией исходной воды;

3) способу использования теплоты вторичного пара – с регенерацией и без неё;

4) роду теплоносителей, обогревающих поверхности – с паровым, газовым (горячий газ, продукты сгорания от котлов, печей и других технологических агрегатов), жидкостным (вода, технологические растворы, масло, парафин и др.) и электрическим обогревом;

5) конструктивному исполнению – трубчатые, пластинчатые, спиральные, с ребристой, волнистой и желобообразной поверхностями; вертикальные, горизонтальные и наклонные, одно- и многоступенчатые, однорядные и многорядные, башенного типа;

6) по способу организации движения раствора – проточные и рециркуляционные.

По данным [20] из 664 эксплуатируемых в мире в 1976 году стационарных опреснительных установок 138 были выполнены по схеме с испарением. Дистилляция исходной воды в таких установках протекает путём теплообмена между греющей поверхностью, выполненной в виде трубной змеевиковой батареи, погружённой в большой объём, или прямых трубок с естественным или принудительным движением воды по всему сечению. Процесс парообразования происходит при глубоком вакуумировании всех элементов установки, способствующем снижению накипеобразования.

Позднее была разработана усовершенствованная конструкция опреснительной установки, в которой применены испарительные аппараты с вынесенным кипением и подачей опресняемой воды по прямоточной схеме. В испарительном аппарате подобной конструкции температура поддерживается несколько ниже температуры её кипения в вынесенной зоне, представляющей собой специальный расширитель. Такое решение обеспечивает плавный пуск установки, отсутствие пульсаций, быстрый выход на заданные вакуум и производительность. Установки такого типа работают с устойчивой циркуляцией.

Изучение возможных путей интенсификации процесса теплообмена в опреснительных установках привело к созданию испарительных плёночных аппаратов, с улучшенными массовыми и габаритными характеристиками. Существующие установки такого типа используют вертикально- и горизонтально-трубчатые плёночные теплообменники. Принцип действия испарительных аппаратов таких установок основан на создании различными способами тонкой плёнки опресняемой воды на поверхности нагрева. Организация плёночного движения может достигаться путём струйного орошения поверхности жидкостью, гравитационного её течения или принудительной подачи. Установки, содержащие в своём составе аппараты такого типа, получили название дистилляционных опреснительных установок с испарительными аппаратами с нисходящей или восходящей плёнкой жидкости или испарительными горизонтально-трубчатыми плёночными аппаратами со струйным (напорным) или свободным (безнапорным) орошением теплообменной поверхности.

Находят широкое применение дистилляционные установки контактного типа, в которых теплоноситель непосредственно контактирует с исходной жидкостью без поверхности теплообмена.

К числу дистилляционных опреснительных установок относятся и установки с промежуточным теплоносителем, процесс дистилляции в которых происходит за счёт взаимодействия поступающей на опреснение воды и нагретых до соответствующей температуры углеводородов или их смесей, не вступающих в реакцию с водой и способных в последующем легко разлагаться.

И, наконец, наибольшее количество проектируемых, строящихся и действующих установок используют испарительные устройства, опреснение исходной воды в которых производится по принципу мгновенного вскипания. В таких установках горячая жидкость (речная вода или промышленные стоки) поступают в камеру испарения, где поддерживается низкое давление (вакуум). Вакуум соответствует температуре насыщения, которая несколько ниже температуры поступающей жидкости. За счёт скрытой теплоты парообразования происходит вскипание, как с поверхности жидкости, так и с поверхности струй и капель, образующихся при подводе её в камеру испарения. Над камерой испарения располагается конденсатор-охладитель пара, образовавшегося в процессе мгновенного вскипания. Само название «мгновенное» вскипание свидетельствует о том, что процесс парообразования происходит практически одновременно с поступлением жидкости в камеру испарения. Процесс в испарительной части аппарата протекает адиабатно, без подвода тепла извне. Отсюда название – адиабатная выпарная установка. Установки этого типа характеризуются высокой производительностью, малым накипеобразованием, низкой стоимостью вырабатываемого дистиллята.

Приведём краткие характеристики основных типов выпарных аппаратов.

Таблица 2 - Сравнительные характеристики выпарных аппаратов различного типа.

Анализируя приведённые характеристики, следует отметить, что при всех прочих равных условиях необходимо учитывать и затраты на эксплуатацию установки.

Рассмотрение различных типов технологических схем показывает, что наибольшей тепловой и экономической эффективностью обладают схемы с аппаратами мгновенного вскипания. Это связано в первую очередь с тем, что в качестве греющего теплоносителя здесь может быть использовано “бросовое” тепло, т. е. низкопотенциальные вторичные энергоресурсы. Причём, нижним пределом температуры греющего теплоносителя, которого ещё можно использовать, является 60 – 80 ^о С. В нашей установке предполагается использовать водяной пар, отработанный в турбинах приводов компрессоров и насосов, с температурой 70 – 80 ^о С. По капитальным затратам многоступенчатая установка мгновенного вскипания примерно на 20% дешевле установки с плёночными аппаратами [8], а показатель использования греющего пара несколько выше, что характеризуется более высокой допустимой кратностью концентрирования. К тому же, деминерализация в адиабатных выпарных установках признана наиболее перспективным методом создания крупных деминерализационных установок (с производительностью более 10000 м³ /сутки), поскольку характеризуются высокой энергетической эффективностью, повышенной компактностью, хорошими эксплуатационными показателями, возможностью практической реализации больших мощностей в одной установке.

Актуальность применения именно установок мгновенного вскипания доказывается ещё и тем, что в последнее время ряд предприятий освоили серийный выпуск подобных аппаратов

1.3 Анализ действующей схемы получения деминерализованной воды на АО “Акрон” и возможностей применения схемы с адиабатной выпарной установкой

По имеющимся на предприятии данным потребность АО “Акрон” в деминерализованной воде составляет примерно 750 м³ /час. В настоящее время необходимое количество воды получают в цехе химводоподготовки (ХВП) методом ионного обмена с применением схемы Н-ОН - ионирования. Действующие схемы получения и потребления воды на АО “Акрон” представлены на рисунках 5 и 6.

Имеющаяся схема обеспечивает качественное бесперебойное снабжение производств водой необходимого качества. Согласно регламентам предприятия показатели качества глубоко обессоленной воды (ВГО) составляют:

- PH – 6,0-7,5;

- Жёсткость общая – 0,002 мгэкв/л;

- Удельная электропроводность – не более 1,0 мкСим/см;

- Железо – не более 0,02 мг/л;

- Содержание кремнезема в пересчёте на SiO₂ – не более 0,05 мг/л;

- Хлор Cl – отсутствует;

- Окисляемость перманганатная – не более 1,0 мгO₂ /л;

- Аммиак NH₃ – не более 2,0 мг/л.

Надо отметить, что имеющаяся схема подготовки воды предполагает значительные затраты, связанные с необходимостью в ионообменных смолах и химических реагентах для регенерации фильтров. В связи с чем себестоимость обессоленной воды получается достаточно высокой.

В связи с этим возникает потребность в разработке схемы получения деминерализованной воды, которая по своим основным показателям способна служить заменой существующего водоподготовительного комплекса и при этом иметь более низкую себестоимость дистиллята. К основным показателям мы относим производительность, надёжность и качество получаемого дистиллята.

1.4 Выбор схемы установки

В адиабатных выпарных установках деминерализация вод осуществляется путём испарения перегретой жидкости в камере, давление в которой ниже давления насыщения, соответствующего температуре жидкости, поступающей в камеру. Таким образом, процесс испарения происходит не на поверхностях нагрева (как в традиционных выпарных установках), а в объёме камер испарения под вакуумом.

К основным рабочим процессам, происходящим в адиабатных выпарных установках, относятся: вскипание жидкости в камерах испарения, конденсация пара и нагрев жидкости в конденсаторах-регенераторах и головном подогревателе. Осуществляются процессы теплопередачи через поверхность теплообмена. При вскипании жидкости происходит унос капельной влаги, которая отделяется от пара в сепарационном объёме камер испарения и специальных сепараторах. В элементах установки протекают процессы отложения накипи, коррозии.

Для создания вакуума и обеспечения высоких коэффициентов теплопередачи в конденсаторах осуществляется оттяжка неконденсирующихся газов.

На практике используются различные виды адиабатных выпарных установок. Согласно классификации [14] различаются:

1. По числу ступеней испарения – одно- и многоступенчатые.

2. По способу организации движения раствора – проточные и рециркуляционные.

3. По используемому первичному теплоносителю – установки с паровым, газовым, жидкостным, а также с электрическим обогревом.

4. По способу соединения групп конденсаторов по воде – установки с последовательным соединением и параллельным.

5. По количеству контуров рециркуляции – одноконтурные и многоконтурные.

6. По количеству каскадов – однокаскадные и каскадные (то есть многокаскадные).

7. По промежуточному теплоносителю – установки с одним или несколькими газовыми, жидкостными (гидрофобными) промежуточными теплоносителями, а также теплоносителем в виде твёрдых частиц.

8. По способу подвода теплоты – установки с подводом теплоты через поверхность, контактным способом, через промежуточный теплоноситель.

Кроме этого, установки мгновенного вскипания классифицируются по способам отвода теплоты в окружающую среду, регенерации энергии и другим признакам.

Отвод теплоты в окружающую среду в адиабатных выпарных установках производится следующими способами: с охлаждающей конденсаторы водой, с концентрированным раствором и дистиллятом.

Осуществляется регенерация теплоты паров, образующихся при испарении раствора и дистиллята, для нагрева раствора, охлаждающего конденсаторы, и предварительного нагрева исходного раствора. Применяются также установки без регенерации.

Схемы основных типов адиабатных выпарных установок приведены на рисунке 7.

1) – одноступенчатая; 2) – рециркуляционная; 3) – многоконтурная;4) – каскадная

Рисунок 7 - Схемы установок мгновенного вскипания

В адиабатных выпарных установках реализуются различные способы оттяжки парогазовой смеси: с параллельным, последовательным и параллельно-последовательным отводом. На рисунке 9 представлены различные варианты схем оттяжек: на конденсатор (или эжектор) с перепуском парогазовой смеси во всех ступенях испарения установки; с оттяжками из всех ступеней без перепусков; с перепусками газов между всеми ступенями и оттяжкой из последней; с перепусками газов между всеми ступенями и их оттяжкой из последней и первой (где велика деаэрация жидкости); с перепусками между ступенями и оттяжками из последней и одной или нескольких промежуточных и т. д.

1- конденсатор-пароохладитель; 2 – поддон; 3 – камера испарения;

4 - конденсатор; 5 – вакуум-насос.

Рисунок 9 - Схема оттяжек и перепусков парогазовой смеси в адиабатных выпарных установках

В промышленности используются различные конструкции установок мгновенного вскипания. Применяются конструкции с совмещением ступеней испарения в одном корпусе и выполнением их в виде отдельных аппаратов.

Наиболее широко используются установки со встроенными конденсаторами-пароохладителями и головными подогревателями поверхностного типа. Применяются рифлёные трубки для изготовления поверхностей нагрева, что существенно интенсифицирует теплопередачу. Широко используются жалюзийные сепараторы.

К числу основных элементов установок мгновенного вскипания относятся камеры испарения, конденсаторы-пароохладители, сепараторы, поддоны для сбора дистиллята, головной подогреватель. Кроме того, в число элементов установки входят вспомогательные теплообменники и конденсаторы (для конденсации паров, поступающих на оттяжку), насосы, эжекторы, вакуум-насосы.

Современные технологические схемы адиабатных выпарных установок выполняются многоступенчатыми. Это связано с тем, что при мгновенном вскипании воды в отдельной ступени температура проходящего через неё предварительно нагретого рассола понижается незначительно и при одноступенчатом испарении для обеспечения заданной производительности потребуется подать на опреснение большое количество исходной воды, а теплоту рассола потерять при этом безвозвратно.

Многоступенчатая конструкция опреснительной установки мгновенного вскипания влияет на удельный расход теплоты. Согласно [20] с повышением числа ступеней значение удельного расхода теплоты уменьшается, чем и объясняется имеющаяся тенденция к увеличению числа ступеней установок большой производительности.

К числу основных параметров и характеристик дистилляционной опреснительной установки относят предельную температуру исходной воды в первой и последней ступенях и определяющие их значение давления и температуры греющей среды, температурный напор и подогрев воды по ступеням, производительность установки и число ступеней в ней, а также допустимая степень концентрирования исходной воды. Правильный выбор параметров установки позволит в значительной степени сократить стоимость её строительства.

Учитывая имеющиеся данные и рекомендации источников, выбираем для проектирования схему двухконтурной многоступенчатой адиабатной выпарной установки с регенерацией теплоты вторичного пара.

2. Расчёт адиабатной выпарной установки

2.1 Выбор эжектора

2.1.1 В качестве основного греющего пара в установке используем низкопотенциальный водяной пар, отработанный в турбинах привода основного оборудования производств аммиака, с параметрами на выходе P_вак =69,8 – 53,2 кПа и t=63 – 80 ^о C.

Для повышения потенциала греющего пара устанавливается пароструйный эжектор. Это позволит повысить температуру используемого пара с 70 ^о С до 100-101 ^о С. Тем самым удастся увеличить температурный перепад в ступенях установки адиабатного вскипания, что приведёт к снижению расхода воды, поступающей на испарение, охлаждающей воды и уменьшению капитальных затрат.

Принимаем в качестве рабочего пар 40 из общезаводской сети с параметрами P=4,0 МПа и t=375 ^о С. В месте с тем, рассмотрим возможность работы эжектора на паре других параметров, а именно: пар 10 (P=1 МПа и t=230 ^о С) и пар 27 (P=2,4 МПа и t=280 ^о С).

2.1.2 Найдём значения коэффициентов эжекции при использовании рабочего пара различных параметров

2.1.3 Исходные данные для расчёта

2.1.3.1 Температура рабочего пара t_р =375^о C (230 ^о С и 280 ^о С).

2.1.3.2 Давление рабочего пара Р_р =4,0 МПа (0,98 МПа и 2,4 МПа).

2.1.3.3 Температура эжектируемого пара t_н =70^о С.

2.1.3.4 Давление эжектируемого пара P_н =3,1161´10⁴ Па.

2.1.3.5 Температура смеси на выходе t_с =101^о С.

2.1.3.6 Давление смеси на выходе Р_с =0,0981МПа=1ата.

2.1.4 Для заданных параметров сред найдём по таблицам 2-1 и 2-3 [18] значения энтальпий h

h_р ⁴⁰ = 3158,8 кДж/кг; h_р ²⁷ =2966,9 кДж/кг; h_р ¹⁰ = 2897,9 кДж/кг;

h_н =2626,8 кДж/кг;

h_c =2680,7 кДж/кг.

2.1.5 По формуле (2-29) [23] определим величину коэффициента инжекции u для случая использования пара 40

принимаем коэффициент инжекции равный u=9.

2.1.6 Уточним значение энтальпии смеси на выходе из эжектора h_с ^д по формуле (2-29) [23]

2.1.7 Аналогично находим значения коэффициентов эжекции для случаев применения в качестве рабочего пара 10 и пара 27 и при заданных параметрах эжектируемого пара и получаемой смеси. Полученные результаты представлены в таблице 3.

Таблица 3 - Коэффициент эжекции пароструйного эжектора при различных параметрах рабочего пара

2.2 Основные характеристики проектируемой адиабатной выпарной установки

2.2.1 Для улучшения характеристик установки принимаем температуру воды поступающей на испарение на выходе из головного подогревателя равной t₁ =100 ^о С. Согласно рекомендациям [20] на стр. 107 температуру рассола на выходе из последней ступени принимают равной 35 – 40 ^о С. Исходная вода на установку подается после предочистки из корпуса 174 с температурой t_исх =30 ^о С.

Распределение располагаемого температурного напора по ступеням предполагаем равный, как технологически наиболее выгодный [27]. Кратность концентрирования в установке принимается равной 3 [20].

Общее количество ступеней установки делим на два контура [20]. Первый контур состоит из ступеней отвода теплоты, в которых теплота конденсации образующегося пара передаётся охлаждающей воде; второй представляет собой ряд ступеней регенерации, где теплота воспринимается нагреваемым рассолом. Согласно [20] число ступеней в первом контуре принимается равным трём, так как увеличение числа ступеней ведёт к потере теплоты со сбрасываемой водой. Оптимальное же число ступеней, входящих в регенеративный контур, чаще всего равно 5 – 6, что связано с расположением конденсаторов в корпусах. Основываясь на имеющихся данных число ступеней в установке принимается равным 9.

Для предотвращения накипеобразования на поверхностях теплообмена в циркулирующий рассол добавляется антинакипин в количестве до 10 мг/л в зависимости от типа.

Установка имеет горизонтальную компоновку и устанавливается в помещении. Это позволит защитить выпарные аппараты от воздействия внешней среды и обеспечить необходимый температурный режим.

2.3 Тепловой расчёт

2.3.1 Исходные данные теплового расчёта

2.3.1.1 Число ступеней испарения N=9 шт.;

2.3.1.2 Производительность по дистилляту G_д =750 т/час=208,3 кг/с;

2.3.1.3 Общее солесодержание исходной воды bисх=300 мг/кг;

2.3.1.4 Температура греющего пара t_г.п. =101 ^о С;

2.3.1.5 Температура рассола, поступающего в первую ступень установки (после головного подогревателя) t₁ =100 ^о С;

2.3.1.6 Температура исходной осветлённой воды (летний режим) t_исх. =30 ^о С;

2.3.1.7 Температура кипения раствора в последней ступени (принимается по технико-экономическим показателям) tк=40 ^о С;

2.3.1.8 Температура воды водооборотного цикла составляет: подающей t_охл1 =28 ^о С и обратной t_охл2 =35 ^о С.

