Л.С.Стерллан
В. Н. Покровский
ФИЗИЧЕСКИЕ
И ХИМИЧЕСКИЕ
МЕТОДЫ ОБРАБОТКИ
ВОДЫ НА ТЭС
Допущено Государственным комитетом СССР
по народному образованию в качестве учебника
для студентов вузов, обучающихся по специальности
«Тепловые электрические станции»
МОСКВА ЭНЕРГОАТОМИЗДАТ
1991

ББК 31.37
С 79
УДК 621.311.22:621.187.12@75.8)
Рецензенты: кафедра ТВТ Ивановского энергетического института
и П. А. Акользин
Редактор издательства Н. Н. Сошникова
Стерман Л. С, Покровский В. Н.
С 79 Физические и химические методы обработки воды на
ТЭС: Учебник для вузов.— М.: Энергоатомиздат, 1991.—
328 с: ил.
ISBN 5-283-00041-9
Рассмотрены современные физико-химические и термические методы
обработки воды и очистки конденсата на электростанциях. Описаны
устройства, принципы действия и способы расчетов некоторых типов
установок. Дана оценка влияния ряда основных факторов на
эффективность их работы.
Для студентов вузов, обучающихся по специальности «Тепловые
электрические станции». Может быть полезен инженерно-техническому
персоналу электростанций и котельных.
2203060000-096
С 05K0D-91 165-91 ББК 3L37
ISBN 5-283-00041-9
© Авторы, 1991

ПРЕДИСЛОВИЕ
Курс «Физические и химические методы обработки воды
на ТЭС» введен в учебные планы по подготовке инженеров-
теплоэнергетиков сравнительно недавно. Первая книга по
этому курсу, называвшаяся «Химические и термические методы
обработки воды на ТЭС», была выпущена в качестве учебного
пособия теми же авторами в 1981 г. Книга получила высокую
оценку в опубликованных рецензиях и при обсуждении в
методической комиссии Минвуза СССР. Однако она не в полной
мере отражает всю программу курса и отвечает требованиям,
которые можно предъявить к учебной литературе данного
направления в настоящее время. Повышение качества
подготовки специалиста, перестройка процесса обучения в высшей
школе, особое внимание, уделяемое сейчас самостоятельной
работе студентов, широкому применению ЭВМ, вопросам
экологии,— все это потребовало от авторов не только
расширить выпущенную ранее книгу, но и существенно
переработать ее.
В соответствии с программой курса в книге рассмотрены
все основные методы обработки воды, которые применяются
на ТЭС и, как можно полагать, будут применяться в
ближайшем будущем, уделено большое внимание методам, при
применении которых резко сокращается количество сточных
вод, рассмотрены пути создания бессточных ТЭС и успехи,
достигнутые уже в этом направлении в настоящее время.
Книга предназначается для студентов, специализирующихся
по проектированию и эксплуатации тепловой части ТЭС.
Инженеры этой специальности должны владеть современными
методами расчета, наладки, испытания и эксплуатации
аппаратов термической обработки воды, уметь проектировать
3

их. Поэтому применительно к таким аппаратам в книге
приводятся методики выбора схемы включения их в тепловую
схему ТЭС, гидродинамического и теплового расчетов,
определения качества дистиллята, методы расчета
производительности аппарата и способы повышения ее в процессе
эксплуатации, разработанные на кафедре ТЭС МЭИ программы
таких расчетов на ЭВМ.
Рассмотренные в книге современные методы расчетов
и программы для ЭВМ понадобятся студентам также при
курсовом проектировании. Они могут быть использованы
и в инженерной практике.
Введение, гл. 6—11, 13 учебника написаны Л. С. Стерманом,
гл. 1—5, 12 — В. Н. Покровским.
Авторы выражают благодарность коллективу кафедры
технологии воды и топлива Ивановского энергетического
института им. В. И. Ленина (зав. кафедрой канд. техн. наук
В. Н. Виноградов) и доктору техн. наук, профессору
П. А. Акользину за ряд ценных замечаний по рукописи.
Авторы

ВВЕДЕНИЕ
В.1. МЕТОДЫ ОБРАБОТКИ ВОДЫ НА ТЕПЛОВЫХ
ЭЛЕКТРОСТАНЦИЯХ
В настоящее время в большинстве промышленно развитых
стран выработка электроэнергии в основном производится на
электрических станциях с паротурбинными установками,
работающими на органическом топливе. Так, в Советском Союзе
в 1985 г. на таких станциях выработано 75,3% всего количества
электроэнергии, в США — 73%. Аналогичная картина
наблюдается в ряде других стран. Рабочей средой на установках
тепловых электростанций является вода.
В атомной энергетике также применяются почти
исключительно паротурбинные агрегаты, работающие на
водяном паре.
Подготовка воды на современных электростанциях с
паротурбинными установками является весьма ответственной
задачей, так как от качества ее в большой мере зависит
надежность и экономичность эксплуатации оборудования. Для
того чтобы паротурбинный блок мог длительно работать без
отложений в экранных трубах, пароперегревателе и проточной
части турбины, концентрация отдельных составляющих в
питательной воде должна исчисляться значениями от 5 до
100 мкг/кг. Получать такую воду в необходимых, часто
больших количествах в течение всего периода эксплуатации
электростанции можно лишь, применяя весьма совершенные
методы обработки ее.
Вода на электростанциях используется для заполнения
контура паротурбинной установки и компенсации потерь пара
и конденсата во время работы, подпитки тепловых сетей,
а также для отвода теплоты в конденсаторах турбин и
вспомогательных теплообменниках. Во всех случаях применяемая
сырая вода проходит соответствующую обработку, однако
5

наиболее высокие требования предъявляются к качеству воды,
служащей для заполнения контура паротурбинной установки
и подпитки его в процессе эксплуатации.
На тепловых электростанциях (ГЭС) применяются
различные методы обработки воды, однако в основном все эти
методы можно разделить на безреагентные, или физические
методы и методы, в которых используются различные
препараты (химические реактивы). Безреагентные (физические)
методы применяются и как отдельные этапы в общем
технологическом процессе обработки воды, и как
самостоятельные методы, обеспечивающие получение воды требуемого
качества. Применяя химическую обработку (включая также
методы ионного обмена), можно получить как умягченную,
так и глубокообессоленную воду; при одном из наиболее
распространенных на ТЭС физических методов — термической
обработке воды — всегда получают дистиллят, т. е. воду с очень
небольшим содержанием примесей. Однако в ряде случаев
при термической обработке, проводимой с целью глубокого
обессоливания, применяется умягченная вода, т. е. вода,
прошедшая уже химическую обработку или ионирование.
Выбор метода обработки воды, составление общей схемы
технологического процесса при применении различных методов,
определение требований, предъявляемых к качеству ее, существенно
зависят от состава исходных вод, типа электростанции, параметров
ее, применяемого основного оборудования (паровых котлов,
турбин), системы теплофикации и горячего водоснабжения. При
применении термических методов обработки воды экономичность
метода зависит также от того, как включена обессоливающая
установка в схему станции, а также от характеристик и параметров
оборудования. Поэтому до того, как перейти к рассмотрению
методов обработки воды, необходимо хотя бы в самом общем
виде познакомиться с типами и схемами тепловых электростанций.
В.2. ТИПЫ ТЕПЛОВЫХ ЭЛЕКТРОСТАНЦИЙ
Основным назначением электрических станций является
снабжение электрической энергией предприятий промышленного
и сельскохозяйственного производства, коммунального
хозяйства и транспорта. В ряде случаев электростанции обеспечивают
также предприятия и жилые здания паром и горячей водой.
На электростанциях, предназначенных только для
производства электроэнергии, устанавливаются паровые турбины с
глубоким вакуумом, так как чем ниже давление пара на выходе
из турбины, тем большая часть энергии рабочей среды
превращается в электрическую. При этом основной поток
пара конденсируется в конденсаторе и большая часть энергии,
содержащейся в паре, теряется с охлаждающей водой.
6

Тепловые электрические станции, предназначенные только
для производства электроэнергии, называются
конденсационными электрическими станциями (КЭС). Конденсационные
электростанции, работающие на органическом топливе,
строятся обычно вблизи мест добычи топлива.
Электростанции, предназначающиеся для производства
электрической энергии и обеспечения теплового потребителя паром
и горячей водой, имеют паровые турбины с промежуточным
отбором пара или противодавлением. На таких установках
теплота отработавшего пара частично или даже полностью
используется для теплоснабжения, вследствие чего потери
теплоты с охлаждающей водой сокращаются или вообще
отсутствуют (на установках с турбогенераторами с
противодавлением). Однако доля энергии, преобразованной из
тепловой формы в электрическую, при одних и тех же начальных
параметрах пара на установках с теплофикационными
турбинами ниже, чем на установках с конденсационными
турбинами. Тепловые электрические станции, на которых
отработавший в турбине пар используется для теплоснабжения,
называются теплоэлектроцентралями (ТЭЦ). Обычно ТЭЦ
строятся вблизи потребителей теплоты — промышленных
предприятий или жилых массивов, если ТЭЦ предназначена для
теплофикации города (района).
В последние годы в ряде стран создаются установки для
опреснения морских и солончаковых вод, работающие на паре,
отбираемом от турбин теплоэлектроцентралей. Электростанции
такого типа строятся в местах, где имеется недостаток пресной
воды и ее необходимо получать в больших количествах.
В.З. СХЕМЫ КОНДЕНСАЦИОННЫХ ЭЛЕКТРОСТАНЦИЙ
Конденсационные электрические станции (КЭС) большой
мощности на органическом топливе строятся в настоящее
время в основном на высокие параметры пара и низкое
конечное давление его (глубокий вакуум). Это дает
возможность уменьшить расход теплоты на единицу выработанной
электроэнергии, так как чем выше начальные параметры
Р0 и t0 перед турбиной и ниже конечное давление пара Рж,
тем выше КПД установки.
На рис. В.1 представлены типичные тепловые схемы
конденсационных установок на органическом топливе. По схеме
на рис. В.1, а подвод теплоты к циклу происходит только
при генерации пара и подогреве его до выбранной температуры
перегрева tne; по схеме на рис. В.1, б наряду с передачей
теплоты при этих условиях теплота подводится к пару и после
того, как он отработал в части высокого давления (ЧВД)
турбины.
7

Рис. В. 1. Типичные тепловые схемы паротурбинных конденсационных установок
без промежуточного перегрева пара (а) и с промежуточным перегревом (б):
1—паровой котел; 2—турбина; 3 — электрогенератор; 4 — конденсатор; 5 — конденсатный
насос; 6 — регенеративный подогреватель низкого давления; 7 -дренажный насос; 8 —
деаэратор; 9—питательный насос; 10 — регенеративный подогреватель высокого давления
Первая схема называется схемой без промежуточного
перегрева, вторая — с промежуточным перегревом пара.
Как известно из курса термодинамики, тепловая
экономичность второй схемы при одних и тех же начальных и конечных
параметрах и правильном выборе параметров промежуточного
перегрева (промперегрева) выше.
По обеим схемам отработавший пар конденсируется в
конденсаторе 4, охлаждаемом циркулирующей в трубках
технической водой. Конденсат турбины конденсатным насосом
5 через регенеративные подогреватели 6 подается в деаэратор 8.
8

Деаэратор служит для удаления из воды растворенных
в ней газов, однако одновременно в нем, так же как
и в регенеративных подогревателях, питательная вода паровых
котлов подогревается паром, отбираемым для этого из отборов
турбины. Деаэрированная вода питательным насосом 9 через
подогреватели 10 подается в экономайзер парового котла.
Технологическая схема гакой электростанции, работающей
на угольной пыли, показана на рис. В.2. Топливо в
железнодорожных составах поступает к разгрузочным устройствам
2, откуда с помощью ленточных транспортеров 4 — на склад
3, со склада топливо подается в дробильную установку 5.
Имеется возможность подавать топливо в дробильную
установку и непосредственно от разгрузочных устройств. Из
дробильной установки топливо поступает в бункера сырого угля 6,
а оттуда через питатели — в пылеугольные мельницы 7.
Угольная пыль пневматически транспортируется через
сепаратор и циклон в бункер угольной пыли 10, а оттуда
питателями // подается к горелкам.
Газы, образующиеся при горении в топочной камере, после
выхода из нее проходят последовательно газоходы котла, где
в пароперегревателе (первичном и вторичном, если
осуществляется цикл с промежуточным перегревом) и водяном
экономайзере отдают теплоту рабочему телу, а в
воздухоподогревателе— подаваемому в паровой котел воздуху. Затем
в золоуловителях (электрофильтрах) 75 газы очищаются от
летучей золы и через дымовую трубу 17 дымососами 16
выбрасываются в атмосферу.
Шлак и зола, выпадающие под топочной камерой,
воздухоподогревателем и золоуловителями, смываются водой и по
каналам поступают к багерным насосам 33, которые
перекачивают их на золоотвалы.
Воздух, необходимый для горения, подается в
воздухоподогреватель дутьевым вентилятором 14. Забирается воздух
обычно вверху котельной или (при паровых котлах большой
производительности) снаружи котельного отделения.
Перегретый пар от парового котла 13 поступает к турбине
22. Конденсат из конденсатора турбины подается конденсат-
ными насосами через регенеративные подогреватели низкого
давления 18 в деаэратор 20, а оттуда питательными насосами
21 через подогреватели высокого давления 19 — в экономайзер
котла.
Потери пара и конденсата восполняются в данной схеме
химически обессоленной водой, которая подается в линию
конденсата за конденсатором турбины. Потери могут
восполняться также дистиллятом, который получают в аппаратах,
называемых испарителями. Дистиллят направляется обычно
непосредственно в деаэратор.
9

1- >2
.8.
5,-- Q
..2-е-1
4 5 I
! .. В ч
и v
I О И
5 3 Э I
ex
--So
f- W
)S ^ Я ^ 55
«r:
, ■? о
II
О
я
л
с
. 2
18*
2 о &
5§пс
й я«
Я я о о
I Ч « Я И Ю й
5 S 2 oi S t
я I I
о ^
С =
HI
go
'II
III!
Si
О «-j

Охлаждающая вода подается в конденсатор из источника
водоснабжения циркуляционными насосами 25. Подогретая
вода сбрасывается в тот же источник на расстоянии от места
забора, достаточном для того, чтобы подогретая вода не
подмешивалась к забираемой.
В схемах может быть предусмотрена небольшая сетевая
подогревательная установка для теплофикации электростанции
и прилегающего поселка. К сетевым подогревателям 29 этой
установки пар поступает из отборов турбины.
Выработанная электроэнергия отводится от электрического
генератора к внешним потребителям через повышающие
электрические трансформаторы. Для снабжения электроэнергией
электродвигателей, осветительных устройств и приборов
электростанции имеется электрическое распределительное
устройство собственных нужд.
В.4. СХЕМЫ ТЕПЛОЭЛЕКТРОЦЕНТРАЛЕЙ
Теплоэлектроцентрали (ТЭЦ) могут иметь турбины с
противодавлением или конденсационные с регулируемыми
отборами (рис. В.З).
В схемах с турбинами с противодавлением весь
отработавший пар подается тепловому потребителю, поэтому существует
прямая зависимость между количеством вырабатываемой
электрической энергии и расходом пара, отдаваемого тепловому
потребителю. При пониженных электрических нагрузках часть
пара необходимо пропускать помимо турбины через редукци-
онно-охладительное устройство (рис. В.З, а); при высоких
электрических нагрузках и небольшой потребности в паре у
теплового потребителя недостающее количество электроэнергии
должно вырабатываться на электростанциях с турбинами
конденсационного типа. Таким образом, установка будет
использоваться достаточно полно только в том случае, если
она рассчитана иа ту часть тепловой нагрузки, которая
сохраняется в течение большей части года. Давление пара за
турбиной должно быть выбрано таким, какое требуется для
производственных нужд.
На установках с турбинами конденсационного типа,
имеющими регулируемые отборы (рис. В. 3,6), выработка
электрической энергии и отпуск теплоты могут изменяться в
достаточно широких пределах независимо друг от друга. При
этом полная номинальная электрическая мощность, если это
требуется, может быть достигнута при отключенной тепловой
нагрузке. Турбины такого типа имеют обычно один, два или
даже три регулируемых отбора. При одном регулируемом
отборе отводимый от турбины пар может поступать на
производственные нужды или на теплофикацию. При двух
11

£
ттттг
-0
Рис. В.З. Тепловые схемы ТЭЦ с турбиной с противодавлением (а) и с турбиной
с регулируемым отбором (б):
I — паровой котел; 2—редукционно-охладительная установка (РОУ); 3—турбогенератор;
4—тепловой потребитель (ТП); 5—конденсатор; б—обратный конденсатный насос (ОКН);
7—конденсатный насос; 8 — отбор пара от турбины; 9 — подвод пара к регенеративным
подогревателям; 10— регенеративные подогреватели низкого давления; //—деаэратор;
12—подвод пара от отбора турбины; 13 — питательный насос (ПН); 14 — регенеративные
подогреватели высокого давления
регулируемых отборах либо оба отбора являются
теплофикационными, либо один из них является производственным,
а другой — теплофикационным. Имеются также установки с
одним производственным и двумя теплофикационными отборами.
В.5. ПОТЕРИ ПАРА И КОНДЕНСАТА. ВОСПОЛНЕНИЕ ПОТЕРЬ
На всех электростанциях в процессе эксплуатации часть
рабочей среды (пара и конденсата) теряется. Потери связаны
с протечками в арматуре, предохранительных клапанах и
фланцевых соединениях, необходимостью дренирования воды и пара
12

при пуске и останове оборудования, прогреве трубопроводов,
с использованием пара и горячей воды на санитарные и
технические нужды электростанции (на разогрев мазута, мазутные
форсунки, паровую обдувку поверхностей котла, промывку
некоторых аппаратов перед пуском и пр.). Кроме того, на
электростанциях с барабанными котлами для поддержания
допустимых концентраций в котловой воде растворенных в ней
веществ, шлама и продуктов коррозии проводится непрерывная
продувка котла и часть этой воды также теряется (сбрасывается
в дренаж). Все эти потери, имеющие место непосредственно
на ТЭС, принято называть внутренними.
Внутренние потери электростанции регламентируются. При
номинальной мощности паротурбинной установки внутренние
потери на КЭС по отношению к общему расходу питательной
воды котла (без учета потерь с продувочной водой) должны
быть не выше 1%, на ТЭЦ с отопительной нагрузкой—до
1,2% и на ТЭЦ с промышленной или промышленно-отопитель-
ной нагрузкой — до 1,6%. При пониженных нагрузках
паротурбинного агрегата потери в абсолютном выражении практически
остаются теми же, что и при номинальной.
На теплоэлектроцентралях наряду с внутренними потерями
имеются еще потери у потребителя теплоты и при
транспортировке воды и пара. Эти потери нередко существенно
превышают внутренние, так как пар и горячая вода могут
использоваться потребителем теплоты в технологическом
процессе предприятия.
Для заполнения контура паротурбинной установки и
восполнения потерь в нем на современных крупных ТЭС может
применяться только глубокообессоленная вода. В настоящее
время такую воду получают почти всегда химическим и
термическим методами обессоливания. Заполнение тепловых сетей
и компенсация потерь в них проводятся обычно водой,
умягченной ионированием.

Глава 1
ПРИМЕСИ ПРИРОДНЫХ ВОД И ПОКАЗАТЕЛИ
КАЧЕСТВА ВОДЫ
1.1. ПОСТУПЛЕНИЕ ПРИМЕСЕЙ В ВОДУ
Биосфера Земли находится в динамическом равновесии,
основой которого является кругооборот веществ и превращение
энергии. При этом происходят циклические изменения состояния
отдельных веществ с возвращением их в начальное положение.
Кругооборот воды — первооснова всего живого на Земле.
Под влиянием солнечной радиации (мощность потока которой
на Землю превышает 10 кВт) с поверхности земного шара
ежегодно испаряется около 550 тыс. км3 воды, из них свыше
400 тыс. км3 — с поверхности Мирового океана. Около двух
третей этой воды возвращается в виде осадков в океан,
образуя малый кругооборот воды. Остальная часть уносится
ветрами на сушу, присоединяется к испарениям с поверхности
земли и также выпадает в виде осадков, пополняя убыль
воды на суше, возникающую за счет испарения и стока воды
в Мировой океан, и образуя большой кругооборот воды,
обеспечивающий жизнь на Земле. При испарении и
последующей конденсации воды в кругооборотах происходит ее
очистка от загрязняющих веществ и непрерывное пополнение
водных ресурсов в глобальном масштабе чистой пресной водой.
Наряду с природным круговоротом в настоящее время
существует производственно-бытовой кругооборот
воды, созданный в результате деятельности человека: вода
забирается из источника на производственные и бытовые
нужды и после использования возвращается обратно в источник
[7, 41].
Попадая на землю, вода образует поверхностный и
подземный стоки. Поверхностные воды в конечном счете образуют
14

Рис. 1.1. Схема залегания
подземных вод:
/—водонепроницаемые пласты;
2—водоносный горизонт грунтовых
вод; 3—водоносный горизонт меж-
пластовых безнапорных вод; 4 —
водоносный горизонт межпластовых
напорных (артезианских) вод;
5—колодец, питающийся грунтовой
водой; 6—колодец, питающийся
межпластовой безнапорной водой;
7—артезианская скважина
водотоки (ручьи, реки) и водоемы (пруды, озера),
объединенные в литературе для краткости общим названием —
водоемы. Фильтруясь через почву, вода достигает
водонепроницаемых пластов и стекает вдоль них, образуя над-
пластовые (грунтовые) воды. При стекании воды между
двумя водонепроницаемыми пластами образуются меж
пластовые (артезианские) воды. Эти воды образуют подземный
сток, который может выходить на поверхность в месте выхода
на нее водонепроницаемых пластов (рис. 1.1). Конечным этапом
движения воды является бессточный водоем — океан.
В соответствии с отдельными этапами большого
кругооборота воды различают атмосферную, поверхностную
и соленую (океанскую, морскую) воду.
Примеси поступают в воду на всех этапах ее природного
и производственно-бытового круговоротов. Уже при испарении
воды часть примесей переходит в пар. При конденсации влаги
в атмосфере образуется атмосферная вода. Она является
наиболее чистой природной водой (ее солесодержание не
превышает 50 мг/кг). В процессе конденсации и при выпадении
на поверхность в ней растворяются кислород, азот, углекислый
газ, а в промышленных регионах — также окислы серы и азота.
Кроме того, осадки при их выпадении на поверхность земли
захватывают также частицы пыли, золы и сажи.
Попавшая на поверхность земли атмосферная вода
встречается с различными органическими и неорганическими
соединениями. Часть органических веществ при помощи бактерий реагирует
с растворенным в воде кислородом. При этом образуются
минеральные кислоты (H2S03, H2S04, HN03, Н3Р04 и др.),
которые в дальнейшем взаимодействуют с труднорастворимыми
осадочными породами (карбонатами), приводя к поступлению
в воду хорошо растворимых бикарбонатов, например
2СаСОэ • MgC03 + 2H2S04?±Ca (HC03J +
+ Mg(HC03J + CaS04 + MgS04; A.1)
CaC03 + H20 + C02+±Ca(HC03J; A.2)
FeC03 + H20 + C02+±Fe(HC03J. A.3)
15

Убыль кислорода в поверхностных водах пополняется за
счет аэрации воды воздухом. Концентрация С02
поддерживается на уровне 10 ~5 моль/кг в соответствии с растворимостью
этого газа в воде в природных условиях. Хорошо растворимые
минеральные соли (в частности, соединения натрия и хлориды)
непосредственно вымываются водой из окружающих пород.
Некоторая часть примесей (силикаты) переходит в воду
в результате ее длительного контакта с коренными горными
породами (граниты, кварцевые породы).
Фильтруясь через почву, поверхностная вода освобождается
полностью от грубодисперсных и частично от коллоидных
примесей. При этом происходит более глубокое разложение
органических примесей, а следовательно, и повышение
минерализации воды. В частности, в связи с ограничением
возможности десорбции образовавшегося С02 из воды происходит
более полное насыщение ее бикарбонатами [см. A.2) — A.3)].
Наряду с этим в подземную воду поступают растворимые
соли из омываемых ею грунтов. Просачивание воды через
почву приводит к изменению солевого состава воды. Так,
вследствие процесса обменной адсорбции почва сорбирует
ионы К+ (обменивая их на Na + ) и фосфаты. Поэтому пресные
воды содержат малое количество ионов К+ и большое Na+.
Наиболее полно вследствие длительного контакта с почвой
эти процессы протекают в межпластовых (артезианских) водах,
которые отличаются повышенным содержанием солей и С02,
а также минимальным содержанием растворенного
02 и органических примесей. Таким образом, количество и вид
примесей в поверхностных водах могут существенно отличаться
от количества и вида примесей в подземных водах.
Содержание и состав примесей поверхностных и подземных
вод существенно завися! от характера почв и грунтов,
с которых они собираются. Северные реки СССР (Печора,
Нева, Яна и др.), протекающие в районах, содержащих силь-
новымытые и скальные грунты, отличаются малым солесодер-
жанием (около 50 мг/кг), тогда как реки южных районов
(Кальмиус, Эмба, Амударья и др.), протекающие по
засоленным почвам, сильно обогащены солями (около 1000 мг/кг).
При большом протяжении рек состав и количество примесей
в них могут меняться в соответствии с характером почв
и грунтов, по которым они протекают. Концентрация и состав
примесей в водоемах и водотоках существенно зависят от
гидрологических факторов (засушливые и дождливые годы),
а также от сезонов года. Объясняется это прежде всего тем,
что водотоки и водоемы питаются одновременно как
поверхностными, так и подземными водами, удельные величины
которых могут в этих случаях изменяться. Так, в меженные
периоды (периоды с наименьшим уровнем воды) летом и зимой
16

(особенно в засушливые годы) питание водотоков
осуществляется в основном за счет подземного стока, и, следовательно,
концентрация растворенных солей в это время возрастает.
Весенние паводковые периоды характеризуются очень низким
солесодержанием воды, но при этом в воде резко возрастают
концентрации грубодисперсных и коллоидных примесей за
счет смыва их с поверхности талыми водами.
Сбрасываемые в водоемы и водотоки сточные воды
отличаются большим разнообразием содержащихся в них
нримесей. Это особенно показательно для производственных
сточных вод, с которыми в водоемы могут сбрасываться
самые разнообразные примеси как органического, так и
неорганического характера, в том числе и токсичные. Более
однообразным составом примесей обладают бытовые сточные
воды (белковые вещества, жиры, мочевина, синтетические
моющие вещества и др.). Особенно опасен для водоемов сброс
токсичных и легкоокисляющихся органических примесей,
минерализация которых может привести к резкому дефициту
растворенного кислорода и гибели фауны и флоры в водоеме.
Сброс примесей со сточными водами нарушает равновесие
процессов в водоемах, поэтому в них самопроизвольно
протекают процессы самоочищения, важнейшие из которых: осаждение
грубодисперсных примесей, окисление органических и
некоторых минеральных примесей, реакции нейтрализации кислот
и оснований, гидролиз ионов тяжелых металлов, установление
углекислотнокальциевого равновесия и т. д. Естественно, что
возможность водоемов к самоочищению довольно ограничена,
поэтому бесконтрольный сброс в них сточных вод запрещен
В законодательном порядке.
В настоящее время охрана водоемов производится в
соответствии с «Правилами охраны поверхностных вод от загрязнения
сточными водами» Минздрава и Минводхоза СССР [29].
Правила включают в себя общие требования к
водопользователям в отношении сброса сточных вод в водоемы. Согласно
этим правилам устанавливаются нормативы, определяющие
качество воды после сброса сточных вод в зависимости от
категории водных объектов. При этом различают водные
объекты, используемые для хозяйственно-питьевого
водоснабжения, культурно-бытового назначения, рыбохозяйства.
При сбросе сточных вод в водоемы состав и свойства воды
должны соответствовать нормативам на проточных водоемах
не далее чем в одном километре ниже по течению, а в
непроточных—в одном километре по обе стороны от точки сброса.
Санитарные правила устанавливают в качестве нормативов
предельно допустимые концентрации веществ (ПДК) в
водоемах. Под ПДК понимается такая концентрация вредного
вещества в воде водоема, которая при ежедневном воздействии
17

в течение длительного времени на организм человека не
вызывает каких-либо патологических изменений и заболеваний,
обнаруживаемых современными методами исследований, а
также не нарушает биологического оптимума в водоеме.
Для сточных вод ПДК не нормируются, а
определяются предельно допустимые количества сброса вредных
примесей (ПДС), поэтому необходимая степень очистки этих вод
определяется целиком и полностью состоянием водоема, в
который они сбрасываются. При одновременном сбросе
нескольких вредных веществ в водоемы применяется принцип их
аддитивности. При этом сумма концентраций всех веществ,
выраженных в долях соответствующих ПДК, не должна
превышать единицы с учетом фоновых концентраций
вредных веществ, присутствующих в водоеме до сброса
сточных вод:
где С, и ПДК, — концентрация /-го вещества и его ПДК
после процесса разведения сточной воды в водоеме; п — число
сбрасываемых со сточной водой вредных веществ.
В настоящее время определены ПДК для основных вредных
веществ, сбрасываемых в водоемы. В то же время не
разрешается применение технологий со сбросом новых веществ
без предварительного определения их ПДК. В табл. 1.1
приведены значения ПДК некоторых веществ, представляющие
интерес для энергетики.
Таблица 1.1. Предельно допустимые концентрации некоторых вредных веществ
в водоемах
Вещество
NH3
V5 +
Fe2 +
Cu2 +
Ni2 +
Полиакриламид
Аммиак (по азоту)
Хлор активный
Соли H2S04
Нефть многосернистая
Нефть и нефтепродукты в
растворенном
и эмульгированном состояниях
Фенолы
Для водоемов, мг/л
хозяйственно-
бытового
водопользования
0,1
0,5
0,1
1,0
2,0
2,0
Отсутствует
500
0,1
0,5
0,001
рыбохозяйственных
0,05
—
—
0,01
0,01
—
—
Отсутствует
—
—
0,05
0,001
\*

1.2. ХАРАКТЕРИСТИКА ПРИМЕСЕЙ ПРИРОДНЫХ ВОД
Электролитические свойства воды определяются
присутствующими в воде растворенными примесями, а также
показателем активности водородных ионов рН. Чистая вода
является слабым электролитом. Диссоциация ее молекул
описывается уравнением
Н2СМН++ОН~. A.5)
Константа диссоциации воды в соответствии с законом
действующих масс при 298 К
К=ан+аон-/ано=\,8-\0-16, A.6)
где ан+, аон-, ацо—соответственно активности ионов Н + ,
ОН- и молекул вЬды.
Активностью называется эффективная концентрация в
растворе, которая в результате взаимодействия ионов
(электростатического притяжения и отталкивания) имеет меньшее
значение, чем фактическая. Активность ионов данного вида
at связана с их фактической концентрацией С, следующим
соотношением:
ai=fiCi, A.7)
где ft—коэффициент активности ионов данного вида.
Коэффициент активности зависит от концентраций и валентностей
всех ионов, находящихся в растворе, и для разбавленных
растворов (до 0,1 моль/л) определяется по формуле Дебая —
Гюккеля
/—
lg/,= -^z?-^, A.8)
где А = 1,823 • 10б/(еГK/2; ц — ионная сила; zt — валентность
ионов данного вида; 8 — диэлектрическая проницаемость; Т—
температура, К.
При температуре воды 298 К 8 = 78,5, а коэффициент
Л=0,508.
Ионная сила и характеризует меру интенсивности
электрического поля, возникающего в растворе из-за наличия в нем
ионов, и определяется из выражения
ц = 0,5 t Ctzf, A.9)
где С(—концентрация данного вида ионов в растворе, моль/л
или г-ион/л A моль=1 г-ион).
Из A.8) и A.9) видно, что в разбавленных растворах на
значения ионной силы и коэффициента активности влияют не
индивидуальный химический характер ионов, а лишь их
19

концентрация и заряд. Так, в одном и том же растворе
фактор активности будет иметь одно значение для
одновалентных ионов, другое для двухвалентных и т. д.
Только в бесконечно разбавленных растворах /=1, т.е.
at = С;. В природных водах коэффициент активности
одновалентных ионов /t в зависимости от ц составляет 0,8—0,95. Для
двух- и трехвалентных ионов f2 и f3 находятся в интервале
0,4—0,8.
Для недиссоциированных молекул коэффициент активности
f=\, и в этом случае ан 0=СЦ Q. Если пренебречь
незначительной долей диссоциированных молекул воды A,8 ■ 10~7%),
концентрацию недиссоциированных молекул можно принять
равной общей ее концентрации, т. е. 1000/18 = 55,55 моль/кг,
и тогда
ян+аон-==*Сно== 1,8-55,55 10-16=10-14 = /<:w, A.10)
где Kw—ионное произведение воды, являющееся функцией ее
температуры.
Зависимость ионного произведения воды от температуры
можно определить из формулы
lgATw=-6013,79/r-23,6521 lgr+64,1013 A.11)
или пользуясь данными табл. 1.2.
Таблица 1.2. Зависимость Kw и рН нейтральной воды от температуры
Показатель
tfw1014
рН
Температура воды, К
273
0,11
7,47
283
0,29
7,27
293
0,68
7,08
295
1,00
7,00
303
1,47
6,92
313
2,92
6,77
333
9,62
6,51
353
25,8
6,29
373
51,3
6,15
В любом водном растворе всегда присутствуют оба вида
ионов (Н+ и ОН"). Характер среды (кислая, щелочная,
нейтральная) определяется их концентрациями, причем для
выражения характера среды достаточно знать какую-либо одну
из них. Чаще используют водородный показатель рН,
представляя его как
рН=-1ёан+. A12)
Для чистой воды при 295К можно записать, что
ан+ = аон-=л/^й> = Ю-7 и рН = 7 (также рОН = 7); среда имеет
нейтральный характер.
Изменение температуры воды приводит к изменению
значения Kw, а следовательно, и значения нейтрального рН (а
также и рОН) (см. табл. 1.2).
20

При наличии в воде растворенных примесей рН может
принимать значения ниже нейтрального—среда кислая и
выше—среда щелочная.
Величина рН в природной воде целиком определяется
характером и концентрацией примесей в ней. Те примеси,
которые представлены в воде сильными электролитами,
полностью диссоциированы и находятся в ионной форме, у слабых
электролитов только часть молекул диссоциирует и
соотношение между ионами и молекулами определяется константой
диссоциации (например, как у воды).
Пример 1.1. Вычислить рН 0,05 М раствора серной кислоты при 298 К.
Ионная сила такого раствора
ц = 0,5B-0,05 12 + 0,05-22)=0,15.
Коэффициент активности для одновалентных ионов
откуда /, =0,725.
Тогда активность ионов Н+
aH*=CH*fi =0,05 -2 0,725 = 7,25 • 10~2 г-ион/л,
а рН=1,14.
Пример 1.2. Вычислить рН раствора, содержащего 0,01 М ЦаС\ и 0,02 М
H2S04.
Ионная сила раствора
ц = 0,5@,01-12 + 0,0112 + 0,02-212+0,02-22) = 0,07.
Коэффициент активности
Активность ионов Н +
дн + = 0,02 • 2 • 0,90 = 3,6 • 10 " 2 г-ион/л,
а рН=1,44.
Пример 1.3. Вычислить рН 0,2 М раствора NH4OH.
Так как аммиак—слабое основание, он диссоциирует в воде неполностью.
Константа его диссоциации К= 1,8 • Ю-5. При столь малом значении константы
диссоциации допустимо принять /\ = 1.
Тогда
Сон- = 1,8 • 10 0,2= 1,9 • 10~3 г-ион/л
и значение рОН = 2,72.
Но так как рН + рОН = 14, то значение рН = 14-2,72= 11,28.
Многообразие примесей в природных водах не позволяет
создать их классификацию по какому-либо единому признаку,
поэтому принято классифицировать эти примеси по нескольким
признакам. Количество же этих классификаций дает довольно
объективную их характеристику.