2.3.1.9 Нагрузка 1 м² поверхности камеры испарения s_S =0,85 кг/м² .

2.3.2 Определим расход рассола, поступающего в первую камеру испарения G

где r_ср = 2331,85 кДж/кг – средняя теплота парообразования в установке;

С_ср =4,198 кДж/кг*К – средняя теплоёмкость воды, поступающей на испарение по таблице 2-8 [18];

Kот = 1% – коэффициент, учитывающий величину оттяжек парогазовой смеси из камер испарения по рекомендациям на стр. 184 [14].

2.3.2 Средний температурный напор между ступенями Dt

2.3.3.1 В первой ступени t_к1 =t₁ -Dt=100-6,67=93,33 ^о С;

2.3.3.2 Во второй ступени t_к2 =t_к1 -Dt=93,33-6,67=86,66 ^о С;

2.3.3.1 В третьей ступени t_к3 =t_к2 -Dt=86,66-6,67=79,99 ^о С;

2.3.3.1 В четвёртой ступени t_к4 =t_к3 -Dt=79,99-6,67=73,32 ^о С;

2.3.3.1 В пятой ступени t_к5 =t_к4 -Dt=73,32-6,67=66,65 ^о С;

2.3.3.1 В шестой ступени t_к6 =t_к5 -Dt=66,65-6,67=59,98 ^о С;

2.3.3.1 В седьмой ступени t_к7 =t_к6 -Dt=59,98-6,67=53,31 ^о С;

2.3.3.1 В восьмой ступени t_к8 =t_к7 -Dt=53,31-6,67=46,64 ^о С;

2.3.3.1 В девятой ступени t_к9 =t_к8 -Dt=46,64-6,67=40 ^о С.

2.3.4 Найдём количество выпаренной воды по ступеням G_i

2.3.4.1 В первой ступени G₁

где С₁ =4,205 кДж/кг*К – изобарная теплоёмкость воды при температуре кипения в первой ступени по таблице 2-4 [18];

r₁ =2274,7 кДж/кг – удельная теплота парообразования при температуре в первой камере испарения по таблице 2-1 [18].

2.3.4.2 Во второй ступени G₂

2.3.4.3 В третьей ступени G₃

2.3.4.4 В четвёртой ступени G₄

2.3.4.5 В пятой ступени G₅

2.3.4.6 В шестой ступени G₆

2.3.4.7 В седьмой ступени G₇

2.3.4.8 В восьмой ступени G₈

2.3.4.9 В девятой ступени G₉

2.3.4.10 Количество пара на оттяжку, поступающего в конденсатор теплоиспользующих ступеней G_от ^’

2.3.4.11 Количество пара на оттяжку, поступающего в конденсатор теплоотводящих ступеней G_от ^”

2.3.5 Определим температуру вторичного пара по ступеням установки ts_i с учётом величины физико-химической D₁ ^’ , гидростатической D₁ ^” и гидродинамической депрессий D₁ ^’’’

2.3.5.1 В первой ступени ts₁

ts₁ =t_к1 -D₁ ^’ -(D₁ ^” -D₁ ^’’’ )=93,33-0,4-0,4=92,53 ^о С;

где D₁ ^’ =0,4 ^о С – физико-химическая температурная депрессия, вычисленная по формуле на стр. 95 [20] (одинаковая для всех ступеней испарения)

где bср=0,04% - средняя концентрация рассола в установке;

D₁ ^” -D₁ ^’’’ =0,4 ^о С – сумма гидростатической и гидродинамической депрессий в первом аппарате по рекомендациям [20] на стр. 96.

2.3.5.2 Во второй ступени ts₂

ts₂ =t_к2 -D₂ ^’ -(D₂ ^” -D₂ ^’’’ )=86,66-0,4-0,6=85,66 ^о С;

где D₂ ^” -D₂ ^’’’ =0,6 ^о С - сумма гидростатической и гидродинамической депрессий во втором аппарате по рекомендациям [20] на стр. 96.

2.3.5.3 В третьей ступени ts₃

ts₃ =t_к3 -D₃ ^’ -(D₃ ^” -D₃ ^’’’ )=79,99-0,4-0,8=78,79 ^о С;

где D₃ ^” -D₃ ^’’’ =0,8 ^о С - сумма гидростатической и гидродинамической депрессий во втором аппарате по рекомендациям [20] на стр. 96.

2.3.5.4 В четвёртой ступени ts₄

ts₄ =t_к4 -D₄ ^’ -(D₄ ^” -D₄ ^’’’ )=73,32-0,4-1,0=71,92 ^о С;

где D₄ ^” -D₄ ^’’’ =1,0 ^о С - сумма гидростатической и гидродинамической депрессий во втором аппарате по рекомендациям [20] на стр. 96.

2.3.5.5 В пятой ступени ts₅

ts₅ =t_к5 -D₅ ^’ -(D₅ ^” -D₅ ^’’’ )=66,65-0,4-1,2=65,05 ^о С;

где D₅ ^” -D₅ ^’’’ =1,2 ^о С - сумма гидростатической и гидродинамической депрессий во втором аппарате по рекомендациям [20] на стр. 96.

2.3.5.6 В шестой ступени ts₆

ts₆ =t_к6 -D₆ ^’ -(D₆ ^” -D₆ ^’’’ )=59,98-0,4-1,4=58,18 ^о С;

где D₆ ^” -D₆ ^’’’ =1,4 ^о С - сумма гидростатической и гидродинамической депрессий во втором аппарате по рекомендациям [20] на стр. 96.

2.3.5.7 В седьмой ступени ts₇

ts₇ =t_к7 -D₇ ^’ -(D₇ ^” -D₇ ^’’’ )=53,31-0,4-1,6=51,31 ^о С;

где D₇ ^” -D₇ ^’’’ =1,6 ^о С - сумма гидростатической и гидродинамической депрессий во втором аппарате по рекомендациям [20] на стр. 96.

2.3.5.8 В восьмой ступени ts₈

ts₈ =t_к8 -D₈ ^’ -(D₈ ^” -D₈ ^’’’ )=46,64-0,4-1,8=44,44 ^о С;

где D₈ ^” -D₈ ^’’’ =1,8 ^о С - сумма гидростатической и гидродинамической депрессий во втором аппарате по рекомендациям [20] на стр. 96.

2.3.5.9 В девятой ступени ts₉

ts₉ =t_к9 -D₉ ^’ -(D₉ ^” -D₉ ^’’’ )=39,97-0,4-2,0=37,57 ^о С;

где D₉ ^” -D₉ ^’’’ =2,0 ^о С - сумма гидростатической и гидродинамической депрессий во втором аппарате по рекомендациям [20] на стр. 96.

2.3.5.10 Определим среднюю температуру пара на оттяжку, поступающего в конденсатор из теплоиспользующих ступеней t_{S ср1}

2.3.5.11 Определим среднюю температуру пара на оттяжку, поступающего в конденсатор из теплоиспользующих ступеней t_{S ср2}

2.3.6 Находим количество оборотной воды, необходимое для конденсации паров парогазовой смеси оттяжек в каждом из конденсаторов

2.3.6.1 Количество оборотной воды, подаваемое в конденсатор теплоиспользующих ступеней G_охл1

где r_ср1 =2320,4 кДж/кг – удельная теплота парообразования при средней температуре пара поступающего в конденсатор по таблице 2-1 [18];

С_охл.ср =4,179 кДж/кг´К – теплоёмкость охлаждающей воды при средней температуре по таблице 2-8 [18].

2.3.6.2. Количество охлаждающей воды, подаваемое в конденсатор теплоотводящих ступеней G_охл2

где r_ср1 =2395,8 кДж/кг – удельная теплота парообразования при средней температуре пара поступающего в конденсатор по таблице 2-1 [18];

2.3.7 По температуре насыщения по таблице 2-1 [18] определим удельные теплоты парообразования в каждой ступени r_i

r₁ =2276,8 кДж/кг;

r₂ =2294,5 кДж/кг;

r₃ =2311,9 кДж/кг;

r₄ =2329,0 кДж/кг;

r₅ =2346,1 кДж/кг;

r₆ =2362,9 кДж/кг;

r₇ =2379,5 кДж/кг;

r₈ =2395,8 кДж/кг;

r₉ =2406,5 кДж/кг.

2.3.7 Рассмотрим несколько вариантов тепловой схемы установки

2.3.7.1 Первый вариант

2.3.7.1.1 В схеме ступени разделены на два контура: шесть – теплоиспользующие и три – теплоотводящие. Конденсация пара в последних трёх ступенях осуществляется оборотной водой. Кроме того, для снижения расхода охлаждающей воды в седьмую и восьмую ступени заводится рассол из последней ступени испарения, а исходная вода перед подачей на испарение нагревается в теплоотводящих ступенях. Кратность концентрирования в данной схеме принимаем по рекомендациям на стр. 85 [20] a=3.

2.3.7.1.1. По тепловой схеме составляем материальные балансы потоков с учётом известной величины кратности концентрирования

2.3.7.1.2 Из совместного решения уравнений (2.39) и (2.41) находим величину расхода продувочной воды G_пр

2.3.7.1.3 Тогда расход исходной воды G_исх

2.3.7.1.5 Удельная производительность установки по дистилляту d

2.3.7.1.6 Общее солесодержание продувочной воды bк

bк=bисх´a=300´3=900 мг/кг.

2.3.7.1.7 Определим количество охлаждающей воды, необходимое для обеспечения конденсации пара в теплоотводящих ступенях G_охл

2.3.7.1.7.1 Находим количество теплоты, которое необходимо отвести в конденсаторах-пароохладителях каждой из трёх теплоотводящих ступеней

2.3.7.1.7.1.1 Количество теплоты, которое необходимо отвести в седьмой ступени Q₇

2.3.7.1.7.1.2 Количество теплоты, отводимое в восьмой ступени Q₈

2.3.7.1.7.1.3 Количество теплоты, отводимое в девятой ступени Q₉

где G_р =1740 кг/с – расход рассола на выходе из последней камеры испарения;

h^’ ₇ =192,53 кДж/кг и h^’ _к =167,45 кДж/кг – соответственно энтальпии рассола на выходе из конденсатора-пароохладителя седьмой ступени и на выходе из камеры испарения девятой ступени.

2.3.7.1.7.3 Найдём количество теплоты отбираемое в седьмой и восьмой ступенях исходной водой Q^и.в.

где h^и.в.’ ₉ =147,81 кДж/кг – энтальпия исходной воды при температуре на выходе из девятой ступени t^и.в. ₉ =35,3 ^о С, найденной из условия равного перепада температур между ступенями охлаждения Dt_и.в. =(t_в7 -t_исх )/3=(46-30)/3=5,3 ^о С.

2.3.7.1.7.4 С учётом найденных величин, определим количество оборотной воды, необходимое для полной конденсации пара в седьмой и восьмой ступенях G_{охл 7,8} , предполагая независимую её подачу в девятую ступень

где С_охл.ср. =4,179 кДж/кг´К – истинная изобарная теплоёмкость охлаждающей воды при средней её температуре t_в.ср. =(t_охл2 +t)/2 =(40+25)/2=32,5 ^о С во втором контуре установки по таблице 2-4 [18].

2.3.7.1.7.5 Определим количество теплоты, отбираемое исходной водой в девятой ступени Q^и.в. ₉

где h_исх ^’ =125,66 кДж/кг– энтальпия исходной воды по таблице 2-1 [18].

2.3.7.1.7.6 Тогда количество оборотной воды, необходимое для конденсации паров в девятой ступени составит G_охл9

2.3.7.1.7.7 Суммарное количество охлаждающей воды, которое необходимо подать в теплоотводящие ступени составит G_охл ^т

G_охл ^т =G_охл7,8 +G_охл9 =1715,6+1601,2=3316,8 кг/с.

2.3.7.1.7.8 Общее количество оборотной воды с учетом охлаждения конденсаторов составит G_{охл S}

G_{охл S} =G_охл ^т +G_охл1 +G_охл2 =3316,8+112,1+55,9=3484,8 кг/с.

2.3.7.1.8 Найдём температуру воды на выходе из каждой ступени конденсатора t_{в i} , учитывая, что первые шесть ступеней охлаждаются водой, поступающей на опреснение, а последние три – оборотной водой, циркулирующим рассолом и исходной водой.

2.3.7.1.8.1 Температура охлаждающего рассола на выходе из шестой ступени составляет t_в6

где С_ср =4,190 кДж/кг – истинная изобарная теплоёмкость воды при средней температуре поступающего на опреснение рассола по таблице 2-4 [18].

2.3.7.1.8.2 Температура охлаждающего рассола на выходе из пятой ступени составляет t_в5

2.3.7.1.8.4 Температура рассола на выходе из третей ступени t_в3

2.3.7.1.8.5 Температура охлаждающего рассола на выходе из второй ступени t_в2

2.3.7.1.8.6 Температура охлаждающего рассола на выходе из первой ступени t_в1

где h_п ^’’ =2684,1 кДж/кг – энтальпия насыщенного пара, подаваемого в головной подогреватель, при температуре t_п =105 ^о С по таблице 2-1 [18],

h_п ^’ =440,17 кДж/кг – энтальпия конденсата при температуре в подогревателе.

2.3.7.1.10 Удельный расход теплоты составит dт

2.3.7.2 Второй вариант

2.3.7.2.1 Схема предполагает последовательное включение по исходной воде всех девяти ступеней. Исходная вода смешивается с циркуляционной и подаётся в конденсатор-пароохладитель девятой ступени.

2.3.7.2.2 Задаваясь температурой воды на входе в первый конденсатор-пароохладитель t_вх1 =32,5^о С по формуле (3-38) [8] найдём величину отношения G_цирк /G

2.3.7.2.3 Тогда расход циркулирующей воды составит G_цирк

G_цирк =0,25*G=0,25*1950,5=487,6 кг/с.

2.3.7.2.4 По материальному балансу схемы определим расход исходной воды G_исх

G_исх =G-G_цирк =1950,5-487,6=1462,9 кг/с.

2.3.7.2.5 Тогда расход продувочной воды составит G_прод

G_прод =G-G*(1-Кот)-G_цирк =1950,5-208,3*(1+0,01)-487,6=1252,5 кг/с.

2.3.7.2.5 Кратность концентрирования a

2.3.7.2.6 Общее солесодержание продувочной воды bк

bк=a´bисх=1,2´300=360 мг/кг.

2.3.7.2.7 Кратность циркуляции К_ц

2.3.7.2.8 Удельная производительность установки по дистилляту d

2.3.7.2.9 Найдём температуру воды, поступающей на испарение, на выходе из каждой ступени конденсаторов t_{в i} ,

2.3.7.2.9.2 Температура воды на выходе из восьмой ступени t_в8

2.3.7.2.9.6 Температура воды на выходе из четвёртой ступени t_в4

2.3.7.2.9.8 Температура воды на выходе из второй ступени t_в2

2.3.7.2.9.9 Температура воды на выходе из первой ступени t_в1

2.3.7.2.10 Найдём количество пара, подаваемого в головной подогреватель G_п

где h_п ^’’ =2684,1 кДж/кг – энтальпия насыщенного пара, подаваемого в головной подогреватель, при температуре t_п =105 ^о С по таблице 2-1 [18],

h_п ^’ =313,94 кДж/кг – энтальпия конденсата при температуре в подогревателе.

2.3.7.2.11 Удельный расход теплоты составит dт

2.3.7.3 Третий вариант схемы, предполагающий последовательно подавать в конденсаторы-пароохладители исходную воду и смешивать её с циркуляционной перед подачей с головной подогреватель, изначально представляется нефункциональным. Это связано с тем, что количество исходной воды оказывается не достаточным для конденсации паров в ступенях установки при любой степени концентрирования.

2.3.8 Результаты расчётов сводим в таблицу 4

Таблица 4 - Сравнительные характеристики вариантов схем

2.3.9 Проанализируем полученные результаты:

При использовании первого варианта тепловой схемы потребуется водооборотный цикл с объёмом циркулирующей воды ~ 3320 кг/с или 11940 т/час.

Во втором случае имеем большой тепловой поток в виде продувочной воды с температурой t_к =40 ^о С в количестве 1252,5 кг/с или 4510 т/час с повышенным солесодержанием, которое необходимо каким-то образом утилизировать или непосредственно сбрасывать в канализацию. Надо отметить, что во второй схеме величина недогрева охлаждающей воды в конденсаторах ступеней мала, что негативно сказывается на степени конденсации паров.

Тепловая эффективность обоих схем, выраженная в виде удельного расхода теплоты dт, примерно одинаковая и в случае использования в качестве основного греющего пара - отработанного пара турбин приводов силового оборудования, не является определяющей величиной.

Основываясь на этих данных, принимаем к расчёту схему с тремя теплоотводящими ступенями. Её применение позволит значительно сократить расход воды на подпитку установки и продувочной воды, сбрасываемой в промливневую канализацию. Кроме того, за счёт более низкой температуры охлаждающей воды в последних ступенях удастся добиться более глубокого вакуума, более качественной конденсации пара и сократить площади поверхностей теплообмена конденсаторов.

2.3.10 Найдём температурный перепад в ступенях, как среднелогарифмический по формуле (3-93) [20] Dt_{ср i}

2.3.10.1 Среднелогарифмический перепад в первой ступени Dt_ср1

2.3.10.3 Среднелогарифмический перепад в третей ступени Dt_ср3

2.3.10.4 Среднелогарифмический перепад в четвёртой ступени Dt_ср4

2.3.10.5 Среднелогарифмический температурный перепад в пятой ступени Dt_ср5

2.3.10.6 Среднелогарифмический перепад в шестой ступени Dt_ср6

2.3.10.7 Определим температурный перепад в седьмой ступени

где t_р7 =t_в7 =46 ^о С – температура рассола на выходе из седьмой ступени;

t_р8 =43 ^о С – температура рассола на выходе из конденсатора-пароохладителя восьмой ступени.