По степени дисперсности примеси природных вод могут
быть разделены на грубодисперсные, коллоидно-дисперсные
и истинно-растворенные.
Грубодисперсные примеси (ГДП) представляют собой
агломераты с размером частиц более 100 нм. Они образуют с водой
гетерогенную систему. Сравнительно большая масса отдельных
частиц таких примесей позволяет им заметно проявлять себя в поле
сил тяжести, т. е. дисперсная система грубодисперсных веществ
в воде обладает малой седиментационной устойчивостью.
Грубодисперсные частицы распределяются в массе воды
механически и практически не способны к диффузии. В зависимости от
значения Др = рч —рв (где рч и рв — соответственно плотность
частицы и воды) они могут подразделяться на тонущие (Ар>0),
взвешенные (Др = 0) и всплывающие (Ар<0). Система грубо
дисперсная примесь — вода может образовывать эмульсию, если
грубодисперсная примесь — жидкость, или суспензию, если
примесь — твердое тело. Следует подчеркнуть, что в нижней
границе дисперсного спектра (ближе к 100 нм) грубодисперсные
примеси выделяются из воды с большим трудом и могут пребывать
в ней значительное время, обусловливая мутность воды. Именно
из-за наличия в воде таких примесей пользуются выражением:
взвешенные вещества. Грубодисперсные примеси обычно состоят из
глинистых веществ, песка и органических веществ.
Коллоидно-дисперсные примеси также образуют с водой
гетерогенную систему. Коллоидные частицы имеют весьма
малые размеры (от 1 до 100 нм) и поэтому не теряют
способности к диффузии (участвуют в броуновском движении)
и обладают весьма развитой удельной поверхностью. Так,
суммарная удельная поверхность коллоидных частиц
диаметром 10 нм A0 ~8 м) каждая в 105 раз превышает удельную
поверхность грубодисперсной частицы равновеликой массы
диаметром 10 м и составляет примерно Ю-1 м2.
Коллоидные примеси в природной воде обладают очень
большой седиментационной (равномерным распределением
примесей по объему воды), а также и агрегативной устойчивостью.
Под последней следует понимать неизменяемость дисперсного
состава в течение длительного времени.
Коллоидные частицы невидимы даже при самом большом
увеличении в биологическом микроскопе. В природных водах
в коллоидном состоянии обычно находятся различные формы
кремниевой кислоты, соединения алюминия и железа, а также
различные органические вещества.
Истинно-растворенные примеси представлены в воде в виде
отдельных ионов, молекул или комплексов, состоящих из
нескольких молекул. Частицы таких примесей имеют размер
менее 1 нм. Так как такие примеси не имеют поверхности
раздела, то вместе с водой они составляют гомогенную систему.
22

По химическому характеру примеси разделяются на газовые,
минеральные и органические. Газовые примеси в природной
Воде составляют газы, растворенные в воде из-за ее контакта
С атмосферой @2, С02, N2), и газы, образующиеся в результате
биохимических процессов (H2S, S02, NH3).
К минеральным примесям относятся растворенные
минеральные соли.
Органические вещества в природных водах представлены
В основном гумусовыми веществами. Кроме того, в воде
могут находиться таннины, белки, жиры, эфирные масла и др.
Особенно богаты гумусовыми веществами болотные воды
Ж воды торфяников. Именно эти вещества придают воде
коричневую или желтую окраску. Гумусовые вещества в общем
'случае разделяют условно на гуминовые кислоты (находящиеся
в воде в виде коллоидов), коллоидные фульвокислоты и
истинно-растворенные фульвокислоты. Соединения гуминовых
Кислот с ионами Na и К+ хорошо растворимы, а с Са2 +
Щ Mg2+—трудно растворимы и могут образовывать в воде
коллоиды. Фульвокислоты образуют хорошо растворимые
Соединения с ионами Na+, K + , NH4, Fe2 + и плохо
растворимые соединения с ионами А13+ и Fe3 + .
Кроме того, в результате сброса в водоемы сточных вод
В природных водах могут присутствовать другие органические
соединения: нефтепродукты, фенолы, поверхностноактивные
вещества, ароматические соединения и т. п.
Ионный состав примесей воды характеризуется присутствием
В ней соответствующих катионов и анионов (табл. 1.3).
Ионы Na+ и К+ относятся к числу устойчивых примесей
воды, так как они не образуют труднорастворимых солей
и не подвергаются гидролизу, т. е. не вступают в реакцию
с водой. Обычно концентрация ионов К+ составляет менее
10% концентрации ионов Na + , и поэтому при анализе их
не определяют отдельно, а выражают суммарное содержание
ионов этой группы через концентрацию ионов Na+.
Таблица 1.3. Важнейшие ионы в природных водах
Группа
1
2
3
Катионы
Na+, K+,Mg2 + ,Ca2 +
NIU, Fe2 + , Mn2 +
Cu2 + , Zn2 + , Ni2 + ,
Al3 +
Анионы
HC03", СГ, SO2.-
HSiOJ, F", N03",
cor
HS~, Г, NO2,
H2PC>4
Концентрация, мг/кг
От единиц до
десятков тысяч
От десятых долей до
единиц
Меньше десятых
долей
23

Ионы Са2 + и Mg2+ относятся к группе непостоянных
примесей воды, так как они способны к образованию
труднорастворимых веществ. Эти катионы относятся к числу
важнейших, они во многом определяют пригодность воды
для использования в различных технологических процессах.
Ионы железа могут находиться в природной воде в основном
в виде ионов Fe2 + , которые с большинством ионов не образуют
труднорастворимых солей и в сравнительно малой степени (с Fe3+)
подвергаются гидролизу. При повышенных концентрациях
растворенного 02 (приповерхностные слои воды) ионы Fe2 +
окисляются до ионов Fe3 +, которые легко подвергаются гидролизу
с образованием труднорастворимого Fe (ОНK, поэтому в
поверхностных водах железо находится в коллоидной форме, а в
глубинных— в истинно-растворенном состоянии, обычно в виде
бикарбоната двухвалентного железа Fe(HC03J. В поверхностных
водах железо также входит в состав органических соединений.
Ионы С1~ и SO2.- относятся к числу устойчивых примесей,
так как они не образуют труднорастворимых соединений и не
подвергаются гидролизу, однако в присутствии большого
количества органических примесей (сброс сточных вод) и при
дефиците кислорода в результате протекания биохимических
процессов ионы SO2." могут легко восстанавливаться до H2S
или S. Последние при изменении кислородного режима водоема
легко окисляются снова до SO2.-.
Кремниевая кислота находится в природной воде в основном
в недиссоциированном состоянии, так как ее диссоциация
становится заметной лишь при значении рН>8. Ангидрид
кремниевой кислоты Si02 образует с водой ряд кислот с общей
формулой xSiOj'H20. Это могут быть метакремниевая (х=1;
у= 1), ортокремниевая (х= 1; у = 2) и поликремниевые (при х> 1).
Содержание кремниевой кислоты в воде существенно зависит от
ионного состава воды. Так, присутствие в воде ионов кальция
и магния приводит к образованию малорастворимых силикатов,
что снижает концентрацию кремниевой кислоты. Кремниевые
кислоты практически нерастворимы в природной воде и
образуют в ней коллоидные растворы. При рН>8 часть кремниевых
кислот существует в воде в истинно-растворенном состоянии,
причем с повышением рН степень их диссоциации возрастает.
При многообразии форм кремниевой кислоты в воде
целесообразнее не идентифицировать их, а определять в виде
суммарного кремнесодержания воды.
Анионы угольной кислоты (НСО-Г и СО2-) являются одними
из важнейших анионов в природных водах, во многом
определяющих поведение различных примесей в них, а также в
технологических процессах очистки воды. В природных водах
содержится одновременно несколько форм угольной кислоты, а именно
С02, Н2С03, НСОз", СО2-. Так как в воде концентрация Н2СОэ
24

составляет десятые доли процента концентрации растворенного
С02, то обычно концентрация угольной кислоты выражается
через С02. В воде угольная кислота диссоциирует по двум
ступеням—с образованием бикарбонат- и карбонат-ионов:
Н2С03
нсо3-
Н++НС03~;
:Н++СОГ-
A.13)
A.14)
Таким образом, в воде одновременно присутствуют бикар-
бонат-ионы, карбонат-ионы и свободная углекислота.
Концентрации углекислоты в этих формах взаимосвязаны и могут
быть определены из констант диссоциации углекислоты по
первой и второй ступеням:
Сн+ См
Ch2coj
Сц+ Ссо; А/г
Qico, ./1
= к.
A.15)
A.16)
где Ki и К2—соответственно истинные константы диссоциации
угольной кислоты по первой и второй ступеням.
При почленном делении этих уравнений получаем выражение
взаимосвязи форм угольной кислоты в виде
CmcOjCcol _K2Ji n ._.
г2 к f ' \1Л')
С учетом того, что равновесие реакции гидролиза С02
н2со3^со2+н2о
резко сдвинуто вправо, часто вместо Н2СОэ пользуются
эквивалентной ей концентрацией С02 и тогда
Ссо^ CC02 = K"fl
СнСО, ^ .12
тд$ К' и К" — соответственно кажущиеся константы диссоциации
Н2С03 при использовании эквивалентной ей концентрации С02.
Значения этих констант приведены в табл. 1.4.
Таблица 1.4. Зависимость кажущихся констант диссоциации СО, от
температуры
A.18)
Кажущиеся константы
диссоциации С02
К' ■ 10*
JC'1011
278
3,04
2,77
283
3,43
3,24
288
3,80
3,71
Температура, К
293
4,15
4,20
298
4,45
4,69
308
4,91
5,62
318
5,14
6,38
323
5,16
6,73
373
5,72
11,10
25

Рис. 1.2. Соотношение ;форм угольной кислоты в зависимости от величины рН
воды при t = 25" С
Из A.15) и A.16) видно, что соотношение между различными
формами угольной кислоты определяется при постоянной
температуре концентрацией водородных ионов, т. е. рН воды.
При низком значении рН вся углекислота находится в форме
растворенного С02. С увеличением рН доля С02 уменьшается
и одновременно увеличивается доля HCOJ. При рН = 8,35
практически все формы угольной кислоты переходят в НСОз~_.
Дальнейшее повышение рН приводит к переходу иона HCOJ
в ион СОз~, концентрация которого достигает максимального
значения при рН=12 (рис. 1.2).
Баланс разных форм угольной кислоты в воде можно
представить уравнением
2HCOJ т± СОГ + Н2С03 т± СОГ +С02 + Н20, A.19)
из которого следует, что равновесное состояние такой системы
зависит от концентрации в воде свободной С02, которая
в свою очередь зависит от температуры и парциального
давления С02 над водой.
Процесс диссоциации ионов HCOJ [реакция A-19I в
природных водах осложняется присутствием ионов Са* , с
которыми ионы СОз~ образуют труднорастворимое соединение
СаС03 согласно уравнению
Са (НС03J *± СаСОз + Н2С03 *± СаС03 + С02 + Н20. A.20)
Растворимость СаС03 характеризуется значением его
произведения растворимости
ПРСаС03 = аСа^ аСОГ =f\ Qa2* QoI ' О-2*)
которое зависит от температуры воды и, например, при 298 К
составляет 4-Ю-9 (табл. 1.5).
'X
.свободная '
|
нсо;_
J-
\
If
О
i
i
1
1
1
> i
*|
ч
1
i
t
>'
,
/
М
f \
Ь S 6 7 8 9 10 11рН
26

Таблица 1.5. Значения произведений растворимости некоюрмч труднораст-
ворямых соединений в зависимости от температуры воды
Соединение
Са(ОНJ
СаС03
Mg(OHJ
CaS04-2H20
273
1,32 10
9,51 Ю-9
9,40 ■ 10" u
—
Температура воды, К
298
9,37 -10
6,05 10"9
6,Ю- Ю-11
4,17- 10~s
323
5,68-Ю
2,37-10"9
1,36-10-"
3,87-10-5
353
2,40-10
1,00 10"9
0,51 10""
2,95 10
373
1,47-10
—
0,28 10""
2,38-10
423
2,68 10"8
1,41 lO-"
0,05-10""
._
Концентрация ионов СОз из уравнения A.21) определяется
так:
СсоГ = ПРссо,/(Сс.2+Я). A.22)
Подставив выражение для ССа2+ в A.17) и преобразуя его,
одновременно заменив концентрации ионов их активностями,
получим условия углекислотнокальциевого равновесия
(Унсог = 1)
Си,
К,
A.23)
«Са2 + « НСО J ^1 ПРСаСОз
откуда равновесная концентрация угольной кислоты равна
К?
с,
н2со3-
A.24)
A.25)
^ПРсаСОз
Преобразуя уравнение A.15) к виду
Сн2со3 = Сн + СНСо~ /i 1КХ = ан + ансо~/^1
и подставляя выражение для СНгсо в A-24), получаем
ан+=К2ансо-аСь2+/ПРСг1со3, A-26)
а затем выражение для равновесного рН
pHpaB„ = lgnpCaC03_lgaHco__lgaCa2+_lg^2 A27)
В природных водах и в процессах их обработки между
равновесной и фактической концентрациями углекислоты могут
существовать соотношения
cfeKX^C&aoB„ A28)
Если С$0к2т = (-сов2н> концентрации всех форм угольной
кислоты в воде остаются неизменными и такая вода стабильна.
Образования и растворения твердой фазы сверх равновесной
в стабильной воде не происходит. Если С^0кт>Ссс?н> то
27

равновесие реакции A.20) сдвигается и происходит растворение
твердой фазы СаСОэ с образованием бикарбоната кальция.
В этом случае вода называется агрессивной и тогда,
например, при контакте ее с бетонными сооружениями
происходит их разрушение. При этом не все количество угольной
кислоты сверх равновесной концентрации С02 следует относить
к ее агрессивной форме, так как с увеличением концентрации
бикарбоната кальция будет устанавливаться новое равновесие
реакции A.20) с увеличенной концентрацией равновесной С02.
Если фактическая концентрация С02 ниже Cgo"", равновесие
реакции A.20) сдвигается вправо с выделением дополнительного
(до равновесного) количества С02. При этом будет также
возрастать концентрация ионов СОз"~, а следовательно,
происходить пересыщение раствора по СаСОэ с выделением твердой
фазы. Такая вода нестабильна.
Фактические значения рН, определенные экспериментально,
могут относиться к значению рН в положении равновесия
как рНфа"^рНравн. Разность между экспериментально
найденным значением рНфа*т и рНравн называется индексом
стабильности воды:
[/с = рНфакт-рНравн. A.29)
При значении £/с = 0 вода стабильна, при С/с<0 вода агрессивна,
а при Uc > 0 она нестабильна и способна к образованию отложений.
Экспериментально стабильность воды можно определить
также путем контактирования пробы воды с карбонатом
кальция в течение 1—2 ч и измерения значения рН до (pHj)
и после (рН2) контактирования. При этом принимается, что если
отношение рН1/рН2 = 1, то вода стабильна. При рНх/рН2>1
вода нестабильна, а при рНх/рН2<1 она агрессивна.
Следует подчеркнуть, что состояние равновесия достигается
в течение длительного времени, поэтому возможно также
и пребывание описанной системы в состоянии некоторого
пересыщения по СаСОэ, когда количество выпавшей твердой
фазы оказывается меньше расчетного.
1.3. ПОКАЗАТЕЛИ КАЧЕСТВА ВОДЫ
В зависимости от характера использования воды
различными потребителями определяются и показатели, необходимые
для качественной и количественной характеристики воды.
Важнейшими показателями качества воды для использования
ее в теплоэнергетике являются:
1) концентрация грубодисперсных веществ (ГДП);
2) концентрация истинно-растворенных примесей (ионный
состав);
3) концентрация коррозионно-активных газов;
28

4) концентрация ионов водорода;
5) технологические показатели, в которые входят сухой
и прокаленный остаток, окисляемость, жесткость, щелочность,
кремнесодержание, удельная электропроводимость и т. д.
Концентрация грубодисперсных веществ в воде может быть
достаточно точно определена фильтрованием воды через
бумажный фильтр с последующим его высушиванием при
температуре 378—383 К до постоянной массы. Однако на
практике предпочитают использовать методы определения
грубодисперсных веществ по прозрачности и мутности воды.
Прозрачность воды определяют при повышенных концентра-
' днях ГДП в воде при помощи стеклянной трубки, залитой водой,
на дне которой расположен шрифт или крест с шириной линий
1 мм. Высота столба воды, при которой определяется хорошая
видимость шрифта или креста, является количественной оценкой
* прозрачности воды. При малых концентрациях ГДП (<3 мг/кг)
используют нефелометрический метод, основанный на сравнении
мутности анализируемой воды с соответствующим эталоном.
Концентрация ГДП может быть также определена по разности
значений плотного и сухого остатков, полученных при упаривании
1 кг соответственно нефильтрованной и фильтрованной воды.
Сухой остаток позволяет косвенно судить о солесодержании
воды, т. е. о сумме всех анионов и катионов в воде, за
исключением ионов Н+ и ОН". Однако при образовании сухого
остатка несколько изменяется ионный состав примесей за счет
разложения бикарбонатов. В сухой остаток входит также часть
органических и коллоидных примесей. Прокаливание сухого
остатка при 1073 К приводит к сгоранию органических
примесей и распаду карбонатов. Поэтому разность значений плотного
и сухого остатков позволяет лишь ориентировочно оценить
концентрацию органических примесей в воде. На практике
предпочитают определять концентрацию органических примесей
в воде косвенным методом, используя сильные окислители
(например, КМп04). Поэтому концентрацию органических
примесей называют окисляемостью воды и выражают через
расход окислителя, необходимого в стандартных условиях для
окисления органических примесей, содержащихся в 1 кг воды.
Концентрации отдельных ионов в воде, мг/кг (или мг-экв/кг),
определяют методами химического анализа. Правильность
проведения анализа должна подтверждаться выполнением
закона электронейтральности £/4=zX' мг-экв/кг. Возможная
ошибка при этом не должна превышать 1%:
п п
х = кгр d^zi loo. A.30)
i cKt+ i сАн
29

Если ошибка превышает 1%, то следует проверить качество
анализа отдельных ионов или повторить весь анализ.
Суммарная концентрация всех катионов и анионов в воде
составляет солесодержание воды, при этом не учитываются
анионы кремниевой кислоты из-за неопределенности сведений
об их концентрации в ионной форме, полуторные оксиды
и ионы Н+ и ОН". В случае крепких растворов ионы Н +
и ОН" следует учитывать при подсчете солесодержания.
Жесткость воды является одним из важнейших показателей,
определяющих пути использования воды в теплоэнергетике.
Общей жесткостью воды Ж0 называется суммарная
концентрация ионов кальция и магния, выражаемая в мг-экв/кг, а при
малых значениях в мкг-экв/кг. По определяющему катиону
общая жесткость воды подразделяется на кальциевую ЖСа
и магниевую ЖМе. Часть общей жесткости, эквивалентная
концентрации бикарбонат-ионов и карбонат-ионов в воде,
называется карбонатной жесткостью Жк, а остальная часть,
эквивалентная содержащимся в воде другим анионам (С1~,
SOl" и др.), называется некарбонатной жесткостью Жнк:
СаЧ Жо *ЖМе
Жк^ ~-Жнк
I I
Са(НСОэJ CaS04
MgC03 MgCl2
Общей щелочностью воды Щ0, мг-экв/кг, называется
суммарная концентрация всех анионов слабых кислот и ионов
гидроксила за вычетом концентрации ионов водорода:
^„ = ICZK + COH--CH+. A.31)
Характер анионов слабых кислот, обусловливающих общую
щелочность, позволяет подразделять ее на гидратную
щелочность (равную концентрации ионов ОН"), бикарбонатную
(НСОз~), карбонатную (СОз~), силикатную (HSiOj, SiO|_)
и фосфатную (Н2Р04, НРОГ, РОГ).
Обычно в природных водах бикарбонатная щелочность
существенно преобладает над другими видами щелочности,
поэтому ее значение без большой погрешности выражает
общую щелочность воды. Поправка на концентрацию ионов
Н+ при определении щелочности вводится при присутствии
в воде слабых кислот в свободном состоянии, так как при
их диссоциации образуются в эквивалентных количествах
анионы слабых кислот и анионы Н + .
Пример 1.4. Состав примесей воды, мг-экв/кг:
Ссаг+=3; CMg2=l; CNa+ = I; CHCO-j =3, CSO; =1; Ccl =1.
30

Определить жесткость и щелочность воды.
Проверим правильность представленного анализа:
Общая жесткость воды
-Ж"о = жсг + ЖМ8 = 3+1=4 мг-экв/кг,
где Же = 3 мг-экв/кг; ЖМ8 = 1 мг-экв/кг
Щелочность воды
Щ0 = Я(„ + Щт = 3 + 0 = 3 мг-экв/кг
и
ЖК = ЩК = 3; ЖН. = Ж0-Ж|1 = 4-3=1 мг-экв/кг.
Удельная электропроводимость воды, См/см,
характеризуется электрической проводимостью слоя воды, находящегося
между двумя противоположными гранями куба с ребром,
равным 10 м. Она косвенно связана с суммарной
концентрацией примесей в истинно-растворенном состоянии (солесо-
держанием). В чистой воде, не содержащей примесей, перенос
зарядов осуществляется лишь ионами Н+ и ОН . Удельная
электропроводимость такой воды при 293 К составляет
0,04 мкСм/см. В растворах связь между электропроводимостью
и концентрацией ионных примесей зависит от множества
факторов, в том числе от температуры, вида ионов, степени
диссоциации, что существенно затрудняет измерения. Более
определенная связь существует в растворах при постоянных
температуре и степени диссоциации.
Концентрация растворенных газов в воде зависит от
множества факторов: природы газа, температуры воды, степени
минерализации воды, парциального давления газа над водой,
рН воды и т. п. Это во многих случаях существенно затрудняет
их аналитическое определение в технологических процессах
и требует специальных методов анализа. Концентрация С02
в природной воде существенно зависит от степени углекислот-
ного равновесия и составляет примерно 0,5 мг/кг A0~5 моль/кг)
при 293 К. Концентрация 02 в значительной степени зависит
от содержания в воде органических веществ и температуры.
При увеличении температуры от 273 до 308 К концентрация
кислорода в чистой воде уменьшается от 14,6 до 6,5 мг/кг.
1.4. КЛАССИФИКАЦИЯ ПРИРОДНЫХ ВОД
Существующая классификация природных вод в довольно
полной мере охватывает многообразие содержащихся в них
примесей как в качественном, так и в количественном отношении.
По солесодержанию природные воды разделяются на
пресные (<1 г/кг), солоноватые A—25 г/кг) и соленые (>25 г/кг).
31

Таблица 1.6. Химический состав примесей некоторых источников водоснабжения
Ис( очник
Ре* и
Амутарья
Амур
Ашара
Волг..
Bona
Даучава
Днепр
Дон
Иртыш
Москва
Нева
Ока
Урал
Oicpa
Байкал
Балхаш
Моря
Черное

Каспийское
Океан
Мее го о 1 -
бора пробы
0 орол)
Керки
Хабаровск
Ангарск
Ярославль
Казань
Да>1.1винлс
Запорожье
Задонсь
Омск
Москва
Ленинград
Горький
Гурьев
-
Са2*
90,2
13,4
16,5
34,4
14,5
42,7
51,9
53.9
28,1
(.0
9
91,8
108,2
21,3
38,7
246
381
418
Mg2 +
15,2
2,5
4,3
9,1
14,5
13,1
15
29,4
17
15,8
1,2
16,8
9,7
4,3
106
648
764
1329
Na+ + K"
118,6
4,3
2,2
18,3
4
8,6
19,6
36,1
2,7
7,8
107,3
0,3
331
5530
3274
11 030
НШ3~
190,4
42,7
67,6
119
140,3
183
188
293,5
165
201
26,2
244
234,2
68,3
194
81
105
146
Содержание ионов
sor
202,7
4,2
7
23.1
140
12,6
29,7
48,2
31,7
13,5
6,1
81
107
6,4
572
1305
3013
2767
СГ
126,9
3
2,2
5Я
15
3,7
15,8
5
34
25,5
3,9
22
170,0
3,5
345
9626
5407
19 833
В свою очередь пресные воды можно подразделить на
маломинерализованные (<0,2 г/кг), средней минерализации
@,2—0,5 г/кг) и повышенной минерализации @,5—!,0 г/кг).
По значению общей жесткости, мг-экв/кг, природные воды
классифицируются следующим образом: Ж0<1,5—воды с малой
жесткостью; Ж0=1,5н-3— воды со средней жесткостью; Ж0 =
= 3 — 6 — воды с повышенной жесткостью; Ж„ = 6-М2— воды с
высокой жесткостью и Ж0>12— воды с очень высокой жесткостью.
В СССР северные реки характеризуются малой жесткостью,
и наоборот, реки южных областей отличаются высокой жесткостью
(особенно в районах Донбасса, Казахстана и Приазовья).
В основу классификации воды может быгь положено
и содержание соответствующих анионов. Все природные воды
подразделяются по характеру преобладающего в воде аниона
на три класса: гидрокарбонатные (в которых преобладает
анион НСО^), сульфатные (преобладает SO|") и хлоридные
(преобладает СГ). В свою очередь каждый класс
подразделяется по преобладающему катиону на группы: кальциевую,
магниевую, натриевую. Свыше 80% всех рек СССР обладает
водами гидрокарбопатного класса.
32

в СССР
и оксидов
N03_
—
—
—
—
0,3
2,4
—
3
—
—
—
—
_
—
—
—
—
мг/кг
SiOi"
10
9
-
8,7
3
13
4
—
5,7
10
5,9
17,8
9,1
___
10,1
—
—
—
Fe203 +
+ А120,
6,8
0,7
0,8
3,6
50
4,4
-
0,4
0,3
0,4
—
_
—
—
-
—
Грубодис-
персныс
примеси.
MI /KI
4970
35
17
13
10
50
—
—
172,4
—
—
62,4
34,0
-
—
—
Сухой
остаток,
мг/кг
66
116
167,6
360
—
315
--
344,4
—
67,2
438
769,6
1775
17 000
13 000
36 000
Окисляе-
мость,
мг 02/кг
2,8
4,6
14,2
11,2
12,5
10,2
5,8
14,8
8,3
7,6
13,6
5,2
—
—
—
Жесткость,
мг-экв/кг
Жо
5,76
0,87
1,18
2,5
4,8
3,2
3,82
5,1
2,8
4,3
0,55
5,97
6,2
1,43
10,7
65,6
66,5
131,3
Ж,
3,12
0,7
' 1,11
1,95
2.3
3
3,08
4,81
2,7
3,3
0,43
4
3,84
1,12
3,17
—
По степени загрязненности ограническими веществами
природные воды можно разделить на четыре группы, характеризующиеся
определенной окисляемостью, мг 02/кг: меньше 5 — малая, 5—
10—средняя, 10—20—повышенная и свыше 20—сильная.
Особенно богаты органическими веществами воды болотного типа, и
наоборот, подземные воды весьма бедны органическими веществами.
Окисляемость поверхностных вод существенно меняется в
зависимости от сезона года. Максимальное содержание органических
примесей наблюдается в природных водах в паводковые периоды.
1.5. ВЫБОР ВОДОИСТОЧНИКА И ПРОИЗВОДИТЕЛЬНОСТИ
ВОДОПОДГОТОВИТЕЛЬНОЙ УСТАНОВКИ
В связи с тем что концентрации примесей в поверхностных
водах в створе забора воды могут значительно изменяться
в зависимости от множества факторов: размера бассейна,
сезона года, изменения количества осадков по годам и т. д.,
решение о пригодности данного водоема для использования
можно принимать лишь на основе тщательного многолетнего
исследования качества и дебита воды в нем. В табл. 1.6
2 Заказ № 2066
33

приведены состав и значения концентраций примесей некоторых
источников водоснабжения в СССР.
При выборе источника водоснабжения следует учитывать
не только нужды водоподготовки, но и водопотребление
электростанции в целом. Если в районе расположения ТЭС
имеется несколько источников водоснабжения, то выбор того
или иного из них должен делаться из условия, что качество
воды в нем оказывает непосредственное влияние на методы
и схему обработки добавочной воды.
Так, если водоисточником является артезианская вода,
в которой практически отсутствуют ГДП и органические
вещества, то отпадает необходимость в предварительной ее
коагуляции. Однако такая вода обычно содержит большое
количество ионов двухвалентного железа, что приводит к
необходимости применять методы предварительного его удаления
из воды перед последующей обработкой. Преимуществом
артезианской воды перед поверхностной является ее стабильный
состав во все времена года, что в значительной степени
облегчает эксплуатацию водоподготовительной установки.
При заборе воды из поверхностного источника следует
учитывать, что качество воды в нем меняется не только по сезонам,
но и по годам. Так, весной и осенью в такой воде возрастают
концентрации ГДП и органических веществ и уменьшается
солесодержание, в летние и зимние месяцы — наоборот. Эти
обстоятельства следует учитывать при проектировании схемы
обработки воды из поверхностных источников, так как водоподго-
товительная установка (ВПУ) рассчитывается применительно
к максимальным концентрациям того или иного вещества
в природной воде. В некоторых случаях при соответствующем
технико-экономическом обосновании возможно использование
в качестве исходной для ВПУ воды из прямоточных или оборотных
систем водоснабжения, а также очищенных сточных вод ТЭС [20,
27]. Место забора воды следует располагать по возможности
дальше от места сброса сточных вод соседних предприятий.
Производительность ВПУ должна быть достаточной для
покрытия потерь воды и пара в схеме ТЭС, а также для
расхода воды и пара на различные технологические нужды
электростанции [20].
Часть потерь на ТЭС неизбежна и связана с расходом
воды и пара на собственные нужды: продувки котлов, водные
промывки оборудования, обслуживание установок по очистке
конденсата и т. п. Эти потери нормируются для каждой ТЭС.
Другая часть потерь относится к «прочим» расходам на
собственные нужды: на дробеочистку, на отбор проб воды
и пара, на гидравлические испытания оборудования и т. п.
В целом «прочие» расходы не должны превышать (в % общего
расхода питательной воды работающих котлов): на ГРЭС—1;
34

на ТЭЦ с чисто отопительной нагрузкой—1,2; на ТЭЦ
с производственной или производственной и отопительной
нагрузками —1,6.
Кроме того, на ТЭС существуют потери, связанные с
отклонением технологических режимов от заводских и
производственных инструкций, а также вызванные различными утечками
через неплотности арматуры. Эти потери не нормируются
я подлежат устранению.
Исходя из суммы потерь для ГРЭ( и отопительных ТЭЦ
устанавливается расчетная производительность ВПУ, равная 2%
паропроизводительности устанавливаемых котлов. Кроме того,
предусматривается увеличение производительности общестанци-
онной ВПУ или дополнительная обессоливающая установка для
электростанций с прямоточными котлами производительностью:
для блоков до 300 МВт — 25 т/ч; для блоков 500 МВт — 50 т/ч
И для блоков 800 МВт — 75 т/ч. Производительность такой
установки для электростанции с барабанными котлами
устанавливается равной 25 т/ч. При использовании пара на разогрев мазута
на газомазутных ТЭС производительность ВПУ должна
увеличиваться из расчета 0,15 т на каждую тонну сжигаемого мазута.
На таких ТЭС для подготовки добавочной воды
преимущественно устанавливаются испарители и паропреобразователи. Расчетная
производительность химической ВПУ для подготовки питательной
воды испарителей должна быть равной максимальной
производительности всех испарителей, увеличенной на расход их продувки
н уменьшенной на расход используемых для питания испарителей
других потоков воды: продувочной, возвратного конденсата и т. п.
На ТЭЦ с производственной нагрузкой производительность
ВПУ должна покрывать внутристанционные потери, 50%
потерь конденсата, возвращаемого с производства, и потери
* продувкой котлов и испарителей, если они устанавливаются
для подготовки добавочной воды. На всех ТЭС, где
устанавливаются испарители, независимо от типов установленных
котлов необходимо дополнительно предусматривать общестан-
дионную испарительную или обессоливающую установку с
учетом использования возвращаемого с производства конденсата.
Глава 2
ПРЕДВАРИТЕЛЬНАЯ ОЧИСТКА ВОДЫ
2.1. ОБЩИЕ ПОЛОЖЕНИЯ
Разнообразие примесей, которые должны быть удалены из
ВОДЫ, а также методов, применяемых при ее обработке на
ТЭС, усложняет поиск оптимальных решений при выборе
35

схем и аппаратов в том или ином конкрешом случае. Поэтому
очевидна необходимость классификации методов очистки и
удаляемых примесей. При этм в качестве классификационных
признаков используют:
физико-химическую сущнос1ь меюдов, применяемых при
очистке без учета характера удаляемых примесей и изменения
их состояния в процессе очистки;
характер сил, воздействующих на примеси, также без учета
характера примесей и изменения их сосюяпия;
характер подлежащих удалению примесей без учета
изменения их состояния в процессе очистки;
изменение состояния примеси в процессе очистки.
Наиболее известны классификации Л. А. Кульского [29]
и М.И.Лапшина [28]. В основе классификации Л. А.
Кульского лежит различие характера удаляемых примесей.
Загрязненные воды представляют собой гомогенные или гетерогенные
системы, которые соответственно подразделяются на ионные,
молекулярные, коллоидные растворы и взвеси. К каждой из
четырех групп вод (систем) подобраны соо1ветствующие
наиболее эффективные методы очистки воды, области их
применения, состав очистных сооружений и г. д. Однако в этой
классификации не учитывается характер оделяемых примесей.
В классификации М. И. Лапшина, наоборот, основным
классификационным признаком являются xapaKiep и состояние
удаляемых при очистке примесей; при ном методы очистки
подразделяются на следующие группы:
методы непосредственного выделения примесей, например
отстаивание;
методы выделения примесей с изменением фазового
состояния воды или примеси, например деаэрация;
методы превращения примесей, например образование
труднорастворимых соединений (известкование);
биохимические методы.
Обе классификации имеют достоинства и недостатки, но,
дополняя друг друга, помогают выбору оптимального решения
схем ВПУ на ТЭС с точки зрения как повышения
эффективности очистки воды, гак и возможности утилизации
извлеченных из нее при очистке примесей для предотвращения
загрязнений окружающей среды. При выборе метода очистки
в настоящее время следует учитывать в первую очередь
социальный и экологический факторы, ecieciBeimo, при
надлежащих экономичности и надежности. Последнее требование
очень важно в энергетике, где оборудование должно работать
длительное время без остановов.
Многообразие примесей в природной воде служиi причиной
того, что очистка добавочной воды для подпитки котлов
организуется в несколько этапов на водоподг о гови тельной
36

установке (ВПУ). На начальном этапе из воды выделяются
пэубодисперсные и коллоидные вещества, а также снижается
бвкарбонатная щелочность этой воды. На дальнейших этапах
производится очистка воды от истинно-растворенных примесей
ft 7, 22, 41].
* Начальный этап очистки воды — предочистка — необходим
дня улучшения технико-экономических показателей
последующих этапов очистки воды, а также потому, что при отсутствии
предочистки применение многих методов на последующих
ступенях очистки встречает значительные затруднения. Так,
Величие в воде органических веществ приводит к изменению
технологических свойств анионитов, способствует их старению,
а следовательно, и резкому (в 4—8 раз) снижению срока
службы. Присутствие в воде ионов железа в концентрации
свыше 50 мкг/кг вызывает отравление мембран при очистке
воды электродиализом. Неудовлетворительная очистка воды
«г грубодисперсных и коллоидных примесей является одной
из причин образования накипей на поверхностях нагрева
в ухудшения качества пара. Поэтому в настоящее время
предочистке воды в схемах подготовки добавочной и подпиточ-
ной воды придается важное значение.
Предочистка воды может быть осуществлена в основном
методами осаждения, при применении которых примеси
выделяются из воды в виде осадка. Эти методы называются
также реагентными, так как для выделения примесей в воду
дозируются специальные реагенты.
К процессам осаждения, применяемым в настоящее время
при предочистке воды, относятся коагуляция,
известкование и магнезиальное обескремнивание. Как
правило, эти процессы совмещаются и проводятся одновременно
В одном аппарате — осветлителе, что целесообразно как для
улучшения суммарного технологического эффекта процесса
очистки воды, так и для снижения капитальных и
эксплуатационных затрат. Первичное осветление воды производится в
осветлителях, а окончательная очистка от осадка осуществляется
нри помощи процесса фильтрования, который также
относятся к предочистке воды, но является безреагентным методом.
2.2. КОАГУЛЯЦИЯ КОЛЛОИДНЫХ ПРИМЕСЕЙ ВОДЫ
Если очистка воды от тяжелых грубодисперсных примесей
может быть осуществлена обычным отстаиванием, то выделе-
ние коллоидно-дисперсных веществ из воды требует применения
процесса коагуляции. Под коагуляцией понимают физико-
хямический процесс слипания коллоидных частиц и образования
гд>убодисперсной макрофазы (флокул) с последующим ее
выделением из воды.
37

Коллоидные частицы имеют весьма малые размеры и
поэтому участвуют в броуновском движении, в то же время
они обладают заметной скоростью диффузии A0 "J —
10~3 см2/с), что способствует выравниванию концентрации
частиц по объему. Коллоидные системы обладают избытком
свободной энергии за счет чрезвычайно развитой удельной
поверхности частиц. Термодинамически такая система должна
самопроизвольно стремиться к состоянию, в котором ее
свободная энергия была бы минимальна, т. е. к
самопроизвольному уменьшению поверхности, а следовательно, и к
укрупнению частиц. Однако на практике коллоидные системы
обладают весьма высокой агрегативной
устойчивостью. Такая устойчивость при малых размерах частиц
способствует седиментационной устойчивости (постоянству
концентрации примесей по всему объему воды), так как
гравитационная сила, вызывающая седиментацию, нивелируется
силами диффузии. Агрегативная устойчивость коллоидной
системы объясняется существованием двойного электрического
слоя ионов и скачка потенциала на границе раздела фаз.
Двойной электрический слой возникает на поверхности
частиц вследствие разных диэлектрических свойств дисперсной
фазы и среды, воздействия молекулярных сил, обеспечивающих
избирательную сорбцию ионов, или частичной диссоциации
поверхностных молекул вещества частиц. Ионы,
располагающиеся на поверхности частицы, называются потенци-
алообразующими. Вследствие появления заряда на частице
вокруг нее концентрируются ионы противоположного знака
заряда — противоионы. Концентрация противоионов
максимальна у поверхности (плотный ионный слой) и убывает
с увеличением расстояния от поверхности частицы (внешний
диффузный слой). Это объясняется одновременным действием
как сил притяжения (электрических и молекулярных), так
и диффузионных сил, стремящихся к выравниванию
концентрации ионов в объеме воды.
Теоретически диффузный слой ионов распространяется на
весь объем воды, практически же его толщину определяют
дебаевской длиной к. Так, для симметрично-валентного
электролита в предположении, что один вид ионов сорбируется
на поверхности частицы, а другой составляет противоионы [21 ],
где F—постоянная Фарадея, равная 96 487 Кл/моль; R —
универсальная газовая постоянная, равная 8,3143 Дж/(моль К);
z—заряд ионов; 8 — диэлектрическая проницаемость среды,
Ф/м; Ст — концентрация ионов в глубине раствора, моль/л.
38

Рис. 2.1. Строение мицеллы:
а—^-потенциал больше нуля; 6—изоэлектрическое состояние: ^-потенциал равен нулю;
1 — потенциалообразующие ионы; 2—противоионы; Л — адсорбционный слой;
В—диффузный слой
Значение величины X непостоянно и, как видно из формулы
B.1), зависит от концентрации раствора, заряда ионов,
температуры. Например, в случае нейтральной воды при 298 К
(Сн+ = С0н-= Ю~7 г-ион/л) дебаевская длина >» = 9,6 нм, а в 0,1
молярном растворе одно-одновалентного электролита
А, = 0,96 нм.
Таким образом, вокруг частицы возникает двойной
электрический слой, включающий потенциалообразующие ионы и
противоионы (рис. 2.1). В спокойном состоянии комплекс частицы
с двойным электрическим слоем (мицелла) электронейтрален.
При движении частица увлекает с собой только часть
прилегающего к ее поверхности слоя воды. Внешняя часть
диффузного слоя остается вне сферы действия частицы. Это
приводит к появлению электрокинетического
потенциала, или ^-потенциала, между частицей и раствором.
Значение ^-потенциала зависит от количества противоионов,
увлекаемых с частицей; с их увеличением ^-потенциал
уменьшается. Повышение концентрации противоионов в диффузном
слое должно приводить к увеличению их концентрации в
плотном слое и, следовательно, к снижению ^-потенциала. Более
того, повышение концентрации противоионов в диффузном
слое может привести к перезарядке частицы (изменяется знак
39

заряда). Естественно, что при этом существует определенная
концентрация противоионов, при которой ^-потенциал
становится равным нулю.
Коллоидные частицы, находящиеся в природных водах (песок,
глинистые вещества, гуминовые кислоты), в основном
приобретают заряд за счет диссоциации поверхностных молекул. Так как
эти вещества амфотерны, то вид и степень их диссоциации
зависят от значения рН раствора. Значение рН, при котором эти
вещества не диссоциируют, называется изоэлектрическим. При
изоэлектрическом значении рН значение ^-потенциала равно
нулю. Для примесей природных вод значение изоэлектрических
рН находится в кислой области. Так, для глины рНиэ = 5, для
гуминовых веществ рНиэ = 3,5н-4,5. Так как рН природной воды
обычно равен 6,5 -г- 8,5, то коллоидные примеси диссоциируют как
кислоты с приобретением отрицательного знака ^-потенциала
частиц относительно раствора. Таким образом, в природной воде
основная масса коллоидных частиц имеет одинаковый
отрицательный заряд. Кроме того, частицы глины и гумуса способны
к адсорбции ионов, причем последняя понижает их устойчивость
к агрегации. В наибольшей степени понижают устойчивость
трехвалентные ионы Fe3+ и А13 + . Ионы, образующие двойной
электрический слой, способствуют удержанию молекул воды
около частиц и возникновению в связи с этим гидратного слоя,
препятствующего столкновению частиц друг с другом.
Агрегативная устойчивость дисперсных систем зависит от
характера сил, действующих между частицами. На частицы,
имеющие одинаковый знак заряда, действуют одновременно
молекулярная сила притяжения (Ван-дер-Ваальсова сила) и
электростатическая сила отталкивания.
Молекулярная сила притяжения двух сферических частиц
радиусом г, находящихся на расстоянии R (между их центрами)
друг от друга, описывается так:
где А — константа Гамакера, приблизительно равная 10"б Вт.
При сближении частиц до очень малого расстояния эта
зависимость упрощается:
Fnp=-Ar/A2H0), B.3)
где H0 = R — 2r — расстояние между крайними точками
сближающихся частиц.
При условии, что //0<scr, сила отталкивания таких частиц
определяется уравнением Дерягина—Ландау
#</
40
1 + ехр
B.4)

На рис. 2.2 показан характер
изменения сил притяжения и
отталкивания в зависимости от
расстояния между частицами.
Так как законы изменения сил
отталкивания и притяжения
различны, результирующая сила
имеет два энергетических
минимума (потенциальные ямы), при
достижении которых возможно
сцепление частиц друг с другом.
Правый минимум обеспечивает
«дальнюю» коагуляцию с менее Рис 22 Потенциальные ые
ПРОЧНОЙ СВЯЗЬЮ Между частица- взаимодействия между частицами:
ми. Более прочная связь наблю- 1 — энергия отталкивания; 2 — энергия
ДаеТСЯ В ЛеВОЙ Потенциальной притяжения; 3-результирующая кри-
яме («ближняя» коагуляция),
однако для этого сближающиеся частицы должны обладать
достаточной энергией для преодоления энергетического барьера
(максимум на результирующей кривой). Дальнейшему
сближению частиц препятствуют гидратированные слои воды на их
поверхности.
В природной воде коллоидные частицы не обладают
достаточной энергией для преодоления энергетического барьера,
а энергия сцепления в правой потенциальной яме недостаточна
для их удержания в комплексе; этим объясняется их
повышенная агрегативная устойчивость. Для повышения возможности
сцепления частиц необходимо снизить силу отталкивания путем
уменьшения значения ^-потенциала. Экспериментально
установлено, что при снижении ^-потенциала до 0,03 В начинается
процесс сцепления частиц, т. е. процесс коагуляции. Для этого
достаточно ввести в воду сильный электролит, диссоциация
которого позволит увеличить количество противоионов в
двойном электрическом слое с соответствующим снижением
значения ^-потенциала.
Однако такой процесс возможен лишь при очень низких рН,
что вызывает значительные неудобства на практике, связанные
с защитой оборудования от коррозии, и, кроме того, приводит
к повышению солесодержания воды. Поэтому при подготовке
добавочной воды применяется процесс, основанный на
взаимной коагуляции коллоидов, для чего в воду вводятся реагенты,
образующие в ней коллоидный раствор с положительно
заряженными частицами. Это нарушает устойчивость
коллоидной системы и приводит к укрупнению частиц, образующих ее.
В качестве реагентов, называемых коагулянтами, обычно
применяют сернокислые соли A12(S04K и FeS04. Эти соли
в воде почти полностью диссоциируют:
41
+ ,
\
\
NV

A12(S04K ?± 2A13+ + 3S04~;
B.5)
FeS04^Fe2+ + SOr- B.6)
Катионы слабых оснований А13+ и Fe2+ легко подвергаются
гидролизу. Так, гидролиз ионов А13+ протекает следующим
образом:
А13++Н20?±А1(ОНJ++Н + ; B.7)
А1(ОНJ+ + Н20?±А1(ОНJ++Н + ; B.8)
А1(ОНJ+ + Н20?±А1(ОН)з + Н\ B.9)
а гидролиз ионов Fe2+:
Fe2++H20<±Fe(OH)++H + ; B.10)
Fe(OH)++H20?±Fe(OHJ + H + . B.11)
В щелочной среде (рН>8) и при достаточном количестве
кислорода гидрат закиси железа окисляется в менее
растворимый гидрат его окиси:
4Fe(OHJ + 02 + 2H20?±4Fe(OHK. B.12)
Как видно из приведенных реакций, достаточно полный
гидролиз ионов А13+ и Fe2+ возможен лишь при условии
отвода ионов Н + . В природной воде связывание этих ионов
происходит согласно реакции
Н++НС03"^Н2СО^±С02 + Н20, B.13)
поэтому наличие бикарбонат-ионов в воде является
необходимым условием для обеспечения глубокого протекания
процесса гидролиза. При недостаточной величине щелочности
концентрация ионов Н+ может регулироваться введением
NaOH, но это приводит к увеличению солесодержания воды.
Таким образом, как видно из реакции гидролиза, его глубина
существенно зависит от рН воды. При рН>7,5 образуется
только А1(ОНK, при более низких значениях рН получаются
также А1(ОНJ+ и А1(ОН)^, которые затем, соединяясь
с сульфат-ионами, образуют труднорастворимые соединения
средних солей алюминия: Al2 (OHLS04— при рН ближе
к 7 и Al(OH)S04 — при рН ближе к 5,5. Эти соединения
в интервале значений рН = 5,5-г-7,5 образуют коллоидный
раствор с весьма малым значением ^-потенциала. При рН<5,5
гидроокись алюминия растворяется полностью, а при рН>8
образуются ионы АЮ2".
- Таким образом, при коагуляции воды при помощи A12(S04K
необходимо поддерживать рН в интервале 5,5—7,5. В воде,
не содержащей посторонних ионов, изоэлектрическое значение
рН для А1(ОНK составляет 7,6—8,2, а при их наличии
42

уменьшается на 1 —1,5 вследствие адсорбции ионов на
поверхности частиц. Образование Fe(OHK происходит достаточно
полно и быстро лишь при рН>8, для чего необходимо
дозировать в воду совместно с коагулянтом щелочь или
сочетать коагуляцию с процессом известкования.
Процесс коагуляции имеет две стадии: скрытую и
явную. На скрытой стадии происходит формирование
коллоидного раствора гидроксидов А13+ или Fe3+ и образование
микрохлопьев. Именно на этой стадии коагуляции вода
в основном и очищается от первичных коллоидных примесей.
А затем на второй стадии процесса образуются крупные
хлопья (флокулы) размером 1—3 мм, которые, обладая
высокой сорбционной способностью, могут дополнительно
извлекать примеси из воды.
При очистке природных вод в процессе коагуляции
одновременно участвуют примеси различной степени дисперсности
(в том числе и грубодисперсные) и различной природы
(органические и неорганические). Такой процесс называется
гетероадакоагуляцией. Отличительной его особенностью
является преимущественная зависимость процесса от значения
заряда частиц, заряженных слабее. Такие частицы могут
слипаться не только между собой, но и с частицами, имеющими
более высокий ^-потенциал, вовлекая последние в процесс
коагуляции. Роль слабозаряженных частиц и выполняют гид-
роксиды алюминия и железа.
Образование макрофазы при коагуляции отличается от
образования таковой при кристаллизации солей из
пересыщенных растворов. Коагулирующий гидроксид сорбируется на
поверхности грубодисперсных частиц и одновременно образует
«клеевые мостики», связывающие эти частицы между собой
в комплексы (рис. 2.3). Органические вещества (например,
гуминовые кислоты) сорбируются на поверхности
коагулирующей гидроокиси. Образующаяся макрофаза (флокулы или
хлопья) имеет весьма рыхлую структуру, так как промежутки
между частицами заполнены водой. Она имеет плотность
A,001— 1,1 т/м3), мало отличающуюся от плотности воды,
и невысокую механическую прочность. Размер вполне
сформированных флокул составляет 1—3 мм. Эти флокулы затем
выделяются из воды в процессе осветления.
В настоящее время теоретические разработки не дают оснований
для вычисления необходимой дозы коагулянта для эффективного
проведения процесса, поэтому доза подбирается экспериментально.
Экспериментально подбирается и оптимально необходимое
значение рН. Доза коагулянта зависит о i состава примесей воды.
Так, при большой концентрации грубодисперсных веществ и малой
концентрации коллоидных примесей доза коагулянта должна быть
максимальна, и наоборот. Ориентировочно дозу коагулянта
43

Рис. 2.3. Структура хлопьев, образующихся при коагуляции:
/—частицы ГДП; 2—частицы гидроокиси; 3— органические вещества; 4 — «клеевые»
мостики, 5 — «захваченная» вода
в зависимости от состава примесей воды можно оценить, пользуясь
табл. 2.1.
Таблица 2.1. Примерная доза коагулянта в зависимости от состава
примесей воды
Окисляемость воды,
мг02/л
5—8
8—12
12—15
15—20
20—25
25—30
>30
Концентрация
ГДП, мг/л
До 50
50—100
100—200
200—400
400—600
600—800
800—1000
1000—1400
1400—1800
1800—2200
Прозрачность по
«кресту», см
45
30
20
15
10
8
7
6
5
3
Доза безводного
коагулянта, мг-экв/л
0,3—0,5
0,4—0,6
0,6^0,8
0,7—1,0
0,8 — 1,25
0,95 — 1,4
1,05- 1,6
.1,15—1,85
1,3—2,0
1,4—2,2
При содержании в исходной воде грубодисперсных и
коллоидных веществ свыше 100 мг/кг коагуляция проводится
в осветлителях, а при меньшей концентрации экономичнее ее
44

организовать непосредственно на насыпных фильтрах. В этом
случае имеют дело с прямоточной или контактной коагуляцией.
При контактной коагуляции процесс отделения хлопьев
происходит в фильтрующем слое. Контактная коагуляция
представляет особый случай, когда мелкие частицы удерживаются
на поверхности крупных зерен слоя. Она отличается большей
скоростью протекания процесса и почти полным извлечением
из воды мелких частиц.
Для интенсификации процесса коагуляции часто в
обрабатываемую воду вводят специальные вещества — ф л о -
кулянты. Сущность процесса флокуляции состоит в том,
что агрегация коллоидных частиц в этом случае происходит
не только непосредственно, но и через молекулы флокулянта.
В качестве флокулянтов используются неорганические или
органические высокомолекулярные соединения: активная крем-
некислота, полиакриламид и др. Так, молекула полиакриламида
диссоциирует и по кислотному, и по основному типу в
зависимости от рН. В изоэлектрическом состоянии степень
диссоциации полиакриламида по обоим типам одинакова.
Однако несмотря на наличие у молекулы полиакриламида
одновременно положительно и отрицательно заряженных ио-
ногенных групп в целом она электронейтральна. Ионогенные
группы молекул полиакриламида сорбируют различные
частицы, образуя крупные структурированные системы. Следует
заметить, что флокуляция не заменяет процесс коагуляции,
а лишь углубляет и интенсифицирует его.
При коагуляции снижается бикарбонатная щелочность воды.
Однако эквивалентно этому в воду при введении коагулянта
попадают и ионы SO2.-. В то же время концентрации ионов
Са2+ и Mg2+ при коагуляции не изменяются и происходит
лишь замена карбонатной жесткости на некарбонатную.
Большое влияние на процесс коагуляции оказывает
температура. При повышении температуры увеличиваются
скорость и глубина гидролиза, скорость формирования и отделения
твердой фазы, что в конечном случае ускоряет и углубляет
коагуляцию примесей. Оптимальной для коагуляции воды
сернокислым алюминием считается температура около 303—
308 К.
При осуществлении технологического процесса очень
большое значение имеет кинетика коагуляции. Практика показывает,
что для создания оптимальных условий процесса необходимо
сначала быстрое перемешивание воды с коагулянтом
(<10мин), а затем процесс должен происходить в более
спокойной гидродинамической обстановке.
В общем случае скорость коагуляции определяется
количеством слипающихся частиц в единицу времени, причем
различают медленную коагуляцию, когда не каждое столкновение
45

частиц приводит к их слипанию, и быструю, когда каждое
столкновение оканчивается слипанием.
По теории М. Смолуховского скорость быстрой коагуляции
в неподвижной воде описывается уравнением реакции второго
порядка [2 ]
dn/dT = k(n0-nJ, B.14)
где п0 — число частиц (счетная концентрация) в начале процесса;
п — число образовавшихся агрегатов; к константа коагуляции.
Представив число оставшихся час1иц к моменту времени
х как я0 —и = ят, скорость их убывания можно записать так:
dnjdx=-knl B.15)
Разделив переменные и проинтегрировав в пределах от
«о до ят и от О до т, получим
"о
B.16)
\+кп0
Константа коагуляции определяется выражением
* = 8лЯг, B.17)
где D — коэффициент броуновской диффузии частиц, м2/с;
г — радиус частицы, м.
Число частиц, образующих агрегаты в единице объема
и в единицу времени, составляет
NCtp = $nDrnl B.18)
В ламинарном потоке скорое i и движения частиц
соответствуют эпюре скоростей воды, т. е. частицы двигаются с
разными скоростями. Частицы, двигающиеся быстрее, нагоняют
более медленные, и если при этом расстояние между ними
оказывается равным сумме их радиусов, го частицы
встречаются друг с другом и образуют агрегаты. Для монодисперсных
частиц полное число встреч определяется выражением
NJiaM = 3~n0Gr\ B.19)
где G — скоростной градиент dv/dz, с '; v относительная
скорость двигающихся частиц; z — расстояние между частицами
в плоскости, перпендикулярной скорости движения потока, м.
В турбуленптом потоке воды число сталкивающихся частиц
увеличивается за счет пульсаций потока и составляет
B.20)
где C — экспериментальный коэффициент; е0 — затрата энергии
на пульсации потока; vB — кинематическая вязкость воды, м2/с.
46

Соотношение между эффективностью коагуляции в турбулент-
ном потоке и броуновской коагуляцией, равное примерно
yJe0/vBr2jD, показывает, что при размере частиц примерно 5 нм
имеют место оба механизма коагуляции, для более мелких частиц
даже в турбулентном потоке преобладает броуновская коагуляция.
Режим потока воды оказывает большое влияние на
формирование хлопьев и, с учетом их непрочности, может даже
способствовать разрушению сформировавшихся хлопьев.
Поэтому скорость воды в зоне их формирования и отстаивания
должна быть не более 1 —1,5 мм/с.
Если вводимые в воду сульфаты при коагуляции
сернокислым алюминием оказывают благоприятное влияние на процесс
коагуляции и частично выводятся вместе с осадком, то при
коагуляции сернокислым железом они практически все
попадают на следующую ступень очистки (ионообменную) и создают
дополнительные трудности при их удалении из воды. Поэтому
наиболее рационально вводить в обрабатываемую воду ионы
этих металлов без анионов, затрудняющих в дальнейшем
процессы обессоливания.
Этого можно достичь лишь при применении
электрохимического метода (электрокоа1 уляции), основанного на
анодном растворении металла в воде при прохождении через воду
электрического тока. При этом очистка воды от коллоидных
веществ осуществляется в ряде одновременно протекающих
процессов: электрохимического растворения электродов с
переходом ионов металла в раствор, окислителыю-воссганови-
тельных реакций на электродах, собственно коагуляции, явлений
электрофореза (движения частиц под влиянием внешнего
электрического поля).
В основе электрокоагуляции лежит процесс анодного
растворения металлов под действием постоянного электрического
тока с последующим гидролизом катионов металлов и их
участием в процессе коагуляции примесей воды.
Электрохимическое растворение металлов, погруженных
в раствор и находящихся под действием приложенного извне
электрического потенциала, зависит от многих факторов, но
в основном определяется процессами, происходящими на аноде
и катоде.
На аноде происходит окисление металла с переходом его
ионов в раствор:
А1-Зе^А13 + ; B.21)
Fe-2e^Fe2 + . B.22)
Непрерывный выход ионов металла в раствор возможен
лишь при условии отвода электронов с катода, который
осуществляется при протекании реакций восстановления.
47

В кислой среде (рН<7) электроны отводятся с катода по
реакции
2Н30++2е^2Н2++20Н". B.23)
В нейтральных и щелочных растворах электроны
непосредственно ассимилируются молекулами воды с последующим
образованием водорода и гидроксильных ионов:
2Н20 + 2е->Н2 + 20Ы. B.24)
При наличии в воде кислорода последний участвует в
процессе ассимиляции электронов по реакции
2H20 + 02 + 4e^40H". B.25)
Кислород также участвует в процессе перехода ионов Fe2 +
в форму Fe3+ и при достаточно высоком потенциале
выделяется на аноде, пассивируя металл (образуя пленки оксида).
При этом вследствие поляризации электрода резко сокращается
скорость его растворения. Поляризация катода происходит за
счет отложений на его поверхности щелочноземельных
соединений вследствие высоких значений рН воды в прикатодной
области.
Ионы ОН" образуют с ионами металла гидроокиси:
А1(ОНK или Fe(OHJ. Гидрозакись железа затем окисляется
в гидроокись:
4Fe (ОНJ + 02 + Н20 -► 4Fe (ОНK. B.26)
Таким образом, гидроокиси металлов могут быть получены
в воде без введения в нее анионов S04 . Кроме того,
электрохимический метод электрокоагуляция позволяет
отказаться от использования традиционных коагулянтов, а также
аппаратуры, связанной с их приготовлением и дозированием.
Теоретически количество электричества, необходимого для
растворения 1 г-экв металла, составляет 26,8 А ■ г. Однако
практически количество электричества всегда выше
теоретического вследствие поляризационных эффектов на пластинах,
расхода энергии на нагрев воды и т.п. Для уменьшения
этого эффекта и более равномерного использования пластин
производят через определенное время (обычно через 15 мин)
переполюсовку подводимого напряжения. При проведении
электрокоагуляции наблюдается повышение рН воды на 0,5—
1,0 за счет разрядки ионов Н + , что дает возможность не
подщелачивать воду реагентами.
Практически во всех аппаратах для электрокоагуляции,
применяемых в промышленности, используются пластины
металла, что повышает стоимость обработки и увеличивает
габариты аппарата (рис. 2.4). Все конструкции пластинчатых
аппаратов относятся к безнапорному типу. При работе с боль-
48

А-А
W;;Y);ssss /7777777,
Рис. 2.4 Пластинчатый )лсктрокоагулятор:
1—корпус; 2- шшсшкы m мекиыа: 3 -нооушюние воды. 4
выход воды
шими расходами воды такие аппараты неудобны, их сложно
располагать в схемах ВПУ. Применение пластинчатых
аппаратов невыгодно также и потому, что использование пластин
возможно только до 50%-ного их растворения. Иначе
вследствие коробления пластин возможно короткое замыкание
в аппарате.
Существует два способа подключения электродов к
источнику питания: монополярный, когда одноименные пластины
(например, аноды) подключаются к одному из полюсов
источника питания, а катоды -к другому, и биполярный,
когда питание подводится лишь к крайним электродам и общее
падение напряжения на аппарате складывается из суммы
падений напряжения на отдельных ячейках.
При биполярном подключении электродов требуется
большее напряжение на аппарат, но меньшее количество контактов.
При этом уменьшаются размеры аппарата и сечение
подводящих кабелей, что упрощает монтаж и эксплуатацию
электрокоагуляторов и уменьшает их стоимость.
Рекомендуемое напряжение на ячейках при расстоянии
между электродами 10- 12 мм для анодного растворения
железа составляет 3 В, а для растворения алюминия—4 В.
Из опыта освоения электрокоагуляторов рекомендуется
поддерживать плотность тока около 10 А/м , а скорость потока
49
3 Заказ № 2066

Рис 2.5 Электрокоагулятор с обновляемой поверхностью анода:
/ — сборная ванна; 2 — растворимый анод; 3 — катод; 4 — пластинки из абразивного
материала; 5 — сервопривод; -»—очищенная вода
воды между пластинами — не менее 0,5 м/с. Расход
электроэнергии на электрокоагуляцию составляет 0,05—0,5 кВт • ч/т
воды.
Перспективны аппараты с использованием в качестве анодов
массивных металлических отливок (рис. 2.5). Такой
электрокоагулятор [16] состоит из массивного анода, установленного
в баке из неэлектропроводного материала и расположенного
над ним на расстоянии 0,5—1 мм катода. Малый зазор
стабилизируется при помощи пластинок из абразивного
материала, которые при вращении катода удаляют с анода
пассивирующую пленку окисла металла. Вода подается через
центральное отверстие в аноде (или через катод) и протекает
в щели между катодом и анодом со скоростью,
обеспечивающей турбулентный режим потока. Малая величина
зазора позволяет резко сократить потери энергии на
электрическое сопротивление воды и повысить плотность тока
более чем в 100 раз по сравнению с пластинчатыми
электрокоагуляторами. Катоду может быть придано либо возвратно-
вращательное движение при помощи кулисного механизма,
либо вращательное с использованием энергии потока воды.
Такая конструкция автоматически обеспечивает постоянную
величину зазора при срабатывании анода.
Повысить интенсивность процесса анодного растворения
металла можно при увеличении площади электродов. Этого
можно добиться, не увеличивая габариты аппаратов, с
помощью применения засыпных электродов из гранул металлов.
Кроме всего прочего этот метод позволяет также использовать
отходы металла и снизить стоимость обработки воды.
50

ЙОо,
+ к
Конструкция такого аппарата
типа «труба в трубе»,
разработанного в МЭИ, представлена на
рис. 2.6. В этом аппарате
внутренняя труба используется для подачи
воды и одновременно служит
катодом. Анодом является труба
большего диаметра, вставленная
в корпус и прилегающая к нему
изнутри. Пористая среда
располагается в межтрубном пространстве
и отделяется от катода
перфорированной неэлектропроводной
прокладкой. Расположение основных
электродов позволяет распределить
приложенный потенциал таким
образом, ЧТО ПЛОТНОСТЬ тока на ОС- Рис 2.6. Электрокоагулятор ти-
у ' - „па «труба в трубе» с пористой
НОВНОМ аНОДе будет МИНИМаЛЬНОИ, засыпкой:
ЧТО Дает ВОЗМОЖНОСТЬ ПрОДЛИТЬ /—корпус; 2 — внутренняя труба-
ВреМЯ еГО работы. Подача ВОДЫ катод; 3- вставной анод; 4—сетка;
r r - 5 — гранулы мет алла; 6 — вход во-
снизу вверх способствует эвакуации ды; 7- выход воды
газа из полости аппарата.
Расположение слоя позволяет ему по мере срабатывания под силой
тяжести опускаться вниз, ровно заполняя пространство между
анодом и катодом. Эта конструкция может быть выполнена
и в биполярном варианте подключения электродов, если
установить кольцеобразные перфорированные диафрагмы,
разделяющие пористую среду на отдельные слои. Такой аппарат
может работать под давлением, что существенно расширяет
возможность его применения в схемах ВПУ ТЭС.
Эффективность электрокоагуляционной очистки воды
существенно выше эффективности реагентной коагуляции и
составляет 70—90% против 50—60% при реагентной коагуляции.
В общем виде расчет концентрации растворенных ионов в электрокоагуляторе
типа «труба в трубе» сводится к установлению взаимосвязи между
гидродинамическими, электрохимическими и электрическими параметрами аппарата [30].
Скорость анодного растворения металла равна
dAm
v = —— = k3I,
ах
B.27)
где Am—масса растворенного металла, г; /—сила тока, А; к,—
электрохимический эквивалент [например, для алюминия кэ = 0,336 г/(А ч)].
Тогда теоретическая концентрация ионов металла в воде определяется как
Cl = kJ/D„
B.2S i
где D,—расход воды, м3/ч.
51

Фактическая концентрация С* ионов металла может отличаться от
теоретической вследствие протекания побочных реакций и при £>„ = const
равняется
Л = С*/С'М, B.29)
где т) -выход по току, т. е. доля тока, затраченного на растворение металла.
С учетом этого B.28) примет вид
С* = пМ/А, B.30)
В то же время необходимая для выделения такого количества ионов
металла сила тока в аппарате определяется как
/= *///*„,
где U—напряжение постоянного тока; R,„— общее электрическое
сопротивление электрокоагулят ора.
Подставляя значение / в B.30), получаем
Л- = ^, B.3.)
а с учетом того, что Z). = u.S„,
*,. = ^-, B-32)
*- М LB^3K
где vs — скорость воды в полости электрокоагулятора, м/ч, S3„- площадь
поперечного сечения аппарата, м2.
В аппарате типа «труба в трубе» за счет срабатывания гранул и в
результате их опускания в полости аппарата образуется свободное пространство,
заполненное водой. Тогда общее электрическое сопротивление Лэк может
быть представлено в следующем виде:
«я
Г ясв И
R
р
"пор
— я,—
где Ra и Rt— соответственно электрическое сопротивление на основном аноде
и катоде вследствие поляризационных эффектов; RCB - электрическое
сопротивление свободного объема, заполненного водой; Rnop — электрическое
сопротивление объема воды в порах загрузки; Л,агр электрическое сопротивление
загрузки.
Электрическое сопротивление объема воды между коаксиальными
цилиндрическими электродами
*с,= ' ', B.33)
2л#,.„хв
где D2 и Dl — соответственно диаметры внешнего и внутреннего электродов,
см; Ясв — высота электродов над загрузкой, см.
52

Электропроводность воды хв может быть определена экспериментально
или вычислена из выражения
л
хв=10-3 £ XfC,-, B.34)
i= i
где С,— концентрация j'-ro иона, г-экв/л; >.,• — эквивалентная
электропроводность, См • см 2/г-экв.
Опытные данные показывают, что значение /?св, определенное
экспериментально, выше, чем Лсв, вычисленное по B.33) и B.34). Это происходит из-за
наличия поляризационных эффектов на основных электродах. Поэтому в
дальнейшем в расчет должно приниматься значение величины ив из формулы,
аналогичной формуле B.33), где RCB определяется экспериментально.
Электрическое сопротивление воды в порах загрузки определяется как
InDj/D,
*„ор= „ , B.35)
2я#1агрхвт
где т — порозность загрузки, зависящая от формы гранул металла и их
укладки в загрузке; #]агр- высота загрузки.
Общее электрическое сопротивление электрокоагулятора с учетом
поляризационных эффектов на основных электродах по второму закону Кирхгофа равно
1/л,.= 1/л„+1//гпор+1/я,огр, B.36)
откуда можно в явном виде определить
ZTl/ljarpX^
B.37)
где х,„р — величина, характеризующая электропроводность загрузки.
Подставив в B.36) значения Лэк, Лсв, Лпор, /?,агр и произведя упрощения,
получим выражение, связывающее электрические, электрохимические и
конструктивные характеристики электрокоагулятора, которое с учетом того, что
примет вид
S„ = ^(Dl-D\), B.38)
8лА:,с/[ив(Ясв + Язагрт)+Яюгри1агр]
В.(Я§-/>?IпЯ2/Д, ( - '
Использование этого уравнения требует предварительного
экспериментального определения в лабораторных условиях для реальной воды значений
R„, Rc, и т при различных отношениях D2/Dt и скоростях потока воды.
2.3. ИЗВЕСТКОВАНИЕ, МАГНЕЗИАЛЬНОЕ ОБЕСКРЕМНИВАНИЕ
И СОЛИРОВАНИЕ ВОДЫ
Известкование воды, т. е. обработка воды известью, было
известно давне и ранее применялось для умягчения воды при
подпитке котлов низкого давления. Однако в связи с
повышением параметров пара и широким применением ионного
53

обмена оно стало применяться для улучшения работы
ионообменной части ВПУ. В настоящее время основное назначение
известкования — снижение бикарбонатной щелочности воды.
Одновременно с этим уменьшаются жесткость, солесодержание,
концентрации грубодисперсных примесей, соединений железа
и кремниевой кислоты.
Повышение рН воды с целью снижения бикарбонатной
щелочности производится гашеной известью Са(ОНJ, которая
подается в воду в виде суспензии (известкового молока).
Известь, введенная в воду, диссоциирует:
Са(ОНJ<±Са2 + +20Н-, B.40)
в результате чего в растворе повышается концентрация ионов
Са2+ и ОН". Это приводит к связыванию части ионов Н +
в малодиссоциированные молекулы воды
Н + +ОН"^±Н20, B.41)
поскольку ионное произведение Kw — постоянная величина для
данной температуры.
Таким образом, рН возрастает, что вызывает смещение
углекислотного равновесия в сторону образования ионов СО2.-,
в которые переходят все формы угольной кислоты. Увеличение
концентрации СО\~вызывает реакцию образования
труднорастворимого карбоната кальция
Са2++СОГ^СаСОэ, B.42)
которая будет протекать при условии, что
«C."+flC03' >ПРСаСОз' B'43)
где аСа2» и aCQ2 —активности ионов Са2+ и СО2 в растворе;
ПРСаСО,—произведение растворимости СаСОэ, равное, в
частности, при температуре воды 308 К 4,8 • 10 9.
Если доза извести превышает необходимую дозу для
перевода всех форм угольной кислоты в карбонат-ионы, будет
образовываться гидроокись магния (ПРМ8@н)г = 5,5 • 10 ).
Необходимую для проведения процесса дозу извести можно
подсчитать, исходя из следующих уравнений реагирующих веществ:
Са(ОНJ^Са2++20Н"; B.44)
С02 + 20Н <±СО§ +Н20; B.45)
НС03+ОН">±СО§ + Н20; B.46)
Са2++СО|-^СаСО,; B.47)
Mg2++20H~?±Mg(OHJ; B.48)
1
4FeS04 + 80H " +2H20 + 02*±4Fe(OHK + 4SOr . B.49)
54

Реакция B.49) указывает на то, что при проведении
совместно с известкованием процесса коагуляции часть ионов
ОН" затрачивается на гидролиз коагулянта и, следовательно,
требуется определенное количество извести на этот процесс.
Если основным назначением известкования является
глубокое снижение бикарбонатной и карбонатной щелочности
воды, то в растворе должно выполняться условие Сс * ^ С' j
Концентрация образующегося иона СО2 , мг-экв/кг, согласно
B.45) и B.46) с учетом того, что в эквивалентных единицах
количество образующихся ионов СО2," будет в 2 раза больше
количества разрушаемых ионов НСОз~, а также того, что
практически эта реакция не идет до конца при некоюрых
значениях рН, будет выражаться уравнением
CcoJ =^со; + 2(сн^01-С-Т0/). B.50)
Концентрация ионов Са2+ определяется суммой
первоначально содержащихся в воде ионов С£" и введенных с
известью эквивалентно ионам гидроксила. Последние расходую i-
ся согласно B.45), B.46), B.49) на связывание свободного
С02, разложение бикарбонат-ионов в количестве,
эквивалентном С^ссх0 — С° , и на гидролиз коагулянта DK. Таким
образом, суммарная концентрация ионов Са2+, мг-экв/кг,
будет равна
С£?- = С»?,. + С£+C™COi +DK. B.51)
Минимальная доза извести, мг-экв/кг, при этом составит
п =C"H+C"CX _GOCT +D B 52)
^и ^С02^^НС0, ^НСО,т^к- У*-■■>*■)
Из приведенных уравнений видно, что условие
Q^'^довыполняется, когда
C->.+D^C™0 -C-0 . B.53)
Если исходная кальциевая жесткость больше разности
между исходной и остаточной бикарбонатной щелочностью,
то доза извести, определяемая из B.52), достаточна. Однако
на практике весьма выгоден перевод ионов Mg2+ в осадок,
для чего требуется ввод добавочного количества извести. При
этом концентрация ионов Са2 + , мг-экв/кг, в известкованной
воде возрастает эквивалентно убыли ионов Mg2+ и может
быть определена из уравнения
/'-'общ /^исх _|_ у^-исх _|_ у^исх у^ост А-С СУ SA\
^Са2* ^Са2' "|_иС02"Г *~НСО, ^ НСО, """ ^ Mg2" У — -*'*)
тогда условие С°®Щ*^СС02 должно выполняться в форме
/^ИСХ i У^ИСХ -^ /^ИСХ /'-'ОСТ ("} ZZ\
ССа2* + (-М82*^СНСО, _СНСО, К^.ЭЭ)
55