2.3.10.7.2 Температурный перепад между исходной водой и вторичным паром в седьмой ступени составляет Dt_и.в.7

где t_исх8 =40,67 ^о С – температура исходной воды на выходе из восьмой ступени, вычисленная из условия равенства перепада температур по всем трём теплоотводящим ступеням D_и.в. =(t_в7 -t_исх )/3=946-30)/3= 5,33 ^о С.

2.3.10.7.3 Среднелогарифмический температурный перепад между оборотной водой и вторичным паром составит Dt_охл.7

2.3.10.7.4 Тогда средний температурный перепад в ступени составит Dt_ср7

2.3.10.8 Определим величину температурного перепада в восьмой ступени

где t_к =40 ^о С – температура рассола на выходе из последней ступени.

2.3.10.8.2 Температурный перепад между исходной водой и вторичным паром в восьмой ступени составляет Dt_и.в.8

где t_исх9 =35,33 ^о С – температура исходной воды на выходе из конденсатора девятой ступени.

2.3.10.8.4 Тогда средний температурный перепад в ступени составит Dt_ср8

Х.10.9 Определим величину температурного перепада в девятой ступени

2.3.10.9.1 Температурный перепад между исходной водой и вторичным паром в девятой ступени составляет Dt_и.в.9

2.3.10.9.2 Среднелогарифмический температурный перепад между оборотной водой и вторичным паром составит Dt_охл.9

2.3.10.9.3 Средний температурный перепад в ступени составляет Dt_ср9

2.3.10.10 Определим средний температурный перепад в конденсаторе паро-воздушной смеси из теплоотводящих ступеней Dt_ср ^”

где t_{S г.п.} =101^о С – температура насыщения греющего пара.

2.3.11 Вычислим средний температурный перепад в теплоиспользующих ступенях установки Dt_{ср1 å}

2.3.12 Найдём количество теплоты, переданное воде, поступающей на испарение, в конденсаторах-пароохладителях теплоиспользующих ступеней Q¹ _т

где i_в1 ^’ =385,44 кДж/кг – энтальпия воды при её температуре на выходе из первой ступени (перед подачей в головной подогреватель) по таблице 2-1 [18];

i_к ^’ =192,53 кДж/кг – энтальпия воды на входе в шестую ступень (вода при температуре на выходе из седьмой ступени t_к =46 ^о С) по таблице 2-1 [18].

2.3.13 Среднее количество теплоты, передаваемое воде, поступающей на испарение, в теплоиспользующих ступенях Q¹ _ср

2.3.14 По таблице 4-6 [1] выбираем средний коэффициент теплоотдачи при конденсации пара на горизонтальных трубах с учётом неконденсируемых газов про вакуумметрическом давлении k_к1 = 3500 Вт/(м² ´К).

2.3.15 По найденным величинам найдём среднюю площадь теплопередающей поверхности одного конденсатора-пароохладителя F_{к ср}

2.3.16 Зная количество теплоты передаваемое в конденсаторах-пароохладителях теплоотводящих ступеней и средние температурные напоры найдём площади теплопередающих поверхностей F_{ср i}

2.3.16.1 По таблице 4-6 [1] принимаем средний коэффициент теплоотдачи при конденсации пара в теплоотводящих ступенях k_кср =2000 Вт/(м² ´К).

2.3.16.2 Площадь теплопередающей поверхности конденсаторов седьмой ступени F_к7

2.3.16.3 Площадь теплопередающей поверхности конденсаторов восьмой ступени F_к8

2.3.16.4 Площадь теплопередающей поверхности конденсаторов девятой ступени F_ср9

2.3.17 Площадь поверхности теплообмена головного подогревателя составляет F_г.п.

где k_г.п. =3500 Вт/м² ´К – ориентировочный коэффициент теплопередачи от конденсирующегося пара к жидкости по таблице (4-6) [1];

принимаем в качестве головного подогревателя восемь стандартных конденсаторов 1400КНВ-6-6-М3-0/20-6-2 ГОСТ15121-79 суммарной площадью теплообмена F=6920 м² .

2.3.17 Найдём площади теплопередающих поверхностей конденсаторов оттяжек парогазовой смеси из ступеней испарения полагая, что конденсируется весь пар

2.3.17.1 Задаёмся величиной коэффициента теплопередачи при конденсации пара, содержащего неконденсируемые газы, по таблице 4-6 [1] k_к = 1500 Вт/м² ´К

2.3.17.2 Площадь теплопередающей поверхности конденсатора теплоиспользующих ступеней F_к1

принимаем стандартный вертикальный кожухотрубчатый конденсатор 1200КНВ-6-6-М1-О/25-6-2 ГОСТ15121-79 площадью поверхности теплообмена F=494 м² .

2.3.17.2 Площадь теплопередающей поверхности конденсатора теплоотводящих ступеней F_к2

принимаем стандартный вертикальный кожухотрубчатый конденсатор 600КНВ-6-6-М1-О/25-6-4 ГОСТ15121-79 площадью поверхности теплообмена F=97 м² .

2.3.18 Найдём поверхность зеркала испарения для каждой ступени f_i

2.3.18.2 Для второй ступени поверхность зеркала испарения f₂ составит

2.3.18.3 Поверхность зеркала испарения третей ступени f₃

2.3.18.4 Поверхность зеркала испарения четвёртой ступени f₄

2.3.18.5 Поверхность зеркала испарения пятой ступени f₅

2.3.18.6 Поверхность зеркала испарения шестой ступени f₆

2.3.18.7 Поверхность зеркала испарения седьмой ступени f₇

2.3.18.8 Поверхность зеркала испарения восьмой ступени f₈

2.3.18.9 Поверхность зеркала испарения девятой ступени f₉

2.3.18.10 Принимаем для всех ступеней площадь зеркала испарения f=28 м² .

2.4 Расчёт количества используемого пара

2.4.1 По имеющимся данным теплового расчёта можно определить необходимое количество греющего низкопотенциального пара в случае использования в качестве рабочего пара различных параметров

2.4.2 Исходя из общего количества греющего пара и по коэффициенту эжекции определим требуемое количество рабочего пара 40 G_р ⁴⁰

2.4.3 Необходимое количество низкопотенциального пара, отработанного в турбинах привода основного оборудования, составит G_н

G_н =G_р ⁴⁰ ´u=5,25´9=47,25 кг/с=170,1 т/час.

2.4.5 Аналогично определим потребность в паре при использовании в качестве рабочего пара других параметров и сведём полученные результаты в таблицу 5.

Таблица 5 – Зависимость количества греющего пара в зависимости от рабочего пара

2.4.6 Таким образом, при использовании в эжекторе пара 40 потребуется 47,25 кг/с пара, отработанного в турбинах привода основного оборудования производств аммиака. Определим площадь поверхности воздушных холодильников, высвобождаемую в результате отвода части пара в головной подогреватель установки.

2.4.6.1 В настоящее время для конденсации пара, отработанного в турбинах привода, применяются следующие воздушные холодильники:

1 101 JC – F=33384 м² ;

2 T401 JC – F=8200 м² ;

2 102 JC – F=12594 м² ;

3 103 JC- F=50076 м² ;

4 T403 JC – F=8200 м² ;

5 104 JC – F=8396 м² ;

6 105 JC- F=33380 м² ;

7 T403 JC– F=8200 м² ;

общей площадью поверхности теплообмена F_общ =162430 м² (для одного производства) [15]. Общее количество пара подаваемое на холодильники составляет 248 т/час или 68,89 кг/с. В холодильниках осуществляется его конденсация и охлаждение до температуры t=57 ^о С.

где Dt=21,3 ^о С – температурный напор в воздушных холодильниках, вычисленный, как среднелогарифмический из расчёта средней летней температуры воздуха t_в =18 ^о С и воздуха на выходе из холодильников t_вых =60 ^о С;

r=2333,8 кДж/кг – удельная теплота парообразования при температуре пара;

С_ср =4,187 кДж/кг´К – теплоёмкость воды при средней температуре в холодильниках t_ср =(t_п + t_к )/2=(70+57)/2=63,5 ^о С.

2.4.6.3 Площадь поверхности теплообмена, которая высвобождается при включении установки в производственный цикл F^’

2.4.6.4 По полученным результатам и известным площадям отдельных холодильников [15] определим, какие воздушные холодильники возможно переключить для использования в установке для охлаждения оборотной воды - это холодильники 101 JC и T401 JC, 102 JC, 104 JC, 105 JC и T105 JC общей площадью поверхности теплообмена F=104154 м² . Оставшийся холодильник будет покрывать имеющуюся нагрузку.

2.4.6.5 Ориентировочно оценим количество оборотной воды, которое можно охладить в высвобождаемых воздушных холодильниках G_х

где Dt=10,7 ^о С – среднелогарифмический температурный напор в воздушном холодильнике при охлаждении оборотной воды.

2.4.6.6 Отсюда следует, что задействовав, в случае включения установки в производственный цикл, неиспользуемые воздушные холодильники производства “Аммиак - 2” можно сократить затраты на производство водооборотного цикла. Остальное количество оборотной воды направляется на ВОЦ 17, где имеется запас по мощности.

2.4.6.7 Количество оборотной воды, направляемое на ВОЦ 17 составляет G_об

G_об =G_{охл S} -G_х =3484,8-1809,6=1675,2 кг/с.

2.5 Расчёт сепарационного устройства и нахождение ожидаемого качества дистиллята

2.5.1 Для нахождения количества примесей, которые с паром переходят в дистиллят необходимо определить влажность пара, которую обеспечивает сепарационное устройство. Принимаем для установки в камерах испарения жалюзийные сепараторы с горизонтальными пакетами. Для аппаратов безбарботажного типа, реализуемых в установке, принимаем величину критерия, определяющего параметры сепаратора N=0,4 (стр. 194 [20]). При этом ожидаемый унос составит j=5´10^-5 -1´10^-4 кг/кг.

2.5.2 Произведём расчёт первой ступени испарения как наиболее напряжённой

2.5.2.1 По формуле (5-15) [20] найдём значение предельно допустимой скорости пара в нормальном сечении между пластинами жалюзи сепарационного устройства w^” _д1

где s₁ =60,19 Па – поверхностное натяжение воды при температуре в первой ступени по таблице 2-8 [18],

r^’ ₁ = 962,8 кг/м³ – плотность воды при её температуре в первой ступени по таблице 2-1 [18],

r^” ₁ =0,462 кг/м³ – плотность пара при температуре насыщения в первой ступени по таблице 2-1 [7].

2.5.2.2 Принимаем рабочую скорость пара равную

w”_р1 =w^” _д1 ´0,6=28,6´0,6=17,2м/с.

2.5.3. Найдём количество примесей, которое уносится со вторичным паром и переходит в дистиллят. Согласно методике [2] на стр.247 значение величины примесей зависит от влажности пара и от силы электролита растворов примесей. Наиболее интенсивно уносятся с паром вещества, водные растворы которых образуют очень слабые электролиты.

2.5.3.1 Определим количество окислов железа, которое переходит в пар в первой ступени

2.5.3.1.1 Найдем соотношение плотностей воды и водяного пара в ступени

2.5.3.1.2 По формуле (5.3) [2] найдем коэффициент видимого распределения вещества k_р ^вид _Fe из условия что, гидратированные окислы железа представляют собой очень слабый электролит

где n=0,8 – показатель степени зависящий от силы электролита раствора (стр.247 [2]).

2.5.3.1.3 Определим концентрацию соединений железа в дистилляте по формуле (5.1) [2]

где j=0,005% - ожидаемая влажность пара в ступени, обеспечиваемая сепарационным устройством;

C_Fe ^раств =2,0 мг/л – концентрация ионов железа в исходной воде (приложение А).

2.5.3.2 Аналогично найдём количество кремниевой кислоты, которое переходит в пар из условия, что кремниевая кислота образует раствор слабого электролита

2.5.3.2.1 По формуле (5.3) [2] найдем коэффициент видимого распределения вещества k_р ^вид _{SiO 2}

2.5.3.2.2 Определим концентрацию соединений железа в дистилляте по формуле (5.1) [2]

где j=0,005% - ожидаемая влажность пара в ступени, обеспечиваемая сепарационным устройством;

C_{SiO 2} ^раств =5,5 мг/л – концентрация кремнезема в пересчёте на SiO₂ в исходной воде (приложение А).

2.5.3.3 Найдём количество солей жёсткости, которые переходят в дистиллят

2.5.3.3.1 Рассмотрим соли карбонатной жёсткости, основание которых образует в воде сольный электролит

2.5.3.3.2 По формуле (5.3) [2] найдем коэффициент видимого распределения вещества k_р ^вид _{HCO 3}

где n=4,0 – показатель степени, зависящий от силы электролита раствора (стр.247 [2]).

2.5.3.3.3 Определим концентрацию соединений железа в дистилляте по формуле (5.1) [2]

где j=0,005% - ожидаемая влажность пара в ступени, обеспечиваемая сепарационным устройством;

C_{HCO 3} ^раств =2,2 мг/л – карбонатная жёсткость исходной воды.

2.5.4 Из приведённых расчётов следует, что принятое сепарационное устройство обеспечит необходимое качество получаемого дистиллята при соблюдении величины сепарационного пространства камер испарения и технологического режима установки.

2.6 Очистка воды от растворённых газов

По имеющейся на предприятии нормотивно-технической документации [15] деминерализованная вода регламентируется по содержанию свободного кислорода O₂ и двуокиси азота CO₂ . Содержание кислорода в исходной воде С_O2 до30 мг/л, С_CO2 – до 30 мг/л.

Удаление содержащегося в дистилляте кислорода происходит в процессе испарения согласно закону Генри-Дальтона [2], характеризующего зависимость между концентрацией в воде растворённого газа и его парциальным давлением,

C_г =k_г ´р_г =k_г ´(р_общ -р_Н2О );

где С_г – концентрация растворённого в воде газа;

k_г – коэффициент абсорбции газа водой;

р_общ – общее давление;

р_Н2О – парциальное давление водяного пара.

Как видно из уравнения, понижение концентрации газа в воде происходит с уменьшением разности р_общ -р_Н2О . Таким образом, для удаления газа из воды необходимо создать условия, при которых парциальное давление его над водой было бы равно нулю.

При кипении жидкости парциальное давление растворённых в воде газов стремится к нулю. В таком случае концентрация растворённого газа будет зависеть только от времени дегазации. С увеличением времени дегазации концентрация растворённых газов в воде уменьшается.

В проектируемой установке дегазация циркулирующего рассола происходит равномерно по всем ступеням. Удаление выделившихся газов осуществляется из каждой ступени совместно с неконденсирующимся паром вакуум-насосом.

Естественно, полного освобождения воды от растворённого газа достичь невозможно, поэтому концентрацию газов в дистилляте необходимо определять опытным путём. Однако, учитывая имеющийся опыт проектирования подобных установок, можно предположить, что содержание растворённых газов в дистилляте не превысит допустимых норм качества глубоко обессоленной воды [20].

3 Конструкторский расчёт

3.1 Расчёт регенеративных конденсаторов

3.1.1 По имеющимся данным теплового расчёта принимаем площадь поверхности теплообмена каждого конденсаторов теплоиспользующих ступеней равную F_к =1693,6 м² .

3.1.2 Произведём расчёт конденсатора-пароохладителя для первой ступени

3.1.3 Принимаем среднюю скорость охлаждающего рассола в трубах w=3 м/с (стр. 57 [1]).

3.1.4 Диаметр трубок принимаем d_тр =20´2,5 мм, длину l_тр =6000 мм, материал – латунь марки Л63, тип пучка – коридорный.

3.1.5 Определим количество трубок в пучке по уравнению неразрывности исходя из заданной скорости воды в трубах n

где u=0,0010222 м³ /кг – удельный объём воды при средней температуре в первой ступени t_ср =(t_в1 +t_в2 )/2=(85,6+79,0)/2=82,3 ^о С по таблице 2-1 [18].

3.1.6 Определим число ходов рассола в конденсаторе z по необходимой площади теплообмена F_к из уравнения неразрывности

где d_ср =22,5´10^-3 м – средний диаметр труб;

принимаем число ходов охлаждающего рассола z=2.

3.1.7 Определим геометрические размеры трубного пучка

3.1.7.1 Для труб выбранного диаметра по таблице (8) [24] находим шаг пучка s=32 мм.

3.1.7.2 Из геометрических размеров камеры испарения принимаем ширину всего трубного пучка Bп=3 м, а ширину одного хода Bп1=1,5 м.

3.1.7.3 Отсюда найдём количество трубок в горизонтальном ряду одного хода пучка n1 принимаем n1=46 шт.

3.1.7.4 Тогда количество рядов составит n2

n2=n/n1=2117/46=46,02;

принимаем количество трубок в вертикальном ряду n2=48 шт.

3.1.7.4 Высота трубного пучка составит H_тр

H_тр =n2´s+d_н =48´32´10^-3 +25´10^-3 =1,561 м.

3.1.7.5 Уточнённое количество труб в пучке составит n=n1´n2=46´48 =2208 шт.

3.1.8 Уточним площадь поверхности теплообмена F_к ^’

F_к ^’ =p´n´d_ср ´l´z=3,14´2208´22,5´10^-3 ´6´2=1872 м² .

3.1.9 Принимая высоту межтрубного пространства конденсатора H_м.тр. =1,6 м, находим скорость вторичного пара в межтрубном пространстве w^’

u₁ =2,1611 м³ /кг – удельный объём пара при температуре насыщения в первой ступени по таблице 2-1 [18].