или
Жо^ Снсо, ~ СнСсо, • B-56)
Это соотношение справедливо для подавляющего
большинства природных вод, и поэтому доза извести, определяемая
вышеприведенным методом, действительно приведет к
снижению щелочности воды.
Практически для смещения в необходимом направлении
реакций, происходящих при известковании, вводится некоторый
избыток извести сверх расчетной дозы для установления
заданного значения рН. Величина этого избытка извести
обычно небольшая @,1 — 0,2 мг-экв/кг). С учетом выделения
в осадок гидроокиси магния и введения избытка извести И ее
доза, мг-экв/кг. составит
^и *-С02 ' ^ НСО, *" НСО, *- Mg2 ' "■ У — -" J
Солесодержание воды при ее известковании уменьшается
на величину карбонатной жес1 кости (при С^ =0) за вычетом
введенного избытка извести и растворимости СаС03
и Mg(OHJ. При условии, что в исходной воде Ж0 — Щ0,
и при равновесном состоянии системы концентрацию ионов
кальция, г-ион/кг, остающихся в растворе, согласно
произведению растворимости СаС03 можно определить как
ССа-=72УПРСаСО,, B.58)
./2
где/^ — коэффициент активности ионов Са2+ и С03~ в растворе.
Теоретически эта концентрация невелика (примерно сотые
доли мг-экв/кг). При определенном значении произведения
растворимости Mg(OHJ еще меньшее значение имеет
концентрация ионов Mg . Однако практически жесткость
известкованной воды снижается не столь значительно. Во-первых,
при известковании не уменьшается некарбонатная жесткость,
хотя она и изменяется качественно. Вместо хлоридов, сульфатов
кальция и магния в воде остаются лишь хлориды и сульфаты
кальция. Во-вторых, на практике процесс снижения бикар-
бонатной щелочности достаточно далек от равновесия, и
поэтому в воде имеется концентрация кальция, обусловленная
наличием остаточной концентрации бикарбонатов. Дело в том,
что ионные процессы в воде происходяi быстро, а
кристаллизация твердой фазы — очень медленно, и именно она
определяет время, необходимое для завершения процесса
известкования. Соотношение между концентрациями НСО-^ и С03~
в воде при известковании полностью определяется значением
рН. Если на практике это значение поддерживается на уровне
10,2—10,3, то этого достаточно для практически полного
перевода НС03 в С03~.
56

Состав примесей воды имеет определяющее значение при
необходимости применения процесса известкования.
Известкование применяется при больших значениях щелочности воды
(>2,0 мг-экв/кг) и малой разности между ее Ж0 и Ща.
Пример 2.1. Рассчитать с помощью таблицы равновесный состав ионных
примесей в природной воде, обработанной методами коагуляции и известкования:
Концентрация
мг/л
мг-экв/л
г-ион/(л х
Ионы
SOj-
96.1
2,0
1.0
СГ
138.4
3,9
3.9
НШд
268,5
4,4
4,4

Nail 0,4
4,8
4,8
Mg2 +
28,8
2,4
1,2
Са2'
64,0
3.2
1.6
При пересчете массовых концентраций отдельных ионов в миллинормаль-
ные следует величины концентраций, mi/л, разделить на эквивалентные массы
соответствующих ионов, например для иона SOl —96,1/48,03, для иона
НС03" 268,5/61,02 и т. д.
Проверка правильности анализа [см A.30)].
£ А/ =4,8 + 2,4 + 3,2= 10,4 мг-экв/л,
Х-4" = 2,0 + 3,9 + 4.4 =10,3 мг-экв/л;
A0,4-10,3)-100
х = - — = 0,48% < 1 %.
10,4+10,3
Технологические показатели качества воды, мг-экв/л
Ж„ = 3,2+ 2,4 = 5.6; Жк = 4,4; Жнк = 5,6-4,4= 1,2; Щ„ = ЩК = 4,4.
Солесодержание исходной воды
<■/<-■ = У(Кт+Ап) = 706.2 мг/л.
Значение ионной силы исходной воды
л
li=0,5^Ciz,2 = 0,5((S)r22+(a-l2T(',KO-l2 + CNl l2 + CM8i. 22 + Qv. 22) =
i= i
= 0,5 10 " 3A -4 t 3.9 1+4.4-1+4,8-1 + 1,2 4+1,6 4)= 14,15 - 10 3.
Активность ионов в исходной воде
lg/=
0.5г\/ц 0.5::2,/14-15 10 '
-0,053
1 + v'n 1 + ^14,15-10--'
Тогда Л =0,885; /2 = 0,614; Д = 0,334.
Вводим в воду дозу коагулянта £>к = 0,75 мг-экв/л и известь в таком
количестве, чтобы в воде установилось оптимальное значение рН = 10,3 при
температуре воды, равной 313 К.
57

По этому значению рН находим концентрации ионов Н+ и ОН :
pH=-lgaH. = 10,3;
Дн^бЛЭ-КГ11; Сн* = 5,1510-11/0,885 = 5,82101 г-ион/л.
Соответственно активность и концентрация ионов ОН ~
аон =2,92 10-14/E,15 10"п) = 0,567 10-3;
Сон = 0,567-10 _3/0,885 = 0,641 -Ю-3 г-ион/л.
В предыдущем расчете не учтено, что концентрации некоторых ионов
вследствие введения в воду реагентов изменились. Так, Csoi = С|!0Х; +С"°?Г =
= 2,0 + 0,75 = 2,75 мг-экв/л= 1,375 • 10 г-ион/л.
В процессе коагуляции образуются соединения Fe(OHJ и Fe(OHK. Их
произведения растворимости соответственно равны 1-Ю-15 и 3,2-10~38.
Тогда остаточные концентрации ионов Fe2+ и Fe3 +
1105
CFe=.= г-г=5,07-10"9 г-ион/л;
0,614@,567-10 ~3J
3 2-10~38
CFe..= ; 1гт = 5,25 -Ю-28 г-ион/л.
0,334@,567-10 ~3K
Остаточная концентрация ионов Mg2 +
14,1 Ю2
СМа»= г—=7,14 10 г-ион/л.
8 0,614@,567-10 ~3J
Остаточная концентрация ионов Са2+ не известна, не известна и
концентрация ионов СО?Г, поэтому, обозначая первую как х, запишем
ПРСаСО, 28,5 ■ 10 0 7,56-Ю-9
Сгп, = т—;= :—= г-ион/л;
со> f\x @,614J-х x
Сх + Сгп, -f2 5,82-101-3,7310-9 3,610"9
С игп = =^ = = г-ион/л.
нсо> К" jc-6,03 • 10 1] х
Остаточную концентрацию ионов Са2+ ищем через уравнение
электронейтральности
£Хг=£/1к, г-экв/л;
CH» + CFei. + CFej. + CNa. + CMg!» + CCai. =CCQ2 +CHCO] +CJ,-,! +CCi + C0h =
= 5,82 • 10"" + 10,14 10"9+ 15,75-108 + 4,8 • 10+ 14,28-10~5 + x =
7,5610"9 3,6- lO"9
= - + - + 2,75- IO~3 + 3,9- 10~3 + 0,641 • 10~3.
x x
Пренебрегая малыми значениями, получаем квадратное уравнение
х2-2,49-10_э-л: = 0,
откуда * = ССа>* =2,5 • 10~3 г-экв/л = 1,25 • 10 ~3 г-ион/л.
Тогда
3,73-10 ~9
СГп'-=- г = 2,98 10-6 г-ион/л;
со> 1,25-Ю-3
58

С„т =— т = 2,88-1 (Г6 г-ион/л.
НСО, nt.in-i ' '
3,6-10'
1,25-10'
В этих расчетах использовались значения ц и /, определенные через
исходный состав природной воды. Но эти значения изменились, так как
после ввода реагентов изменились концентрации ионов. Поэтому расчет
требует уточнения, которое производится методом итерации. Для этого,
используя полученные значения концентраций ионов, определяем ц и / Так,
при первом приближении получаем
ц = 3,22-1(Г3; /,=0,94; /2=0,78; /з = 0,57.
Полученные факторы активности используются для пересчета концентраций
ионов. Расчет проводится до схождения значений ионной силы раствора
в последующем и предыдущем приближениях. При этом следует помнить,
что активность ионов ОН", определяющая заданное значение рН воды, не
изменяется, меняется лишь их массовая (молярная) концентрация. Эта
концентрация, мг-экв/л, будет составлять избыток извести при дозировании
последней в воду.
Если ССа2. много больше С нсо и необходимо провести
более глубокое умягчение воды, то3 операцию известкования
дополняют солированием, для чего кроме извести дозируют
Na2C03. При этом происходят следующие реакции:
Na2C03*±2Na + +CO§-; B.59)
Са(ОНJ^Са2++20Н"; B.60)
Н + +ОН<=>Н20; B.61)
HCOj*±H + +CO§~; B-62)
НС03"+ОН-<=>СОГ+Н20; B.63)
Са2++СО§_*±СаС03; B.64)
—Г~
Mg2++20H-^±Mg(OHJ. B.65)
I
Если одновременно в воду подается коагулянт, то дозы
реагентов составляют:
доза извести
А, = Сс„2 + Снсо3 + СМ8 »•+/>,+ И; B.66)
лоза соды
Dc = CCsL2+-CHCO-+D„-CCOl. B-67)
Равновесная остаточная жесткость воды, мг-экв/л,
обработанной таким образом, выражается как
W _/^ост , ^ост 2 10 ^2ПРСаСОз | Ю nPMg(OHJ^ a f.O\
Жост_Сса2+ + с^2+"~7Г\~с^Г (с0ннJЛ у ( j
so

а остаточная щелочность — как
/77 = с Равн
"лост СО? | (~< равн
ОН
В процессе известкования снижается концентрация
кремниевой кислоты в воде. Эффективность удаления кремниевой
кислоты в основном связана с содержанием в воде ионов
магния. Поэтому в воду специально дозируют соединение
магния — каустический магнезит G0—80%MgO). Механизм
снижения концентрации кремниевой кислоты состоит в том, что
коллоидная кремниевая кислота сорбируется на поверхности,
содержащей гидроокись магния, которая образуется в
результате процесса известкования, а также при гидролизе
каустического магнезита:
MgO + H2Of±Mg(OHJ. B.69)
С другой стороны, гидроокись магния частично
диссоциирует:
Mg(OHJ?±Mg(OH) + +OH-, B.70)
причем частица, содержащая ее, приобретает электрический
заряд. В условиях известкования при рН = Юн-10,2 значительная
часть кремниевой кислоты находится в диссоциированном
состоянии (степень диссоциации H2Si03 по первой ступени —
около 90%). Ионы гидроксила в этих условиях уступают
место ионам HSiOj, которые соединяются с гидроокисью
магния. Наиболее оптимальное значение рН для процесса
обескремнивания воды полностью совпадает с оптимальным
значением рН, принятым для известкования, что существенно
увеличивает эффективность совместного процесса. Необходимая
доза магнезита (суспензия в воде) зависит от кремнесодержания
воды и составляет 10—20 мг/кг воды. В результате совместного
применения процессов коагуляции, известкования и
магнезиального обескремнивания остаточное содержание
кремниевой кислоты в воде снижается до 0,8—1,0 мкг/кг вне
зависимости от начального кремнесодержания. Если принять
во внимание, что при известковании и коагуляции снижение
кремнесодержания происходит примерно на 40%, то можно
в каждом конкретном случае решать вопрос о необходимости
применения процесса магнезиального обескремнивания.
Очень большое значение при использовании методов
осаждения имеют процессы образования частиц осадка. В настоящее
время образование твердой фазы из пересыщенного раствора
рассматривают как результат протекания процессов
агрегации и ориентации. Процесс агрегации — это образование
кристаллических зародышей, проходящих стадию коллоидного
состояния с приобретением электрического заряда, коагуляцию
этих частиц и рост первичных кристаллов. При ориентации
60

происходит процесс совершенствования структуры кристаллов,
приводящий к уменьшению их удельной поверхности, а
следовательно, к увеличению размеров кристаллов. По соотношению
скоростей этих процессов определяют структуру осадка.
При преобладании процесса агрегации получается аморфный
осадок, состоящий из мелких частиц. Если же преобладает
процесс ориентации, то получается крупнозернистый
кристаллический осадок. На скорость процессов ориентации влияет
главным образом химическая природа вещества. При
осаждении простых полярных соединений эта скорость невелика, при
образовании гидроокисей — мала. Структура осадка имеет
большое значение для процессов его выделения из раствора.
Аморфный осадок обладает хорошими сорбционными
свойствами, однако непрочен и имеет малую скорость витания
в воде (около 1 мм/с), и наоборот, кристаллический осадок
обладает гораздо большими прочностью и скоростью витания
(продукты коагуляции обычно в него не входят), но имеет
небольшую сорбционную способность.
В эксплуатационных условиях необходимо обеспечивать
стабильность известкованной воды, т. е. неспособность к
дальнейшей кристаллизации твердой фазы после выхода воды из
осветлителя. В противном случае выделяющийся из воды
осадок может существенно затруднить работу аппаратов на
следующих стадиях очистки воды.
Одним из основных факторов, способствующих повышению
эффективности процессов осаждения, является подогрев воды.
Основными причинами благоприятного воздействия
повышенной температуры воды являются ускорение процессов
кристаллизации твердой фазы, улучшение отделения осадка вследствие
уменьшения вязкости воды и возрастание скорости химических
реакций. Обычно при коагуляции температура воды
поддерживается в диапазоне 303—308 К, а при известковании — в
диапазоне 313—318 К с отклонением от принятой не более
чем на 1 К во избежание возникновения конвективных токов
в аппаратах, приводящих к нарушению процессов осветления.
В настоящее время предочистка воды производится в
осветлителях со взвешенным слоем осадка. Вся масса
частиц твердой фазы в этом слое находится в состоянии
динамического равновесия с подаваемым снизу потоком воды.
Взвешенные в потоке частицы твердой фазы находятся в
непрерывном хаотическом движении, однако сам взвешенный
слой в целом неподвижен. Наибольшая скорость осаждения
наблюдается у отдельной частицы и при условии, что Re<2,
может быть записана как
Р, = **(Р.-Р.) B71)
18и„
61

где d4— диаметр частицы, м; рв и рч соответственно
плотность воды и частицы, кг/м3; g- ускорение свободного
падения, м/с2; цв—динамическая вязкость воды. Па с.
По мере накапливания частиц их концентрация в слое
увеличивается и возникает явление стесненного осаждения
частиц, когда вследствие затрат энергии на взаимотрение
частиц скорость осаждения слоя уменьшается и, следовательно,
для удержания слоя частиц во взвешенном состоянии
необходимо снижать скорость восходящего потока воды.
Количественная связь между необходимой скоростью
восходящего потока воды для поддержания слоя во взвешенном
состоянии и концентрацией частиц в нем выражается уравнением
Ц--)=-2,75С*, B.72)
где vB скорость восходящего потока воды, м/с; С* массовая
концентрация частиц во взвешенном слое, кг/м3. Это
обстоятельство является основным фактором, позволяющим
практически осуществлять работу осветлителей со взвешенным
слоем. При возрастании скорости потока происходит
расширение слоя и концентрация часшц в нем падает. При этом
скорость осаждения слоя возрастает и он как бы
приспосабливается к изменению гидродинамической обстановки. Если
скорость потока падает, то слой сжимается и скорость его
осаждения также падает.
Основным достоинством взвешенного слоя осадка является
то, что он работает по типу фильтрующей загрузки, извлекая из
воды, протекающей сквозь него, мелкодисперсные частицы
в результате адгезионных и сорбционных процессов. При этом
эффективность процесса удаления таких частиц будет тем выше,
чем больше концентрация частиц, составляющих взвешенный
слой. Но повышение концентрации крупных частиц приводит
к понижению скорости восходящего потока воды, а
следовательно, и производительности аппарата. Поэтому в каждом
конкретном случае следует находить оптимальный вариант.
Скорость изменения концентрации мелких частиц,
сорбируемых крупными, может быть пропорциональна их концентрациям:
dC/dx=-hCC*, B.73)
где С- текущая концентрация мелких частиц, кг/м3; b —
параметр процесса, характеризующий интенсивность сорбции
мелких частиц крупными.
При заданной производительности аппарата в технологическом
процессе скорость восходящего потока постоянна, и,
следовательно, в любом сечении слоя х концентрация С * не изменяется. Тогда
dx = dx/vB B.74)
62

и B.73) можно записать в форме
dC С*
— =-b — dx. B.75)
С vB
Интегрируя в пределах от С0 до С и от 0 до Я, получим
С
= е
лс*//
B.76)
где Я—высота взвешенного слоя, м.
Естественно, что сорбция мелких частиц из объема воды
во время работы осветлителя приведет к увеличению
концентрации С*, и поэтому необходим постоянный отвод избытка
из объема взвешенного слоя. В противном случае с повышением
концентрации С*, чтобы удержаib лот слой во взвешенном
состоянии, придется уменьшить скорость потока воды, а значит,
и производительность осветлителя. Полому часть объема
взвешенного слоя непрерывно отводится в шламоуплотнитель.
В настоящее время на ТЭС используются осветлители для
коагуляции типа ЦНИИ МПС и для известкования типа
ВТИ. Осветлители ВТИ имеют диапазон производительности
от 63 до 1000 м3/ч (рис. 2.7). Осветлители выполнены в виде
Рис. 2.7. Схема осветлителя марок
ВТИ-400И, ВТИ-630И, ВТИ-1000И
для известкования волы:
1—распределительное усiроисто. 2 >а-
движка «отсечки»; 3 вода для промывки
коллектора шламоуплотншеля, 4
распределительная система в воздухоотделителе;
5—воздухоотделитель, 6- котьцевой
желоб; 7—верхняя горизонталь, шя решена,
8—шламоприемные трубы; 9 - шламонри-
емные окна; Ю- перфорированный
коллектор; II— шламоушютнигель; 12- шла-
моотводящие трубы; 13 тризонгальная
решетка; 14- - вер1икальные переюродки.
15—камера смешения воды и решенюв,
16—сброс промывочной воды из
механических фильтров; 17 - ввод воды в
осветлитель; 18 — регулирующее устройство; 19 -
грязевик; 20— линия периодической
продувки грязевика; 21, 28 подача коагулята,
22—исходная вода, 23 измершельная
шайба; 24 — линия опорожнения шламоуп-
лотнителя; 25, 26- продувочные линии.
27—подача известкового молока; 29
подача полиакриламида; 30- зона
контактной среды, 31 выход осветленной
юды; 32—верхняя граница вшешенною
ело»; 33 — зона осветленной воды; 34 oi-
вод воды из шламоуплошшеля в
распределительное устройство, 35-
дроссельная заслонка
30 <
6?

стальных сварных сосудов, установленных вертикально. Вода,
поступающая в осветлитель, проходит через воздухоотделитель
и затем по опускной трубе через тангенциально направленное
сопловое устройство попадает в нижнюю часть осветлителя —
смеситель. Туда же вводятся реагенты: известковое молоко
и коагулянт. Несколько выше смесителя вводится флокулянт.
Предусмотрена также подача в смеситель воды после промывки
механических фильтров для лучшего формирования твердой
фазы. В процессе перемешивания в смесителе реагенты
взаимодействуют с примесями воды и образуется твердая
фаза. Затем поток воды, поднимаясь вверх, проходит через
успокоительную систему для уменьшения вращательного
движения и поступает в цилиндрическую часть осветлителя.
На определенной высоте этой зоны формируется взвешенный
слой. Для отвода части шлама из слоя предусмотрены
выносные шламоприемные окна, через которые шлам попадает
в шламоуплотнитель. Уплотненный шлам выводится из
осветлителя с продувочной водой, а осветленная вода («отсечка»)
(^20% производительности осветлителя) направляется в
распределительное устройство. Основной поток осветленной воды
проходит через взвешенный слой, собирается кольцевым
желобом и также направляется в распределительное устройство,
а затем в промежуточный бак. Часть грубодисперсных
веществ, поступивших вместе с исходной водой, а также
крупные кристаллы образовавшегося осадка осаждаются в
нижней части смесителя, выполняющей функцию грязевика, и
отводятся из него.
Скорость движения воды через взвешенный слой в
осветлителях типа ВТИ принимают в диапазоне 1,34—3,57 мм/с
в зависимости от его производительности. Изменение
производительности осветлителей типа ВТИ допускается не выше
125% расчетной. При хорошей работе осветлителя осветленная
вода не должна содержать более 10 мг/кг твердой фазы.
Согласно нормам технологического проектирования ТЭС
рекомендуется устанавливать на предочистке не менее двух
осветлителей с суммарной производительностью, на 10%
превышающей расчетную потребность в осветленной воде Д>св.
Полная расчетная производительность всех устанавливаемых
осветлителей Dpn должна учитывать расход воды на продувку
шламоуплотнителей qap, а также часовой расход воды щ
промывку механических фильтров #ф:
Яр.п=и(А,е. + 9пр + 0ф)- B-77}
Расход воды на непрерывную продувку из эксплуатацией*
ного опыта можно принять равным 0,03 Z)pn.
Количество осветлителей равно
n = Dp,JDp,
64

где Dp — расчетная производительность одного осветлителя.
Оно должно быть, исходя из условий эксплуатации, не менее
двух и не более четырех. Из этих условий необходимо,
учитывая стандартный ряд осветлителей, выбрать расчетную
производительность одного осветлителя.
Диаметр цилиндрической части осветлителя, м, с коакси-
ально расположенными шламоуплотнителем и
воздухоотделителем определяется как
Da= ^-D2m„. B.78)
Диаметр шламоуплотнителя, м, можно определить, исходя
из того, что скорость подъема воды в шламоуплотнителе
составляет около 80% скорости воды в зоне взвешенного
слоя, а максимальное значение «отсечки» составляет 10% Dp:
D„= [Щ. B.79)
V Зя
Высота уплотнителя рассчитывается из условия
необходимого времени пребывания воды в нем для осаждения шлама
и вывода его из осветлителя. Коническая часть осветлителя
рассчитывается из условия пребывания воды в этой части
в течение 10—15 мин, а высота воздухоотделителя — из
условия, что скорость опускания воды в нем не должна превышать
20—25 м/ч, и за время опускания воздушные пузырьки должны
успеть достигнуть зеркала воды.
Расчетные скорости воды, м/с, в других узлах осветлителя
принимаются равными: в подводящих и отводящих
трубопроводах 1,5—2,0; на выходе из сопла 0,8—1,75; подъемные
в реакционной зоне 5,0—5,5; подъемные в осветлительной
зоне 4,0—4,5; в отверстиях верхней решетки 0,3.
Высота зоны, занимаемой взвешенным слоем, составляет
в зависимости от производительности осветлителя от 2,8 до
4,9 м, а высота зоны осветления (до сборного желоба) —
соответственно от 1,9 до 2,5 м.
Для нормальной работы осветлителя необходима
непрерывная дозированная подача реагентов в воду. Для этого готовят
рабочие растворы реагентов строго постоянных концентраций,
исходя из выбранных доз этих реагентов. На рис. 2.8 [3]
показана схема разгрузки извести и приготовления
концентрированного раствора известкового молока. Выгрузка извести
из железнодорожного вагона производится в приемный бункер,
откуда она затем попадает в дробилку, в которой производится
дробление ее крупных кусков. Раздробленная известь затем
подается шнековым транспортером на элеватор и далее
с помощью шнеков — в железобетонные бункера, являющиеся
4 Заказ № 2066

Рис. 2.8. Схема разгрузки извести и приготовления концентрированного
раствора известкового молока:
/ — железнодорожный вагон; 2—ленточный конвейер; 3— приемный бункер; 4—дробилка;
5 — шнековый конвейер; 6 — элеватор; 7, 9—транспортеры; 8—железобетонный бункер;
10— расходный бункер; // — тарельчатый питатель; 12— аппарат МИКА; 13 — циклон;
14 — ячейка для концентрированного раствора; 15 — бункер недопала; 16 — аппарат
гидрошламоудаления; 17—щековая дробилка; 18 — насос; 19—циклон; 20—бункер; 21 —
шламоудалитель
аккумуляторами извести. По мере надобности известь из этих
бункеров поступает в расходный бункер и затем с помощью
тарельчатого питателя — в аппарат МИКА, в котором
происходит гашение извести осветленной водой. Концентрированное
известковое молоко очищается от примесей (недопала) в
циклоне и поступает в железобетонную ячейку, а затем по мере
необходимости при помощи насоса через циклон,
представляющий вторую ступень очистки, подается в расходные
баки-мешалки на ВПУ. Недопал дробится на щековой дробилке
и затем удаляется в систему гидрозолоудаления или на
шламоотвал. В расходных баках (рис. 2.9) известковое молоко
разбавляется водой до рабочей концентрации и насосами-
дозаторами подается в осветлитель. В схему приготовления
и подачи рабочего раствора известкового молока включены
насосы рециркуляции и песколовушка. На рис. 2.10 показана
схема мокрого хранения, приготовления и подачи рабочего
раствора коагулянта. Поступивший на ТЭС коагулянт
выгружается из вагона при помощи транспортера в железобетонную
ячейку, где разбавляется водой. Для грубой очистки раствора'
коагулянта в этой ячейке установлены ящики, заполненные
66

Осветленная вода
Рис. 2.9. Схема приготовления и дозирования известкового молока:
1 — расходные баки-мешалки; 2 — песколовушка; 3 — насосы рециркуляции; 4 — насосы-
дозаторы
гранулами антрацита. Этот крепкий раствор перепускается
в ячейку чистого коагулянта и затем в расходные мерники,
откуда после разведения водой насосами-дозаторами через
фильтр тонкой очистки подается в осветлитель.
Осветленная вода
h rtL_nn
ш
К осветлители)
fee. 2.10. Схема приготовления и дозирования коагулянта:
I—железнодорожный вагон; 2—конвейер; 3 — ячейка грязного раствора, -/—ячейка
фСтого раствора; 5 — насос; 6 — расходный бак-мерник; 7—фильтр-сетка; 8—насос-
Ч*»гор
67

Концентрация рабочего раствора реагента определяется по
формуле
Ср = £>р£>р.п103/Д,д, B.80)
где Dp- доза коагулянта или извести, мг-экв/л;
/)нд—производительность насоса-дозатора, л/ч.
Рабочий объем бака-мешалки при подаче извести или
мерника при подаче коагулянта определяется по формуле
КМ = ЯМСИСХ/СР, B.81)
где Вм — количество концентрированного раствора реагента,
подаваемого в бак. л; Сисх - концентрация крепкого раствора,
подаваемого в бак, мг-экв/л.
Рабочие объемы расходных баков должны выбираться из
расчета работы не менее чем одну смену. Концентрация
рабочего раствора известкового молока составляет 1500—2000
мг-экв/л, а рабочего раствора коагулянта --4 - 6% в расчете
па чистое вещество.
2.4, ФИЛЬТРОВАНИЕ ВОДЫ
Даже при хорошо налаженном режиме работы осветлителей
не удается получить воду с концентрацией твердой фазы ниже
10 mi/ki . Такая вода не может быть направлена на дальнейшую
очистку и требует дополнительного осветления. В схемах ВПУ
это осветление производится при помощи фильтрования воды.
Фильтрование представляет собой сложный процесс очистки
воды от грубодисперсных примесей, происходящий при течении
воды через пористую среду.
Эффективность процесса фильтрования зависит как от
физико-химических свойств примесей воды и пористой среды,
чак и от гидродинамических факторов. В зависимости от
соотношения размеров фильтруемых частиц и эффективного
динмегра пор удержание частиц может происходить как
в объеме слоя (адгезионное фильтрование), так и на
ею поверхности (пленочное фильтрование).
Если диаметр пор слоя превышает диаметр частиц, последние
входят с потоком воды в слой и удерживаются внутри него. Если же
диаметр пор меньше диаметра частиц, то последние задерживаются
на "оверхности слоя, образуя пленку. В схемах ВПУ на ТЭС чаще
npi меняют адгезионное фильтрование, а в схемах очистки
конденсата -пленочное. В промышленных условиях пористую
среду организуют в виде фильтрующего слоя, размещаемого
в фильтре. Фильтрующий слой формируется из зерен разных
материалов различных крупности и формы. При адгезионном
фнлыровании удержание примесей в слое происходит путем
выделения их на поверхность фильтрующего материала [7, 41}.
68

В общем случае процесс выделения частиц примесей из
воды при фильтровании состоит из трех стадий: переноса
частиц из потока воды на поверхность фильтрующего
материала, закрепления их на поверхности зерен и в щелях между
ними и отрыва частиц с переходом их обра шо в поток
воды. Перенос частиц на поверхность фильтрующего материала
зависит как от характеристик частиц и слоя (размеров,
плотности, формы, поверхностных свойств), так и от
гидродинамики потока воды. Основную роль в переносе частиц
играют явления инерции и диффузии. Удержание частиц
поверхностью фильтрующего материала происходит в
результате как адгезии, так и механического задержания частиц
в щелях, образующихся в точках контактов зерен слоя. Адгезия
частиц обусловлена в основном действием межмолекулярных
сил Ван-дер-Ваальса. Прилипающие час1ицы заполняют поры
между зернами слоя, при этом сужается сечение для прохода
воды и повышается гидравлическое сопротивление слоя. При
постоянном расходе воды эт приводит к росту перепада
давления и увеличению срыва уловленных частиц. Так как
процессы захвата и срыва частиц происходя! одновременно,
то в какой-то момент устанавливается динамическое равновесие
между этими процессами сначала на первых участках слоя
по ходу воды. Эти участки слоя перестают поглощать примеси
(насыщаются). Постепенно процесс насыщения
распространяется в глубь слоя, и в определенный момент концентрация
примеси в фильтрате начинает повышаться. Время работы
фильтра от начала пропуска воды до момента проскока
примеси (до заданной ее концентрации в фильтрате) называется
временем защитного действия фильтра тзд.
Количество удержанных примесей за это время, отнесенное к объему
слоя, составляет его рабочую емкое! ь Ер. Емкость
и тзд фильтрующего слоя зависят от крупности зерен слоя,
их формы, природы материала слоя, скорости потока воды,
начальной концентрации примеси в воде, высоты слоя и других
факторов. Так, с ростом высоты слоя увеличиваются Ер,
т1-д и степень очистки воды. Однако при этом возрастает
гидравлическое сопротивление слоя. Обычно оптимальная
высота слоя составляет примерно 1 м.
В пористой среде течение жидкости происходит через каналы сложной
конфигурации, которая определяется геометрическими характеристиками
Слоя — пористостью, площадью живого сечения, удельной поверхностью,
юэффициентом формы зерен, составляющих слой
Под пористостью е понимают долю свободного объема в фильтрующем
свое:
s='/„/KCJ„ B.82)
ПК Vn и Ксл — соответственно объем пор в слое и суммарный объем слоя.
69

Площадь живого сечения слоя FMC. м2, определяется суммарной площадью
пор в миделевом (наибольшем) сечении слоя:
^«.с = ^ф-Е^ф, B.83)
где F$ и /\.ф—соответственно площадь сечения фильтра и суммарная площадь
сечения всех частиц твердой фазы.
Доля свободного сечения фильтрующего слоя определяется из выражения
es = F»,/F+. B.84)
При равномерном распределении фракции зерен в фильтрующем слое
s=8s. Поверхность зерен слоя относят либо к единице его объема:
S3 сл S3 сл/ г сл, ^Z.OJ/
либо к единице объема зерен в слое:
•50=^.сл/^ф, B-86)
где 5ЗСЛ — смоченная поверхность всех зерен в слое.
Если слой состоит из зерен правильной шаровидной формы, то
*;.сл = 6A-е)/4. B.87)
Так как чаще всего зерна имеют неправильную форму, то необходимо
в уравнение B.87) ввести коэффициент формы зерна
a$ = sjsp,,m, B.88)
где s,— поверхность зерна любой формы; 5рвш—поверхность равновеликого
по массе шара.
С учетом коэффициента аф для определения поверхности слоя и удельной
поверхности зерен слоя применяют следующие выражения:
5;.CJ1=6(i-E)Efe^/^); *о=б1(й«»/4). B.89)
где gj — массовая доля зерен в слое с диаметром зерен d,.
Сечения пор в слое отличаются от круглой формы, и их характерный
размер определяется через эквивалентный диаметр d3:
d3 = 4e/s3Q„ или d3 = 4z/s0(l — e). B.90)
Используя уравнения B.89) и B.90), можно найти связь между средним
диаметром фракции зерен d=Y^gidi и d3, где
2е?
d, = Yf. г-, B.91)
3A-е)аф
тогда средняя скорость течения в поровых каналах зернистого слоя иср может
быть записана так:
vcp = k'd23AP/\iJ0, B.92)
где к'—некий числовой коэффициент, учитывающий форму канала; /0—длина
канала; АР—перепад давления; ц„—динамическая вязкость воды.
70

Связь между средней скоростью течения в порах и ее составляющей
вдоль оси x(vq) с учетом извилистости поровых каналов Т определяем по
формуле
vQV = v$Tlz, B.93)
и, используя уравнения B.91)—B.93), получаем для определения скорости
потока воды
\6к'АРе3
*%./г»М1-)'- B-94)
Связь между АР и участком фильтрующего слоя длиной / можно
получить из известного уравнения Козени — Кармана:
АР Ь£A-еJЦв"Лъ
/ eJ
где к=Т/\6к' — константа Козени—Кармана.
Из этого уравнения видно, что перепад давления при фильтровании воды
через пористую среду зависит как от геометрических характеристик слоя (е,
s0, T), так и от физической характеристики жидкости (ц„) и ее скорости.
Фильтры насыпного типа работают в режиме постепенного насыщения слоев
загрузки по течению потока. Со временем концентрация примеси в фильтрате
такого фильтра достигает исходной. Очевидно, что фильтр необходимо отключать
в момент достижения заданной концентрации примесей в фильтрате.
Количество примеси, уходящей из воды за время Дт, может быть
представлено выражением 1>ф[(С—АС)—С^фДт, где С—концентрация примеси
в воде. Количество примеси, удерживаемой участком слоя Ах за это же
время, определяется из выражения \i(q — Aq) — q\Fil,Ax, где q— количество
примеси, удерживаемой единицей объема слоя.
В силу закона сохранения количества вещества можно записать
Гф[(С-ДС)-С]РфДт = [(д-Д?)-9]/-фДх. B.96)
Преобразуя это уравнение при стремлении Ах и Дт к нулю, получаем
(С-АС)-С (y-Ag)-g ,,._
иф= lim = hm . B.97)
Дх—О АХ Дт—О At
Используя определение производной функции и учитывая, что С и q зависят
как от времени, так и от высоты слоя Ах, последнее выражение можно
записать в виде
дС dq
1>ф-г-=--А B-98)
дх от
Зависимость изменения концентрации примеси, уловленной в фильтриру-
ющем слое, от времени представляет собой разность скоростей прилипания
и срыва частиц примеси: dq/dz = vRsmjl — vcpttB. Скорость прилипания
пропорциональна концентрации примеси в воде: иприл = осС. Скорость срыва
пропорциональна концентрации примеси в объеме слоя: vcpat = aq. С учетом этого
dq
f- = aC-aq. B.99)
дх
71

Величины а и а называются соответственно константами скорости
прилипания и срыва.
Для ламинарного режима течения потока воды константу а можно
принять пропорциональной силе вязкого трения или скорости потока, и тогда
в=-^-, B.100)
е0-«7Р
где q/p — объем осадка, образовавшегося в слое фильтрующего материала,
отнесенный к единице объема слоя; р — плотность осадка; е0 — начальная
пористость фильтрующего слоя.
Принимая во внимание уравнения B.99) и B.100), уравнение кинетики
процесса сорбции можно записать так:
B.101)
dq
дх "
;нии
с ч
ае0 а
as0 a
а^ф «iP^
Приняв в этом уравнении
B.102)
и отметив, что ki и к2—постоянные величины, можно записать уравнение
B.101) в следующем виде:
г=<х(с-гЛ—)■ B103)
от \ k1—k2q/
По концепции отложение—срыв заполнение слоя осадком идет до
какого-то предельного значения (слой насыщается), поэтому можно по
аналогии с сорбционными (ионообменными) процессами второй член правой
части уравнения B.103) принять за равновесную концентрацию примеси в воде:
с*=гЛг-> BЛ04>
k1-k2q
тогда уравнение B.103) запишется в виде
^ = а(С-С*). B.105)
Для того чтобы определить зависимость С *=/(<?), воспользуемся
уравнением Ленгмюра
«-*»-н^- B106)
где qx—количество сорбированного вещества, отвечающее полному
насыщению единицы объема слоя; к—коэффициент пропорциональности.
Введем безразмерные функции
Ф = С*/С*о и e = q/q0, B.107)
72

5ф
Их=
ае
~df~
Ф* =
ф
ае
'If'
— ф*;
А-е
где Со и q0 — некоторые соответствующие друг другу равновесные
концентрации примеси в слое и воде, а также безразмерные параметры
Вл: / *е\
*=— и Т=Щх . B.107а)
Ч V Ч)
Здесь h — C'0/q0; е—пористость слоя; р — эмпирически определяемый
коэффициент массопереноса.
В новых переменных уравнения B.98), B.104) и B.105) запишутся так:
B.108)
1+(*-1)9'
Эта система нелинейных дифференциальных уравнений не имеет решения.
Однако с учетом того, что динамика процесса сорбции вещества при т = оо или
х =оо в насыпном слое адгезионного фильтра характеризуется стадией
параллельного переноса фронта концентраций, при которой сорбируемая
примесь с одной и той же относительной концентрацией движется вдоль слоя
с постоянной скоростью, решение этой системы будет зависеть от аргумента
Т0 = Х-Т B.109)
и удовлетворять условиям
ф(-оо)=1; 9(оо) = 0.
Тогда скорость движения фронта относительной концентрации примеси
вдоль слоя w можно определить, используя точку начала оси Gо = 0)
и значения X и Т [уравнения B.107а)]:
х Hva,
w = - = —, B.110)
т 1+Ле
или при малом значении h
w = hv^. B.111)
Используя B.107), B.109) и B.110), определяем время работы сорбционного
(адгезионного или ионообменного) фильтра до момента появления в фильтрате
определенной относительной концентрации удаляемой примеси:
T = x/w-T0/(ph). B.112)
Это уравнение было получено эмпирически Н. А. Шиловым в форме
T = fct-T0, B.113)
где т—время работы фильтра до проскока заданной концентрации примеси;
b и х0—эмпирические коэффициенты, причем х0—задержка времени
фильтрующего действия слоя.
73

B.116)
Для небольших значений ср, характерных для работы адгезионных
и ионообменных фильтров, можно записать
dtp к-\
— = -—dT0. B.114)
ф к
Решение этого уравнения приводит к зависимости
Г0 = -Ц(-1пф-1) B.115)
к— 1
или. принимая
к-
т*
0 к
получаем:
7-*=-1пф-1. B.117)
Поскольку в последнем выражении отсутствуют параметры,
характеризующие частные случаи процесса фильтрования, оно пригодно для любых
процессов фильтрования, описываемых уравнениями Н.А.Шилова и B.112).
Критерием процесса фильтрования служит Т*, которую, используя B.112),
B.113) и B.116), можно записать в виде
<к-
В то же время
ГИ —IP*1»" B-118)
T* = av\d\h'z0, B.119)
где a, v, s, r — эмпирические коэффициенты.
Объединяя последнее уравнение с B.117), получаем
— 1пф— 1
v B.120)
w\d\hr
Таким образом, выражение для определения времени проскока заданной
концентрации примеси в сорбционных фильтрах определяется в общем виде так:
.v (— In ф — 1)
v ' B.121)
уфЛ av\d\hr
Уравнение B.121) получено на кафедре ТВТ МЭИ А. А. Громогласовым.
С учетом того, что фильтрующий слой по мере работы насыщается
осадком, перепад давления на нем можно определить по формуле
B.122)
где I, и @ — перепад давления на единицу длины слоя (гидравлический уклон)
в конце и в начале его работы.
В этом уравнении р, е0, <?о и 'о определяют экспериментально. Таким
образом, гидравлическому расчету должен предшествовать расчет выходной
кривой фильтра.
74

В качестве фильтрующих материалов на ТЭС в основном
используют кварцевый песок, дробленый антрацит, сульфо-
уголь, целлюлозу, перлит и др. В настоящее время предложены
и испытаны новые фильтрующие материалы, обладающие
повышенной емкостью поглощения и эффективностью очистки
воды: керамзит, вулканические шлаки, горелые породы, шун-
гизит и др. Для очистки воды от ГДП успешно применяют
плавающие загрузки из гранул вспененного полистирола,
газонаполненных гранул керамзита и др. Все применяемые
фильтрующие материалы должны удовлетворять
следующим требованиям: обладать высокой механической
прочностью, химической стойкостью, правильно подобранным
фракционным составом, по возможности большим коэффициентом
формы, так как слой из гладких окатанных зерен фильтрует
плохо.
Технологический процесс очистки воды и применяемое на
ТЭС оборудование накладывают определенные требования
к фильтрующему материалу. Так, на ТЭС высокого давления
не допускается применение кварцевого песка, способного
выделять в воду соединения кремния. В этом случае рекомендуется
применять антрацит марки АС. Особое внимание должно
уделяться правильному подбору и рассеву фракций
фильтрующего материала. Фракция зерен антрацита, загруженного
в фильтры, должна составлять 0,6—1,4 мм (при однослойном
фильтровании) при коэффициенте неоднородности не более 2,
представляющем отношение калибра сита, через которое
прошло менее 80% всего материала, к калибру сита, через
которое прошло менее 10% материала. При коагуляции
сернокислым алюминием применяется фракция антрацита 0,8—
1,8 мм. По требованию механической прочности годовой износ
фильтрующего материала не должен превышать 2,5%.
Осветлительные фильтры можно классифицировать по
следующим признакам: фракционному составу фильтрующего
материала — насыпные и намывные, давлению — открытые
и напорные, количеству фильтрующих слоев — однослойные
и многослойные, числу параллельно работающих камер —
однокамерные и многокамерные, способу фильтрования — одно-
поточные и двухпоточные. В схемах ВПУ ТЭС применяются
в основном насыпные напорные однопоточные однокамерные
фильтры с числом фильтрующих слоев от одного до двух,
а также весьма перспективные напорные двухкамерные
фильтры. Применение последних позволяет существенно
сократить расход металла и площадь, необходимую для
установки фильтров.
Напорный однопоточный фильтр (рис. 2.11) состоит из
цилиндрического корпуса с приваренными к нему сферическими
днищами. Внутри фильтра расположены слой фильтрующего
75

Рис. 2.11. Вертикальный однопоточный напорный осветлительный фильтр:
/ — верхнее распределительное устройство; 2 — нижнее распределительное устройство;
3 — фильтрат; 4—сжатый воздух, промывочная вода; 5 — спуск первых порций фильтрата;
6 — спуск промывочной воды; 7 —обрабатываемая вода; 8 — фильтрующий слой; 9 —
корпус фильтра
материала и дренажно-распределительные устройства,
необходимые для равномерного распределения и сбора воды по
всей площади поперечного сечения фильтра. Верхнее дренажное
устройство чаще всего оформляется в виде отбойного щита,
гасящего энергию потока воды, а нижнее расположено на
слое кислотоупорного бетона, заливаемого на нижнее днище
фильтра, и выполнено в виде трубной системы, состоящей
из коллектора с боковыми ответвлениями, снабженными для
отвода воды специальными колпачками или щелевыми
устройствами.
Высота фильтрующего материала, загруженного в фильтр,
составляет около одного метра. Часть полости фильтра
остается свободной. Это необходимо для выравнивания эпюры
скоростей воды, поступающей на фильтрующий слой, и для
возможности расширения слоя при его взрыхлении.
На ВПУ большой производительности для снижения
площади, занимаемой механическими фильтрами, и экономии
металла применяют трех- и двухкамерные фильтры (рис. 2.12).
Камеры в этих фильтрах работают параллельно.
Режим эксплуатации механических адгезионных фильтров
заключается в обеспечении необходимой степени очистки воды
при постоянстве ее расхода, своевременном отключении
фильтра на промывку и промывке (взрыхлении). Скорость
воды при работе фильтра должна составлять 4—6 м/ч.
Накопление отложений в фильтрующем слое приводит к росту
перепада давлений воды и, следовательно, к падению расхода.
Гидравлическое сопротивление отмытого слоя составляет около
76

Рис. 2.12. Двухкамерный осветлительный фильтр:
/—верхнее распределительное устройство; 2- анкерная труба для выравнивания давления
между камерами; 3 — подвод промывочной воды; 4—выход фильтрата; 5—спуск первых
порций фильтрата; 6 — спуск промывочной воды; 7—обрабатываемая вода; 8 — нижнее
распределительное устройство
0,01 МПа. Чтобы не допустить большого падения расхода,
фильтр отключают на промывку при перепаде давления воды,
равном 0,1—0,12 МПа. Эксплуатационные данные показывают,
что время работы фильтра обычно составляет 18—24 ч при
рабочей емкости фильтрующего слоя 3—4 кг/м3 [3].
Промывку слоя от удержанной примеси ведут в течение 20 мин
в направлении, противоположном направлению потока воды. При
промывке слой расширяется на 30—50% и вследствие трения зерен
между собой освобождается от удержанной примеси, которая
с потоком воды выбрасывается из фильтра. При эксплуатации
многокамерных фильтров промывка каждой камеры производится
отдельно, причем первой промывается нижняя камера.
В настоящее время промывочную воду направляют в
осветлители. Удельный расход промывочной воды определяется по
формуле
? = г'пРом^ф, B.123)
где F$— площадь поперечного сечения фильтра, м2; /пром —
интенсивность промывки, составляющая в зависимости от
размера фракции и высоты слоя от 12 до 15кг/(см2).
Для интенсификации процесса промывки под слой подают
сжатый воздух, что одновременно позволяет ускорять процесс
промывки и сокращать расход промывочной воды.
Промывку механических фильтров проводят осветленной
водой, поэтому емкость баков осветленной воды должна
учитывать кроме часового запаса также и объем воды,
необходимой для промывки одного фильтра.
77

При расчете фильтровальной части предочистки следует
иметь в виду, что на ВПУ с осветлителями количество
устанавливаемых механических фильтров выбирается из расчета
скорости фильтрования 10 м/ч, а при прямоточной
коагуляции— 5 м/ч. При этом необходимо предусматривать установку
не менее трех фильтров (два в работе, один в регенерации),
а также еще одного фильтра для перегрузки фильтрующего
материала при ремонте или осмотрах основных фильтров.
Глава 3
ОБРАБОТКА ВОДЫ МЕТОДОМ ИОННОГО ОБМЕНА
3.1. ФИЗИКО-ХИМИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ ИОННОГО ОБМЕНА
Вода, прошедшая предочистку, практически не содержит в себе
грубодисперсных примесей и в значительной степени освобождена
от коллоидных. Однако основная часть примесей в истинно-
растворенном состоянии остается в этой воде и должна быть
удалена из нее. В настоящее время для этого применяют ионный
обмен, а также мембранные и термический методы. Последний
метод для получения воды необходимого качества чаще всего
используют в комплексе с ионным обменом [23, 28, 35].
Сущность ионного обмена заключается в использовании
способности некоторых специальных материалов (ионитов)
изменять в желаемом направлении ионный состав примесей
воды. Процесс ионного обмена существенно отличается от
процесса адсорбции тем. что если при адсорбции происходит
лишь накопление вещества, сорбируемого из раствора на
поверхности какого-либо материала, то при ионном обмене
сорбция из раствора ионов одного вида обязательно
сопровождается переходом ранее сорбированных ионов другого
вида в раствор. Таким образом, при ионном обмене ионы
одного вида заменяются ионами другого.
Способность ионитов к ионному обмену объясняется их
строением. Любой ионит состоит из твердой основы
(матрицы), на которую тем или иным способом нанесены
специальные функциональные группы, способные при
помещении ионита в раствор к образованию на поверхности
ионита потенциалообразующих ионов, т. е. к возникновению
заряда. Вследствие этого вокруг твердой фазы создается
диффузный слой из противоположно заряженных ионов
(противоионов). Появление потенциалообразующих ионов
может происходить либо за счет адсорбции функциональными
78

а) 5)
Рис. 3.1. Схема структуры зерна ионита:
а—катионит, б — анионит; / — матрица; 2 — потенциалообразующие ионы; 3—ионы
диффузного слоя
группами ионита из раствора ионов какого-либо знака заряда
(например, — NH3 + H + -> — NH^ ), либо диссоциации
функциональных групп под действием молекул воды (например,
— S03H-> — SO-^ + H+ ). В последнем случае противоионами,
образующими диффузный слой, являются ионы,
переходящие в раствор в процессе диссоциации. Ионы диффузного
слоя обладают повышенным запасом кинетической энергии
и могут выходить из диффузного слоя в раствор, но при
этом из раствора в диффузный слой должны переходить ионы
того же знака заряда. Таким образом, ионит можно представить
как твердый электролит, неподвижная часть которого
представляет одну его часть, а подвижные противоионы — другую
(рис. 3.1). Следовательно, реакции ионного обмена подчиняются
правилам, характерным для реакций обычных электролитов,
в частности правилам эквивалентности обмена ионов
и обратимости этого процесса. Кроме того, при ионном
обмене большое значение имеют селективность и
скорость установления ионообменного равновесия.
Эквивалентность обмена ионов заключается в том, что
понижение концентрации какого-либо иона в растворе в
результате протекания ионообменного процесса вызывает
эквивалентное повышение концентрации другого иона, поступающего
в раствор из ионита. Кажущиеся отступления от этого закона
в некоторых случаях объясняются вторичными реакциями,
в которые вступают переходящие в раствор ионы. Так,
например, если в результате обмена ионов в раствор попадают
ионы Н + , то они могут реагировать с ионами HCOJ
с образованием С02. При этом концентрация ионов Н +
в растворе понижается и создается впечатление
неэквивалентности обмена ионов.
Обратимость процесса обмена ионов является одной
из важнейших закономерностей, позволяющих экономично
79

использовать ионообменный материал в технологических
схемах. Преимущественное направление реакции ионного обмена
определяется согласно закону действующих веществ. При
истощении ионита можно, повысив в растворе концентрацию
первоначальных обменных ионов, сдвинуть реакцию ионного
обмена в направлении восстановления ионита в исходное
состояние, т. е. произвести регенерацию ионита.
Равновесие в системе ионит — раствор электролита
описывается законом Никольского
д\Чч)*' = К;С\1'>1СI\ C.1)
где q и С—концентрации обменивающихся ионов i и j
соответственно в ионите и растворе, г-экв/кг и г-экв/м3;
к{ :—коэффициент равновесия ионного обмена, (кг/м3I'**,
(M3/KrI/Z,'; Z; и Zj-,- валентности обменивающихся ионов.
Чтобы левая часть этого уравнения равнялась нулю,
необходимо, чтобы С, и С, равнялись нулю, что при ионном
обмене невозможно. Следовательно, даже в равновесном состоянии
невозможно положение, при котором обменные ионы могут быть
нацело вытеснены в раствор и заменены ионами другого вида.
Если в ионите и растворе одновременно находятся ионы
видов А и В, то, положив соотношение их концентраций
в растворе т = СА/Св, а в ионите n = qA/qB, в общем случае
можно записать, что т^п. Если п>т, то ион А лучше
сорбируется ионитом, чем ион 2?, если п<т, то наоборот.
Это говорит о том, что природа иона играет важную роль
в процессе его сорбции ионитом. Способность ионита к
преимущественной сорбции одних видов ионов по сравнению
с другими называется селективностью. Она количественно
может быть выражена через коэффициент селективности
^а/в = ^аС'в/<?вСа- C-2)
Коэффициент селективности обычно определяется
экспериментально на основании построения изотерм адсорбции
ионитом ионов рассматриваемого вида.
Селективность, как будет показано ниже, играет очень
большую роль в технологии ионного обмена.
Физико-химическая сущность селективности при ионном обмене вытекает
из закона Кулона. Ясно, что с увеличением заряда
(валентности) иона возрастает и сила его притяжения к иониту.
Если представить заряд иона сконцентрированным в его
центре, то за расстояние от этого заряда до поверхности
ионита можно принять радиус иона. В пределах каждой
основной подгруппы периодической системы элементов радиусы
ионов возрастают с увеличением атомной массы элементов.
Однако при этом уменьшается плотность заряда ионов,
а следовательно, и степень их гидратации. Гидратная оболочка,
80

состоящая по крайней мере из двух слоев молекул воды вокруг
иона, увеличивает радиус этого иона. Так, например,
эффективные радиусы ионов Na+ и К+ в 0,1 н. растворах составляют
соответственно 9,8 и 13,3 нм. Однако изменение плотности
заряда приводит к тому, что гидратные оболочки этих ионов
соответственно состоят из 8,6 и 4,2 молекулы воды. Поэтому
гидратированный радиус ионов Na+>K . С учетом этого
в пределах каждой основной подгруппы периодической системы
радиусы ионов в гидратированном состоянии
будут уменьшаться с увеличением атомной массы элементов и,
следовательно, будет увеличиваться сила их притяжения к
поверхности ионита. Селективность ионов при ионном обмене
представляется обычно в виде рядов селективности:
для катионов на сильнокислотном катионите
H+<Na+<NH^<Mg2+<Ca2+<Al3 + ; C.3)
для анионов на высокоосновном анионите
ОН" <HSi03<НС03" <C\~<H2P04 <N03 <SO2.". C.4)
Для слабокислотных катионитов ион Н+, а для
низкоосновных анионитов ион ОН ~ перемещаются правее в зависимости
от степени диссоциации ионитов в процессе ионного обмена.
В динамических условиях вода, проходящая через слой
ионита, контактирует (по высоте слоя) с новыми для нее
объемами ионита. При этом в верхнем слое ионита вода
содержит наибольшую концентрацию ионов, а ионит —
наименьшую. Естественно, что наибольшая сорбция ионов будет
наблюдаться именно в верхнем слое ионита. В поступающей
на верхние слои ионита воде концентрация ионов не изменяется,
а в ионите вследствие ионообменного процесса их количество
будет увеличиваться. Таким образом, со временем ионит
в этой части слоя будет истощаться и процесс сорбции
передвинется дальше по слою. Очевидно, что концентрация
удаляемых ионов, поступающих на какой-то участок слоя
х в момент времени xt и т2, будет различной, причем если
т2>ть то ДС=СТ — Ст >0. В пределе при каком-то т„ Ст =СИСХ
для этого участка. Это означает, что все участки,
расположенные выше этого, уже не осуществляют ионный обмен. С другой
стороны, для распределения концентрации удаляемых ионов
по высоте фильтра для участков л-! и х2 (причем х2>х1)
в некоторый момент времени т справедливо, что
ДС=СЛ. — Сх <0, т. е. концентрация удаляемых ионов падает
по высоте слоя. Непрерывное снижение концентрации по
высоте слоя приводит к тому, что их концентрация на
каком-то участке слоя становится практически равной нулю.
Таким образом, при осуществлении ионного обмена путем
фильтрования воды через слой в последнем можно выделить
81
5 Заказ № 2066

с*о
Рис. 3.2. Образование зон при работе ионитного фильтра:
/ — зона истощенного ионита; 2— рабочая зона; 3— зона свежего ионита; Xi—т4 — время
прохождения воды через фильтр
Рис. 3.3. Фронты фильтрования
и выходные кривые в
ионообменных фильтрах:
/ — диффузный фронт фильтрования;
2— выходная кривая при диффузном
фронте; 3— острый фронт
фильтрования; 4 — выходная кривая при остром
t фронте
три участка: отработавший, рабочий и еще не работавший.
На границе между первым и вторым участками располагается
зона исходной концентрации ионов, а на границе между
вторым и третьим — зона их нулевой концентрации (рис. 3.2).
В определенный момент времени зона нулевой концентрации
достигает нижней границы слоя и происходит проскок ионов
в фильтрат. Это обычно служит сигналом для отключения
фильтра на регенерацию. К этому времени обменная емкость
фильтра использована не полностью и очевидно, что на
степень ее использования будет влиять ширина рабочего
участка, т. е. область между исходной и нулевой
концентрациями удаляемых ионов. Распределение концентраций на
этом участке носит название фронта фильтрования. Вид кривой
фронта фильтрования может изменяться при перемещении его
по слою. В общем случае справедливо, что vCyicx^v0, где
t;—скорость перемещения обеих зон. При vCucx<v0 скорость
перемещения зоны с нулевой концентрацией выше, чем с
исходной, и рабочий участок будет в процессе фильтрования
растягиваться, образуя диффузный фронт фильтрования
(рис. 3.3). Если vBm>v0, то рабочий участок слоя сожмется
и образуется острый фронт фильтрования, который после
формирования перейдет в стадию параллельного переноса,
когда vCuc% = vQ. От вида кривой фронта фильтрования зависит
82

степень использования обменной емкости при работе фильтра,
поэтому при синтезе иониты подбирают так, чтобы сорбция
наиболее важных ионов в водоподготовке происходила при
остром фронте фильтрования.
3.2. ИОНООБМЕННЫЕ МАТЕРИАЛЫ И ИХ ХАРАКТЕРИСТИКИ
Все известные ионообменные материалы по химическому
составу можно разделить на две группы: минеральные
и органические. Минеральные иониты практически не
применяются на ТЭС из-за малой емкости поглощения и
способности к разложению в кислой среде с выделением
кремниевой кислоты.
В настоящее время на ТЭС в основном находят применение
лишь специально синтезированные иониты органического
происхождения. При синтезе ионитов необходимо создать матрицу и ввести
в нее функциональные группы. Имеется несколько путей для этого,
но в основном это осуществляется введением функциональных
групп в молекулы какого-либо имеющегося нерастворимого в воде
органического вещества или получением практически
нерастворимого вещества с последующим введением в его молекулу
функциональных групп. По первому пути синтеза получают
различные марки сульфоуглей. Для этого фракционированный
уголь (бурый, антрацит) обрабатывают серной кислотой. При этом
происходят процессы гумификации с образованием карбоксильных
групп и сульфирования с образованием сульфогрупп.
Но основное направление синтеза состоит в получении
ионитов на основе искусственных смол. Матрица такого ионита
представляет собой пространственную сетчатую структуру из
углеводородных цепей, которая может быть получена
поликонденсацией или полимеризацией. В последние годы все чаще
используют полимеризационные смолы, полученные на основе
стирола. При полимеризации стирола образуется линейный
полимер, который «сшивается» молекулами дивинилбензола
с образованием трехмерной структуры:
-сн -снг -сн -сн2 -сн -сн2-
§ <Ь §
-сн -сн2 -сн -сн2 -сн -сн2 -сн -сн2
83

где номером 1 обозначены молекулы стирола, а номером
2 — молекулы дивинилбензола. Такая структура обладает
известной степенью эластичности и способностью изменять
свой объем (набухать) в воде. В строгом понимании пор
в теле такого полимера нет, но их аналогом могут служить
расстояния между сшивкой и цепями набухшего полимера
C нм). Однако для специальных целей в настоящее время
изготовляются макропористые иониты с радиусом пор от
8 до 2-104 нм.
Функциональные группы, которые придают материалу
смолы ионообменные свойства, присоединяются к бензольным
ядрам, замещая в них атомы водорода. Группы, придающие
ионитам свойства катионитов: — S03H (сульфогруппа),
— СООН (карбоксильная) и —ОН (фенольная). При контакте
с водой функциональные группы катионитов диссоциируют
с отщеплением ионов водорода, которые образуют диффузный
слой. Монофункциональные катиониты, содержащие сульфо-
группы, являются сильнокислотными, а содержащие
карбоксильные группы—слабокислотными. Имеются также
полифункциональные катиониты, содержащие обе группы
(например, сульфоуголь). Характер группы существенно влияет
на обменную емкость катионита в зависимости от рН.
Сильнокислотные катиониты осуществляют обмен ионов в
широкой области значений рН, тогда как слабокислотные в кислой
области резко уменьшают способность ионов к обмену
(уменьшается степень диссоциации функциональных групп).
Функциональными группами, придающими материалу
смолы анионообменные свойства, являются различные
аминогруппы ( = N, =NH, — NH2) и группы четырехзамещенного
аммония ( —NR3OH). При присоединении первых трех групп
образуются слабоосновные аниониты, а группа — NR3OH
придает аниониту сильноосновный характер. Аминогруппы
сорбируют ионы водорода с образованием комплексов — NH^,
= NH^ (потенциалообразующих ионов) и последующим
образованием диффузного слоя. Группа — NR3OH диссоциирует
с переходом иона ОН~ в диффузный слой. Слабоосновные
аниониты успешно осуществляют ионный обмен лишь в кислых
средах, тогда как у высокоосновных обмен анионов происходит
в широкой области значений рН.
Качество ионитов определяется рядом физико-химических
и технологических свойств, важнейшими из которых являются
фракционный состав, насыпная плотность, химическая
стойкость, механическая прочность, обменная емкость,
кислотность или основность.
В технологии ионного обмена применяются иониты с
диаметром зерен 0,3—2 мм. Коэффициент неоднородности
засыпаемой в фильтр фракции ионита не должен превышать 2 ана-
84

логично условиям засыпки механических фильтров. Во влажном
состоянии иониты набухают и увеличивают свой объем, что
следует учитывать при заполнении фильтров. Степень
набухания определяется коэффициентом Кя, значение которого зависит
от материала ионита, ионной формы, рН и других факторов
и составляет 1,05—2.
При эксплуатации иониты подвергаются механическим
нагрузкам (сдавливанию, трению), поэтому они частично
истираются, повышается концентрация мелких частиц и как
следствие этого возрастает гидравлическое сопротивление
фильтрующего слоя. Поэтому к ионитам предъявляется
требование достаточной механической прочности, которое
задается через коэффициент истираемости, определяемый как
потеря массы, %/год. Механически прочные иониты должны
иметь коэффициент истираемости не более 0,5%/год.
Химическая стойкость ионитов выражается в их
способности противостоять растворяющему действию воды и ее
примесей. Под действием среды может также происходить
пептизация ионитов, т. е. переход их в коллоидный раствор.
Химическая стойкость ионитов зависит от рН среды, природы
и концентрации растворенных в ней ионов и, что особенно
важно, от температуры, с повышением которой стойкость
снижается. Это обстоятельство является основным
препятствием, не позволяющим повышать температуру на
ионообменных фильтрах свыше 313 К.
Обменная емкость является важнейшей технологической
характеристикой ионитов. Она выражается количеством ионов,
поглощенных единицей массы (г-экв/кг) или единицей объема
(г-экв/м3) ионита. Различают полную обменную емкость,
емкость «до проскока» и рабочую. Обменная емкость,
определенная в момент выравнивания концентрации
поглощаемого иона в воде и фильтрате, называется полной. Если
фильтрование заканчивается в момент проскока поглощаемого
иона (концентрация его в фильтрате близка к нулевой), то
обменная емкость ионита определяется как емкость «до
проскока». Однако в эксплуатации фильтрование часто
прекращается в момент, когда концентрация определенного
поглощаемого иона в фильтрате составляет некоторое (весьма
малое) значение. В этом случае обменная емкость ионита
определяется как рабочая, которая чаще всего настолько мало
отличается от емкости «до проскока», что их можно принимать
равными друг другу. Обменная емкость зависит от многих
факторов, в том числе от условий регенерации, ионной формы,
природы поглощаемых ионов, значения рН воды, скорости
потока воды, геометрических характеристик слоя.
Характеристики некоторых ионитов, применяемых в схемах ВПУ,
приведены в табл. 3.1.
85

Таблица 3.1. Характеристика некоторых ионитов, применяемых в схемах ВПУ
Марка ионита
Катиониты
Сульфоуголъ
СМ-1
КУ-2
КБ-4
Вофатит Р
Амберлайт
IRA-100
Аниониты
АН-31
АВ-17
Амберлайт
IRA-400
Страна-

изготовитель
СССР
ГДР
США
СССР
СССР
США

Функциональная группа
-so3h,
-соон,
-он
-so3h
-соон
-so3h
-он
-so3h,
-он
= N, =N2
-NR3
-NR3
Фракция, мм
0,3—0,8
0,3 — 1,0
0,3—0,75
0,3—1,0
0,3—0,8
0,2—0,85
0,3—0,85
Кп
1,2
1,42
1,24
1,45
2,0
1,9
1,58
Рабочая емкость Е„,
I 3 р
г-экв/м
при
Н-кати-
ониро-
вании
250
800
300
—
—
—
—
при
Na-ка-
тиони-
ювании
400
800
300
300
—
—
—
при
ОН-ани-
ониро-
вании
—
—
~
—
—
420
400
Процесс ионного обмена имеет циклический характер. По истощении ионита
требуется восстановление его обменной способности — регенерация, при которой
используется обратимость процесса обмена ионов. Для этого через истощенный
слой ионита пропускается регенерационный раствор, содержащий первоначальные
обменные ионы. Рассмотрим уравнение баланса при удалении примеси из воды
B.98). В этом уравнении величина q представляет собой количество примеси,
улавливаемой единицей объема слоя. Поскольку слой состоит из зерен ионита
и жидкости, находящейся в промежутках между зернами, можно записать, что
9 = C+q, C.5)
где С и q—соответственно количество примесей в жидкой и твердой частях
единицы объема слоя.
Это дает возможность записать B.98) в виде
ВС SC 8q
ОХ ОХ ОХ
C.6)
где v—скорость потока воды; х—координата высоты слоя; т—время.
Это уравнение записано для случая, когда q к С измеряются в одинаковых
единицах: эквивалентах, отнесенных к единице объема слоя. Обычно С
измеряют в эквивалентах, отнесенных к единице объема жидкой фазы. Для перехода
от одних единиц измерения к другим используют величину пористости е.
С учетом этого уравнение C.6) будет иметь вид
8С ВС да
ох от дх
C.7)
86

Для полного описания процесса ионного обмена в общем случае необходимы
еще два уравнения: уравнение кинетики и уравнение изотермы обмена ионов.
Однако для описания процесса регенерации при скоростях потока воды
5—10 м/ч уравнением кинетики можно пренебречь, поскольку при таких
скоростях равновесие между раствором и ионитом достигается достаточно
быстро. Тогда система уравнений, описывающих процесс регенерации, будет
ВС ВС Bq ")
Г+е7Г+]Г=();1
ох от от >
*=/(с), J C8)
где второе уравнение представляет уравнение изотермы ионного обмена.
Возьмем частную производную по времени для изотермы сорбции
Bq dq ВС
Bx~dC Вх'
где dq/dC есть f'{C) — производная от изотермы сорбции.
Подставив ее значение в C.7), получим
C.9)
/, Г1\ ВС ВС
Приняв в этом уравнении
1+/"
можем записать систему уравнений C.8) для г'-го иона в виде
C.11)
ВС, ВС,
w-^ + ~0, C.12)
ох от
где w — скорость перемещения концентрационных точек фронта движущейся
примеси, которая зависит от вида изотермы сорбции.
В нашем случае значение w представлено в виде
C.13)
Можно показать, что единственным решением C.12) при условии dq/dC<0
(вогнутая изотерма, характерная для всех условий процесса регенерации) будет
x=wi+f(d), C.14)
в котором /(С,) представляет собой начальное распределение ионов перед
процессом регенерации. Если это распределение по сравнению с путем,
пройденным его фронтом, мало, то из C.13) и C.14) следует, что
VX
х = , C.15)
е+дъ/дС,
где х—высота слоя ионита.
87

Для получения расчетного уравнения регенерации воспользуемся изотермой
обмена одновалентных ионов: г'-го в растворе и у'-го в ионите:
, _С,-(<7о-9,-
я(Со-С,У
C.16)
где kjj — константа массообмена между ионами i и / в растворе и ионите;
<7о и С0 — начальные концентрации ионов в растворе и ионите; С, и </,- текущие
концентрации ионов в растворе и ионите, откуда
Щ1
Colokij
PC, [С0А:и-(*и-1)О]а
C.17)
Подставляя это уравнение в C.15), предварительно умножив правую
и левую части последнего на площадь сечения фильтра F, получаем
Vo-
Е +
Co4oki,j
C.18)
[с0ки-(кч-\)сиу
где К0— объем ионита в слое, Vp -объем пропущенного через слой регенераци-
онного раствора до момента появления в фильтрате концентрации
регенерирующего иона /, равной С,.
Обычно это уравнение записывают в более удобном виде:
Ео +
СоЧоки
[С0ки-(ки-\)С,у
C.19)
Введем понятие относительной концентрации ;'-го иона ф = С(/С0 и
распределительного отношения h = C0/q0. Тогда C 19) запишется в виде
<Р; =
JlbL.
1-*,./
C.20)
1
На рис. 3.4 показана зависимость <р,(Кр), отвечающая C.20). Из графика этого
рисунка видно, что ф, становится отличным от 0 при некотором значении KJ™,
а равным единице при значении Ур= К*™. Если счет значений вести от ф,= I до 0, то
получим ф;=1—<р(. Из этого уравнения следует,
что /м ионом является ион, вымываемый из
ионита. Таким образом, площадь под кривой
Ф,(КР) в интервале значений ф,- от 0 до 1 есть не
что иное, как количество регенерирующего иона,
выходящею из фильтра при пропускании регенера-
ционного раствора объемом Kp4— V*™. В то же
время площадь фигуры Kjf/^L отвечает
количеству вытесняемого из слоя ионита /.
Следовательно, количество иона у, оставшегося в ионите, будет
определяться выражением
/4, L
уиач
VS
Рис. 3.4. К расчету
регенерации ионитного филы ра
М = С„
v7"
кР
I фк/^р
C.21)

где первый интеграл есть общее количество иона _/, вымываемого из слоя
ионита при Кр> Крон—Кр""*, а второй — количество иона j, вымываемого из
слоя ионита при пропускании регенерационного раствора в количестве
Кр и лежащего в интервале значений Kp" < Кр—Кр°".
Это выражение можно переписать в виде
vr
М = С0 J (\-q>t)dVp C.22)
Vp
Подставляя в C.22) значение <р( по C.20) и вычитая из C.19) значение
Кр при условии С, = С0 (ф;=1), после интегрирования получаем
c0v0( /кр
Концентрация вытесняемого иона j в слое ионита после пропускания
регенерационного раствора в объеме, равном Кр, определяется уравнением
Ч~, = тг = г-Ч[ /тг-е- /"Г ■ С3'24»
Отсюда следует, что уравнение неполной регенерации ионита,
определяющее концентрацию отрегенерируемых функциональных групп в слое ионита,
будет иметь вид
Чо = Чо-г^т[ 7Г-е- ~ • (З-25)
Значение q'0 подставляется в уравнения стадии работы ионитных фильтров
C.38) и C.52). Уравнение C.25) получено в МЭИ А. А. Громогласовым.
Расчет стадии регенерации реальных ионитных фильтров можно с
достаточной степенью приближения проводить по уравнению для q'0, которое
в данном случае будет справедливо в ограниченном интервале значений Кр,
причем кц тогда теряет физический смысл и становится эмпирической
величиной.
3.3. ТЕХНОЛОГИЯ ИОННОГО ОБМЕНА
В технологии водоподготовки для удаления определенных
ионов из воды применяют два процесса: катионирование —
удаление катионов и анионирование—удаление анионов.
В зависимости от обменного иона процессы и аппараты
получают названия: Н-катионирование, Н-катионитный фильтр;
ОН-анионирование, ОН-анионитный фильтр и т. п.
Соответственно называется и фильтрат, полученный в этих процессах:
Н-катионированная вода; ОН-анионированная вода и т. п.
. Процессы катионирования воды могут иметь вполне
самостоятельное значение (для умягчения воды), в то время как
процессы анионирования применяются лишь в комплексе
89