3.1.10 По действительному количеству трубок уточним значение скорости рассола в трубном пространстве w

3.1.11 Определим коэффициент теплоотдачи в трубках от рассола пару k₁

3.1.11.1 Вычислим число Рейнольдса Rе

где r=970,21 кг/м³ – плотность воды при средней температуре рассола в конденсаторе t_ср =t_в1 +t_в2 /2=85,6+79,0/2=82,3 ^о С по таблице 2-1 [18];

m=351,2´10^-6 Па/с – динамическая вязкость воды при средней температуре в ступени по таблице 2-8 [18];

т.к. Re больше критического значения Re_кр =10⁵ , то движение в трубках развитое турбулентное.

3.1.11.2 Для турбулентного вынужденного движения в трубах найдём значение критерия Нуссельта Nu по формуле (4-17) [13]

где Pr_ж =2,16 – число Пранкля при средней температуре жидкости по таблице (2-8) [18];

Pr_ст =1,91 – число Пранкля при температуре стенки (принимаем равной температуре насыщения в камере);

el=1 – коэффициент, учитывающий влияние начального участка по таблице (4-3) [13], при d/l больше 50.

3.1.11.3 Тогда коэффициент теплоотдачи от жидкости пару составит a₁

где l=671,02´10³ Вт/м´К – теплопроводность воды при средней температуре рассола в конденсаторе по таблице (2-8) [18].

где l=673,7´10^-3 Вт/м´К, r=966,86 кг/м³ , m=325,3´10^-6 Па´с – соответственно теплопроводность, плотность и динамическая вязкость плёнки конденсата при средней температуре в аппарате t_пл =t_s + t_ст /2=92,53+82,3/2=87,4 ^о С;

e=0,4 – коэффициент, зависящий от количества труб в вертикальном ряду по номограмме на рисунке (4-8) [13]

3.1.13 Пренебрегаем отложениями на поверхностях труб со стороны конденсирующегося пара, а со стороны нагреваемого рассола учтём слой отложений солей жесткости толщиной d=0,5 мм=0,5´10^-3 м с теплопроводностью l_н =7,2 Вт/м´К (стр. 55 [1]).

3.1.14 Тогда по формуле (3.7) [27] найдём коэффициент теплопередачи от пара к охлаждающему рассолу в конденсаторе первой ступени k₁

где l_ст =265 Вт/м´К – теплопроводность материала трубок теплообменника латуни (стр. 55 [1]).

3.1.15 По найденному значению коэффициента уточним площадь поверхности теплообмена конденсатора-пароохладителя первой ступени, как наиболее напряжённой F_к ^”

3.1.16 Сравнивая значение необходимой площади поверхности теплообмена F_к ^” =1622,6 м² с принятой действительной площадью поверхности теплообмена конденсаторов пароохладителей теплоиспользующих ступеней F_к ^’ =1872 м² , видим. что устанавливаемые конденсаторы имеют запас по поверхности теплообмена DF=15% и обеспечивают заданный режим.

3.1.17 Учитывая, что другие ступени установки работают в менее напряженных режимах принимаем площади поверхностей теплообмена равными тем, которые были определены из конструкторских расчётов.

3.1.18 Определим геометрические размеры и действительную площадь теплообмена конденсаторов теплоотводящего контура

3.1.18.1 Конденсаторы седьмой ступени

3.1.18.1.1 По имеющимся данным теплового расчёта имеем суммарную площадь поверхности теплообмена конденсаторов седьмой ступеней равную F_к7 =2500 м² .

3.1.18.1.2 Принимаем среднюю скорость жидкости в трубах w=3 м/с (стр. 57 [1]).

3.1.18.1.3 Диаметр трубок, длину, материал и тип пучка – аналогично ранее рассмотренным конденсаторам.

3.1.18.1.4 Определим количество трубок в конденсаторе охлаждающего рассола по уравнению неразрывности исходя из заданной скорости воды в трубах n_р

где u_р =0,001009 м³ /кг – удельный объём воды при средней температуре охлаждающего рассола в седьмой ступени t_ср =(t_р7 +t_р8 )/2=(43+46)/2=44,5 ^о С по таблице 2-1 [18].

3.1.18.1.5 Определим количество трубок в конденсаторе исходной воды по уравнению неразрывности n_исх

3.1.18.1.6 Определим количество трубок в конденсаторе охлаждающей воды по уравнению неразрывности n_охл

где u_охл =0,0010051 м³ /кг – удельный объём охлаждающей воды при средней температуре в седьмой ступени t_ср =(t_охл1 +t_охл2 )/2=(35+28)/2=32,5 ^о С по таблице 2-1 [18].

3.1.18.1.7 Таким образом, общее число трубок в конденсаторе седьмой ступени составляет n_S =n_р +n_исх +n_охл =1864+338+1831=4034 шт.

3.1.18.1.8 Определим число ходов в конденсаторе z по необходимой площади теплообмена F_к7 из уравнения неразрывности принимаем число ходов в конденсаторе седьмой ступени z=2.

3.1.18.1.9 Определим геометрические размеры трубного пучка

3.1.18.1.9.1 Из геометрических размеров камеры испарения принимаем ширину всего трубного пучка Bп=4 м, а ширину одного хода Bп1=2 м.

3.1.18.1.9.2 Отсюда найдём количество трубок в горизонтальном ряду одного хода пучка n1 принимаем n1=62 шт.

3.1.18.1.9.3 Тогда количество рядов составит n2

n2=n/n1=4034/62=65,01;

принимаем количество трубок в вертикальном ряду n2=66 шт.

3.1.18.1.9.4 Высота трубного пучка составит H_тр

H_тр =n2´s+d_н =66´32´10^-3 +25´10^-3 =2,105 м.

3.1.18.1.9.5 Уточнённое количество труб в пучке составит

n_S =n1´n2=62´66=4092 шт.

3.1.18.1.10 Уточним суммарную площадь поверхности теплообмена конденсаторов седьмой ступени F_к7 ^’

F_к7 ^’ =p´n_S ´d_ср ´l´z=3,14´4092´22,5´10^-3 ´6´2=3469 м² .

3.1.18.1.11 Сравниваем полученную величину со значением поверхности теплообмена, полученным из теплового расчёта F_к ^’ =3469 м² больше F_к7 =2500 м² , делаем вывод, что принятая из условия обеспечения необходимой скорости движения площадь поверхности конденсатора является достаточной. Запас по площади составляет DF₇ =39%.

3.1.18.2 Конденсатор восьмой ступени принимаем аналогичным. Выполним проверку по необходимой площади теплообмена, вычисленной из теплового баланса: F_к ^’ =3469 м² больше F_к8 =3459 м² ;

запас поверхности теплообмена составляет DF₈ =0,3%.

3.1.18.3 Конденсатор девятой ступени

3.1.18.3.1 По имеющимся данным теплового расчёта суммарная площадь поверхности теплообмена конденсаторов девятой ступеней F_к9 =5492 м² .

3.1.18.3.2 Принимаем среднюю скорость жидкости в трубах w=3 м/с (стр. 57 [1]).

3.1.18.3.3 Диаметр трубок, длину, материал и тип пучка – аналогично ранее рассмотренным конденсаторам.

3.1.18.3.4 Определим количество трубок в конденсаторе исходной воды по уравнению неразрывности аналогично предыдущим расчётам n_исх

3.1.18.3.5 Определим количество трубок в конденсаторе охлаждающей воды по уравнению неразрывности n_охл

3.1.18.3.6 Суммарное число трубок в конденсаторе девятой ступени составляет n_S =n_исх +n_охл =338+1709=2047 шт.

3.1.18.3.7 Определим число ходов в конденсаторе z по необходимой площади теплообмена F_к9 из уравнения неразрывности принимаем число ходов в конденсаторе седьмой ступени z=6.

3.1.18.3.8 Определим геометрические размеры трубного пучка

3.1.18.3.8.1 Из геометрических размеров камеры испарения, с учётом необходимого числа ходов, принимаем ширину всего трубного пучка Bп=4 м, а ширину одного хода Bп1=0,65 м.

3.1.18.3.8.2 Отсюда найдём количество трубок в горизонтальном ряду одного хода пучка n1 принимаем n1=20 шт.

3.1.18.3.8.3 Тогда количество рядов составит n2

n2=n/n1=2047/20=102,4;

принимаем количество трубок в вертикальном ряду n2=110 шт.

3.1.18.3.8.4 Высота трубного пучка составит H_тр

H_тр =n2´s+d_н =110´32´10^-3 +25´10^-3 =3,545 м.

3.1.18.3.8.5 Уточнённое количество труб в пучке составит

n_S =n1´n2=20´110=2200 шт.

3.1.18.3.9 Уточним суммарную площадь поверхности теплообмена конденсаторов девятой ступени F_к9 ^’

F_к9 ^’ =p´n_S ´d_ср ´l´z=3,14´2200´22,5´10^-3 ´6´6=5595 м² .

3.1.18.3.10 Сравниваем полученную величину со значением поверхности теплообмена, полученным из теплового расчёта: F_к9 ^’ =5595 м² больше F_к9 =5492 м² , делаем вывод, что принятая из условия обеспечения необходимой скорости движения площадь поверхности конденсатора является достаточной. Запас по площади составляет DF₇ =1,9 %.

3.2 Выбор и расчёт переточных устройств и высоты уровней жидкости в камерах испарения

3.2.1 Камеры испарения разделены между собой поперечными перегородками, в нижней части которых выполнены специальные перепускные барьеры, создающие необходимую разницу давлений между смежными ступенями.

Весьма важно выбрать рациональный тип перепускного устройства, так как от этого зависят равномерность испарения воды, вынос солей с паром в сепаратор, а также протекание вторичного пара в соседние ступени.

Переточные устройства могут представлять собой как непосредственно устройства ввода – прямоугольное или круглое придонное отверстие, цилиндрические, конические и другие насадки, так и канал, образованный стенками камеры с вертикальными или наклонными перегородками и отбойными козырьками. Подача воды в камеру испарения может осуществляться также через подводящие трубы, снабжённые дросселирующими или распределительными устройствами.

Применяемые в камерах перегородки (одна или несколько) формируют ток и удлиняют путь жидкости в камере, турбулизируют её и уменьшают обратные токи, что улучшает характеристики процесса вскипания. Однако применение перегородок увеличивает гидравлическое сопротивление, повышает уровень жидкости, способствует возникновению застойных зон в камерах.

Наиболее приемлемым является безбарботажный режим реализации перепуска жидкости из одной камеры в другую, который позволяет реализовать наличие перегородок в камерах. При таком режиме улучшается прокипание жидкости и допустимо большее напряжение объёма камеры по пару, чем в барботажном режиме без существенного снижения качества дистиллята.

3.2.2 Анализируя существующие типы переточных [8], [диссертация] устройств выбираем фазовый порог для осуществления безбарботажного режима с перегородкой в камере испарения.

3.2.3 Принимая равный перепад давления по ступеням найдём падение давления в одной ступени Dр

где р₁ =1,01325´10⁵ Па и р₉ =7,3749´10³ Па – температура насыщения соответственно в первой и последней камерах испарения.

3.2.4 Определим геометрические размеры данного типа перепускного устройства применительно к проектируемой установке по характеристикам на стр. 186 [20]

3.2.4.1 Принимаем уровень жидкости в первой камере испарения равный H_с1 =0,5 м.

3.2.4.2 Высота щели перепускного устройства из первой ступени во вторую составляет H_B

H_B =0,476´H_{c 1} =0,476´0,5=0,238 м.

3.2.4.3 Высота перегородки в камере испарения составит H_{A 1}

H_{A 1} =0,75´H_{c 1} =0,75´0,5=0,375 м.

3.2.4.4 Расстояние от точки входа рассола в камеру до перегородки l₀

l₀ =0,15´L=0,15´4,6=0,69 м,

где L=4,6 м – длина камеры испарения определённая ранее.

3.2.4.5 Площадь сечения перепускного устройства составляет F_пер.

F_пер =H_B ´B=0,238´6=1,428 м² ,

где B=6 м – длина камеры испарения.

3.2.4.6 Для данного типа переточного устройства находим величину коэффициента гидравлического сопротивления по диаграмме 4-14 на стр. 124 для отношения F/F₀ =0,35 [7] z=10.

3.2.4.7 Находим скорость истечения рассола из первой ступени во вторую из уравнения неразрывности w₁

где r₁ =962,82 кг/м³ – плотность воды при температуре в первой камере испарения по таблице 2-1 [18].

3.2.4.8 По формуле (7-44) [27] находим высоту столба жидкости во второй камере испарения H_с2

где r₂ =967,34 кг/м³ – плотность рассола при температуре во второй ступени по таблице 2-1 [18].

3.2.4.9 Высота перегородки во второй камере испарения составит H_{A 2}

H_{A 2} =0,75´H_{c 2} =0,75´0,597=0,448 м.

3.2.4.10 Аналогично находим высоту перегородки и уровней жидкости в остальных камерах испарения, принимая площадь сечения перепускного устройства равной во всех ступенях

3.2.4.10.1 Находим скорость истечения рассола из второй ступени в третью из уравнения неразрывности w₂

3.2.4.10.2 Высота столба жидкости в третьей камере испарения H_с3 по формуле (7-44) [27]

где r₃ =971,63 кг/м³ – плотность рассола при температуре в третей ступени по таблице 2-1 [7].

3.2.4.10.3 Высота перегородки в третьей камере испарения составит H_{A 3}

H_{A 3} =0,75´H_{c 3} =0,75´0,717=0,538 м.

3.2.4.10.4 Скорость истечения рассола из третьей ступени в четвёртую из уравнения неразрывности w₃

3.2.4.10.5 Высота столба жидкости в четвёртой камере испарения H_с4 по формуле (7-44) [27]

где r₄ =975,71 кг/м³ – плотность рассола при температуре в четвёртой ступени по таблице 2-1 [7].

3.2.4.10.6 Высота перегородки в четвёртой камере испарения составит H_{A 4}

H_{A 4} =0,75´H_{c 4} =0,75´0,875=0,656 м.

3.2.4.10.7 Скорость истечения рассола из четвёртой ступени в пятую из уравнения неразрывности w₄

3.2.4.10.8 Высота столба жидкости в пятой камере испарения H_с5 по формуле (7-44) [27]

где r₅ =979,54 кг/м³ – плотность рассола при температуре в пятой ступени по таблице 2-1 [18].

3.2.4.10.9 Высота перегородки в пятой камере испарения составит H_{A 5}

H_{A 5} =0,75´H_{c 5} =0,75´1,056=0,792 м.

3.2.4.10.10 Скорость истечения рассола из пятой ступени в шестую из уравнения неразрывности w₅

3.2.4.10.11 Высота столба жидкости в шестой камере испарения H_с6 по формуле (7-44) [27]

где r₆ =983,19 кг/м³ – плотность рассола при температуре в шестой ступени по таблице 2-1 [18].

3.2.4.10.12 Высота перегородки в шестой камере испарения составит H_{A 6}

H_{A 6} =0,75´H_{c 6} =0,75´1,260=0,945 м.

3.2.4.10.14 Высота столба жидкости в седьмой камере испарения H_с7 по формуле (7-44) [27]

где r₇ =986,46 кг/м³ – плотность рассола при температуре в седьмой ступени по таблице 2-1 [7].

3.2.4.10.15 Высота перегородки в седьмой камере испарения составит H_{A 7}

H_{A 7} =0,75´H_{c 6} =0,75´1,487=1,115 м.

3.2.4.10.16 Скорость истечения рассола из седьмой ступени в восьмую из уравнения неразрывности w₇

3.2.4.10.17 Высота столба жидкости в восьмой камере испарения H_с8 по формуле (7-44) [27]

где r₈ =989,55 кг/м³ – плотность рассола при температуре в восьмой ступени по таблице 2-1 [18].

3.2.4.10.18 Высота перегородки в восьмой камере испарения составит H_{A 8}

H_{A 8} =0,75´H_{c 8} =0,75´1,736=1,302 м.

3.2.4.10.19 Скорость истечения рассола из восьмой ступени в девятую из уравнения неразрывности w₈

3.2.4.10.17 Высота столба жидкости в девятой камере испарения H_с9 по формуле (7-44) [Таубман]

где r₉ =992,26 кг/м³ – плотность рассола при температуре в девятой ступени по таблице 2-1 [7].

3.2.4.10.18 Высота перегородки в девятой камере испарения составит H_{A 9}

H_{A 9} =0,75´H_{c 9} =0,75´2,008=1,506 м.

3.2.5 Из приведённых расчётов видно, что выбранный тип перепускного устройства обеспечивает частичное гашение существующего перепада давлений между ступенями. Уровень испаряемого рассола в камерах равномерно повышается с H_с1 =0,50 м до H_с9 =2,008 м.

Гасить напор между ступенями полностью нельзя, так как в низкотемпературных ступенях трудно обеспечить свободное истечение рассола. В этом случае движущая сила процесса парообразования будет значительно ниже.

3.3 Компоновка и основные размеры установки

3.3.1 По известной площади зеркала испарения ступеней f_S =28 м² и стандартной длины труб принимаем геометрические размеры одной камеры испарения равными:

- длина L= 4,6м;

- ширина B= 6 м.

3.3.2 Высоту одной ступени находим из расчёта высоты сепарационного пространства не менее одного метра [20]

3.3.2.1 Наибольшая высота трубного пучка составляет H_тр9 =3,545 м.

3.3.2.2 Наибольшая высота уровня рассола в камере испарения H_с9 =2,008 м.

3.3.2.3 Конструктивно принимаем высоту пространства от поверхности испарения до поддона сбора дистиллята h=0,8 м, высоту сепарационного пространства H₀ =1,5 м.

3.3.2.4 Расстояние от нижней точки трубного пучка до поддона сбора дистиллята принимаем равным h_р = 0,2 м, толщину листа материала поддона h_ст =0,003м=3 мм.

3.3.2.5 Величину пространства над трубным пучком конденсатора принимаем равным h_п =0,5 м.