ионов
ионов
с катионированием (в схемах обессоливания воды). Процессы
ионирования осуществляют в различных аппаратах, но
наибольшее распространение получили насыпные ионитные фильтры.
Na-катионирование. Этот процесс применяется для умягчения
воды и имеет самостоятельное значение при подготовке воды
малой щелочности для котлов низкого давления и подпитки
воды теплосетей. При Na-катионировании воду пропускают
через слой катионита, находящегося в исходном состоянии
в Na-форме. При этом процессе происходит удаление из воды
и Mg2+ в обмен на эквивален гное количество
согласно следующим реакциям:
2tf/Na + +Ca2 + ^±fl2/Ca2++2Na + ; C.26)
2/?/Na + + Mg2 + ^±/?2/Mg2++2Na + , C.27)
где R обозначает комплекс матрицы и функциональной группы
без обменного иона (его принят считав одновалентным).
Из приведенных реакций видно, но анионный состав воды
при Na-катионировании остается постоянным, поэтому и
суммарная концентрация кат ионов, участвующих в этом процессе,
также остается постоянной. Однако массовая концентрация
катионов в растворе несколько возрастает, поскольку
эквивалентная масса иона натрия выше эквивалентных масс
ионов кальция и магния. Так, при обмене ионов Са2+ на
ионы Na f солесодержание воды возрастав i в 46/40 раз,
поскольку вместо одного сорбированного иона Са2+ в раствор
поступают два иона Na + . Тот же пересчет при сорбции ионов
магния даст увеличение солесодержания в 46/24 раза.
Таким образом, солесодержание Na-катионированной воды
несколько выше солесодержания исходной. Поскольку при
Na-катионировании не происходит изменения анионного
состава примесей воды, щелочное ib ее не изменяется. Остаточная
жесткость фильтраiа определяется условиям регенерации
катионита и в лучшем случае сос1авляег не более 5 мкг-экв/кг.
Процесс умягчения при Na-катионировании заканчивается
при допустимом значении
жесткости филырата или при
наступлении проскока жесткости.
Характер изменения качества
фильтрата показан на рис. 3.5,
из которого видно, что площадь,
ограниченная выходной кривой,
исходной жесткостью Ж"сх и ко-
Момент
проскока.
Рис. 3.5 Выходная кривая Ny
онитного фильтра
90
личеством воды £?раб за рабочий
цикл, выражает рабочую
обменную емкость всего объема
катионита
К.,
находящегося

в фильтре. Рабочую обменную емкость Ер, г-экв/м\ катионита
можно определить (при ЖОС1 = 0) так:
Ер = <2РаьЖ"^ j Ука,. C.28)
Из рис. 3.5 видно гакже, чю рабочая обменная емкость
существенно зависит от вида выходной кривой Na-катионит-
ного фильтра, т. е. от остроты фронта фильтрования.
Регенерация истощенного кашониш производится
пропуском через него раствора поваренной соли. Реакцию регенерации
катионита раствором NaCl можно записав в следующей
форме:
y?2/Ca2++«Na + ^±2iR'Na + +Ca2++(«-2)Na-*; C.29)
/?2/Mg24 + /;Na^2/?/Na + + IVIg2++(«-2)Na + , C.30)
где и— избыток NaCl против его с1ехиометрического
количества.
Так как для регенерации использую! 1ехнические реагенты,
содержащие посторонние примеси (в нашем случае Са2 +
и Mg2 + ), то хорошо отретенерировать филыр не удается.
Кроме того, качество регенерации существенно зависит, от
проявления так называемого прогивоионного эффект. При
ограниченном расходе соли на регенерацию лучше будут
отрегенерированы участки слоя катионита, встречающиеся со
свежим раствором. По мере прохождения рас i вора в глубь
слоя условия регенерации будут ухудшаться вследствие
повышения концентрации ионов Са24 и Mg2 в регенерационном
растворе и его обеднения по ионам Na + . Это явление носит
название противоионного эффекта. Такой эффект возникает
и в процессе умягчения исходной воды. Ре1енерацию ионита
можно проводить несколькими способами, коюрые отличаются
друг от друга сочетанием направления потока регеперационного
раствора и воды.
Если регенерационный раствор проходит слой ионша в том
же направлении, что и поток воды, ю эт прямо! очная
регенерация. Такая регенерация создает самые невыгодные
условия для процесса умягчения, так как при лом особенно
хорошо регенерируется первый по ходу воды верхний участок
слоя и плохо нижний слой ионита (рис. 3.6,а), полому на
выходе из слоя катионита умягчаемая вода, в которой резко
понижена концентрация ионов жесткости, проходит через
участки плохо от регенерированного катионита и,
следовательно, не может глубоко умягчаться. Более гого, ло
обстоятельство может привести в начале цикла даже к переходу
Некоторой части ионов жесткости из катионита в воду.
При противоточной регенерации регенерационный
раствор подается в направлении, противоположном направлению
91

Моей [вода |NttCi \в0да
Naci Вода Вода \Htm
J
Рабочий цикл
Т) Н
Рис. 3.6. Характер изменения остаточных концентраций ионов Са2+ и Mg2+
в слое катионита и остаточной жесткости фильтрата при прямоточной (а)
и противоточной (б) регенерации
потока воды (рис. 3.6,6). При этом свежий регенерацион-
ный раствор хорошо регенерирует нижний слой ионита, что
позволяет, с одной стороны, сохранять постоянное значение
остаточной концентрации ионов в фильтрате, а с другой,
получать фильтрат более высокого качества. Кроме того,
применение противоточной регенерации позволяет экономить
реагенты. Однако этот вид регенерации связан с усложнением
конструкции фильтров.
Для повышения качества умягчения применяют
двухступенчатую схему Na-катионирования, т. е. последовательное
включение двух фильтров. При этом регенерацию их проводят
раздельно прямотоком. Фильтр первой ступени регенерируется
с удельным расходом NaCl, равным 1,8—2,4, а второй
ступени — с расходом 6,5—7,5 г-экв/г-экв удаляемых ионов
жесткости. Такая схема позволяет иметь остаточную жесткость
воды после фильтра первой ступени 20—100, а после фильтра
второй ступени—менее 5 мкг-экв/кг. Удельный расход соли
при одноступенчатом Na-катионировании составляет 3—6 г-
экв/г-экв. Двухступенчатая схема позволяет экономить NaCl
при лучшем качестве фильтрата и снизить расход воды на
собственные нужды. Регенерация производится 8—10%-ным
раствором NaCl. Раствор пропускается через фильтр со
скоростью около 1,5-10 м/с.
Н-катионирование. Назначением Н-катионирования является
удаление всех катионов из воды с заменой их на ионы
водорода. Оно применяется в схемах совместно с другими
92
ж;
Pafiouuu цикл

процессами ионирования. Обмен катионов при Н-катионирова-
нии протекает согласно реакциям
2Л/Н + +Са2 + <±Л2/Са2++2Н + ; C.31)
2R/H + +Mg2 + +±R2/Mg2++m + ; C.32)
7?/H + +Na + ?±JR/Na + + H + . C.33)
Все катионы, поступающие вместе с водой на фильтрующий
слой, сорбируются в начале процесса в верхних участках
этого слоя. Однако по мере срабатывания части слоя катионы,
обладающие большей селективностью, вытесняют
сорбированные на этом участке катионы, обладающие меньшей сорбци-
онной способностью, и последние сорбируются на последующих
по ходу воды участках фильтрующего слоя. Таким образом,
образуются зоны поглощения катионов. Ближе к нижней
границе слоя располагается зона поглощения ионов Na + , над
ней—смешанная зона поглощения Mg2+ и Na + , а еще
выше — зона поглощения Са2 + , Mg2+ и Na + . Суммарная
ширина этих зон определяет высоту рабочей зоны катионита.
Над ней располагается зона истощенного катионита, а под
ней—свежего катионита. При работе Н-катионитного фильтра
наблюдаются два периода (рис. 3.7). В первом периоде
происходит полное поглощение всех катионов до момента
достижения зоной поглощения ионов Na+ нижней границы слоя
катионита (до проскока Na+). До этого момента на каждый
эквивалент поглощенных из раствора ионов Са2 + , Mg2 +
и Na+ в раствор поступает один эквивалент ионов Н + .
Выделяющиеся в воду ионы водорода реагируют с бикарбонат-
ионом:
Н + +НСОз^Н2С03^С02 + Н20. C.34)
Таким образом, при Н-катионировании одновременно с
основным процессом происходит разрушение бикарбонатной
щелочности воды. Фильтрат приобретает кислотность, равную
остаточной концентрации ионов Н + .
Второй период характеризуется временем после проскока
ионов Na+ в воду. В этот период Н-катионирование постепенно
прекращается и начинается вытеснение ионами жесткости ранее
Рис. 3.7. Изменение качества £ ц
фильтрата при Н-катионирова- * ■*-
нии: ^ **
1 — проскок Na; 2 — проскок
жесткости 1 Z
YY*
93

поглощенных ионов Na+ в воду, т. е. процесс Н-катионирова-
ния переходит в Na-катионирование. По мере роста
концентрации ионов Na+ в фильтрате расчет щелочность воды
и в момент достижения концентрации ионов Na+ в фильтрате,
равной исходной, щелочность восстанавливается полностью.
Концентрация ионов Na+ в фильтрате затем становится
больше исходной, 1ак как вытесняемые его ионы
подсоединяются к ионам Na+ в исходной воде, и затем постепенно
приближается к исходной концентрации ионов Na+ по мере
приближения проскока ионов жесткости (Mg2 + ). Таким
образом, при Н-катионировании наблюдаются два проскока
ионов, сопровождающиеся резким изменением щелочности
и кислотности воды.
Работа фильтра до проскока ионов Na+ или ионов
жесткости зависит oi технологической схемы его
использования. Соответственно изменяется и рабочая обменная емкость
катионита при работе до проскока того или иного иона.
Регенерация Н-катионитного филыра производится 1 —
1,5%-ным раствором серной кислоты, как более дешевой
и удобной в эксплуатации, согласно реакциям
Л2/Са2++/?Н + ^2Л/Н + +Са2++(/7-2)Н + ; C.35)
R2/Mg2++nH++±2R/H + + Mg2++(n-2)H + ; C.36)
/?/Naf +nH + +±R/H" + Na + +(«-l)H+. C.37)
Серьезным ограничением при регенерации серной кислотой
является возможное з а г и п с о в ы в а н и е катионита в
результате образования CaS04. Это обстоятельство заставляет
ограничивать крепость регенерационного раствора или
осуществлять двухступенчатую регенерацию. В эгом случае регенерация
производится сначала 0.75%-ным раствором кислоты, а затем,
когда основная масса ионов уже вытеснена, 5 -6%-ным
раствором кислоты. Однако такая схема регенерации создает
известные неудобства при эксплуатации. Другим мероприятием
для предотвращения выпадения гипса является ограничение
времени контакта регенерационного раствора с катионитом.
Существенно снижается расход реагента при применении
противоточной регенерации Н-катионитных фильтров (рис. 3.8).
В этом случае раствор кислоты концентрацией 0,75—1,0%
пропускается в направлении, противоположном потоку воды,
и отводится через дренажную систему, расположенную ниже
верхней границы слоя на 0,2— 0,5 м. Отмывку ведут в том
же направлении, что и пропуск кислоты, причем отмывка
следует сразу же за пропуском регенерационного раствора
с целью скорейшей эвакуации этого раствора из фильтрующего
слоя. Затем производя! взрыхление верхней части слоя. Эта
часть слоя не подвергается регенерации и не участвует
94

Регенерацион-
ный раствор
H2siv
ОтмыВочная
Вода
Рис. 3.8. Технологическая схема про-
тивоточной регенерации Н-катионит-
ных фильтров:
/-— пропуск раствора кислоты; // -
отмывка, III взрыхление верхнею слоя; IV
рабочий цикл
Рис. 3.9. Принципиальная схема двух-
поточно-противоточного фильтра:
/--подвод обрабатываемой воды, 2-
-отвод филырата, 3 - подвод регенерацион-
ного раствора; 4 -отвод регенерационного
раствора, 5 — подвод воды для взрыхления;
6- отвод взрыхляющей воды
в процессе ионного обмена. Ее роль сводится к удержанию
той небольшой части грубодисперсных веществ, которые могут
попасть на Н-катионитный фильтр с осветленной водой.
Противоионный эффект заметно проявляется при Н-
катионировании вод со значительным содержанием ионов
S04 и С1. Более того, при Н-катионировании таких
вод на слабокислотных катионитах вследствие резкого
понижения значения рН снижается обменная емкость этих
катеонитов за счет подавления диссоциации таких групп,
как —СООН и —ОН.
Конструктивные затруднения в осуществлении чисто про-
тивоточной регенерации привели к созданию схемы ступен-
чато-противоточной регенерации фильтров, которая
является промежуточным вариантом между прямоточной и про-
тивоточной регенерациями. Согласно этой схеме раствор
реагента пропускается последовательно через два отдельных
отсека, загруженных различным количеством ионита, как это
делается при прямоточной регенерации. При этом, естественно,
ионит в верхнем отсеке регенерируется лучше, чем в нижнем.
Пропуск же воды осуществляется сначала через нижний отсек,
95

а затем через верхний. Эта система регенерации позволяет
получить более качественную очистку при сокращении на
30—40% количества реагента на регенерацию. Более
эффективна регенерация при применении двухпоточно-противоточных
фильтров со средней дренажной системой [19]. При этом
часть регенерационного раствора подается снизу противотоком,
а одновременно другая часть раствора подается сверху
прямотоком. Отвод регенерационного раствора производится через
среднюю дренажную систему (рис. 3.9). Взрыхление всего слоя
в таком фильтре производится потоком воды снизу вверх
с отводом воды через верхнюю дренажную систему. Такая
регенерация позволяет получить воду очень высокого качества.
Теоретические представления о динамике ионного обмена
в совокупности с обработкой экспериментальных данных
позволили вывести расчетное уравнение для выходной кривой
ионирования на катионите КУ-2 (см. гл. 2)
х (-lncp-1)
1>фй ода^-Ч'5/*0-5'
где т — время фильтрования, ч; ;;ф — скорость фильтрования,
м/ч; d2 — диаметр зерен катионита, мм; х— высота слоя
катионита, м; ф = СЛ/С0; h = C0/q0; С0 и Сх — концентрации
иона соответственно исходная и в фильтрате; q0 —концентрация
данного иона, сорбированного катионитом.
Анионирование воды производится с целью удаления из
нее анионов; при сочетании анионирования с катионированием
происходит удаление из воды как анионов, так и катионов,
т. е. химическое обессоливание воды. При фильтровании
через слой анионита происходит сорбция анионов согласно
следующим реакциям:
Я/ОН + С1 ^У?/С1"+ОН"; C.39)
2/?/OH + SOr^2/SOr+20H -. C.40)
Переход в воду ионов ОН" приводит к повышению ее рН,
что в свою очередь сопровождается диссоциацией слабых кислот
Н2С03 и H2Si03 и переводу их в ионное состояние.
Следовательно, они также могут участвовать в реакциях обмена, но лишь
при использовании высокоосновных анионитов:
/?/ОН- + Н + + НС03^Л/НС03' + Н20; C.41)
/?/OH- + H + + HSi03"^/?/HSi03: + H20. C.42)
Следует заметить, что при анионировании кислой воды
возможность повышения концентрации ионов ОН" в воде
исключается, так как эти ионы при переходе в воду
связываются ионами водорода.
96

Если высокоосновный анионит находится в С1-форме, то
из воды сорбируются ионы NO3, SOl и бикарбонат-ионы
Л/СГ + НС03~^Л/НС03-+СГ; C.43)
2Л/С1 +SOI -*±R2/SOl~+2Cr; C.44)
Д/СГ+М)Г?±Л/МОГ+СГ. C.45)
Согласно ряду селективности для анионов в анионитном
фильтре при использовании низкоосновных анионитов впереди
идущей является зона ионов хлора и они первыми
проскакивают в фильтрат. Это дает возможность определять время
выхода анионитного фильтра на регенерацию по концентрации
хлоридов. При использовании высокоосновных анионитов
впереди идущей является зона наименее сорбируемой кремниевой
кислоты, над ней располагается смешанная зона поглощения
кремниевой кислоты и бикарбонат-иона, а еще выше —
смешанная зона этих анионов и анионов сильных кислот. По
достижении фронта сорбции кремниевой кислоты нижней
границы анионита начинается ее проскок, и это соответствует
моменту отключения фильтра на регенерацию.
Регенерация анионитных фильтров производится обычно
4%-ным раствором NaOH, при этом происходят следующие
реакции:
R/C\- +nOH -+±R/OH~ +C1" +(и- 1)ОН "; C.46)
R2/SOl~ +иОН "?±2/г/ОН " +SOl~ +(л-2)ОН ~; C.47)
Л/НСОз +пОН +±R/OH - + НСО3" +(п- 1)ОН " ; C.48)
Л/HSiOj +«OH-^±y?/OH- + HSi03"+(«-l)OH ; C.49)
НС03+OH ?±СОГ+Н20; C.50)
HSi03 + OH-f±SiOi- + H20. C.51)
Остаточное содержание ионов кремниевой кислоты зависит
от условий регенерации фильтра. При прямоточной регенерации
для получения воды с кремнесодержанием 0,1—0,15 мг/кг
Si03~—удельный расход щелочи должен более чем в 5 раз
превышать стехиометрический E,6 г-экв/г-экв против 1 г-
экв/г-экв). В настоящее время для анионитов применяют
противоточную и ступенчато-противоточную схемы
регенерации, позволяющие существенно (на 30—40%) уменьшить расход
реагента. По схеме ступенчато-противоточной регенерации
(рис. 3.10) раствор реагента пропускается последовательно через
два отсека, загруженных различным количеством анионита:
в нижнем 70—75%, в верхнем 25 —30%. В этом же направлении
пропускается отмывочная вода. По окончании отмывки фильтр
переключается на анионирование, при котором вода проходит
97
& Заказ № 2066

л ж
Регенерацион- ОтмыВочная
ный раствор Вода
Ш
m
Т~~
—.
%
/У
1, ,
£*
!_;_
Р/у
— ■»—
Исходная
Вода
Рис. 3.10. Технологическая схема ступенчато-противоточной регенерации:
/—взрыхление; //—пропуск регенерационного раствора; III—отмывка; IV—рабочий цикл
сначала через нижний отсек, а затем через наиболее хорошо
отрегенерированный ионит верхнего отсека. При загрузке обоих
отсеков высокоосновным анионитом остаточное кремнесодер-
жание, равное 0,1 мг/кг SiO^ ~, может быть обеспечено при
удельном расходе NaOH в пределах 2—2,5 г-экв/г-экв.
Основной задачей при использовании ОН-анионитных
фильтров с высокоосновным анионитом в схемах обессоливания
является удаление кремниевой кислоты из воды, поэтому
чрезвычайно важно для повышения емкости анионита по
кремниевой кислоте уменьшать содержание более селективного
бикарбонат-иона в воде, поступающей на ионирование. В
схемах ВПУ это осуществляется путем десорбции С02 из кислой
Н-катионированной воды в деаэраторах или декарбонизаторах.
Расчетное уравнение выходной кривой анионитного фильтра
(анионит АВ-17) по кремниевой кислоте имеет вид
х
(-1ПФ-1)
o,87u2>5fif;
C.52)
При использовании этого уравнения значение С0 [см. C.38)]
определяется как суммарная концентрация всех анионов в воде,
поступающих на фильтр.
3.4. ОБОРУДОВАНИЕ ИОНООБМЕННОЙ ЧАСТИ ВПУ
Ионный обмен на ВПУ ТЭС производится в
ионообменных фильтрах, которые по крупности используемой
фракции разделяют на насыпные и намывные, причем
последние в схемах ВПУ пока не используют. Их применение более
эффективно в блочных обессоливающих установках (БОУ) для
очистки конденсата.
Фильтры насыпного типа различают по технологическому
предназначению (катионитные, анионитные, фильтры
смешанного действия — ФСД) и по способу выполнения технологических
98

Рис. 3.11. Вертикальный прямоточный ионитный филыр:
1 — корпус: 2. 3 верхняя и нижняя распределительные системы. 4
емой воды. 5 подвод риенерационнот раствора,
промывочной воды. 8 - подвод воды для взрыхления
подвод обрабагыва-
выход фильтрата; 7- ещек

операций (прямоточные, противоточные, ступенчато-противо-
точные, двухпоточно-противоточные, ФСД с внутренней и
внешней регенерацией).
Насыпные фильтры с одинаковым по характеру
ионообменным материалом (катионит, анионит) подразделяют также на
фильтры I и II ступеней. Эти фильтры различаются сортами
засыпаемого в них ионита и конструктивными особенностями. На
рис. 3.11 представлен общий вид вертикального прямоточного
ионитного фильтра. Фильтр состоит из корпуса, верхнего
и нижнего распределительных устройств, трубопроводов с
арматурой и контрольно-измерительными приборами. Нижняя
распределительная система, служащая для удержания ионита и отвода
фильтрата, заделывается в специальный бетон — образуется
ложное днище. Верхняя распределительная система служит для
равномерного распределения воды и регенерационного раствора
по слою ионита. Система трубопроводов, подключенных
к фильтру, обеспечивает проведение всех необходимых
технологических операций при его эксплуатации. Фильтры II ступени
отличаются большей высотой и двойным верхним
распределительным устройством, одно из которых предназначено для
распределения воды, а другое—для регенерационного раствора.
Необходимость двойного устройства вызвана резким различием
скоростей потоков воды и регенерационного раствора через слой
ионита. Нижнее распределительное устройство (рис. 3.12) состоит
из коллектора, к которому присоединены распределительные
трубы с заглушёнными внешними концами, имеющие по всей
длине отверстия, перекрытые сверху общим щелевым желобком.
Ширина щелей в желобках составляет 0,4 + 0,1 мм.
Противоточный ионитный фильтр (рис. 3.13)
отличается от прямоточного наличием средней дренажной
системы, расположенной в верхней части фильтра таким образом,
чтобы при загрузке ионитом высота его слоя над средней
дренажной системой составляла около 0,2 м. Эта система
рассчитывается лишь на отвод регенерационного раствора при
регенерации фильтра.
Ступенчато-противоточные фильтры в настоящее
время изготовляются из двух корпусов (отдельных фильтров),
причем один (меньший) надстраивается над другим. Каждый
корпус оборудован как отдельный фильтр. Оба корпуса
Рис. 3.12. Часть нижнего
распределительного устройства:
/ —щели; 2 — отверстия в
распределительной трубе; 3 - коллектор
100

Рис. 3.13. Общий вид (а) и принципиальная схема (б) противоточного ионитного
фильтра:
/—подвод обрабатываемой воды; 2—подвод воды для взрыхления верхнего слоя;
3—отвод регенерационного раствора; 4—выход фильтрата; 5—подвод отмывочной воды;
6—подвод регенерационного раствора; 7—спуск в дренаж; 8—спуск воды при взрыхлении
слоя
связываются между собой трубопроводами, которые вместе
с запорной и измерительной аппаратурой образуют фронт
фильтра. Двухпоточно-противоточный фильтр [18] выполняется
однокорпусным и имеет среднюю дренажную систему,
расположенную таким образом, чтобы слой ионита над ней
составлял 0,4—0,5 м.
Наилучшее качество воды получается в схемах ВПУ, где
окончательная очистка воды производится в фильтрах
смешанного действия — ФСД. При этом поток воды
проходит через слой перемешанных зерен сильнокислого кати-
онита в Н-форме и высокоосновного анионита в ОН-форме.
Переходящие в процессе ионитного обмена в воду ионы Н +
и ОН" образуют воду, способствуя этим углублению степени
очистки воды.
Провести регенерацию смешанного слоя ионитов без его
предварительного разделения на слой катионита и слой
анионита невозможно. Это разделение, а следовательно, и
регенерацию можно провести двумя способами, причем каждый
из них определяет необходимую конструкцию фильтра.
Согласно первому способу—выносной регенерации—путем
гидроперегрузки (восходящим потоком воды) осуществляется
101

А-А
Рис. 3.14. Общий вид (а) и принципиальная схема (б) фильтра смешанного
действия с внутренней регенерацией:
1 — подвод обрабатываемой воды; 2—подвод регенерационного раствора щелочи; 3 —
подвод обессоленной воды; 4 — спуск в дренаж; 5- -выход фильтрата; 6—подвод
регенерационного раствора кислоты; 7—подвод сжатого воздуха; 8 — средняя дренажная
система; 9, 10 — верхняя и нижняя дренажные системы
удаление всего отработанного ионита в специальный аппарат,
в котором производится разделение смеси на катионит и ани-
онит, а затем в аппараты, в которых производится регенерация.
Отрегенерированные иониты перемешиваются и затем
подаются обратно в ФСД. При таком способе регенерации фильтр
может работать при скорости потока воды до 100 м/ч. Однако
этот способ сложен и требует специальной установки. В схемах
ВПУ применяется другой способ — внутренняя
регенерация. Для осуществления этого способа ФСД должен быть
оборудован средней дренажной системой (рис. 3.14). Разделение
смеси ионитов производится непосредственно в самом фильтре,
причем по окончании разделения анионит располагается в
верхнем слое, а катионит в нижнем. Общая высота слоя в ФСД
обычно составляет 1 м, причем соотношение высоты слоев
анионита и катиопита составляет 1:2. Это объясняется тем,
что оба ионита должны истощаться одновременно, а обменная
емкость анионита меньше, чем обменная емкость катионита.
Поэтому положение средней дренажной системы выбираетяя
таким, чтобы в конце разделения смеси она располагалась
102

Рис. 3.15. Схема регенерации ионитного фильтра с насосами-дозаторами
крепкого реагента:
/—ионитный фильтр; 2—насос-дозатор; 3 — мерник крепкого реагента;
4—перекачивающий насос крепкого реагента; 5 — бак-ячейка для крепкого реагента; 6 — перекачивающий
насос воды из баков повторного использования; 7, 8—баки повторного использования
соответственно регенерационных и промывочных вод
на границе между слоями катионита и анионита. Тогда
регенерация производится подачей раствора щелочи сверху,
а кислоты снизу с одновременным отводом регенерационных
растворов через среднюю дренажную систему. Такое точное
разделение слоя на практике осуществить трудно, и поэтому
регенерация в таком фильтре проходит несколько хуже, чем
в ФСД с выносной регенерацией. Времени также затрачивается
больше. Однако в целом установка ФСД оказывается в этом
случае гораздо более простой. В ФСД с внутренней
регенерацией во избежание поломки средней дренажной системы не
допускается скорость воды свыше 50 м/ч, а в ФСД с выносной
регенерацией — до 100 м/ч. Стандартные диаметры насыпных
фильтров 1; 1,5; 2; 2,6; 3 и 3,4 м.
Для регенерации ионитных фильтров на каждой ВПУ
имеется реагентное хозяйство, включающее в себя склады
реагентов, оборудование для приготовления и подачи
регенерационных растворов.
Для хранения кислот и щелочей устанавливается не
менее чем по две емкости для каждого реагента с учетом
наличия на ВПУ их месячного запаса. Из складских баков
реагенты сжатым воздухом перегружаются в баки-мерники,
откуда при помощи насосов-дозаторов или эжекторов подаются
на регенерацию (рис. 3.15). Сброс отработанных
регенерационных растворов производится в специальные емкости,
103

в которых осуществляется нейтрализация этих растворов
с установлением значений рН = 6,5-^8,5, характерных для
природных источников воды.
3.5. СХЕМЫ ИОНООБМЕННОЙ ЧАСТИ ВПУ
Выбор схемы подготовки добавочной и подпиточной воды
определяется, с одной стороны, качеством исходной воды
и требуемым качеством очищенной, а с другой — условиями
надежности, экономичности и минимального количества
сбросов примесей в водоемы. Некоторые из применяемых схем
представлены на рис. 3.16.
Схемы /—7 применяются для умягчения воды при подпитке
котлов низкого и среднего давления, а некоторые из них,
в частности Na-катионирование,— и для подпитки тепловых
сетей.
Na-катионирование может применяться лишь для умягчения
природных вод с малой (до 0,5 мг-экв/кг) карбонатной
щелочностью. При малой добавке воды в котлы низкого и среднего
давления Na-катионированию можно подвергать воду и с
большей карбонатной щелочностью. В схеме 2 предусматривается
частичное разрушение щелочности путем ввода кислоты в Na-
катионированную воду. При этом протекает следующая
реакция:
2NaHC03 + H2S04?±Na2S04 + C02 + H20. C.53)
Выделяющийся С02 перед подачей воды на Na-катионитный
фильтр II ступени отделяется в декарбонизаторе.
Параллельное Н—Na-катионирование (схема 4) может
применяться при условии, что в исходной воде Жх>0,5Жо,
и суммарной концентрации анионов сильных кислот более
2 мг-экв/кг. По этой схеме часть потока подается на Н-
катионитный фильтр, а другая часть — на Na-катионитный.
Затем кислая Н-катионированная вода и щелочная Na-кати-
онированная вода смешиваются, при этом происходит
частичное разрушение щелочности (до заданного значения Щосг с
выделением С02). Для его удаления вода пропускается через
декарбонизатор и затем доумягчается на Na-катионитном
фильтре II ступени. Необходимую долю воды х, которую
надо пропускать через Н-катионитный фильтр, можно
подсчитать, исходя из следующего соотношения:
Снсо3 + Csol + Cci + Cno3
тогда доля воды, направляемой на Na-катионитный фильтр,
будет равна 1-х.
104

Схема f
а "И
(^
ПБ
Схема Z
~ъ
Схема U
^
ns kJaVa
Схема S
XTu
На.
а кг
~XTU<n
Схема 6
а
ПБ
т.
43,
Схема 7
а а
Na,
CI
HOj
Я,
Схема Э
3
ПБ
ПБ
К><?
ГА
**\L
~ъ
ПБ
Схема 8
<2i
A"
litis 4
Схема /О
Д"
ПБ
Л,
Юд
Рис. 3.16. Основные принципиальные схемы ионообменных установок
приготовления добавочной воды для котлов:
Np, и Na2 — натрий-катионитные фильтры I и II ступеней: Н! и Н2 — водород-катионитные
фильтры I и II ступеней; At и А2 — анионитные фильтры I и II ступеней; С1 — анионитный
фильтр в С1-форме; Нгол — водород-катионитный фильтр с голодной регенерацией;
ФСД—фильтр смешанного действия; Дк — декарбонизатор; ПБ—промежуточный бак;
а—подвод осветленной воды; б—выход фильтрата; в — воздух в декарбонизатор;
г—выход углекислого газа, д — промежуточный насос

При последовательном Н — Na-катионировании (схема 5)
через Н-катионитный фильтр пропускается часть воды, а
остальная часть подмешивается к кислому фильтрату. При этом
происходит частичная нейтрализация сильных кислот
бикарбонат-ионами, находящимися в исходной воде, с образованием
С02. Этот газ удаляется в декарбонизаторе, и вода
пропускается для полного умягчения через Na-катионитный фильтр.
Реакции нейтрализации в молекулярной форме следующие:
Са (НС03 J + Н2 S04<=>CaS04 + 2Н20 + 2СО,; C.55)
Mg(HC03J + H2S04^CaS04 + 2H20 + 2C02. C.56)
В результате этих реакций в точке смешения меняется
форма жесткости карбонатная жесткость переходит в
некарбонатную, а остаточная щелочность воды подсчитывается по
формуле
Щжт = (I - л) Снс-о- - * (Оо| + Q, + С no • )• C.57)
Эта схема применяется для очистки исходной воды с со-
лесодержанием выше 1000 мг/кг при Жк<0,5Жо и при сумме
концентраций анионов сильных кислот менее 2 мг-экв/кг.
Основным недостатком схем 4 и 5 является необходимость
перераспределения потоков воды во время фильтроцикла. Это
объясняется тем, что отключение Н-катионитного фильтра на
регенерацию для экономии кислоты производится по проскоку
ионов жесткости, и, следовательно, фильтрат имеет сначала
кислую реакцию, а затем, начиная с проскока ионов Na + ,
эта реакция переходит в щелочную.
Схема совместного Н — Na-каткопирования (схема 6)
отличается тем, чго поток воды не делится на части, как
в схемах 4 и 5, а пропускается весь через фильтр с катионитом,
который находится в двух исходных формах. Для этого
регенерация катионита производи гея в два этапа-- сначала
пропускают раствор серной кислоты в количестве, необходимом
для частичного вытеснения сорбированных ионов Са2+ и Mg2 + ,
а затем раствор NaCl. При этом в верхних слоях катионита
доминирует его Н-форма, а в нижних — Na-форма. При
умягчении вода первоначально соприкасается с верхними
слоями и обменивает катионы Са24, Mg2 + и Na y на катионы
Н+, которые реагируют с ионами НСО^, переводя их в С02.
Затем вода вступает в контакт с нижними слоями, где
происходят реакции
/?/Na + + H + +С1^/?/Н + +Na+ +C1; C.58)
2/i/Na ' +2Н + +БОГ<±2RjH + + 2N-d+ +SOl~ . C.59)
Вследствие сорбции ионов Н + значение рН воды возрастает
и увеличивается диссоциация угольной кислоты, ионы водорода
106

которой также участвуют в реакциях ионного обмена. Эти
реакции протекают не полностью, и концентрация бикарбонат-
иона остается меньшей, чем исходная его концентрация.
Поэтому фильтрат имеет небольшую щелочность. Однако
величина этой щелочности изменяется во время фильтрования.
Сначала наблюдается ее понижение, а к концу фильтроцикла
она вновь увеличивается.
Значительно меньшее изменение щелочности наблюдается
в процессе катионирования с голодной регенерацией Н-катионит-
ных фильтров (схема 3). Регенерация катионита в этом случае
проводится в режиме недостатка кислоты, при этом в Н-форму
переводится только верхняя часть катионита. Нижние слои
катионита остаются в формах R2/Ca2 + , R2/Mg2 + , R/Na + .
Количество серной кислоты (gSyi so на регенерацию определяют
по формуле
CH2so4 = flH2so4^r^.T, C-60)
где ан so —теоретический удельный расход кислоты; Еурсл —
количество грамм-эквивалентов иона НСО^. разрушаемого
единицей объема катионита за рабочий цик i фильтра при
условии получения фильтрата с минимальном щелочностью,
г-экв/м3; Ккат — объем катионита в фильтре, м\
При пропуске воды происходит ее частичное умягчение
и разрушение щелочности. Вследствие этого в схеме требуется
установка декарбонизатора и Na-катионитных фильтров. Вода,
обработанная по этой схеме, имеет остаточную щелочность
около 0,2—0,3 мг-экв/кг и остаточную жесткость менее
5 мкг/кг.
В настоящее время широкое распространение получила
схема Na — С1-ионирования воды (схема 7), применяемая для
котлов с давлением менее 4 МПа. Эта схема имеет то
преимущество, чго для регенерации используется лишь один
вид реагента, а это в значительной мере снижает количество
сбрасываемых солей при регенерации. В этой схеме вода
последовательно подается через Na-катионитный фильтр для
умягчения, а затем через анионитный фильгр, содержащий
высокоосновный анионит в С1-форме. При анионировании
воды сорбируются все анионы сильных кислот (кроме С1~)
и анион НСОз . Вследствие этого в схеме не требуется
установка декарбонизатора. Регенерация производится 6—
8%-ным раствором NaCl, причем этот раствор пропускается
сначала через анионит, а затем через катионит. Удельный
расход реагента на регенерацию составляет около 75 кг/м3
анионита. По этой схеме можно получить остаточную
щелочность в фильтрате в достаточно широких пределах @,1 —
1 мг-экв/кг). При установке барьерного Na-катионитного
фильтра жесткость фильтрата составляет примерно 5 мкг-
107

экв/кг. По этой схеме можно подготавливать воду для питания
испарителей поверхностного типа.
Для подготовки обессоленной воды применяется
последовательное осуществление процессов Н-катионирования и ОН-
анионирования. По степени удаления ионов при очистке воды
различают частичное (схема 8), глубокое (схема 9) и полное
(схема 10) химическое обессоливание воды. При частичном
обессоливании достигается полное удаление всех катионов
и частичное удаление ионов HCOJ и С1~. Н-катионитные
фильтры отключаются в этой схеме по проскоку жесткости.
Появление ионов НСО^" в обессоленной воде объясняется
неполной десорбцией С02 в декарбонизаторе и переходом
его обратно в форму НСО^ при повышении рН воды при
анионировании. В ОН-анионитном фильтре они не
задерживаются, так как в схеме применяется низкоосновный анионит.
Щелочность фильтрата, полученного по этой схеме очистки
воды, составляет 0,2—1,2 мг-экв/кг. При глубоком
химическом обессоливании наряду с двумя ступенями Н-
катионирования применяются две ступени анионирования,
причем первая ступень — низкоосновный, а вторая —
высокоосновный анионит. Н-катионитные фильтры отключаются по
проскоку ионов Na+. На I ступени анионирования присходит удаление
анионов сильных кислот, а на II — HCOJ и HSi03. Отключение
анионитных фильтров I ступени осуществляется по проскоку
ионов С1~, а II ступени — по проскоку ионов кремниевой
кислоты. При работе по этой схеме в обессоленную воду
могут попадать кремниевая кислота, а также продукты
регенерации при неполной отмывке Н-катионитного фильтра
и ОН-анионитного фильтра вторых ступеней. Эта схема
применяется для подготовки воды для барабанных котлов
высокого давления.
Наиболее тщательная подготовка воды достигается по
схеме 10 (полное химическое обессоливание), где на
последнем этапе очистки применяется ФСД. В ФСД
осуществляется процесс совместного Н—ОН-ионирования воды путем
ее фильтрования через слой перемешанных зерен катионита
и анионита соответственно в Н- и ОН-форме. В ФСД
достигается глубокое удаление всех ионов (применяются
сильнокислые катиониты и высокоосновные аниониты). Регенерация
ФСД осуществляется двумя способами: либо разделением
смеси на два слоя внутри фильтра и их регенерацией
(внутренняя регенерация), либо разделением этой смеси с
последующим переводом катионита и анионита в специальные
регенераторы и регенерацией в них (выносная регенерация).
Отрегенерированные иониты затем переводятся в ФСД и
перемешиваются. Качество обессоленной воды, полученной по
схеме 10, оценивается остаточной концентрацией натрия не
108

-?-£;
а^ГЙ^
10 i,
18
-_j /»
Рис. 3.17. Схема ионитного обессоливания воды после предварительного
содоизвесткования:
1—двухпоточно-противоточный МН-фильтр; 2 — декарбонизатор; 3— бак декарбонизиро-
ванной воды; 4— насос декарбонизированной воды; 5 — предвключенный анионитыый
фильтр; 6 — двухпоточно-противоточный катионитный фильтр; 7, 8 - двухпоточно-ступен-
чато-противоточные анионитные фильтры I и II ступеней; 9 — бак отработанною
щелочного раствора; 10— бак сбросных вод; // —насос отработанного раствора; 12 —бак
сбора взрыхляющих и регенерационных вод МН-фильтров; 13 — содоизвесткованная вода;
14 — обессоленная вода; 15 — взрыхляющие воды; 16 -сброс в осветлитель; 17— раствор
кислоты; 18—раствор щелочи; 19—сбросные воды в испаритель
более 5 мкг/кг и остаточной концентрацией кремниевой кислоты
менее 10 мкг/кг. Эта схема применяется для подготовки
добавочной воды прямоточных котлов.
В настоящее время в связи с повышенным вниманием
к охране окружающей среды и увеличением засоления водоемов
во многих регионах страны запрещен сброс регенерационных
вод в водоемы. При этом предложены схемы ВПУ с
ограниченным сбросом соленых вод или полным прекращением таких
сбросов.
Одна из таких схем [19] представлена на рис. 3.17.
Согласно этой схеме на предочистке производится
известкование, солирование и коагуляция воды. При этом величина
остаточной жесткости в содоизвесткованной воде не превышает
1 мг-экв/л. Эта вода затем подается на
двухпоточно-противоточный предвключенный Н-катионитовый фильтр, который
одновременно выполняет функцию механическою фильтра
(МН-фильтр). Затем вода подается на декарбонизатор и далее
на анионитный предвключенный фильтр с низкоосновным
анионитом, откуда она направляется последовательно на
двухпоточно-противоточные катионитный и две ступени ани-
онитных загруженных высокоосновным анионитом фильтров.
Регенерация МН-фильтра производится стехиометрическим
количеством кислоты со сбросом раствора в осветлитель.
Таким образом, на основной катионитный фильтр поступают
с водой главным образом катионы Na + , что позволяет
использовать меньшее количество реагента, резко увеличить
степень регенерации и время его работы. Регенерация ани-
онитных фильтров проводится последовательно со сбросом
109

и, »А \н,
^^Т1
Г, Т ,Т
ФСД
ФСД
а)
-1*^-1
-ФСД
5)
Рис. 3.18. Схемы соединения ионообменных фильтров:
а —секционная. 6 блочная
регенерационных растворов в баки и нов горным их
использованием. В результате использования такой схемы
получаются твердые отходы от осветлителя и сбросные
воды из ионообменной части, которые доупариваются в вы-
паривателе.
Существуют две схемы соединения фильтров в ВПУ:
секционная и блочная (цепочки). При секционном
включении (рис. 3.18, а) фильтры одной группы (например,
Н-катионитные I ступени) включаются параллельно (одна
секция), а их фильтрат подается через общий трубопровод
на следующую группу фильтров, также соединенных
параллельно (вторая секция), и т. п. При блочном включении (рис. 3.18,6)
схема разбивается на отдельные цепочки, каждая из которых
содержит все необходимые элементы для очистки воды,
соединенные последовательно. Фильтрат последних фильтров
цепочек объединяется и подается на ФСД и далее в сборный
бак. Таких цепочек в схеме ВПУ должно быть несколько
с учетом того, что часть их находится в работе, одна
постоянно находится в регенерации и одна — в резерве.
Преимущество последней схемы состоит в упрощении контроля
за качеством воды и проведением регенерации. При
соответствующем расчете схемы можно добиться одновременного
ПО

окончания рабочего цикла у всех фильтров, составляющих
ее. Это дает возможность следить за качеством фильтрата
лишь одного из фильтров в цепочке (обычно по иону хлора
в фильтрате анионитного фильтра I ступени).
Для удобства эксплуатации фильтры не должны выходить
на регенерацию чаще чем 1 раз в смену (8 ч). Каждая
группа (при секционной схеме) должна состоять не менее
чем из трех фильтров, чтобы при выходе одного из них
в регенерацию не слишком перегружать остальные. Для
удобства монтажа необходимо также при расчете схемы
ВПУ подбирать фильтры примерно одинаковых размеров,
причем по возможности подбирать аппараты наибольшей
единичной производительности. Расчет схемы ВПУ
проводится последовательно по ступеням очистки, причем первой
рассчитывается последняя ступень и далее каждая
предшествующая. Это делается потому, что на каждой ступени,
предшествующей данной, необходимо учитывать расход на
собственные нужды последующей ступени. Это относится
к расчету как секционной схемы соединения фильтров, так
и «цепочек». Расходы воды на собственные нужды каждой
ступени складываются из расходов на взрыхление,
приготовление регенерационного раствора и отмывку. Расход воды
на собственные нужды зависит от качества исходной воды
и требовании к качеству очищенной, применяемых
ионообменных материалов, удельных расходов реагентов на
регенерацию и г. п.
В качестве примера приведем расчет ВПУ по схеме
М—Н1—А1 —Н2 — Д — А2 для воды р. Черной. В качестве
исходной (см. табл. 3.2) принят состав этой воды, прошедшей
стадию коагуляции. В табл. 3.2 показано также изменение
качества воды по ступеням обработки. Методика и результаты
расчета ВПУ по этой схеме приведены в табл. 3.3.
Таблица 3.2. Пример изменения качества воды по ступеням обработки
Ca2++Mg2t. мг-экв/.ч
Na + , мг-экв/л
НСОз, мг-экв/л
SO2!-, мг-экв/л
С1~, МГ-ЭКВ'Л
NOJ, мг-экв/л
СО,, мг/л
БЮз . МГ/Л
ГДП, мг/л

Исходная
вода
1.54
0.052
0.62
0.855
0.079
0,013
18,7
2,16
5,0
Качество воды после
А/
1,54
0.052
0,62
0,855
0,079
0.013
18,7
2.16
1,0
"i
0.02
0.2
- -
0,855
0.079
0.012
24.5
2.16
-4i
0,02
0,2
0,03
24.5
2,16
обозначенного филы pa

0,01
0,03
24.5
2,16
Д
0,01
0,03
4.0
2,16
л2
0.01
—
0,01
111

Таблица 3.3. Пример технологического расчета фильтров
Показатель
Расчетная
производительность
Требуемая пло-
шадь фильтров
Число фильтров
в работе
Площадь одного
фильтра
Характеристика
стандартного
фильтра
Действительная
скорость
фильтрования
Тип загружаемого
материала
Рабочая емкость
материала

Продолжительность филы
рецикла
Суточное число
регенерации всех
фильтров
Удельный расход
реагента
Расход 100%-ного
реагента на 1
регенерацию
Суточный расход
100%-ного
реагента
Удельный расход
воды на
взрыхление
Время вфыхления
фильтра
Расход
взрыхляющей воды
Формула
м3/ч
F=QcJw, м2
п + пр, шт.
J = F/n, м2
D/f; Асл, м/м2;
м
Ид = 2с, /(/«)■
м/ч
Е , г-экв/м3
Т+х = —. ч
24п
>п = , рег/сут
Т+х
Ъ, кг/м3
о-100=/\А кг
кг/сут
/, л/см2
хВ1р, мин
I/ J B1P
-Р- 10з •
м3/рег
Лг
135
135/25 = 5,4
2+1
5,4/2 = 2,7
2/3,14; 1,5
135
= 21,5
3,14-2
АВ-17-8
200
3,14 1,5-200-2
135D/44 + 2,16/76)
= 124,35
24 2/124,35 = 0,39
100
3,14-1.5-100 = 471
471 -0,39=183,8
3
15
3,14 - 3 - 15 -60/103 =
= 8,48
Иг
135+1,02=136,02
136,02/50 = 2,72
2+1
2,72/2=1,36
1,5/1,78; 1,5
136,02
— = 38,2
1,78-2
КУ-2
400
1,78-1.5-400-2
136,02@,2 + 0,02)
= 71,4
24 2/71,4 = 0,67
60
1,78 1.5-60= 160,8
160,8 0,67= 107,7
3
15
1,78 3 15 -60/103 =
= 4,81
112

л,
136.02 + 0,66=136,68
136,68/30 = 4,56
2+1
4,56/2 = 2,28
2/3,14; 2,5
136,68
11 О
— L 1,0
3,14-2
АН-31
900
3,14-2,5-900-2
136,68@,079 + 0,0129 +
, _ 1ПО I
' — 1 К)У,А
+ 0,855)
24-2/109,2 = 0,44
50
3,14-2,5 -50 = 392,5
392,5 0,44 =173
3
15
3,14-3-15-60/103 = 8,48
я„
136,68+1,49=138.2
138,2/30 = 4,61
2+1
4,61/2 = 2,3
2/3.14; 2.5
138,2
--л
3,14-2
КУ-2
650
3,14-2,5-650-2
46 4
138,2A,54 + 0,052)
24 2/46,4=1,03
60.
3,14-2.5 -60 = 461
471 ■ 1,03 = 485
—
м
132,2 + 3,71 = 141,9
141,9/5 = 28.4
3+1
28,4/3 + 9.47
3,4/9,07; 1
141.9/(9.07 -3) = 5.22
Антрацит
2 кг/м'1
9,07-3 1 2
— 8 п
141.9 0,044 '
24-3/8.7 = 8
12
20
9,03 3- 12-20-60/1000 =
= 391,8
7 Заказ № 2066
113

Показатель
Концентрация ре-
генерационного
раствора
Расход воды на
приготовление
раствора
Удельный расход
воды на отмывку
Расход воды на
отмывку
Суммарный
расход воды на
регенерацию
Часовой расход
на собственные
нужды
Скорость
пропуска регенерацион-
ного раствора
Время пропуска
регенерационного
раствора
Скорость отмывки
Время отмывки
Суммарное время
регенерации
Формула
СР.р, %
а100-100
м /per
а, м3/м3
Ктм= fhcaa,
м3/рег
+ ^от„, м3/рег
«7- = -^, м3/ч
>vP, м/4
К,р-60
рр fw
мин J рр
WOTM. М/Ч
т _^«60
ОТМ /• »
мин
взр ' р.р ' отм>
мин
А*
4
471 • ?=,1,76
4-Ю3
9
3,14-1,59 = 42,39
8,48+11,76 +
+ 42,39 = 62,63
62,63 0,39/24= 1,02
5
11,76-60
— = 45
3,14-5
5
42,39 • 60
3,14-5 =16'2
15 + 45+162 = 222
■ —.—■■■■ ■'"-■ ■■—— И
#2
3
160,8 • 100
5—=5,36
3 • 103
5
1,781,5-5=13,35
4,81 + 5,36+13,35 =
= 23,52
23,52 0,67/24 = 0,66
8
5,36-60
= 22,6
_ 1,78-8
5
13,35-60
=90
1,78-5
15 + 22,6 + 90=127,6
-
3.6. ЭКСПЛУАТАЦИЯ ИОНООБМЕННЫХ УСТАНОВОК
Эксплуатация любого ионитного фильтра сводится к
выполнению следующих операций, составляющих полный
рабочий цикл фильтра: взрыхления, регенерации,
отмывки и ионирования.
При ионировании слой ионита удерживает частицы
примесей, не выделенных из воды при ее предочистке. Вследствие
этого возрастает перепад давления на слое, приводящий
к истиранию ионита с увеличением мелкой фракции, которая
в еще большей степени увеличивает сопротивление слоя.
Поэтому перед регенерацией ионита проводят операцию в з р ы -
114

Продолжение табл. 3.3
л,
4
392 100
=9,8
4 1000
8
3,14-2,58 = 62,8
8,48 + 9,8 + 62,8-
= 81,1
81,1 0,44/24= 1,49
5
9,8 • 60
= 37,5
3,14-5
10
62,8 ■ 60
— =120
3,14 10
15 + 37,5 + 120 =
172,5
н„
1
471 100
5~ = 47,1
МО3
5
3,14-2,5-5 = 39,25
47,1 + 39,25 = 86,35
86,35-1,03/24 = 3,71
10
47,1 -60
— = 90
3,14 10
10
39,25 • 60
_: =75
3,1410
90 + 75 = 165
М
—
—
1
9,07-3 1 =27,2
391,8 + 27,2 = 419
419-8/24=139,7
—
—
8
27,2 • 60
= 7,5
9,07 -3-8
20 + 7,5 = 27,5
хления слоя в восходящем потоке воды. При взрыхлении
слой расширяется, мелкие частицы отмываются и с потоком
воды выносятся из фильтра. Обычно взрыхление производят
отмывочной водой от предыдущей регенерации в течение
20 мин в условиях, обеспечивающих расширение смол на
30—40%. Интенсивность взрыхляющей промывки зависит от
крупности и удельной плотности зерен ионита и составляет
обычно для катионитных фильтров 2,5—3,0, а для ионитных
1,5—2,0 кг/(с-м2), считая на свободное сечение фильтра.
Регенерацию каждого фильтра проводят соответствующим
раствором реагента определенной концентрации. Растворы
реагентов приготавливают в специальных баках и подают
115

насосами или дозируют и подают при помощи эжекторов.
Скорость подачи раствора в фильтр зависит от
технологического предназначения фильтра. Так, при регенерации Na-
катионитного фильтра скорость подачи регенерационного
раствора составляет 4—6 м/ч, при регенерации Н-катионитных
фильтров раствор H2S04 подается со скоростью не менее
10 м/ч во избежание «загипсовывания» катионита, при
регенерации анионитных фильтров скорость подачи раствора
5—6 м/ч. Для экономии реагентов обычно часть
регенерационного раствора (последние порции) отводят в бак и
используют для последующей регенерации. В схемах полного обес-
соливания регенерационный раствор NaOH пропускают сначала
через высокоосновный, а затем через низкоосновный аниониты,
что позволяет значительно экономить реагент. Растворы
реагентов приготавливают обычно на собственном фильтрате
для каждой группы фильтров, объединяемых одним
технологическим процессом. В зависимости от расхода реагента
и его концентрации в растворе продолжительность его подачи
составляет 15—30 мин.
После прекращения подачи регенерационного раствора
производят отмывку ионитаот продуктов регенерации и
остатков непрореагировавшего раствора. Отмывка проводится с тем
же направлением потока, что и при фильтровании, при
скорости для катионитных фильтров, равной 5—8 м/ч, а для
анионитных 10—12 м/ч. Отмывочную воду (последние порции)
сбрасывают в бак, чтобы использовать ее для операции
взрыхления при следующей регенерации. Ее можно
использовать также и для приготовления регенерационного раствора,
что позволяет экономить как саму воду на собственные
нужды, так и реагенты. Отмывка Н-катионитных фильтров
производится до кислотности фильтрата не более У Ан сильных
кислот +1 мг-экв/кг, анионитных фильтров Гступени—до
достижения щелочности фильтрата и содержании в нем С1-иона
не более 1—2 мг/кг, а II ступени—до солесодержания
фильтрата менее 4—6 мг/кг или содержания кремниевой кислоты
менее 0,01—0,02 мг/кг.
После окончания отмывки ионитные фильтры могут сразу
включаться в работу или ставиться в резерв. При работе
фильтров в схемах обессоливания скорости потоков воды
в зависимости от технологического назначения составляют:
на Н-катионитных фильтрах I ступени—до 25 м/ч, II ступени —
до 50 м/ч; на анионитных фильтрах I ступени—до 20 м/ч,
11 ступени — до 25—30 м/ч. Окончание процесса фильтрования
воды характеризуется ухудшением качества фильтрата.
Отключение Н-катионитных фильтров I ступени производится,
когда кислотность фильтрата снижается не более чем на
0,2—0,3 мг-экв/кг по сравнению с кислотностью в течение
116

первых 2—3 ч работы фильтра. Н-катионитные фильтры II
ступени отключаются по количеству пропускаемой воды или
при кислотности фильтрата на 0,07—0,1 мг-экв/кг меньшей,
чем нормальная кислотность фильтрата I ступени. Анионитные
фильтры I ступени отключаются при снижении щелочности
фильтрата до 0,02 мг-экв/кг, а II ступени — при проскоке
кремниевой кислоты до заданного значения.
3.7. АВТОМАТИЗАЦИЯ СХЕМ ВПУ
Основной задачей при работе ВПУ является поддержание
расходов воды и химического состава ее примесей в заданных
режимах как в отдельных аппаратах, так и в схеме в целом.
При значительном объеме контроля на ВПУ мощных ТЭС
ручное управление требует больших затрат труда, снижает
производительность труда и приводит к отклонениям режима
работы схемы, влияющим на надежность и экономичность
работы ТЭС.
Автоматизация управления режимом работы ВПУ позволяет
повысить производительность труда, оказывает значительное
влияние на решение социальных и экологических проблем,
повышает технико-экономическую эффективность производства.
Автоматизация схем ВПУ [10] позволяет на предочистке
воды осуществлять контроль и регулирование расхода и
температуры обрабатываемой воды, обеспечивает дозирование
реагентов, шламовый режим в осветлителях, оптимальную их
продувку, режим работы механических фильтров, необходимое
качество обрабатываемой воды.
На ионообменной части ВПУ автоматизация обеспечивает
контроль и регулирование расходов воды в ионитных фильтрах,
приготовление и подачу регенерационных растворов, а также
режимы регенерации ионитных фильтров и процессов
нейтрализации сточных вод.
Технологические операции в схемах ВПУ разделяются на
непрерывные (например, расход воды в осветлителе) и
периодические (например, регенерация фильтров). При этом могут
быть осуществлены три уровня автоматизации: операционное
управление, полуавтоматическое управление и комплексная
автоматизация. Последняя является высшей ступенью
автоматизации.
При комплексной автоматизации существенно поднимается
производительность труда за счет сокращения численности
персонала, увеличивается надежность и эффективность
работы ВПУ, стабилизируется качество воды. Комплексная
автоматизация работы осветлителя включает в себя
автоматическое регулирование всех факторов, влияющих
на оптимальный режим его работы,— расхода воды, ее
117

Расход Величина рН Расход
сырой воды взашланленмой сирой води
к осветлителю воде осветлителя я осветлителю
> ^ (S3} /
Рис. 3.19. Схема автоматического импульсного дозирования реагентов в
осветлитель:
/—датчик рН-метра; 2—преобразователь рН-метра; 3—защитное устройство; 4 — блок
вычислительный; 5—регулирующий прибор; 6 — задающее устройство; 7 — блок
управления; 8 — миллиамперметр; 9—импульсатор; 10— блок интегрирования; 11— усилитель;
12— переключатель управления; 13 — пускатель; 14 — ключ управления; 15 — пускатель;
16—электродвигатель насоса-дозатора известкового молока; 17 — электродвигатель
температуры, дозирования реагентов и т. п. Основные
показатели в системе автоматического регулирования работы
осветлителя: расход воды и значение рН воды. Дозирование
реагентов при этом производится в режиме поддержания
заданного соотношения расходов воды и рабочих растворов
реагентов. При этом подача реагентов производится насосами-
дозаторами как в непрерывном, так и в импульсном
режиме их работы. Импульсный режим работы насосов-
дозаторов позволяет более гибко регулировать процессы
в осветлителе при изменении качества сырой воды.
Принятые схемы комплексной автоматизации работы
осветлителя предполагают индивидуальное управление подачей
известкового молока в каждый осветлитель и групповое
управление дозированием коагулянта и полиакриламида.
Коррекция работы импульсатора дозатора извести
производится по значению рН воды в осветлителе.
На рис. 3.19 показана схема автоматического импульсного
дозирования реагентов в осветлитель с использованием
аппаратуры КАСКАД-2.
118

|_
_1
t " *
Аварийная сигнализациях Мнемосхема 1 ХТелнолосическая сигнализациях
Рис. 3.20. Структурная схема управления ВПУ с блочным включением
фильтров:
/ — объект управления; 2—исполнительные механизмы; 3—датчики расхода воды I и II
ступеней, датчики истощения фильтров, концевые выключатели; 4 — устройство
логического управления; 5—система сигнализации
Наиболее оптимальной с точки зрения автоматизации
является схема с блочным включением ионообменных
фильтров, которая позволяет одновременно проводить
совместные регенерации катионитных и анионитных фильтров,
применять однотипное и унифицированное оборудование. Эта
схема позволяет значительно сократить число датчиков по
сравнению с секционной схемой. Структура
автоматизированного управления такой схемой определяется организацией
процесса регенерации фильтров, которая может быть
организована таким образом, что каждый блок имеет свой
индивидуальный регенерационный узел либо блоки разбиваются
на отдельные группы с принадлежащими этим группам ре-
генерационными узлами.
Комплексная автоматизация блочной схемы ВПУ должна
предусматривать автоматизацию всех процессов ионирования
воды, рабочий цикл, регенерацию, контроль за качеством
воды. Кроме автоматического управления режимом работы
блочных фильтров в такой схеме управления предусматривается
возможность вмешательства оператора при нарушениях
технологического режима работы ВПУ, для чего схема управления
снабжается системой сигнализации, выведенной на специальное
табло. На рис. 3.20 показана общая структурная схема
автоматизированного управления блочной схемой ВПУ.
Объектом управления в этой схеме являются фильтры,
баки-мерники, насосы-дозаторы, декарбонизатор.
Исполнительными механизмами являются приводы к насосам, насосам-
119

дозаторам и запорной арматуре. В качестве датчиков
используются расходомеры, концентратомеры, манометры,
сигнализаторы истощения фильтров и уровня в баках. Устройство
логического управления включает в себя
командно-информационные элементы, задатчики времени и устройства для
вмешательства оператора. Система сигнализации состоит из
световых табло, технологической и аварийной сигнализации,
мнемосхемы ВПУ, звуковой сигнализации.
Опыт показывает, что внедрение комплексной
автоматизации на ВПУ позволяет снизить себестоимость обработки воды
на 15—20%.
Глава 4
БЕЗРЕАГЕНТНЫЕ МЕТОДЫ ПОДГОТОВКИ ВОДЫ
В СХЕМАХ ВПУ
4.1. ОБЩИЕ ПОЛОЖЕНИЯ
В связи со все возрастающим значением защиты водоемов
от сбросов различных примесей с промышленных предприятий,
в том числе и с ВПУ ТЭС, в последние годы возросло
внимание к безреагентным методам для обессоливания воды.
В настоящее время наиболее разработаны для практического
применения мембранные методы. Известно несколько видов
мембранных процессов: ультрафильтрация, обратный
осмос (гиперфильтрация), электродиализ, диализ. В
основе всех мембранных методов лежит перенос примесей или
растворителей через мембраны. Природа сил, вызывающих
этот перенос, может быть различной. Соответственно
различаются и мембраны, применяемые в таких процессах. При
использовании сил давления (ультрафильтрация и обратный
осмос) мембраны должны пропускать растворитель (воду),
в максимальной степени задерживая ионные и молекулярные
примеси. При использовании' электрических сил мембраны
должны быть проницаемы для ионов и не должны пропускать
воду [23, 35, 41].
Области применения мембранных процессов для очистки
воды различны. Так, если обратный осмос во избежание
применения очень высоких давлений наиболее экономичен
в основном для растворов с концентрацией растворенных
веществ до 1 г/кг, то электродиализ используется, как правило,
для более концентрированных растворов. По сравнению с
другими методами мембранные методы имеют следующие пре-
120

имущества: 1) отсутствуют фазовые переходы при отделении
примесей, что позволяет сводить к минимуму расход энергии
на проведение процессов: 2) разделение можно проводить при
низких температурах воды, которые определяются свойствами
мембраны; 3) если исключить забивание мембраны, процессы
имеют непрерывный характер; 4) их можно осуществлять без
добавок химических реагентов (если добавки и вводятся, то
в очень небольших количествах); 5) аппараты для
осуществления этих процессов относительно просты и не имеют
движущихся частей. Количество энергии, необходимой для
мембранных процессов, обычно не превышает 2—2,5 кВтч/м3
фильтрата.
К безреагентным методам относятся также десорбционные
методы удаления газов из воды.
4.2. ОБРАТНЫЙ ОСМОС И УЛЬТРАФИЛЬТРАЦИЯ
Методы обратного осмоса и ультрафильтрации
заключаются в фильтровании растворов через специальные
полупроницаемые мембраны. При этом либо мембрана пропускает только
молекулы растворителя (воды), либо частично с растворителем
проходят ионы и молекулы задерживаемых веществ. При
обратном осмосе осуществляется отделение частиц (молекул,
гидратированных ионов), размеры которых сопоставимы с
размерами молекул растворителя, тогда как при ультрафильтрации
минимальные размеры задерживаемых частиц на порядок
больше, причем максимальные их размеры не должны
превышать 0,5 мкм.
, Если частицы имеют размеры более 0,5 мкм, для их
отделения необходимо применять собственно фильтрование.
Иногда нижний предел частиц, удаляемых ультрафильтрацией,
характеризуют их молекулярной массой, равной 500.
В основу процесса обратного осмоса положено явление
осмоса — самопроизвольного перехода растворителя через
специальную полупроницаемую перегородку (мембрану) в
раствор. Если какую-либо ячейку разделить мембраной и залить
левую часть чистой водой, а правую раствором (рис. 4.1), то
будет наблюдаться самопроизвольный переход молекул воды
из левой части в правую. Движущей силой процесса при
этом является разность концентраций воды в левой и правой
частях ячейки. При этом уровень воды в левой части ячейки
будет понижаться, а в правой повышаться. Вследствие
возникновения гидравлического напора за счет разности уровней
воды в обеих частях ячейки вода будет переходить из правой
части ячейки в левую, причем скорость перехода воды слева
направо будет падать вследствие убывания разности
концентраций примесей по обе стороны мембраны (разбавление
121

:•:.•:.-.
У • ' •
s*
•г:.":
;;n
' —».',
■.'•:-D:V-.
4f /y
a)
'«»••«'
'*•***
/J
«ffi?
".'•N
' * ж ** , '*
:'.■•
> >^
l'\
■■■Jt-x
5.
^2 /'
S)
*'
rv;.r
Ш
H:«:
•."•>^
* ** . .
.••'.Ov-
• * ,
.'.•■■ DV.
•'••■• IK-'-
»;
Рис. 4.1. Принципиальная схема прямого и обратного осмоса:
а—начало осмотического переноса; б — равновесное состояние; в — обратный осмос;
/ — пресная вода; 2—соленая вода; 3 — мембрана
раствора в правой части ячейки), а скорость перехода воды справа
налево будет возрастать из-за увеличения разности уровней по обе
стороны мембраны. Естественно, что при определенном
гидростатическом давлении наступит равновесие такой системы, когда
уровни в обеих частях ячейки не будут изменяться.
Гидростатическое давление, соответствующее равновесному состоянию такой
системы, называется осмотическим давлением.
Если со стороны раствора приложить внешнее давление,
превышающее осмотическое, то скорость перехода через
мембрану воды из раствора будет большей, чем воды в раствор:
Таким образом, движущая сила процесса обратного осмоса
с учетом того, что мембраны обычно пропускают некоторое
количество ионов вместе с водой и фильтрат представляет
собой раствор, но значительно менее концентрированный, чем
исходный, будет равна
АР=Р-(к1-к2), D.1)
где Р—избыточное давление над исходным раствором; лх
и п2 — осмотическое давление сответственно исходного
раствора и раствора, прошедшего через мембрану.
Осмотическое давление раствора в общем случае
определяется согласно уравнению Вант-Гоффа
n = iRTT,' <4-2>
м
где /=1 — а—коэффициент Вант-Гоффа (а — степень
диссоциации растворенного вещества); R — универсальная газовая
постоянная, равная 8,3143 Дж/(моль К); Т—абсолютная
температура раствора, К; С—концентрация растворенного
вещества, кг/м3; М—масса 1 моля растворенного вещества, кг.
122

Эмпирический коэффициент Вант-Гоффа равен среднему
суммарному числу частиц, образующихся при
электролитической диссоциации одной молекулы:
i=l+(v-l)a, D.3)
где v—общее число ионов, образующихся при диссоциации
одной молекулы.
В достаточно разведенных растворах или
сильнорастворимых веществах можно считать диссоциацию полной, и тогда
коэффициент Вант-Гоффа можно брать как целую величину
в зависимости от числа ионов, образующихся при диссоциации
молекулы вещества (например, для NaCl = 2).
Из D.2) видно, что осмотическое давление зависит от
химической природы растворенного вещества и его
концентрации. Например, для раствора NaCl концентрацией 35 кг/м3
(примерно равной солесодержанию океанской воды) при
Г=293 К осмотическое давление
35-2-293-8,314-103 „ n w„
п = = 2,9 МПа.
58,5
При разделении воды и растворенных в ней примесей
требуются затраты энергии не менее определенного
минимального ее количества, равного необходимому (согласно
термодинамическому расчету) для обратимого отделения воды.
Минимальная энергия, требующаяся для обратимого переноса
1 моля воды через мембрану, например, при разделении
морской воды, оценивается 45,2 Дж/моль, или 0,58 кВт • ч/моль.
Это значение получено термодинамическим расчетом, и
поэтому оно справедливо для любых процессов разделения
морской воды. Однако при затрате минимального значения
свободной энергии скорость разделения раствора практически
равна нулю. Поскольку в реальных процессах
производительность установок должна быть технологически приемлемой, то
и рабочее давление в них должно значительно превосходить
осмотическое. Обычно рабочее давление поддерживается в
интервале 5—8 МПа.
В растворах, содержащих высокомолекулярные вещества
с максимальным диаметром частиц 0,5 мкм (или молекулярной
массой не более 500), осмотическое давление пренебрежимо
мало. Для их разделения применяют процесс ультрафильтрации
на специальных мембранах, пропускающих лишь воду, ионы
и молекулы низкомолекулярных соединений. В этом случае
рабочее давление в аппарате не превышает 0,5 МПа.
Обратный осмос и ультрафильтрация принципиально
отличны от процессов фильтрования, так как при их
осуществлении образуется не осадок, как при фильтровании,
а лишь два раствора с разными концентрациями примесей.
123

Образование же осадка на мембранах недопустимо во
избежание их засорения и снижения эффективности работы.
Несмотря на кажущуюся простоту процесса обратного
осмоса и ультрафильтрации до настоящего времени нет единого
взгляда на механизм перехода воды через мембраны.
Существует несколько гипотез, объясняющих процесс отделения
воды от солей при фильтровании воды через мембрану:
гиперфильтрационная (ситовая), сорбционная, диффузионная,
электростатическая и др. Среди них наибольшее применение
имеют две первые гипотезы.
Согласно сорбционной модели механизм перехода воды
через мембрану заключается в адсорбировании на поверхности
мембраны и в ее порах молекул воды. В результате этого
на поверхности мембраны образуется слой пресной воды
(толщиной /). Считается, что вода в этом слое обладает
аномальными свойствами: почти полной потерей растворяющей
способности, пониженной подвижностью и т. п. При диаметре
пор мембраны d <2/ через них будет проходить только вода,
а растворенные вещества будут задерживаться.
Эта модель хорошо описывае! процесс разделения воды
и растворенных примесей при фильтровании растворов через
мембраны из гидрофильных веществ, в частности через ацетил-
целлюлозные мембраны.
Большинство советских исследователей придерживаются
гиперфильтрационной гипотезы, согласно которой в
полупроницаемой мембране имеются поры с диаметром, достаточным,
чтобы пропускать молекулы воды {dHi0 = 0,276 нм), но малым
для прохождения гидратированных ионов (d > 0,4 нм) и
молекул растворенных веществ. Однако в реальных мембранах
невозможно практически создать поры одинакового размера,
и поэтому всегда имеются более крупные поры, через которые
могут проходить кроме молекул воды также и гидратированные
ионы, что и объясняет явление селективности. Кроме наличия
в мембране пор определенных размеров при рассмотрении
гиперфильтрационной модели учитывается также, что молекулы
(частицы) в жидкости колеблются (каждая) около временных
положений равновесия, т. е. переходят из одного временного
положения равновесия в другое. Таким образом, если мембрана
разделяет чистую воду и раствор, то в какой-то момент
времени растворенная в воде частица может перекрыть
полностью пору в мембране для прохода воды, но в другой момент
времени частица скачком откроет пору для молекулы воды.
Эффективность процессов обратного осмоса и ультрафиль-
трации в значительной мере определяется свойствами
применяемых мембран, которые должны отвечать следующим
требованиям: он должен обладать высокой разделяющей способностью
(селективностью), высокой удельной проницаемостью, устой-
124

чивостью к действию среды, неизменностью характеристик
в процессе эксплуатации, достаточной механической
прочностью, иметь низкую стоимость.
Экспериментально показано, что при осмотическом переносе
воды через мембрану скорость этого переноса подчиняется
уравнению
"осм = ^о4"- D-4)
Коэффициент к0 в случае разбавленных растворов
определяется так:
ко = Пно±.¥ш, D5)
0 2 5р RT
где Z>h2o — коэффициент диффузии воды через поры, м2/с;
е—пористость мембраны, доли; 5 — толщина мембраны, м;
р—плотность воды, кг/м3; Мц2о — масса 1 моля воды, кг.
Технология изготовления обратноосмотических мембран
такова, что диаметры пор в них лежат в интервале
0<<4 <d"aKC. При приложении внешнего давления со стороны
раствора скорость переноса воды через поры размером, равным
dn2o, будет равна
ии.п = к0(Р-Ап), D.6)
где А л; вызывает противодействие переносу воды и раствора
в фильтрат.
Скорость переноса воды через крупные поры (dn > с?н2о)
определяется в соответствии с законом Пуазейля как
и = — — г2 D 7)
где Р—внешнее давление. На; \х—динамическая вязкость
воды, Па с; ек п—доля крупных пор; гКП — радиус крупной
поры, м.
Тогда скорость фильтрования раствора через мембрану
и = им.п + их.п = к0(Р-Ак)+^^. D.8)
Удельная производительность мембран, м3/(м2с), связана
со скоростью фильтрования формулой # = 86,2 103 и.
На практике пользуются понятием «проницаемость
мембраны», которая выражается количеством фильтрата V,
получаемого с единицы поверхности мембраны F в единицу времени т:
G=V/(Fx). D.9)
Проницаемость зависит от состава раствора, внешнего
давления и типа мембраны.
125