3.3.2.6. Тогда необходимая высота ступени составит H

H=H_тр9 +H_с9 +H₀ +h+h_п +h_р +h_ст =3,545+2,008+0,8+0,2+0,003+0,5=7,056 м,

принимаем высоту одной камеры испарения H=7 м.

3.3.3 Из полученных результатов можно сделать вывод, что обеспечивая необходимую высоту сепарационного пространства в девятой ступени, она будет обеспечиваться и в остальных ступенях, где уровень жидкости меньше.

3.3.4 Камеры соединяются друг с другом перепускными устройствами и располагаются последовательно в одном корпусе, конденсаторы располагаются поперёк хода рассола.

3.3.5 Корпус камер испарения выполняется из листовой стали Ст.3, толщиной 10 мм. Жесткость обеспечивается каркасом из металлопроката.

3.3.6 Согласно конструкции, общая площадь камеры испарения в верхней части делится на две части: одну часть занимает сепарационное устройство, другую – трубный пучок конденсатора и поддон отвода дистиллята. В связи с этим принимаем ширину трубного пучка равную B_тр =4 м, длину L_тр =6 м.

F_{c еп} =B_c ´L=0,6´6=3,6 м² ,

где B_c =0,6 м – ширина сепарационного устройства, принятая по величине свободного парового пространства камер испарения.

3.3.8 Выполним проверку выбранной площади сепарационного устройства первой ступени испарения по допустимой скорости пара найденной ранее

где а_ж =1,14 – постоянная (стр. 194 [7]);

a=45⁰ – угол наклона жалюзи в поперечном разрезе;

m=304,1´10^-6 Па´с – динамическая вязкость воды при температуре в первой ступени;

m₂₀ =1003´10^-6 Па´с – динамическая вязкость воды при температуре 20 ⁰ С;

b^’ =0 – угол наклона жалюзийного пакета.

3.3.8.2 Площадь свободного сечения сепаратора составляет F_с.своб.

F_с.своб. =F_c ´F_{c еп} =0,48´3,6=1,78м² .

3.3.8.3 Скорость вторичного пара в сепарационном устройстве первой, наиболее напряжённой, ступени по уравнению неразрывности составит w_с1

3.3.8.4 Сравнивая найденную скорость пара с предельной величиной: w_д1 ^’ =28,6 м/с больше w_c1 =28,2 м/с;

следовательно, выбранное сепарационное устройство обеспечит необходимую степень очистки пара принятую ранее.

3.4 Расчёт основных параметров пароструйного эжектора

3.4.1Как уже отмечалось выше, для повышения потенциала используемого в установке пара с низкими параметрами устанавливается пароструйный эжектор. Принимаем в качестве рабочего пар 40 с параметрами P=4,0 МПа и t=375 ^о С. Схема пароструйного эжектора представлена на рисунке 10.

Рисунок 10 - Схема пароструйного эжектора.

3.4.2 Исходные данные для расчёта

3.4.2.1 Температура рабочего пара t_р =375^о C.

3.4.2.2 Давление рабочего пара Р_р =4,0 МПа.

3.4.2.3 Температура эжектируемого пара t_н =70^о С.

3.4.2.4 Давление эжектируемого пара P_н =3,1161´10⁴ Па.

3.4.2.5 Температура смеси на выходе t_с =101^о С.

3.4.2.6 Давление смеси на выходе Р_с =0,0981МПа=1ата.

3.4.2.7 Коэффициент эжекции u=9.

3.4.3 По таблице 4-1 [23] для перегретого пара найдем показатель адиабаты рабочего пара k_р =1,3.

3.4.4 Газовая постоянная для водяного пара R=463 Дж/кг (таблица 1-2 [23]).

3.4.5 Определим величину относительного давления П_рн

3.4.6 Определим по таблице приложения 4 [23] газодинамические функции рабочего пара с учётом найденной величины П_рн

3.4.6.1 Приведённая изоинтропная скорость l_рн =2,41.

3.4.6.2 Относительная плотность e_рн =0,02288.

3.4.6.3 Приведённая массовая скорость q_рн =0,0831.

где u_р =0,06997 м³ /кг, u_н =5,0479 м³ /кг, u_с =1,735 м³ /кг – удельный объём соответственно рабочего пара, инжектируемого пара и смеси.

3.4.8 Определим оптимальное отношение сечения f₃ к критическому сечению сопла f_р* по формуле (4-20) [23]

3.4.8.1 Вычислим параметр а

3.4.8.2 Вычислим параметр b

где j₃ =0,9 и j₄ =0,925 - коэффициенты скорости газоструйного эжектора (стр. 151 [17]).

3.4.8.3 Параметр с

3.4.8.4 Тогда отношение (f₃ /f_р* )_опт

3.4.9 Вычислим давление смешанного потока в выходном сечении камеры смешения Р₃

где e_р* =0,628 и П_р* =0,55 – критическое значение относительной плотности и критическое относительное давление при заданном показателе адиабаты рабочего потока.

3.4.9.2 По формуле (4-43) определим отношение перепада давлений смешанного потока в диффузоре и перепада давлений инжектируемого потока на входном участке камеры смешения DР_д /DР_к

3.4.9.3 Отношение DР_д /Р_н

3.4.9.4 Отношение давления смешанного потока к давлению эжектируемого пара по формуле на странице 161 [17]

3.4.9.4 Тогда давление смешанного потока в выходном сечении камеры смешения Р₃

Р₃ =Р_н ´3,6=3,6´31161=112180 Па=112,18кПа.

3.4.10 Рассчитываем характеристику выбранного эжектора

3.4.10.1 Предварительно находим отношение f_р1 /f₃

3.4.11 Произведём расчёт основных размеров эжектора

3.4.11.1 По формуле (1-20) найдём критическую скорость рабочего потока а_р*

где Т_р =648 К – абсолютная температура рабочего пара.

3.4.11.2 Критическое сечение рабочего сопла по формуле (2-42) f_р*

3.4.11.3 Критический диаметр d_р*

3.4.11.4 Выходное сечение сопла f_р1

3.4.11.5 Выходной диаметр сопла d₁

3.4.11.6 Площадь сечения камеры смешения f₃

3.4.11.7 Диаметр камеры смешения d₃

3.4.11.8 Длина свободной струи по формуле (2-55) l_с1

где а=0,08 – опытная константа для упругих сред (стр.50 [23]).

3.4.11.9 Диаметр свободной струи d₄ на расстоянии l_с1 от выходного сечения сопла по формуле (2-56)

d₄ =1,55´d₁ ´(1+u)=1,55´41´10^-3 ´(1+9)=0,636 м=636мм.

3.4.11.10 Так как d₄ =363 мм>d₃ =254 мм, то входной участок камеры смешения выполняется в виде конического перехода, на котором диаметр изменяется от 363 мм до 254 мм.

3.4.11.11 При угле раствора 90⁰ длина входного участка камеры смешения l_с2

l_с2 =d₄ -d₃ =(363-254)´10^-3 =0,109 м=109 мм.

3.4.11.12 Расстояние от выходного сечения рабочего сопла до входного сечения цилиндрической камеры смешения l_c

l_c =l_с1 +l_с2 =1,091+0,109=1,2 м=1200 мм.

3.4.11.13 Длина цилиндрической камеры смешения по формуле (2-60) l_k

l_k =6´d₃ =6´0,254=1,524 м.

3.4.11.14 Выходное сечение диффузора f_с определяется по формуле (2-62)

3.4.11.15 Диаметр выходного сечения d_с принимаем D_с =1,400 мм.

3.4.11.16 Определим длину диффузора l_д исходя из угла раствора 8-10⁰ по формуле (2-61)

L_д =5´(d_с –d₃ )=5´(1,400-0,254)=7,00 м.

3.4.12 Диаметр трубопровода рабочего пара D_р определим исходя из рекомендуемой скорости движения w_р =50 м/с принимаем D_р =100 мм.

3.5 Выбор насосов

3.5.1 Насос циркуляционной воды выбираем по производительности, учитывая, что сопротивление водяного тракта установки не превышает 1,5 кг/м³

Q_ц =G´3600´u_к =1950,5´3600´0,0010078=7077 м³ /час,

где u_к =0,0010078 м³ /кг – удельный объём рассола при температуре на выходе из последней ступени t_к =40 ^о С.

3.5.2 Насос конденсата греющего пара выбираем также по производительности, предполагая, что весь пар, подаваемый в головной подогреватель, конденсируется

Q_к =G_г.п. ´3600´u_к.г.п. =52,45´3600´0,0010437=197,07 м³ /час,

где u_к.г.п. =0,0010437 м³ /кг – удельный объём конденсата.

3.5.3 Вакуум-насос конденсатора теплоиспользующих ступеней выбираем по величине необходимого вакуума в ступенях меньше Р_абс. =20 кПа.

3.5.4 Вакуум-насос конденсата теплоотводящих ступеней выбираем аналогично, предполагая вакуум в теплоотводящих ступенях более глубоким Р_абс. =6 кПа.

3.5.5 Насос обессоленной воды выбирается по производительности и необходимому напору для передачи воды в заводскую сеть Q=750 м³ /час.

3.3.6 Полный перечень насосов, используемых в установке представлен в таблице 6.

Таблица 6 – Тип и количество устанавливаемых насосов

4. Электротехническая часть

4.1 Общая характеристика

Проектируемая выпарная установка включает следующее основное электрооборудование:

- электродвигатели приводов насосного оборудования;

- систему освещения.

Необходимо также учитывать возможность подключения различного низковольтного оборудования (электроинструментов, сварочных трансформаторов). Кроме того, всё электрооборудование, кабельные линии и провода оборудуются необходимой защитой и автоматикой.

Линейная схема электрооборудования проектируемой адиабатной выпарной установки представлена на рисунке 11.

Питание проектируемой установки осуществляется от шин напряжением 6 кВ, расположенных на эстакаде производства “Аммиак - 2”, по силовому кабелю, проложенному в земле. Непосредственно на территории установки располагается распределительный шкаф РШ 6 кВ типа К-2-АЭ с вакуумными выключателями типа ВВ/ТЕL, от которого питается высоковольтное оборудование. Двигатели на 380 В, система освещения и внутреннее низковольтное оборудование питается от силового трансформатора через распределительный шкаф РШ 0,4 кВ. Резервного источника питания не предусматривается.

В данном разделе дипломного проекта производится выбор основного электротехнического оборудования, кабелей, проводов, выключателей, автоматов и пр. Здесь же проводится проверка выбранного оборудования и токопроводов.

4.2 Выбор электродвигателей

4.2.1 Электродвигатели привода насосного оборудования выбираем по номинальной мощности насоса, его К.П.Д. и коэффициента запаса по формуле 2.5 [11] с учётом необходимой частоты вращения

4.2.1.1 Мощность электродвигателя привода циркуляционного насоса Р_ц

где N=350 кВт – мощность насоса согласно таблице 6;

h=0,87 – К.П.Д. насоса по таблице 6;

к=1,1 – коэффициент запаса согласно [11];

выбираем электродвигатель АВ-450-750 номинальной мощностью Р_ном =450 кВт, напряжением U=6 кВ, частота вращения n=750 об/мин, h=0,97, соsj=0,91.

4.2.2 Мощность электродвигателя привода насоса обессоленной воды Р_о

где N=342 кВт – мощность насоса согласно таблице 6;

h=0,76 – К.П.Д. насоса по таблице 6;

к=1,1 – коэффициент запаса согласно [11];

выбираем электродвигатель АВ-500-1000 номинальной мощностью Р_ном =500 кВт, напряжением U=6 кВ, частота вращения n=1000 об/мин, h=0,94, соsj=0,87.

4.2.3 Мощность электродвигателя насоса конденсата греющего пара Р_к.г.п.

где N=100 кВт – мощность насоса согласно таблице 6;

h=0,75 – К.П.Д. насоса по таблице 6;

к=1,2 – коэффициент запаса согласно [11];

выбираем электродвигатель АО3-400s-4 номинальной мощностью Р_ном =200 кВт, напряжением U=6 кВ, частота вращения n=1500 об/мин, h=0,93, соsj=0,9.

где N=260 кВт – мощность насоса согласно таблице 6;

h=0,86 – К.П.Д. насоса по таблице 6;

к=1,1 – коэффициент запаса согласно [11];

выбираем электродвигатель 4АН355М номинальной мощностью Р_ном =400 кВт, напряжением U=6 кВ, частота вращения n=1500 об/мин, h=0,86, соsj=0,92.

4.2.5 Мощность электродвигателя привода вакуум-насоса ВВН1-12 Р_в1

где N=12,5 кВт – мощность вакуум-насоса согласно таблице 6;

h=0,75 – К.П.Д. насоса по таблице 6;

к=1,3 – коэффициент запаса согласно [11];

выбираем электродвигатель 4А180S-2 номинальной мощностью Р_ном =22 кВт, напряжением U=380 В, частота вращения n=1500 об/мин, h=0,89, соsj=0,91.

4.2.5 Мощность электродвигателя привода вакуум-насоса ВВН1-25 Р_в2 находим аналогично

где N=20 кВт – мощность вакуум-насоса согласно таблице 6;

h=0,75 – К.П.Д. насоса по таблице 6;

к=1,3 – коэффициент запаса согласно [11];

выбираем электродвигатель 4А200L-4 номинальной мощностью Р_ном =45 кВт, напряжением U=380 В, частота вращения n=1500 об/мин, h=0,92, соsj=0,9.

4.2.6 Полученные результаты сводим в таблицу 7.

Таблица 7 – Номинальные характеристики электродвигателей приводов насосного оборудования

4.3 Расчёт электрических нагрузок

4.3.1 Рассчитываем нагрузки электрооборудования на стороне низшего напряжения

4.3.1.1 Расчётная активная мощность электродвигателей 0,38 кВ Р_д.расч составляет по формуле (4.19) [10]

Р_д.расч. =Ки´SР_ном =0,8´(22´2+45)=71,2 кВт,

где Ки=0,8 – коэффициент использования мощности насосов по таблице 4.6 [10];

SР_ном – суммарная номинальная мощность двигателей по таблице 7.

4.3.1.2 Расчётная реактивная мощность электродвигателей 0,38 кВ Q_д.расч. составляет по формуле (4.19) [10]

Q _д.расч. =Р_д.расч. ´tgj =71,2´0,75=53,4 квар,

где tgj=tg(arccosj)=0,75 – значение коэффициента мощности насосов по таблице 4.6 [10].

4.3.1.3 Расчётная активная мощность трёх сварочных трансформаторов составляет Р_св.тр.

Р_св.тр. =Ки´Р_ном ´n=0,35´30´3=31,5 кВт,

где Ки=0,35 – коэффициент использования мощности сварочных трансформаторов по таблице 4.6 [10].

4.3.1.4 Расчётная реактивная мощность сварочных трансформаторов составляет Q_св.тр.

Q_св.тр. =Р_св.тр. ´tgj=31,5´1,73=54,6 квар,

где tgj=1,73 – определяется для коэффициента мощности сварочных трансформаторов по таблице 4.6 [10].

4.3.1.5 Расчётную мощность освещения Р_о находим из условия 10 Вт/м² площади помещений

Р_о =10´S´Ки=10´720´0,8=5,76 кВт,

где S=720 м² – площадь помещений проектируемой установки;

Ки=0,8 коэффициент использования мощности освещения согласно [10].

4.3.1.6 Суммарная активная мощность на стороне НН составляет Р_SНН

Р_SНН =Р_д.расч. +Р_св.тр. +Р_о =71,2+31,5+5,76=108,5 кВт.

4.3.1.6 Суммарная реактивная мощность Q_SНН

Q_SНН =Q_д.расч. +Q_св.тр. =53,4+54,6=108 квар.

4.3.1.7 Так как величина реактивной мощности значительна на стороне низшего напряжения подключаем компенсирующее устройство УКМ 58-04-100-33,3 УЗ мощностью Q_кк = 100 квар (номинальное напряжение 0,4 кВ).

4.3.1.8 Тогда величина реактивной мощности с компенсирующим устройством Q_НН ^к

Q_НН ^к =Q_SНН -Q_кк =108-100=8 квар.

4.3.1.9 Полная мощность на стороне низшего напряжения S_НН

4.3.1.10 По мощности выбираем по таблице на стр. 207 [25] масляный силовой трансформатор ТМ 160 со следующими характеристиками:

напряжение на шинах высшего напряжения – 6 кВ;

напряжение на шинах низшего напряжения – 0,4 кВ;

номинальные потери холостого хода DР_х.х. =510 Вт;

номинальные потери короткого замыкания DР_к.з. =3,1 кВт;

u_к =4,5 %;

i₀ =2,4 %.

4.3.1.11 Потери в трансформаторе принимаем согласно (4.29) и (4.30)

DР_т =0,02´S_ном =0,02´160=3,2 кВт;

DQ_т =0,1´S_ном =0,1´160=16квар.

4.3.1.12 Всего на стороне высшего напряжения имеем

Р_SВН =Р_SНН +DР_т =108,5+3,2=111,7 кВт;

Q_SВН =Q_SНН +DQ_т =8+16=24 квар.

4.3.1.14 Средневзвешенный коэффициент мощности cosj

сosj=Р_SВН /S_ВНт =111,7/114,3=0,98.

4.3.2 Расчётные нагрузки высоковольтного оборудования

4.3.2.1 Принимая коэффициент использования мощности одинаковым для всех электродвигателей находим активную расчётную мощность Р_д.расч ^в по формуле (4.19) [10]

Р_д.расч ^в =Ки´SР_ном =0,8´(450´3+500+200+400)=1960 кВт,

где SР_ном – сумма номинальных мощностей двигателей по таблице 7;

Ки=0,8 – коэффициент использования по таблице 4.6 [10].

4.3.2.2 Реактивная мощность составляет Q_д.расч. ^в

Q_д.расч. ^в =tgj´Р_д.расч. ^в =0,75´1960=1470 квар,

где tgj=0,75 – определяется по таблице 4.6 [10].

4.3.3 Суммарная активная мощность на шинах 6 кВ составляет Р_S

Р_S =Р_SВН +Р_д.расч. ^в =111,7+1960=2071,7 кВт.

4.3.4 Суммарная реактивная мощность на шинах 6 кВ составляет Q_S

Q_S = Q_SВН +Q_д.расч. =24+1470=1494 квар.

4.3.5 Устанавливаем на шинах высшего напряжения компенсирующее устройство УКА 56-6,3-1350 УЗ (У1) мощностью Q_кк =1350 квар (номинальное напряжение 6,3 кВ).

4.3.6 С учётом компенсирующего устройства величина реактивной мощности на шинах 6 кВ составляет Q_S ^к

Q_S ^к =Q_S -Q_кк =1464-1350=144 квар.

4.3.7 Полная мощность на шинах 6 кВ составляет S

4.4 Выбор коммутирующей аппаратуры и сечения кабелей

4.4.1 Распределительный шкаф 6 кВ подключается к цеховым шинам алюминиевым кабелем, проложенным в земле

4.4.1.1 Расчётный ток в линии от шин 6 кВ до РШ определяется по величине полной мощности на шинах 6 кВ I_р1

4.4.1.2 По таблице 5-16 [10] выбираем для алюминиевого кабеля в бумажной пропитанной изоляции экономическую плотность тока j_эк =1,2 А/мм²

4.4.1.3 Тогда экономическое сечение жилы кабеля s_эк

s_эк =I_р1 /j_эк =200/1,2=167 мм² .

4.4.1.4 Выбираем по таблице 2-22 [26] кабель с алюминиевыми жилами марки ААШВ-6 с сечением жилы s=185 мм² и длительно допустимым током I_д.д.1 =340 А.

4.4.2 Трансформатор мощности подключён к распределительному щиту 6 кВ кабелем с алюминиевыми жилами, проложенным по воздуху

4.4.2.1 Расчётный ток в линии от РШ 6 кВ до трансформатора определяется по величине мощности на шинах высшего напряжения трансформатора I_р2

4.4.2.2 По таблице 5-9 [10] выбираем для алюминиевого кабеля с бумажной изоляцией экономическую плотность тока j_эк =1,2 А/мм²

4.4.2.3 Тогда экономическое сечение жилы кабеля s_эк

s_эк =I_р2 /j_эк =11/1,2=9,1 мм² .

4.4.2.4 Выбираем по таблице 2-22 [26] кабель с алюминиевыми жилами марки ААШВ-6 с сечением жилы s=10 мм² и длительно допустимым током I_д.д.2 =60 А.

4.4.3 Распределительный шит 0,4 кВ подсоединён к трансформатору алюминиевыми проводами с резиновой изоляцией, проложенными в трубе

4.4.3.1 Расчётный ток в проводах I_р3 находим по величине полной мощности на стороне низшего напряжения трансформатора

4.4.3.2 Для алюминиевых проводов с резиновой изоляцией экономическая плотность тока составляет по таблице 5-16 [10] j_эк =1,2 А/мм² .

4.4.3.3 Экономическое сечение провода составляет s_эк

s_эк =I_р3 /j_эк =157/1,2=131 мм²

4.4.3.4 Выбираем по таблице 2-17 [26] алюминиевый провод марки АПР с сечением жилы s=120 мм² и длительно допустимым током I_д.д.2 =220 А.

4.4.4 Принимая, что двигатели подключены к РШ 0,4 кВ алюминиевыми проводами в резиновой изоляции проложенными в одной трубе, выберем сечение проводов для двигателя Р_ном =45 кВт

4.4.4.1 Расчётный ток в проводах I_р.д. найдём по номинальным характеристикам двигателя

4.4.4.2 Экономическая плотность тока по таблице 5-16 [10] j_эк =1,2А/мм² .

4.4.4.3 Экономическое сечение провода s_эк

s_эк =I_р.д. /j_эк =82,6/1,2=68,8 мм² .

4.4.4.4 По таблице 2-17 [26] выбираем алюминиевый провод с резиновой изоляцией марки АПР сечением жилы s=70 мм² и длительно допустимым током I_д.д. =165 А.

4.4.5 По расчётному току в проводниках выбираем отключающую аппаратуру

4.4.5.1 По расчётному току в кабельной линии 6 кВ, соединяющей внутрицеховые шины с РШ проектируемой установки, I_р1 =200 А выбираем высоковольтный выключатель марки ВМП 10 (таблица на стр. 222 [25]) номинальным током I_ном =1000 А.

4.4.5.2 Двигатели 6 кВ подключаются непосредственно к РШ марки К-2-АЭ, в котором устанавливаются вакуумные выключатели типа BB/TEL со следующими характеристиками:

номинальный ток – 630 А;

номинальный ток отключения выключателя – 12,5 кА;

номинальный ток термической стойкости (0,3 с.) - 12,5 кА.

В дальнейших расчётах оборудование и токопроводы высоковольтного оборудования не рассматриваются.

4.4.5.3 Трансформатор подключён к РШ 6 кВ через выключатель нагрузки типа ВНП-17 с предохранителями, которые выбираются номинальному току I_р2 =11 А. Выбираем предохранители типа ПК-6 номинальным током 80 А.

4.4.5.4 По расчётному току на стороне низшего напряжения трансформатора I_р3 =157 А подбираем автоматический выключатель типа АВМ-4С номинальным током I_ном =400 А.

4.4.5.5 По длительному току в линии электродвигателя I_р.д. =82,6 А, выбираем автоматический выключатель типа А-3710Б на 160 А, ток мгновенного срабатывания 400 А, ток расцепителя 100 А.

4.4.5.6 Выбор аппаратуры для остального оборудования в работе не рассматривается.

4.5 Расчёт токов короткого замыкания

4.5.1 Принимаем сопротивление системы х_с =0,173 Ом.

4.5.2 Найдём сопротивление кабельной линии, соединяющей внутрицеховые шины 6 кВ с РШ проектируемой установки, предполагая её длину l₁ =50 м

4.5.2.1 Активное сопротивление линии составляет r₁

r₁ =r_o ´l₁ =0,169´0,05=0,0085 Ом,

где r_о =0,169 Ом/км – удельное активное сопротивление кабеля сечением жилы 185 мм² по таблице 2-65 [26].

4.5.2.2 Реактивное сопротивление линии х₁

х₁ =х_о ´l₁ =0,08´0,05=0,004 Ом,

где х_о =0,08 Ом/км – удельное реактивное сопротивление кабеля с алюминиевыми жилами согласно [10] на стр. 70.

4.5.3 Суммарное реактивное сопротивление в конце линии х_S1 находится с учётом сопротивления системы

х_S1 =х₁ +х_с =0,004+0,173=0,177 Ом.

4.5.4 Результирующее сопротивление линии z₁

4.5.5 Ток короткого замыкания в конце участка составляет I_к.з.1

4.5.6 По отношению х_S1 /r₁ =0,177/0,0085=20 находим по номограмме на рис. 3.2 [10] ударный коэффициент k_у =1,9.

4.5.7 Ударный ток в конце линии составляет I_уд.1 по формуле (3.8) [10]

I_уд.1 =Ö2´k_у ´I_к.з.1 =Ö2´1,9´19550=52530 А.

4.5.8 Сопротивление кабельной линии, соединяющей РШ и трансформатор находим аналогично, принимая длину линии l₂ =30 м

4.5.8.1 Активное сопротивление линии составляет r₂

r₂ =r_o ´l₂ =3,12´0,03=0,0936 Ом,

где r_о =3,12 Ом/км – удельное активное сопротивление кабеля сечением жилы 10 мм² по таблице 2-65 [26].

4.5.8.2 Реактивное сопротивление линии х₂

х₂ =х_о ´l₂ =0,08´0,03=0,0024 Ом,

где х_о =0,08 Ом/км – удельное реактивное сопротивление кабеля с алюминиевыми жилами согласно [10] на стр. 70.

4.5.9 Суммарное активное сопротивление r_S2

r_S2 =r₁ +r₂ =0,0085+0,0936=0,1021 Ом.

4.5.10 Суммарное реактивное сопротивление в конце линии х_S2

х_S2 =х_S1 +х₂ =0,177+0,0024=0,1794 Ом.

4.5.11 Результирующее сопротивление линии z₂

4.5.12 Ток короткого замыкания в конце участка составляет I_к.з.2

4.5.14 Ударный ток в конце линии составляет I_уд.2 по формуле (3.8) [10]

I_уд.2 =Ö2´k_у ´I_к.з.2 =Ö2´1,16´16780=27527 А.

4.5.15 Найдём сопротивление трансформатора по его номинальным характеристикам

4.5.15.1 Активное сопротивление трансформатора в относительных единицах r_*т по формуле (3.20) [10]

r_*т =DР_к.з. /S_ном =3,1/160=0,0194,

где DР_к.з. =3,1 кВт – номинальные потери трансформатора при коротком замыкании по паспорту;

S_ном =160 кВА – номинальная мощность трансформатора.

4.5.15.2 Реактивное сопротивление трансформатора в относительных единицах х_*т

где u_к =6,5% - характеристика трансформатора.

4.5.15.3 Активное сопротивление трансформатора, приведенное к напряжению 0,4 кВ r_т

4.5.15.4 Реактивное сопротивление трансформатора, приведённое к напряжению 0,4 кВ х_т

4.5.16 Приведём активное сопротивление линии 6 кВ к напряжению 0,4 кВ

4.5.16.1 Коэффициент трансформации трансформатора n

n=U_ВН /U_НН =6000/400=15.

4.5.16.2 Активное приведённое сопротивлении линии r_S2 ^*

r_S2 ^* =r_S2 /n² =0,1021/15² =0,00045 Ом.

4.5.17 Приведённое реактивное сопротивление составляет х_S2 ^*

х_S2 ^* ₌ х_S2 /n² =0,1794/15² =0,0008 Ом.

4.5.18 Найдём сопротивление проводов, соединяющих трансформатор и РШ 0,4, принимая длину проводов l₃ =20 м

4.5.18.1 Активное сопротивление проводов составляет r₃

r₃ =r_o ´l₃ =0,261´0,02=0,00522 Ом,

где r_о =0,261 Ом/км – удельное активное сопротивление кабеля сечением жилы 120 мм² по таблице 2-65 [26].

4.5.18.2 Реактивное сопротивление линии х₃

х₃ =х_о ´l₃ =0,08´0,02=0,0016 Ом,

где х_о =0,08 Ом/км – удельное реактивное сопротивление кабеля с алюминиевыми жилами согласно [10] на стр. 70.

4.5.19 Суммарное активное сопротивление с учетом сопротивления трансформатора r_S3

r_S3 =r_S2 ^* +r_т +r₃ =0,00045+0,0194+0,00522=0,02507 Ом.

4.5.20 Суммарное реактивное сопротивление в конце линии х_S3

х_S3 =х_S2 ^* +х_т +х₃ =0,0008+0,062+0,0016=0,0644 Ом.

4.5.21 Результирующее сопротивление в конце линии z₃

4.5.22 Ток короткого замыкания в конце участка составляет I_к.з.3

4.5.23 По отношению х_S3 /r_S3 =0,0644/0,2507=2,6 находим по номограмме на рис. 3.2 [10] ударный коэффициент k_у =1,3.

4.5.24 Ударный ток в конце линии составляет I_уд.3 по формуле (3.8) [10]

I_уд.3 =Ö2´k_у ´I_к.з.3 =Ö2´1,3´3342=6144 А.

4.5.25 Найдём сопротивление линии электродвигателя Р_ном =45 кВт, принимая длину проводов l₄ =15 м

4.5.25.1 Активное сопротивление проводов составляет r₄

r₄ =r_o ´l₄ =0,447´0,015=0,0067 Ом,

где r_о =0,447 Ом/км – удельное активное сопротивление кабеля сечением жилы 70 мм² по таблице 2-65 [26].

4.5.25.2 Реактивное сопротивление линии х₄

х₄ =х_о ´l₄ =0,08´0,015=0,0012 Ом,

где х_о =0,08 Ом/км – удельное реактивное сопротивление кабеля с алюминиевыми жилами согласно [10] на стр. 70.

4.5.26 Суммарное активное сопротивление на конце линии у двигателя r_S4

r_S4 =r_S3 +r₄ =0,02507+0,0067=0,03177 Ом.

4.5.27 Суммарное реактивное сопротивление в конце линии х_S4

х_S4 =х_S3 +х₄ =0,0644+0,0012=0,0656 Ом.

4.5.28 Результирующее сопротивление в конце линии z₄

4.5.29 Ток короткого замыкания в конце участка перед двигателем составляет I_к.з.4

4.5.30 По отношению х_S4 /r_S4 =0,0656/0,03177=2,06 находим по номограмме на рис. 3.2 [10] ударный коэффициент k_у =1,25.

4.5.31 Ударный ток в конце линии составляет I_уд.4 по формуле (3.8) [10]

I_уд.4 =Ö2´k_у ´I_к.з.4 =Ö2´1,25´3168=5600 А.

4.6 Проверка выбранного оборудования на действие токов короткого замыкания

4.6.1 Сечения кабелей и проводов проверяются на термическую устойчивость к токам короткого замыкания по формуле (3.83) [10]

4.6.1.1 Минимальное сечение жилы кабеля, соединяющего проектируемую установку с РШ 6 кВ согласно (3.83)

s_мин =I_к.з.1 ´Öt_пр /с=19550´Ö0,7/85=192,4 мм² ,

где t_пр =0,7 с – время действия защиты на рассматриваемом участке;

с=85 – коэффициент для кабелей с алюминиевыми жилами согласно стр. 87 [10];

отсюда видно, что выбранное сечение кабеля s=185 мм² не удовлетворяет условиям термической устойчивости, поэтому принимаем кабель с сечением жилы s=240 мм² .

4.6.1.2 Проверка на термическую устойчивость сечения жилы кабеля, соединяющего РШ 6 кВ с силовым трансформатором, не производится, так как установленный на стороне высшего напряжения предохранитель предполагает мгновенное отключение в случае короткого замыкания.

4.6.1.3 Минимальное сечение жилы провода подключения трансформатора к РШ 0,4 кВ согласно (3.83)

s_мин =I_к.з.3 ´Öt_пр /с=3342´Ö0,4/85=25 мм² ,

где t_пр =0,4 с – время действия защиты на рассматриваемом участке с учетом ступени селективности;

с=85 – коэффициент для кабелей с алюминиевыми жилами согласно стр. 87 [10];

отсюда следует, что выбранные провода сечением s=120 мм² являются термически стойкими.

4.6.1.4 Минимальное сечение жилы провода подключения электродвигателя согласно (3.83)

s_мин =I_к.з.4 ´Öt_пр /с=3168´Ö0,1/85=12 мм² ,

где t_пр =0,1 с – собственное время действия выключателя;

с=85 – коэффициент для кабелей с алюминиевыми жилами согласно стр. 87 [10];

отсюда следует, что выбранные провода сечением s=70 мм² являются термически стойкими.

4.6.2 Высоковольтный выключатель ВМП10 проверяется на термическую устойчивость и динамическую стойкость

4.6.2.1 Проверка на динамическую устойчивость

I_уд.н. =64 кА > I_у1 =52,53 А,

где I_уд.н. =64 кА – номинальный ударный ток выключателя.

4.6.2.2 Проверка на термическую устойчивость

I₁₀ ² ´t₁₀ =20² ´10=4000 кА > I_{к .з .} ² ´t_пр =19,550´0,7=13,7 кА,

где I₁₀ =20 кА – ток термической устойчивости в течение 10 секунд.

4.6.2.3 Таким образом, выбранный выключатель удовлетворяет условиям динамической устойчивости и является термически стойким.

4.6.3 Выключатель напряжения проверяем по номинальному току отключения I_н =400 А > I_р2 =11 А.

4.6.4 Предохранители выключателя напряжения проверяем по наибольшему току, отключаемому предохранителем ПК-6 I_пред. =30 кА > I_у =27,530 А.

4.6.5 Автоматический выключатель АВМ-4С проверяем по току короткого замыкания таким образом, чтобы обеспечить отключение автомата в случае действия токов короткого замыкания

I_ном.р. ´1,4=400´1,4=560 А < I_к.з.3 =3342 А,

где I_ном.р. =400 А – каталожный ток расцепителя автомата;

таким образом, в случае короткого замыкания автомат сработает.

4.6.6 Аналогично проверяем автоматический выключатель А-3710Б с номинальным током расцепителя I_ном.р =160 А

I_ном.р. ´1,4=160´1,4=224 А < I_к.з. =3170 А.

4.7 Окончательный выбор коммутирующей аппаратуры, кабелей и проводов

4.7.1 На кабельной линии, соединяющей проектируемую установку с шинами 6 кВ, устанавливается высоковольтный выключатель типа ВМП 10

4.7.2 Выключатель мощности ВНП-17 с предохранителями ПК-6 устанавливается на стороне высшего напряжения трансформатора.

4.7.3 Автоматический выключатель на стороне низшего напряжения трансформатора АВМ-4С.

4.7.4 Автоматический выключатель электродвигателя Р=45 кВт типа А-3710Б.

4.7.5 Окончательно принимаем, что проектируемая установка питается от шин 6 кВ силовым кабелем марки ААШВ-6 сечением жилы s=240 мм² проложенным в земле. Кабельная линия трансформатора выполняется кабелем марки ААШВ-6 сечением жилы s=10 мм² . Со стороны низшего напряжения трансформатора РШ 0,4 кВ подсоединяется проводами марки АПР сечением жилы s=120 мм² , проложенными в трубе. Подсоединение двигателя осуществляется проводами марки АПР сечением жилы s=70 мм² , проложенными в одной трубе.

5 Экономическая часть

5.1 Адиабатная выпарная установка предназначена для получения деминерализованной воды с использованием в качестве греющего теплоносителя вторичных энергоресурсов производства “Аммиак-2”. Такой подход должен обеспечить снижение текущих расходов, и тем самым дать положительный экономический эффект.

Предполагается, что проектируемая установка включается в производственный цикл вместо существующего цеха ХВП, закрытие которого и должно обеспечить экономию денежных средств.

Чтобы определить срок окупаемости проекта необходимо установить стоимость всех затрат на сооружение установки, эксплуатационные расходы, которые будут иметь место, и найти экономию, которую обеспечит внедрение проекта.

5.2 Капитальные затраты на сооружение установки С_кап складываются из стоимости материалов и оборудования и стоимости монтажных работ

5.2.1 Стоимость монтажа определяется по ценникам СНиП с учётом необходимых коэффициентов перевода в действительные цены:

1. Накладные – К₁ =1,21;

2. Перевод в цены 1991 года – К₂ =1,63;

3. Перевод в цены на май 2002 года – К₃ =16,45;

4. Налог на добавленную стоимость – К₄ =1,2.

5.2.2 Отсюда стоимость монтажа оборудования определяется как стоимость в ценах 1984 года умноженная на коэффициенты перевода

С_м =С₁₉₈₄ ´К₁ ´К₂ ´К₃ ´К₄ =С₁₉₈₄ ´1,21´1,63´16,45´1,2=С₁₉₈₄ ´38,93.

5.2.3 Полный перечень оборудования, материалов и затрат на монтажные работы представлен в таблице 8.

Таблица 8 – Стоимость материалов и монтажных работ

5.2.4 Таким образом, капитальные затраты на сооружение проектируемой адиабатной выпарной установки на сегодняшний день составляют С_кап =64958000 руб.

5.3 Текущие расходы на содержание установки составляют в ценах на сегодняшний день

5.3.1 Годовые затраты на электроэнергию С_э.э. из расчёта, что установка работает круглосуточно 330 суток в году

С_э.э. =С_э ´Р_S ´Т_о =0,70´2072´24´330=11487160 руб/год,

где Р_S =2072 кВт – расчётная активная мощность электрооборудования определённая в электротехнической части;

С_э =0,70 руб/кВт´час – стоимость электроэнергии.

5.3.2 Годовые затраты на водооборотный цикл составляют С_в.о.

С_в.о. =С_о ´V´24´330=0,40´6030´24´330=19103040 руб/год,

где V=6030 м³ /час – расход охлаждающей воды из теплового расчёта;

С_о =0,40 руб/м³ – стоимость оборотной воды на АО “Акрон”.

5.3.3 Затраты на заработную плату С_з.п. находим из условия, что проектируемую установку обслуживают три оператора, работающих посменно

С_з.п. =С_з ´12´3=4000´12´3=144000 руб,

где С_з =4000 руб/месяц – средняя заработная плата.

Х.3.4 Суммарные годовые текущие затраты составляют С_т

С_т =С_э.э. +С_в.о. +С_з.п. =11487160+19103040+144000=30734200 руб/год.

5.4 Найдем затраты на выработку деминерализованной воды в цехе ХВП

5.4.1 На сегодняшний день себестоимость глубоко обессоленной воды на АО “Акрон” составляет С_В.Г.О. =8 руб/м³

5.4.2 Годовые затраты на производство деминерализованной воды C_В.Г.О.г

C_В.Г.О.г =С_В.Г.О. ´V_о ´24´330=8´750´24´330=47520000 руб/год,

где V_о =750 м³ /час – производительность цеха ХВП.

5.5 Срок окупаемости проекта Т составит

5.6 Себестоимость получаемой в установке деминерализованной воды С_д составит

где С_ам =С_кап. /20=64958000/20=3247900 руб – линейная норма амортизационных отчислений из расчёта срока службы установки 20 лет;

V_год =594000 м³ – годовая производительность установки по обессоленной воде.

6 Безопасность жизнедеятельности

6.1 Целью данного раздела дипломного проекта является проведение анализа организации условий труда на производстве и обеспечения необходимых требований техники безопасности. Для этого необходимо выделить всё оборудование и технологии, задействованные в проекте и определить все связанные с ними опасные и вредные производственные факторы.

Адиабатная установка термического обессоливания включает в себя следующее оборудование:

- камеры испарения со встроенными поверхностными конденсаторами;

- конденсаторы;

- циркуляционные, конденсатные и вакуумные насосы;

- эжектор;

- трубопроводы питательной воды и рассола;

- паропроводы низкого и высокого давления.

К вредным и опасным производственным факторам в помещении установки можно отнести:

- опасность поражения электрическим током;

- нагретые поверхности;

- повышенный шум, вибрация;

- высокое давление рабочего пара;

- движущиеся части машин и механизмов;

- возможность падения предметов с большой высоты.

Кроме того, необходимо учитывать тот факт, что установка располагается на АО “Акрон” на площадке производства “Аммиак - 2”, и вследствие этого возможно загрязнение воздуха рабочей зоны аммиаком.

Во избежание травматизма рабочего персонала необходимо вести постоянный контроль правильного соблюдения техники безопасности, не допускать использования неисправного оборудования, принимать меры по пресечению нарушений трудовой дисциплины.

6.2 Характеристика санитарно-гигиенических условий труда опасных и вредных производственных факторов на рабочих местах, фактических условиях и по проекту представлена в таблице 9.

Таблица 9 - Характеристика санитарно-гигиенических условий труда, опасных и вредных производственных факторов на рабочих местах в фактических условиях и по проекту

Таблица 9 - Продолжение

Примечания: “О” - опасно, “Н”- нормально

6.3 Санитарно-гигиенические факторы условий труда

6.3.1 Микроклимат любого рабочего помещения определяется со­четанием температуры воздуха, скорости его движения и относительной влажности, барометрическим давлением и тепловым излучением от нагретых поверхностей.

По определению, приведенному в ГОСТ 12.1.005-88, микроклимат производственных помещений - это климат внутренней среды помещений, который определяется действующими на организм человека сочетаниями температуры, влажности и скорости движения воздуха, а также температурой окружающих поверхностей.

Сочетания допустимых параметров микроклимата при длительном и систематическом воздействии на человека могут вызвать переходящие и быстро нормализующиеся изменения теплового состояния организма, сопровождающиеся напряжением механизмов терморегуляции, не выходящим за пределы физиологических приспособительных возможностей. При этом не возникает повреждений или нарушений состояния здоровья человека, но могут наблюдаться дискомфортные тепловые ощущения, ухудшение самочувствия и понижение работоспособности.

Санитарно-гигиенические факторы труда определяются по ГОСТ 12.1.005-88, исходя из категории тяжести труда, которая, в свою очередь, зависит от количества затрачиваемых человеком килокалорий в процессе выполнения работ.

Нормы производственного микроклимата установлены системой стандартов безопасности труда ГОСТ 12.1.005-88 "Общие санитарно-гигиенические требования к воздуху рабочей зоны". В этих нормах отдельно нормируется каждый компонент микроклимата в рабочей зоне производственного помещения: температура, относительная влажность, скорость воздуха в зависимости от способности организма человека к акклиматизации в разное время года, характера одежды, интенсивности производимой работы и характера тепловыделения в рабочем помещении. Для оценки характера одежды и акклиматизации организма в разное время года введено понятие периода года. Теплый период с температурой наружного воздуха +10⁰ С и выше, холодный - ниже +10⁰ С. А так же микроклимат нормируется в зависимости от категории работ.

При учете интенсивности труда все виды работ, исходя из общих энергозатрат организма, делятся на три группы: легкие, средней тяжести и тяжелые.

Работы для оператора установки термического обессоливания согласно ГОСТ 12.1.005-88 относятся к категории тяжести IIа - работы средней тяжести, связанные с постоянной ходьбой, перемещением легких (до одного килограмма) изделий или предметов из положения стоя или сидя и требующие определённых физических напряжений.

Для помещения оператора установки установлены следующие параметры микроклимата при категории тяжести работ IIа:

температура внутреннего воздуха в холодный период года составляет 18-20 ^о С; температура внутреннего воздуха в теплый период года составляет 21-23 ^о С;

относительная влажность воздуха как в холодный период года, так и в тёплый составляет 40-60 %;

скорость движения воздуха в холодный период года составляет не более 0,2 м/с;

скорость движения воздуха в теплый период года составляет не более 0,3 м/с.

Оптимальные параметры микроклимата в помещении операторской обеспечиваются системами кондиционирования воздуха, а допустимые параметры - обычными системами вентиляции и отопления.

Методы снижения неблагоприятного влияния производственного микроклимата регламентируются "Санитарными правилами по организации технологических процессов и гигиеническими требованиями к производственному оборудованию" и осуществляются комплексом технологических, санитарно-технических, организационных и медико-профилактических мероприятий.

6.3.2 Освещение бывает трёх типов: естественное, искусственное и совмещённое. Основным параметром освещения выступает освещённость Е, лк. Освещенность в зданиях и помещениях нормируется согласно СНиП 23-05-95 и зависит от назначения помещения, разряда зрительных работ, условий выполняемой работы.

Нормами установлено восемь разрядов зрительных работ: с 1 по 8. В основу первых семи разрядов положен размер объектов различения, рассматриваемый объект или его часть, требующий различения дефекта, точки, пятна.

Недостаточное освещение понижает зрительное восприятие, развивает близорукость, головную боль, влияет на центральную нервную систему, снижает производительность труда, приводит к несчастным случаям.

Наиболее благоприятная освещенность по субъективным ощущениям людей считается 200 лк. Однако при выполнении различных работ требуется различный уровень освещенности. Контрастность света оказывает психологическое воздействие на человека. Повышение контрастности возбуждает, раздражает, а снижение - успокаивает, но при длительном применении утомляет.

Применяется естественное освещение следующего вида:

- боковое освещение, через окна в наружных стенах;

- верхнее освещение, через световые фонари;

- комбинированное освещение, когда к верхнему освещению добавляется боковое.

Естественное освещение в какой-либо точке помещения характеризуется коэффициентом естественной освещенности (К.Е.О). Наименьшая расчетная освещенность, создаваемая естественным светом в помещении, определяется при наружной освещенности 5000 лк.

Значения коэффициентов естественной освещенности в помещениях производственных зданий надлежит принимать по разряду зрительной работы, исходя из СНиП 23-05-95.

Для оператора установки термического обессоливания, разряд зрительных работ- 4 в, работы средней точности.

Предел различаемости – 0,5-1 мм.

Величина освещенности при искусственном освещении должна быть:

на рабочем месте оператора не ниже 200 лк - для систем общего освещения;

400 лк - при комбинированном освещении.

Аварийное освещение составляет 5% от нормируемого значения, то есть 10 лк.

Необходимый уровень освещённости в помещении операторской обеспечивается установкой светильников общего и местного освещения, в которых применяются люминисцентные лампы дневного света и галогенные лампы.

6.3.3 Вентиляция – организованный воздухообмен, заключающийся в удалении из рабочего помещения загрязнённого воздуха и подаче вместо него свежего наружного (или очищенного) воздуха.

Нормирующим документом для проектирования систем вентиляции является СНиП 2.04.05-91.

Рационально спроектированные и правильно эксплуатируемые вентиляционные системы способствуют улучшению самочувствия персонала, а так же способствует повышению производительности труда.

Системы вентиляции классифицируют по способу перемещения воздуха, направлению воздушного потока, зоне действия, времени года. В зависимости от способа перемещения воздуха различают вентиляцию естественную и механическую.

Существуют и смешанные системы вентиляции.

В зависимости от направления потока воздуха вентиляция бывает приточной и вытяжной. Вентиляцию в производственных помещениях обычно выполняют приточно-вытяжной.

Интенсивность вентиляции характеризуется кратностью воздухообмена, которая определяется по формуле:

К=L/V,

где L - объем воздуха, подаваемого или удаляемого из помещения, м³ ;

V - объем вентилируемого помещения, м³ .

Количество воздуха, необходимого для вентиляции производственного помещения, следует определить расчетом, и только в редких случаях допускается устанавливать по кратности воздухообмена. В соответствии с характером технологического процесса воздухообмен нужно рассчитывать по избыткам явной теплоты (тепловыделения), по избыткам влаги и скрытой теплоты (тепло и влаговыделения), по количеству выделяющихся вредных веществ (выделение вредных паров, газов, пыли). При одновременном выделении теплоты, влаги и вредных веществ, следует рассчитывать воздухообмен для каждого из этих факторов и принимать наибольшее из полученных значений.

Санитарными нормами СН 245-71 регламентируется также минимальное количество воздуха, подаваемого в производственное помещение в расчете на одного работающего. Это количество зависит от объема помещения, приходящегося на одного человека. Если этот объем меньше 20 м³ , то следует предусматривать подачу наружного воздуха в количестве не менее 30 м³ /ч на каждого работающего. Если объем помещения на одного человека превышает 20м³ , то нужно подавать воздух не менее 20м³ /ч на каждого работающего.

В помещениях, где имеются окна, и на одного работающего приходится более 40 м³ объема помещения при отсутствии вредных и неприятно пахнущих веществ, допускается предусматривать периодически действующую вентиляцию (проветривание).

Правильный выбор систем вентиляции имеет большое санитарно-гигиеническое и экономическое значение.

В помещении установки термического обессоливания применяется общеобменная естественная вентиляция. Помещения персонала дополнительно оборудованы системами кондиционирования воздуха.

6.4 Характеристика помещения, зон

6.4.1 Классификация помещений по взрывобезопасности представлена в ПУЭ (Правила устройства электроустановок). Согласно этой классификации по взрывобезопасности помещения делятся на два класса, каждый из которых, в свою очередь, делится на подклассы. Эта классификация производится с учётом наличия взрывоопасных смесей паров и газов, возможности их образования, их распространения в помещении (локальное или повсеместное), возможности образования взрывоопасных смесей в случае пожара, аварии или неисправностей.

Согласно ПУЭ помещение оператора установки термического обессоливания не взрывоопасно, так как в нем не эксплуатируются и не находятся горючие пыли, волокна и газы. Класс по взрывоопасности В-Iа (помещения, в которых опасные ситуации могут возникнуть только в результате аварии или неисправности).

6.4.2 Согласно ПУЭ по электоопасности помещения делятся на три класса:

- помещения с повышенной опасностью, характеризуемые наличием одного из пяти условий: относительная влажность более 75%; температура в помещении выше 35 ^о С; наличие токопроводящей пыли; наличие токопроводящего пола; возможность одновременного прикосновения к имеющим соединение с землёй металлическим элементам технического оборудования или металлоконструкциям здания и металлическим корпусам электрооборудования;

- особоопасные помещения, характеризуются наличием одного из трёх условий: относительная влажность приближается к 100%; наличие химически активной среды; наличие двух или более условий повышенной опасности;

- без повышенной опасности.

Помещение операторской проектируемой установки по ПУЭ относится к помещениям повышенной электрической опасности, так как в нем присутствуют условия, создающие повышенную опасность, такие как:

- полы железо-бетонные;

- сырость;

- высокая температура;

- возможность одновременного прикосновения человека к имеющим соединение с землей металлоконструкции зданий, технологическим аппаратам, механизмам, с одной стороны, и к металлическим корпусам электрооборудования с другой стороны.

6.4.3 Категории пожароопасности производства устанавливаются в соответствии с НБП 105-95 в зависимости от характеристики применяемых в производстве веществ и материалов.

Согласно нбп помещение оператора выпарной установки относится к категории ''Д'' – несгораемые вещества и материалы в холодном состоянии.

6.4.4 Согласно СанПиН 2.2.1/2.1.1.131-01 (санитарные нормы и правила) предприятия, их отдельные здания и сооружения необходимо отделять от жплой застройки санитарно-защитными зонами - СЗЗ. По ширине СЗЗ делятся на пять классов. Ширина СЗЗ зависит от технологического процесса производства, вредных и пахучих выделений в окружающую среду, их количества, выделяемого предприятием шума, вибрации, ультразвука и других опасных и вредных производственных факторов.

Проектируемая установка располагается на территории АО “Акрон” и потому класс санитарно-защитной зоны устанавливается по классу предприятия в целом. И так как АО“Акрон” является химическим предприятием с выбросом вольшого количества вредных дамовыхгазов и веществ, то для него согласно CанПиН устанавливается класс СЗЗ – 1. Такой же класс присваивается и установке термического обесоливания. Расстояние санитарно-защитной зоны при этом составляет не менее 1000 м.

6.4.5 Классификация производственных процессов по санитарному обеспечению санитарно-бытовыми помещениями осуществляется согласно СНиП – 2.09.04-87 и зависит от санитарной характеристики производственных процессов. В связи с этим различают четыре группы производственных процессов, каждой из которых соответствуют свои специальные санитарно-бытовые помещения и устройства.

Согласно СНиП 2.09.04-87 помещения персонала проектируемой установки относится к 2 группе санитарного обеспечения санитарно-бытовыми помещениями. В них необходимо проектировать душ, туалет, раздевалку.

6.4.6 Степень огнестойкости зданий и сооружений регламентируется СНиП II-2.80.

Здания и сооружения по огнестойкости подразделяются на пять степеней. Каждая степень характеризуется группой возгораемости и пределом огнестойкости их основных конструкций.

Все строительные конструкции и материалы делятся на три группы: несгораемые, трудносгораемяе и сгораемые.

По СНиП 2.01.02-85 степень огнестойкости помещений установки термического обессоливания II – трудносгораемые здания (под действием огня и высокой температуры тлеют, обугливаются, горят, но при устранении источника зажигания горение прекращается).

6.5 Разновидности опасных и вредных факторов

6.5.1 Электрическая опасность. Согласно ГОСТ 12.1.009-75 под электроопасностями понимают воздействие на человека электрического тока, электрической дуги, электромагнитного поля и статического электричества.

В помещении проектируемой установки располагаются электроустановки напряжением 380 и 6000 В и частотой рабочего тока 50 Гц. Рабочие параметры тока и напряжения оборудования превышают установленные нормы для помещений с повышенной электроопасностью. Поэтому необходимо проводить ряд мероприятий по обеспечению необходимой степени электробезопасности помещений проектируемой установки.

По ГОСТ 12.1.019-75 для обеспечения электробезопасности должны применяться отдельно, или в сочетании друг с другом следующие технические способы и средства:

- защитное заземление (ГОСТ 12.1.030-81);

- зануление (ГОСТ 12.1.030-81);

- выравнивание потенциалов;

- малое напряжение;

- электрическое разделение сетей;

- защитное отключение;

- изоляция токоведущих частей (рабочая, дополнительная, усиленная, двойная);

- компенсация токов замыкания на землю;

- оградительные устройства;

- предупредительная сигнализация, блокировка, знаки безопасности;

- средства защиты и предохранительные устройства.

Кроме того, при ремонтных работах электроустановок необходимо применять средства индивидуальной защиты, какие как: резиновые перчатки, сапоги, каски; и только инструмент с токоизолирующими рукоятками. Крупный ремонт электроустановок должен проводиться в специализированных цехах.

Технические способы и средства защиты должны быть указаны в нормативно-технической документации на электроустановки.

Исправность на физический и электрический износ средств защиты должна проверяться осмотром перед каждым применением, а также через каждые 6-12 месяцев в зависимости от условий эксплуатации.

6.5.2 Излучения. Из всех перечисленных типов излучений в установке термического обессоливания присутствует только теловое излучение от нагретых открытых кчастков оборудования, трубопроводов и паропроводов. Однако так как все части теплового оборудования выполняются с тепловой изоляцией и температура рабочих потоков не превышает 100-110 ^о С то рассматривать этот опасный фактор мы не будем.

6.5.3 Механические опасности. К механическим опасностям вообще следует относить опасности, которые могут возникнуть у любого объекта, способного причинить травму в результате неспровацированного контакта объекта или его части с человеком. Такой контакт может наблюдаться при взаимодействии человека с объектом в трудовом процессе и при случайном нахождении человека в пределах действия объекта.

К ним относятся:

- шум;

- вибрация;

- движущиеся части машин и механизмов.

6.5.3.1 Шум. Шум – всякий неблагоприятно действующий на человека звук различной частоты и интенсивности. Параметром звука является уровень шума, Дб.

Уровень шума нормируется по ГОСТ 12.1.003-83. Для рабочего места оператора установки термического обессоливания уровень шума не должен превышать 65 дБ.

Источниками шума в проектируемой установке являются:

- насосное оборудование;

- камеры испарения;

- эжектор.

Для защиты от шума необходимо предусматривать следующие мероприятия:

- при разработке технологических процессов, проектировании, изготовлении и эксплуатации машин, производственных зданий и сооружений, а также при организации рабочего места, следует принимать все необходимые меры по снижению шума до значений, не превышающих допустимые по ГОСТ 12.1.003-83

- разработка шумобезопастной техники;

- применение средств индивидуальной защиты по ГОСТ 12.4.051-78;

- применение средств и методов коллективной защиты по ГОСТ 12.1.029-80;

- контроль уровня шума на рабочем месте не реже одного раза в год.

В проектируемой установке всё насосное оборудование располагается в помещении насосной на нулевом уровне и огорожено дополнительными конструкциями. Эжектор и камеры испарения изолируются тепловой изоляцией, что одновременно снижает производимый им уровень шума. Всё оборудование находится в помещении, где нет постоянного присутствия персонала.

6.5.3.2 Вибрация. Вибрация – механические колебания твёрдого тела. Основным её параметром является частота вибрации, Гц.

По характеру действия на человека вибрация делится на общую – передаётся на всё тело, местную – передаётся на органы, соприкасающиеся с источником вибрации, комбинированную.

Предельно-допустимые уровни вибрации нормируются по ГОСТ 12.012-90. Для рабочего места оператора установки термического обессоливания уровень вибрации не должен превышать 85 Гц/мм (кратковременно).

Источниками вибрации являются:

- насосное оборудование;

- трубопроводы и паропроводы;

- эжектор.

Для защиты от вибрации в проектируемой установке предусматриваются следующие мероприятия:

- жесткая установка насосного оборудования на фундамент;

- трубопроводы и паропроводы также имеют жесткое крепление;

- эжектор устанавливается на опорной конструкции имеющей фундамент;

- всё основное и вспомогательное оборудование автоматизируется, управление осуществляется со щита.

Действительные замеры уровня вибрации показывают, что он не превышает 65 Гц/мм.

6.5.3.3 Падение предметов с высоты

Основной причиной возникновения данного опасного фактора в проектируемой установке является наличие крупногабаритного оборудования.

Для устранения опасности поражения данным опасным фактором применяют такие методы, как: установка ограждений мест вероятного падения предметов, рациональное размещение крупногабаритного оборудования в помещении, дистанционность управления процессами. Применяются и другие коллективные средства, обеспечивающие защиту всех работников на участке согласно ГОСТ 12.0.002-80.

К средствам индивидуальной защиты относятся защитные каски, использование которых в помещении установки обязательно.

6.5.3.4 Движущиеся части машин и механизмов

Во вспомогательном оборудовании установки термического обессоливания установлены электродвигатели, которые при помощи вращательных моментов приводят в движение насосы и вакуум-насосы.

Для предотвращения травмирования рабочего персонала согласно ГОСТ 12.0.002-80 необходимо устанавливать ограждения, защитные кожухи, предупреждающие знаки и соблюдать правила техники безопасности. Кроме того, необходимо регулярно проводить инструктаж рабочего персонала по технике безопасности при работе с вращающимися частями машин и механизмов.

6.5.4 Тепловые опасности

К тепловым опасностям в проектируемой установке относят нагретые части оборудования, соприкосновение с которыми может вызвать ожоги. Поэтому необходимо соблюдать правила ТБ и своевременно устранять дефекты оборудования и восстанавливать тепловую изоляцию.

Источниками тепловых опасностей являются:

- трубопроводы и паропроводы;

- конденсаторы;

- камеры испарения;

- запорная, регулирующая арматура.

Мерами по защите персонала является выполнение тепловой изоляции трубопроводов, конденсаторов, камер испарения. Кроме того, применяются индивидуальные средства защиты работников – куртки и рукавицы.

6.5.5 Химические опасности. Вредное вещество – это вещество, которое при контакте с организмом человека в случае нарушения требования безопасности может вызвать травмы, профессиональные заболевания или отклонения в состоянии здоровья, обнаруживаемые современными методами, как в процессе работы, так и в отдалённые сроки жизни настоящего и последующих поколений.

По степени воздействия на организм человека вредные вещества подразделяются на четыре класса опасности:

1-й – вещества чрезвычайно опасные;

2-й – вещества высоко опасные;

3-й – вещества умеренно опасные;

4-й – вещества мало опасные.

Пути попадания в организм – через кожу, через слизистые, через желудок, через лёгкие.

Химическая опасность в помещении установки термического обессоливания может возникнуть от утечек газов на соседних производствах. И так как установка находится на площадке производства “Аммиак-2” то основным вредным веществом, которое может попадать в рабочую зону является аммиак.

Аммиак – бесцветный горючий газ с резким специфическим запахом, токсичен, вызывает острое раздражение и ожоги слизистых оболочек, дыхательных путей, слезотечение, удушье; при попадании в глаза возможна потеря зрения; жидкий аммиак или струя газа вызывает сильные ожоги при вдыхании больших количеств аммиака наступает отёк лёгких; при высоких концентрациях возбуждает ЦНС, вызывает судороги; при острых отравлениях может наступить смерть от отёка лёгких и сердечной недостаточности. Класс опасности 4.

Содержание аммиака в воздухе рабочей зоны не должно превышать ПДК_р.з. =20 мг/м³ и нормируется по ГОСТ 12.1.005-88.

Для обеспечения необходимых мер по защите персонала от возможного воздействия аммиака применяются средства индивидуальной защиты – фильтрующие противогазы. Они располагаются в помещении персонала или носятся с собой.

Кроме того, в помещении проектируемой установки присутствует органическая пыль, которыя получается при использовании изоляционных материалов и различной производственной деятельности. ПДК органической пыли в воздухе рабочей зоны составляет 10 мг/м³ , класс опасности 4.

Основные меры по снижению запылённости заключаются в герметизации источников пыли и регулярное проветривание помещений персонала..

К индивидуальным средствам защиты относят применение рабочей одежды и респираторов в случае необходимости.

6.6 Пожарная безопасность

По ГОСТ 12.1.004-85 мероприятия по пожарной безопасности разделяются на: организационные, технические, режимные и эксплутационные.

Организационные мероприятия предусматривают правильную эксплуатацию оборудования, соблюдение противопожарной безопасности.

К техническим мероприятиям относится соблюдение норм противопожарных правил.

Эксплутационными мерами являются своевременные профилактические осмотры, ремонты технологического оборудования.

Для предотвращения возникновения пожара необходимо выполнять следующие основные правила:

- соблюдение техники безопасности;

- наличие средств пожаротушения: огнетушители ОУ-8 из расчета один огнетушитель на 50 м² площади помещения, ящики с песком, лопаты, багры ведра топоры;

- правильное хранение горюче-смазочных материалов;

- противопожарная профилактика.

Приведённых выше мер противопожарной безопасности достаточно для обеспечения безопасного режима эксплуатации проектируемой установки термического обессоливания с точки зрения пожарной безопасности.

6.7 Возможная причина возникновения взрыва

Взрыв характеризуется резким повышением давления и выделением большого количества энергии. Взорваться может любой сосуд, находящийся под давлением.

В установке термического обессоливания основным источником возникновения взрыва может служить паропровод высокого давления.

Для предотвращения аварийных ситуаций подобного рода применяется различная предохранительная арматура (клапана). Кроме того, персонал должен регулярно проходить аттестацию на знание правил эксплуатации сосудов работающих под давлением и инструктаж по технике безопасности. Паропровод высокого давления должен быть соответствующим образом маркирован.

Причины возникновения взрыва, связанные с взрывоопасными веществами, отсутствуют.

7. Экологическая справка

В настоящее время обессоленную воду на АО “Акрон” получают в цехе химводоподготовки ионообменным способом в насыпных фильтрах. В результате деятельности этого цеха регулярно образуется большое количество отходов в виде отработанных ионообменных смол и стоков в виде кислот и щелочей, используемых в технологии для регенерации фильтров.

Проектируемая адиабатная выпарная установка устанавливается на территории АО “Акрон” на площадке производства “Аммиак-2” и предназначена для выработки обессоленной воды термическим способом в количестве 750 т/час для нужд предприятия. При этом предполагается полностью отказаться от производства деминерализованной воды в существующем цехе химводоподготовки. Это позволит уменьшить количество вредных стоков на предприятия в целом, так как в установке термического обессоливания не предполагается использование химических реагентов, а сточные воды производства не содержат особо опасных или токсичных веществ.

В качестве сырья в установке используется вода из реки Волхов прошедшая предварительную очистку в корпусе 174 в количестве 1136 т/час. В качестве греющего пара используется низкопотенциальный пар отработанный в турбинах привода основного оборудования производства “Аммиак-2”, в настоящий момент конденсируемый в воздушных холодильниках, и пар 40. Кроме того, в схему установки включён водооборотный цикл, необходимый для охлаждения теплоотводящих ступеней.

Установка выполняется из листовой стали и металлопроката. Отдельные узлы выполняются из латуни и нержавеющей стали. При проектировании использована схема с рециркуляцией рассола, что позволяет сократить выбросы концентрированной продувочной воды и уменьшить затраты теплоты на производство обессоленной воды. В ходе теплового расчёта было установлено, что такая схема обеспечит наилучшие показатели экологичности и материалозатрат. Затраты теплоты на производство одной тонны деминерализованной воды при такой схеме составляют 565 МДж.

Потери теплоты в окружающую среду происходят через наружные поверхности камер испарения и перепускные трубопроводы. Для сокращения этих потерь и для обеспечения необходимого температурного режима установка располагается в помещении, а отдельные узлы установки и трубопроводы покрываются тепловой изоляцией, выполненной из минераловатных мат по ГОСТ 21880-86 и плит из минеральной ваты на синтетическом связующем по ГОСТ 9573-82.

Часть воды оборотного цикла предполагается охлаждать в воздушных холодильниках производства “Аммиак-2”, высвобождающихся вследствие использования отработанного пара в выпарной установки. Продувочную воду с температурой t_к =40 ^о С в количестве 378 т/час можно использовать для отопления производственных помещений в зимний период.

Насосное оборудование располагается в специальном помещении – насосной на нижней отметке. Это облегчает эксплуатацию и обеспечивает необходимую защиту от шума, уровень которого за пределами помещения насосной не превышает допустимого.

В результате работы установки образуются сточные воды и жидкие и твёрдые отходы, перечень которых представлен в таблицах 10 и 11. Сточные воды сбрасываются в промливневую общезаводскую канализацию, где затем очищаются на биологических очистных сооружениях предприятия. Содержание вредных веществ в сточных водах значительно ниже ПДК.

Из вышеприведённых экологических характеристик следует, что проектируемая установка не будет оказывать существенного влияния на окружающую природную среду при соблюдении требуемых условий эксплуатации и необходимых мер по защите окружающей среды. Получаемая продукция в виде деминерализованной воды является экологически чистой, в производство – безопасным с точки зрения экологии.

Список использованных источников

1. Бакластов А.М. Проектирование, монтаж и эксплуатация теплоиспользующих установок. Учебное пособие для студентов специальности “Промышленная теплоэнергетика” высших учебных заведений. – М.: Энергия, 1970. – 568 с.

2. Водоподготовка. Процессы и аппараты. Под ред. О. И. Мартыновой. Учебное пособие для вузов. – М.: Атомиздат, 1977. – 352 с.

3. ГОСТ 12.1.003-83 Шум

4. ГОСТ 12.1.004-85 Пожарная безопасность

5. ГОСТ 12.1.005-88 Общие санитарно-гигиенические требования к воздуху в рабочей зоны.

6. ГОСТ 12.1.012-90 Вибрация

7. Идельчик И. Е. Справочник по гидравлическим сопротивлениям. – М.: Государственное энергетическое издательство, 1960.

8. Исаченко В. П. Теплообмен при конденсации. М.: Энергия, 1977. – 240 с.

9. Контактные теплообменники./Е. И. Таубман, В. А. Горнев, В. Л. Мельцер и др. – М.: Химия, 1987. – 256 с.

10. Липкин Б. Ю. Электроснабжение промышленных предприятий и установок: Учебник для учащихся техникумов. – М.: Высш. школа, 1981. – 376 с.

11. Малюшенко В.В., Михайлов А.К. Энергетические насосы: Справочное пособие. – М.: Энергоиздат, 1981. – 200 с.

12. Отчёт по НИР – Разработка технических приложений по созданию выпарной установки адиабатного вскипания для обезвреживания сточных вод цеха нитроаммофоски и оптимизация режимов её работы. – Новгород, 1989.

13. Павлов К.Ф., Романков П.Г., Носков А.А. Примеры и задачи по курсу процессов и аппаратов химической технологии. – Л.: Химия, 1976. – 552 с.

14. Пастушенко Б. Л. Повышение эффективности процессов концентрированных минерализованных вод и растворов в установках мгновенного вскипания. Диссертация на соискание учёной степени кандидата технических наук – Одесса, 1988.

15. Постоянный технологический регламент №24 агрегата №3 производства аммиака. Новгород, 1999 г.

16. Постоянный технологический регламент цеха ХВП.

17. Промышленная теплоэнергетика и теплотехника: Справочник. Под общ. Ред. В. А. Григорьева и В. М. Зорина. – М.: Энергоатомиздат, 1983. – 552 с.

18. Ривкин С. Л., Александров А. А. Теплофизические свойства воды и водяного пара. – М.: Энергия, 1980. – 424 с.

19. Сийрде Э. К., Теаро Э. Н., Миккал В. Я. Дистилляция. Издательство «Химия», 1971. – 216 с.

20. Слесаренко В. Н. Дистилляционные опреснительные установки. – М.: Энергия, 1980. – 248 с.

21. СНиП 2.04.05.-91 Вентиляция

22. СНиП 23-05-95 Освещение

23. Соколов Е.Я., Зингер Н.М. Струйные аппараты. – М.: Энергия, 1970. – 288 с.

24. Справочник по теплообменникам: В 2-х томах/ Пер. с англ. Под ред. О.Г. Мартыненко и др. – М.: Энергоатомиздат, 1987. – 352 с.

25. Справочная книжка энергетика. Сост. А.Д. Смирнов. – М.: Энергия, 1978. – 336 с.

26. Справочник по проектированию электрических сетей и электрооборудования./ Под ред. В. И. Круповича, Ю.Г. Барыбина, М. Л. Самовера. – М.: Энергоиздат, 1981. – 408 с.

27. Таубман Е. И. Выпаривание. – М.: Химия, 1982.

28. Теплотехнические свойства технически важных газов при высоких температурах и давлениях: Справочник/ В. Н. Зубарев, А. Д. Козлов, В. М. Кузнецов и др. – М.: Энергоатомиздат, 1989. – 232 с.

29. Теплотехнический справочник. – Изд. 2-е, перераб. Под ред. В. Н. Юренева и П. Д. Лебедева. 2 тома. – М.: Энергия, 1975.

30. Фраас А., Оцисик М. Расчёт и конструирование теплообменников. Перев. с англ. М.: Атомиздат, 1971.

31. Энергосбережение в химических производствах. Сборник научных трудов. Под ред. С. С. Кутателадзе и Б. И. Псахиса. – Новосибирск, 1986.