При эксплуатации под влиянием высокого давления воды
и засорения мембран их проницаемость снижается. Лучшие
свежие мембраны имеют проницаемость при давлении 5 МПа
свыше 15м3/(м2с). Так как стоимость мембран составляет
около 20% стоимости очистки воды в процессе обратного
осмоса, вопрос о продолжительности их работы является
крайне важным. В настоящее время некоторые типы мембран
успешно эксплуатируются 2—3 года.
Селективность мембран в процессе разделения определяется
выражением
• Ю0 = ( 1 — — )" ЮО, D.10)
где Ct и С2 — концентрация растворенного вещества
соответственно в исходной воде и фильтрате.
В соответствии с D.8) селективность мембран можно
интерпретировать как
Ф= "мп , D.11)
"м. „ + "*.„
т. е. селективность возрастает с увеличением доли мелких пор
в мембране.
Селективность разделения зависит как от свойств мембраны,
так и от свойств разделяемых веществ, в частности от
диаметров ионов в гидратированном состоянии. Она
увеличивается с возрастанием этих диаметров. Установлено также, что
селективность мембраны улучшается с увеличением заряда
ионов. Таким образом, удержание ионов мембранами может
быть представлено рядами селективности (как при ионном
обмене): для катионов Са2+ >Mg2+ >Na + , а для анионов
СО2- >SC>4~ >C1~. Обычно селективность мембраны
определяется по раствору NaCl, и ее величина входит в марку
мембраны (например, МГА-80 — мембрана
гиперфильтрационная, ацетатная с селективностью по NaCl не менее 80%).
Селективность некоторых типов мембран достигает 95—99%.
При движении раствора над мембраной происходит
непрерывный отток воды через нее и концентрация примесей
в потоке возрастает. При этом максимальная концентрация
наблюдается у поверхности мембраны. Повышение
концентрации солей у поверхности мембраны (концентрационная
поляризация) приводит к увеличению осмотического давления
и возможности образования осадка на мембране согласно
закономерностям, изложенным в гл. 2. Строго говоря, величина
С1 должна соответствовать концентрации вещества в примем-
бранном слое Спс. Однако определить ее трудно, и поэтому
за Спс принимают среднюю концентрацию вещества в кон-
126
Ф =

центрате Ск. В общем виде такое явление можно отразить,
введя функцию r=CnJCK. При достижении насыщения
раствора в примембранном слое максимальная скорость
протекания воды через мембрану будет
Имакс = 1пр£/5, D.12)
где D — коэффициент диффузии ионов от поверхности в глубь
раствора; 5 — толщина пограничного слоя; Р = Снас/Спс; Спс —
концентрация ионов на границе пограничного слоя; Снас —
концентрация насыщения.
Наибольшее распространение получили в настоящее время
пористые синтетические полимерные мембраны, которые
получаются введением в полимер добавок с последующей
операцией вымывания или удалением растворителей из
растворов полимеров в условиях, препятствующих усадке
каркасной структуры полимера. Наиболее распространены
анизотропные ацетилцеллюлозные мембраны, получаемые коагуляци-
онным методом. Хорошие свойства таких мембран
объясняются высокой способностью ацетата целлюлозы к плен-
кообразованию, высокой проницаемостью для воды и низкой
для большинства водорастворимых соединений.
Технология получения таких мембран состоит в следующем.
Раствор, содержащий ацетат целлюлозы, растворитель (обычно
ацетон), порообразователь и воду, разливают тонким слоем
на стеклянном листе, подсушивают и затем погружают в
холодную воду @—25° С) для отмывки растворителя и отделения
мембраны от листа. После этих операций производится
термообработка в горячей воде (86—92° С) для фиксации
свойств мембраны. Состав исходного раствора может быть
весьма различным. Обычно он содержит 17—22% ацетата
целлюлозы, 66—69% ацетона, 1 —1,5% перхлората магния
(порообразователя) и 12% воды. Время подсушки составляет
5—6 мин, время пребывания в
холодной ванне при 0—2° С — около
1 ч и затем производится
термообработка в течение 5—10 мин.
Полученные таким образом мембраны
имеют анизотропную структуру.
Анизотропная мембрана (рис.
4.2) состоит из двух слоев: верхнего
(активного) толщиной до 0,25 мкм,
представляющего собственно
разделяющую часть мембраны, и
нижнего крупнозернистого A00—200
МКМ), который является ПОДЛОЖКОЙ Рие- 42- Строение анизотроп-
и обеспечивает механическую про- "ои мембРаны:„
j "f" 1 — активный слои; 2—поддержива-
чность мембраны. Ацетилцеллю- ющий слой
~100нм
1 г
У,
■А
ХЪ
%
i
X *
i
<Л
z
',.
и
!
127

лозные мембраны могу г использоваться в относительно
широком диапазоне давлений A-8 МПа), но в узком интервале
температур B73—303 К) и при рН = 3 —8. Срок работы этих
мембран резко сокращается при применении более высоких
давлений, а отклонение от указанных значений рН приводит
к гидролизу ацетилцеллюлозы с соответствующим изменением
свойств мембраны.
Следует подчеркнуть, что увеличение селективности
мембраны неизбежно приводит к снижению ее проницаемости (табл.
4.1), поэтому на практике приходился создавать марки мембран
с высокой селективностью и малой проницаемостью и наоборот
для различных условий проведения процесса обратного осмоса.
Таблица 4.1. Характерно тки мембран для обра i hoi о осмоса из ацетата
целлюлозы
Марка мембраны
МГА-80
МГА-90
М ГА-100
Пористое 1ь, %
75 + 3
75 + 3
75 + 3
Селективность
но NaCl,
/О
80
90
97,5
Проницаемость при
давлении 5 МПа,
1(TJ m'V(m2-c)
0,07
0,004
0,002
Для ультрафильтрации применяются в основном
полиэлектролитные мембраны. По структуре они аналогичны ацетил-
целлюлозным мембранам, но имеют относительно большой
диаметр пор (>150 нм).
В последнее время в промышленности применяются
следующие аппараты для обратного осмоса и ультрафильтрации:
с плоскими мембранами (фильтр прессового типа); с
трубчатыми мембранами диаметром 10—60 мм, которые
укладываются внутри перфорированных трубок; со спиралевидными
(рулонными) мембранами; с мембранами в виде полых волокон
с внутренним диаметром 24— 80 мкм. Разнообразие
фильтрующих элементов и аппаратов объясняется прежде всего
стремлением упаковать в единицу объема аппарата как можно
большую фильтрующую поверхность, чтобы снизить его
габариты, а также желанием учесть эксплуатационные
возможности для проведения процесса обратного осмоса.
Фильтр-прессовый аппарат прост конструктивно, но
неудобен в сборке и имеет малую фильтрующую поверхность
в единице объема. Этот аппарат может работать на воде,
содержащей значительное количество механических примесей.
Рулонный аппарат компактен, удобен в сборке, но требует
предварительного отделения из воды механических примесей.
Наиболее тщательная подготовка воды требуется для аппарата
с полыми волокнами, но при этом конструкция аппарата
128

Рис. 4.3 Фильтр-прессовый обратноосмогический аппарат конструкции
ВНИИВодгео:
/- опорная пористая пластина. 2 мембрана; .? дренаж, 4 -рамка; 5 направляющая
пластина, 6. 7 ф танцы. / исходная во ia. // филы pa i, /// конденсат
проста, так как волокна сами выдерживают необходимое
давление. При плоских мембранах можно достичь плотности
упаковки, равной 700 м2/м3 объема аппарата, и получить
удельную производительность по воде, равную 350 700 м3/м3
объема аппарата. Использование полых волокон позволяет
получить плотность упаковки до 35 000 м2/м3 объема аппарата,
но проницаемость полых волокон на порядок ниже таковой
для плоских мембран, и поэтому удельная производительность
таких аппаратов пока невелика A75 м3/м3 объема аппарата).
В фильтр-прессовом аппарате мембраны вместе с
дренажными устройствами набираются в пакеты, которые сжимаются
затем между опорными пластинами. На рис. 4.3 представлена
одна из модификаций такого аппарата. Исходная вода
последовательно протекает вдоль поверхности мембран, частично
фильтруется через них и в виде рассола покидает аппарат.
Фильтрат выводится со стороны низкого давления с каждой
мембраны.
В аппарате рулонного типа (рис. 4.4) мембраны размещаются
по границам слоев поропластов (рис. 4.5), один из которых
5 предназначен для подвода исходной воды к мембране,
а другой 4 — для отвода фильтрата. Каждый такой рулон
образует рулонный фильтрующий элемент (РФЭ). Такие РФЭ
129
8 Заказ № 2066

Рис. 4.4. Обратноосмотический аппарат рулонного типа:
/ — корпус; 2— рулонный фильтрующий элемент; 3— уплотняющее кольцо; 4—
водоотводная трубка; 5 — муфта; /—исходная вода, //—филырат; III— концентрат
Рис. 4.5. Рулонный фильтрирующий элемент:
/ — водоотводящая трубка; 2 —щель; 3— мембраны; 4 — дренажное устройство; 5—тур-
булизатор-разделитель
располагаются в кожухе, по оси которого установлена
перфорированная труока для отвода воды, и образуют модупъ.
Из таких модулей можно собрать аппарат заданной
производительности. Исходная вода под давлением подается
через распределительное устройство в кожухе к
разделительным слоям поропласта, проходит через мембрану и
стекает по внутреннему слою поропласта (дренажу) к
перфорированной трубке. Для того чтобы раствор не мог проникнуть
в фильтрат, концы каждых двух мембран с заключенным
между ними дренажным устройством склеивают специальным
клеем.
На рис. 4.6 представлена схема аппарата ВИТАК с полыми
волокнами, разработанного ВНИИВодгео. Исходная вода
попадает в аппарат через распределительную трубку, которая
в средней части перекрыта, и подается к внешней поверхности
волокон, концы которых заделаны клеем в трубных досках.
Часть исходной воды фильтруется внутрь волокон, через их
открытые концы попадает в камеры фильтрата и отводится
из аппарата. Концентрированная часть исходной воды (рассол)
также отводится из аппарата через правую часть
распределительной трубки. Полые волокна собирают также в отдельные
модули. Так, модуль фирмы .«Дюпон» (США) (рис. 4.7) состоит
130

Фильтрат
Рис. 4.6. Схема аппарата ВИТАК:
/ — подвод исходной воды; 2— волокна; 3— перегородка, в которую заделаны концы
волокон; 4—камеры фильтрата; 5—корпус
Рис. 4.7. Модуль с U-образной укладкой полого волокна:
/—сборная камера; 2—перфорированная трубка; 3— пучок полых волокон, 4—корпус;
J—патрубок; 6—фланец; 7—концевой блок; 8 — патрубок
из корпуса с расположенным в нем пучком волокон, уложенных
U-образно. Концы волокон открыты, фильтрат попадает
в сборную камеру и отводится из модуля. Рассол отводится
через перфорированную трубу. Один такой модуль диаметром
0,35 и длиной 1 м содержит до,9 105 волокон с общей
поверхностью фильтрования 1710 м2. Производительность
такого модуля по обессоленной воде составляет порядка 0,1
кг/с, или 360 кг/ч. Модули собираются в один аппарат
необходимой производительности,
при этом на 1 м3 объема аппарата
достигается производительность,
равная 7,5 м3/ч.
Производительность аппаратов
обратного осмоса принимается по
фильтрату с учетом селективности
мембраны.
Представим элементарный акт
процесса обратного осмоса на участке Рш 48 Расчетная схема кон.
Ох (рис. 4.8). Тогда уравнение баланса цеНтрации раствора:
На ЭТОМ участке МОЖНО Записать Как У —напорный канал; 2—мембрана
131
1
г
X
а
с
Ш
da*
dX
Q+da
C+dC

dQ + dQ^O; )
> D.13)
QdC+CdQ + C^. J
При Гх 1 селективность мембраны на этом участке будет
Ф = ^Я D.14)
Интегрируя систему уравнений D.13), с учетом значения
Ф в пределах от С0 до Ск и от Q0 до QK получим выражение
CJC0 = {QJQoy\ D.15)
где С0 и Ск — соответственно концентрации примесей начальная
и в концентрате; Q0 и QK — соответственно расход воды,
поступающей на элемент, и расход концентрата.
Уравнение баланса для всего элемента мембраны имеет вид
Q0Co + Q*c, + Q*Cb = o. D.16)
С учетом D.15), обозначая QkIQ0 = ol, можно записать
Сф_1-«!-
С0 1 —а
D.17)
<Г,/С0=1-а-*, D.18)
где Сф — концентрация примесей в фильтрате; <2Ф— расход
фильтрата.
При расчете работы аппаратов обратного осмоса следует
учитывать, что вследствие пересыщения концентрата возможно
выпадение на мембранах отложений в виде СаСОэ и CaS04,
что недопустимо в условиях их эксплуатации.
Пример 4.1. Рассчитать аппарат обратного осмоса рулонного типа
производительностью 125 т/ч фильтрата на воде следующего состава, (г-
ион/лI0~3: Са2+ = 1,4; Mg2+=0,94; Na+ = 1,72; HC03 =0,7; SO2." =2,58;
CI~= 0,54. Концентрация ионов СО?, =5,5Ю~8 г-ион/л; рН = 7.
Выбираем модуль с мембранами МТА. со следующими показателями:
2ф/2о = 0,75; ф = 0,94 (для ионов с г=1); (р = 0,96 при г = 2. Производительность
модуля 5 т/ч. Тогда Q0= 125/0,75 = 167 т/ч; . Qt= 167-125=42 т/ч;
ot = 42/167 = 0,25.
Количество модулей в аппарате для обеспечения заданной
производительности при их параллельном включении составит 25.
Концентрации ионов в концентрате и фильтрате рассчитаем по формулам
D.17) и D.18). например для иона кальция
1—0 25'~0'96
С* ,. = 1,4-10_3 : = 0,1 -Ю-3 г-ион/л;
с" 1-0.25 -
С'а!( = 1,4-10~3-0,25"°'96 = 5,3 10-3 г-ион/л.
132

Аналогично рассчитывая концентрации всех ионов, г-ион/(л) • 10 ,
получаем
Са2+ Mg2+ Na+ HCO, SO2^ C\~ СОГ
Фильтрат 0,1 0,07 0,18 0,07 0,19 0,06
Концентрат 5,3 3,54 6,33 2,58 9,76 1,99 2,08- 10~7
Используя эти данные и рассчитав по аналогии с примером B.1) ионную
силу раствора и коэффициенты активности, получим значения рНф = 5,2;
рН,, = 6,6: /""=0,83; /2 = 0,46. Проверим возможность выпадения осадка на
мембранах при t = 30' С:
для СаСОэ:
ПР(..га] = 3,44-10-';
«с*-«со* =5,3 - Ю-3 2,08 10 7 0,462 = 0.23 ■ 10 9<3.44- 10";
для CaS04:
"Peso, = 4.57 Ю-5;
«cv«soj =5,3 ■ I0 -9,76- 10 -0,462= 1,09 10 s<4,57 -10 s.
Таким образом, осадкообразования на мембранах при выбранных условиях
работы происходить не будет. Если при этом качество фильтрата не
удовлетворяет потребителя, го фильтрат можно пропустить через следующую
систему модулей либо производить доочистку ионообменным методом
В настоящее время аппараты для очистки воды методом
обратного осмоса используются как в схемах ВПУ, так и для
очистки сточных вод. Обычно при подключении таких
аппаратов к схеме ВПУ требуется весьма тщательная очистка
воды от грубодисперсных примесей, для чего на предочистке
используются кроме насыпных также и намывные механические
фильтры.
При использовании многоступенчатых (последовательных)
установок можно получить фильтрат с содержанием солей,
близким к фильтрату Н--ОНтИОнитных фильтров, что
позволит на доочистке такого фильтрата иметь лишь ФСД.
При такой схеме подготовки воды потребление реагентов на
ВПУ будет резко ограничено.
Метод обратного осмоса используется без ионитных
фильтров при подготовке добавочной воды для котлов
с давлением до 4 МПа. Тот факт, что согласно селективности
прохождения ионов через мембрану в фильтрат в первую
очередь проходят одновалентные ионы Na+ и С1~, а
двухвалентные Са2 + , Mg2 + , SOl-, СО2- задерживаются в гораздо
большей степени, позволяет не только снижать солесодержание
воды, но и резко улучшать ее качественный состав. Обратный
осмос применяется также для очистки бытовых стоков
и продувочных вод градирен с использованием фильтрата
в цикле ТЭС.
133

4.3. ЭЛЕКТРОДИАЛИЗ
Электродиализ воды является своеобразным вариантом
классического метода ионного обмена с той разницей, что
ионитный слой заменен в нем специальными
ионообменными мембранами, а движущей силой процесса является
внешнее электрическое поле. При наложении постоянного
электрического поля на раствор в последнем возникает
движение ионов растворенных солей, а также ионов Н+ и ОН ,
причем катионы движутся к катоду, а анионы—к аноду. При
достижении катода катионы, а также молекулы воды
восстанавливаются, например
2H20 + 2e-vH2t + 20H_; D.19)
2Н + +2е^Н2|. D.20)
На аноде происходит окисление анионов:
40Н"~4е->2Н20 + 02Т; D.21)
2С1~-2е-»С12Т. D.22)
Если в электродную ячейку поместить ионообменные
мембраны: катионообменную, пропускающую лишь катионы,—
около катода, а анионообменную, пропускающую только
анионы,— около анода, то объем ячейки будет разделен на три
камеры. В этом случае в катодную камеру из средней могут
проходить только катионы, мигрирующие к катоду, а в
анодную— анионы, мигрирующие к аноду. Концентрация ионов
в средней камере будет уменьшаться и, наоборот, в приэлек-
тродных камерах увеличиваться.
Ток, проходящий через раствор, устанавливается в
зависимости от природы растворенных веществ, их концентрации,
характеристик мембран и подведенного напряжения. Обычно
при электродиализе принято пользоваться плотностью тока,
представляющей отношение силы тока через раствор к площади
электрода. Плотность тока в растворе не должна превышать
некоторого определенного значения — предельной плотности
тока, выше которой начинается интенсивный перенос через
раствор ионов Н и ОН", а интенсивность переноса других
ионов стабилизируется.
Теоретическое количество электричества QTeop, расходуемого
на перенос 1 г-экв вещества, согласно закону Фарадея равно
96 491 Кл, или 26,8 Ач. Количество электричества, Ач,
необходимого для обессоливания 1 м3 воды от концентрации
Сх до концентрации С2 (г-экв/м3), определяется из выражения
eTeop = (/x)Teop(C1-C2), D.23)
где /—сила тока, проходящего через раствор, А; т — время, ч.
134

г;
j_ °
i
° i
i:
Соленая вода.
1_
77
Щ.Щ
г1
(Na.
или 0
ioi
j
©^
КонцБнтриро— Обессоленная
Ванный рассол Вода
т
I
Сброс
Рис. 4.9. Принципиальная схема многокамерного электродиализатора
При практическом осуществлении процесса электродиализа
затрачиваемое на перенос ионов количество электричества
(Л)факт из-за потерь напряжения в ячейке на омическое
сопротивление и на электродах превышает теоретически
необходимое Gт)теор. Степень совершенства процесса электродиализа
характеризуется коэффициентом выхода по току г|э, который
определяется выражением
Лэ = (/т)теор/(/т:)факт- D.24)
Значение цэ может меняться теоретически в пределах от
0,3 (для неактивных мембран) до 1 (в идеальном процессе).
Потери напряжения на электродах C—4 В) значительно
превышают потери на омические сопротивления в растворе
и на мембранах A—2 В), поэтому в трехкамерном
электродиализаторе свыше двух третей энергии затрачивается бесполезно.
Снижения этих потерь до 1—2% можно добиться,
применяя многокамерные электродиализаторы. В этом случае
электродиализный аппарат (рис. 4.9) состоит из большого
числа тонких камер (до 1000). В крайних (катодной
и анодной) камерах помещают катод и анод, изготовленные
для предотвращения их растворения из электрохимических
инертных материалов. Исходная вода поступает в четные
камеры, ограниченные каждая катионо- и анионообменными
135

мембранами. При направленном движении ионов под влиянием '
электрического поля катионы будут двигаться в левые нечетные
камеры (из 4-й в 3-ю и т. д.), а анионы — в правые нечетные (из
2-й в 3-ю и т. д.). Таким образом, в четных камерах будет
происходить обессоливание воды, а в нечетных — обогащение
солями. Обессоленная вода (дилюат) и рассол собираются
и раздельно выводятся из аппарата.
Эффективность процесса электродиализа во многом зависит
от свойств ионообменных мембран. Различают два типа таких
мембран — гетерогенные и гомогенные. Гетерогенные
мембраны получают вводом частиц ионообменных материалов
в пленкообразующие смолы. Ионообменные материалы имеют
склонность набухать в воде, и поэтому гетерогенные мембраны
отличаются малой механической прочностью. В гомогенных
мембранах ионообменная часть образует единый комплекс
с пленкой. Гомогенные мембраны получают или
полимеризацией смеси реагентов, причем один из них должен содержать
ионообменную группу, или введением ионообменных групп
в уже готовые пленки. Для повышения прочности мембран
их обычно'формуют на упрочняющих сетках.
Качество мембран характеризуется их толщиной,
склонностью к набуханию, механической прочностью, селективностью,
удельным электрическим сопротивлением и т. д. Селективность
мембраны, т. е. способность ее пропускать ионы, определяется
числом переноса через нее определенных ионов, которое
представляет отношение электрического тока, переносимого
данным видом ионов, к полному юку. Обычно селективность
мембраны определяют по переносу ионов Na+ или С1_. Чем
выше число переноса, тем более селективна мембрана. Наиболее
качественны мембраны, имеющие малое электрическое
сопротивление, небольшую толщину и слабую склонность к набуханию.
В табл. 4.2 приводятся характеристики некоторых применяемых
в настоящее время мембран, причем катионообменные
мембраны имеют обозначение МК, а анионообменные — МА [35,41].
Таблица 4.2. Характеристики ионообменных мембран
Марка
мембраны
МК-40
МКК
МК-41Л
МА-40
МАК
МА-41Л
Размер, мм
1420x450x0,3
1000x500x0,2
1350x450x0,6
1420x450x0,3
1000x500x0,15
1420x450x0.6
Селективность
в 0,1 н растворе
0,96-0,97
0,95-0,96
0,96
0,93-0,96
0,95-0,96
0,96
Удельное
электрическое
сопротивление
в 1 н растворе
NaCl, Ом-см
150-180
90-100
300
180-200
80-100
500
Набухаёмость,
% по толщине
30 + 5
7-9
30 + 5
8-10
2,5
136

Серьезными препятствиями для глубокого обессоливания
воды в процессе электродиализа являются: перенос воды через
мембраны в процессе осмоса, повышение электрического
сопротивления в камерах и разложение воды при высоких
плотностях тока, образование осадков на мембранах в камерах
концентрирования.
При глубоком обессоливании через ионообменные мембраны
увеличивается осмотический перенос воды из камер обессоленной
воды в рассольные камеры, что приводит к ее потерям.
Экспериментально показано, что при концентрации солей
в камерах обессоленной воды ниже 0,02—0,04% вследствие
повышения сопротивления резко возрастает расход энергии, что
не позволяет экономично производить обессоливание ниже
указанного предела. Образование осадков связано с повышением
рН раствора в катодной камере, а также с повышением
концентрации труднорастворимых веществ в рассольных камерах.
Для предотвращения образования осадков ограничивают
рабочую плотность тока, производят подкисление воды,
переплюсовку напряжения, попеременный пропуск воды через
четные и нечетные камеры воды.
Основным ограничением производительности
электродиализных аппаратов является концентрационная поляризация на
мембранах. Возникает она вследствие того, что числа переноса
ионов через мембрану гораздо выше, чем в растворе. Иначе
говоря, ионы проходят через мембрану быстрее, чем через
раствор. Поэтому концентрация ионов у поверхности мембраны
со стороны камеры обессоливания резко обеднена. С другой
стороны мембраны ионы недостаточно быстро отводятся в глубь
раствора, и у поверхности создается повышенная концентрация
ионов. Поэтому в итоге устанавливается определенный поток
ионов через мембрану, который регулируется диффузионными
процессами доставки и отвода ионов. Концентрационная
поляризация является причиной явления, при котором
повышение плотности тока уже не приводит к интенсификации перехода
ионов через мембрану. При предельной плотности тока
концентрация ионов со стороны входа ионов в мембрану
стремится к нулю и начинается перенос Н+ и ОН" ионов,
образующихся при диссоциации и электролизе воды, что
нежелательно, так как это вызывает излишний расход энергии,
изменяет рН воды и не приводит к изменению ее солесодержания.
Критической плотностью тока считают величину i=I/FM
(где FM — площадь мембраны, /—величина общего тока), при
которой повышение разности потенциалов в
электродиализаторе не приводит к увеличению тока.
Приближенно значение /кр определяется формулой
iKp = CnpFD[(F-tMKp], D.25)
137

где Спр — концентрация раствора, соответствующая точке
поляризации; D — коэффициент диффузии; t — t — разность чисел
переноса ионов в мембране и растворе (принимаемая равной
0,5); 8кр—критическая толщина диффузионного слоя;
F—постоянная Фарадея.
В настоящее время известно несколько вариантов
электродиализных процессов, но наиболее применимы следующие:
электродиализ с катионообменными и анионообменными
мембранами, электродиализ с катионообменными и нейтральными
мембранами. Применение последнего связано с крайней
чувствительностью анионообменных мембран к наличию
органических веществ в воде, которые отравляют эти мембраны.
Однако для целей обессоливания применяется только первый
вариант электродиализа.
Электродиализные аппараты конструируют в основном по
фильтр-прессовому типу
(рис. 4.10). Основной частью
аппарата является
электродиализный пакет, который мо-
Рис. 4.10. Многокамерный
электродиализатор:
/ промывка приэлек! родной камеры; 2 —
анод; 3 катод; 4 — подача рассола; 5 —
подача воды на обессоливание; б — верхняя
нажимная пли га, 7- сток прюлектродной
камеры; 8 — кагионообменная мембрана;
9 прокладка в камере обессоливания;
10—анионообменная мембрана, 11—
прокладка в рассольной камере; 12 —
обессоленная вода; 13 — отвод рассола; 14 —
нижняя плита
Рис. 4.11. Принципиальные схемы
включения электродиализаторов:
а - схема прямоточной установки с
прямотоком рассола; б— схема прямоточной
установки с противотоком рассола; /—ди-
*"" лгоат; 2 -концентрат; /, //—номера ступе-
*~13 ней обессоливания (аппаратов)
Сн
1
I
1
UIj-ChVi
ft,
'
■
//
?
1
ft,2-ft^i У2
>
я)
CA1-C„Y,
*
/
Сн \
Ч
&,
2
I
//

Сдг~СнМУ2
Сн
ff)
138

жет содержать до тысячи мембранных пар. Чередующиеся
катионо- и анионообменные мембраны разделены рамками
толщиной около 1 мм для создания камер. Каждая рамка
имеет уплотнения, разделительные прокладки для
предотвращения слипания мембран и устройства для распределения
потоков. Весь комплекс мембран зажимается между крайними
упорными плитами, на которых размещаются электроды. Эти
плиты стягиваются специальными болтами, герметизируя весь
пакет. Электродиализные аппараты можно собирать в схемы
последовательно или параллельно в зависимости от конкретных
условий. На рис. 4.11, а и б приведены варианты схем
электродиализной установки.
В СССР созданы установки трех классов для опреснения
воды методом электродиализа: малые прямоточные модули
и установки ЭОУ, ЭДУМ A0—30 м3/сут), АЭ-25, ЭОСХ,
ЭДУ E0—400 м3/сут), прямоточные модули и установки ЭДУ,
ЭХО B00—2000 м^/сут).
Относительно высокое солесодержание дилюата,
получаемого с электродиализаторов, не дает возможности
использовать этот метод на ТЭС без дополнительной очистки
воды. Поэтому в настоящее время разрабатываются
комбинированные схемы подготовки воды на основе сочетания
электродиализа и ионного обмена. На рис. 4.12 представлены
варианты комбинированных схем ВПУ. Как видно,
электродиализные аппараты включаются в схему после предочистки
и перед ионообменными фильтрами. К качеству воды перед
-JvT^ml
а)
2
_ 3 -
и h
ш
s
III ■
s)
в
7
8
a
to
ii
Рис. 4.12. Варианты комбинированных схем ВПУ с электродиализными
аппаратами:
а—упрощенная схема; в - -схема полного химическою обессоливания, /осветлитель,
2—бак осветленной воды; 3 — механический филыр; 4, 5 — электродиализные аппараты
первой и второй ступеней; <5, 7-Н-катионитные ступенчато-прошво! очные фильтры;
8—аниошпный фильтр I ступени; 9 - - Н-катионитный фильтр II ступени; 10 — анионитный
фильтр II ступени; // — ФСД
139

электродиализаторами предъявляются определенные
требования, в частности необходимо довольно глубокое удаление
из воды железа, марганца (CFe2+<50 мкг/кг; СМп2+<50 мкг/кг),
а также органических соединений. Включение злектродиализной
установки в схему ВПУ позволяет примерно в 2 раза
сократить расход реагентов на ионообменную часть, а
следовательно, резко уменьшить количество сбросов с ВПУ.
Для расчета прямоточной электродиализной установки [35 ] необходимы
сведения о производительности (по дилюату) £>э, концентрации ионов в исходной
воде и о характеристиках элементов аппарата, в том числе и выходе по току г)э.
Первой стадией расчета является задание степени опреснения исходной
воды в соответствии с требованием к качеству дилюата
Y=CJCH, D.26)
где Сн и Сх — соответственно солесодержание раствора и дилюата, ммоль/кг.
Ионная сила раствора ц определяется согласно A.9).
Среднее солесодержание, мг/ммоль, подсчитывается как частное от деления
общего солесодержания раствора, мг/кг, на полусумму концентраций катионов
и анионов в растворе, ммоль/кг.
Для исключения вероятности выпадения осадка на мембранах вследствие
концентрирования раствора в рассольных камерах необходимо определить
допустимую степень концентрирования Кс. Если Кс определяется по
возможности выпадения, например, сульфата кальция, то степень
концентрирования выражается формулой
19ц-Ю-4
*с = тт-^ . D.27)
*-Ca2+LsoJ
где ССа2+ и Csoj соответственно половинные концентрации кальция и
сульфатов в исходной воде, моль/кг.
Тогда концентрация солей в рассольных камерах может быть доведена
до величины СсрКс.
При принятых условиях количество удаляемых солей из раствора составляет
ДЭ = (СН-СК),
где Си = Сср; CK = CHY, ммоль/кг.
Для этого необходимо пропустить через электродиализатор количество
электричества, равное
(/х)ф„т = 26,80э(Сн-Ск)/л,. D.28)
Ширина потока воды, см, в лабиринте (между мембранами)
электродиализного аппарата (рис. 4.13)
°'9'/б м D.29)
где /б м—рабочая площадь отдельной мембраны, см2; /„ —длина канальца
распределения в лабиринте, см; й?к—длина распределительного коллектора
140

гЧ
тм ^
V—»- -*"""'
'
/
3
, Л v
w/л
d
■« »■
<
\
L
W/A
1
1
<
-А
, 9 •
*
W//A
\ к
■в
щ
Рис. 4.13. Схема лабиринтно-сетчатой прокладки с перемычками-турбулизато-
рами:
/ — перемычки-турбулизаторы; 2- элемент. 3 -мембраны; 4— прокладка
в прокладке, см; L длина пути потока (лабиринта), см; К„—коэффициент
экранирования мембраны лабиринтовой прокладкой.
Тогда число дилюатных (рассольных) камер в аппарате или соответственно
рабочих ячеек составит
mvd'
D.30)
где v—скорость протекания воды в ячейке (обычно около 20 м/ч); d^ толщина
лабиринтовой прокладки (см. рис. 4.13).
Это дает возможность определить необходимую площадь (брутто) катио-
нитных (анионитных) мембран в аппарате:
-"яч/б.
D 31)
а с учетом того, что мембраны частично экранируются лабиринтовой
прокладкой с коэффициентом экранирования Кэх0,7, их полезная площадь
(нетто) определяется так;
F„ = FtpKI. D.32)
Критическая плотность тока в аппарате определяется по D.25).
Падение напряжения на одной ячейке рассчитывается по формуле
id ЛЬ^ЬЛ
* F "CplX [1+0,02 (T+N- 290)]
D.33)
где XN — безразмерная концентрация рассола на выходе из камеры; хк, кА,
"Naci — соответственно удельные электрические проводимости катионитных
и анионитных мембран и раствора NaCl с концентрацией, равной концентрации
дилюата, См см; X -- эквивалентная электрическая проводимость исходной
воды, Смсм2/моль; 8К и 5А- соответственно толщина катионитной и ани-
онитной мембран, см; Л'—число ступеней деминерализации (для одной ячейки
#= 1); Г— температура воды, К.
Величина XN определяется как
Х„ = [Кс + (\-Г1]1Г.
D.34)
141

Толщина диффузионного слоя, см, равна
5 = fc1(^/vI,3(W«I/4[v(l-A/^)]1/2«cp-1/2, D.35)
где к i — константа, определяющая теневой эффект лабиринтовой прокладки
на гидродинамику потока воды; Dd — коэффициент диффузии ионов, см2/с;
/—расстояние » между соседними перемычками-турбулизаторами, см;
dd — толщина камеры, см; h — высота перемычек-турбулизаторов, см; vcp —
средняя скорость потока воды, м/с; v—кинематическая вязкость воды, м2/с.
Полное напряжение на электродиализном аппарате равно
^ = "»,"«, + £эл, D.36)
где Езл—электродный потенциал (потери на электродах), равный 4 В.
Расход энергии, Втч/м3, на опреснение Wonp = I2Rt; сила тока /=26,8(СН —
— C%)QJ(n„r\,t); электрическое сопротивление аппарата электродиализатора
**э "яч'яч ./»
где г,ч — поверхностное сопротивление ячейки, Ом см2; /—площадь (нетто)
отдельной мембраны, см2; т.—время, ч.
4.4. ДЕСОРБЦИЯ ГАЗОВ ИЗ ВОДЫ
Вода, используемая в технологических процессах на ТЭС,
содержит различные растворенные в ней газы. Наличие этих
газов в воде объясняется как их сорбцией и протеканием
химических реакций в процессе образования примесей в
природной воде (см. гл. 1), так и появлением их в процессе очистки
(см. гл. 3), а также вследствие присосов в конденсаторах
турбин и насосах [6, 24 ].
Растворенные в воде газы можно разделить- на химически
не взаимодействующие (Н2, 02, СН4) и химически
взаимодействующие с водой и ее примесями (NH4, C02, С12). Эти
газы можно разделить также на коррозионно-активные @2,
С02, Cl2, H2S) и инертные (N2, Н2, СН4). Растворенные
в воде 02 и С02 вызывают коррозию оборудования ВПУ\
Кроме того, в схемах ВПУ вода, содержащая кислород,
вызывает «старение» анионитов, а наличие в ней С02 приводит
к нецелесообразному уменьшению емкости высокоосновных
анионитов по ионам кремниевой кислоты.
Концентрация газов в воде зависит от многих факторов,
основные из них следующие: физическая природа газа, степень
насыщения, давление в системе и температура воды.
Растворимость идеального газа в воде выражается
законом Генри:
Сг = кгРг, D.37)
где Сг — концентрация газа в воде, моль/кг; Рг—давление
данного газа над водой, МПа; кг — константа Генри.
142

Константа Генри учитывает влияние температуры воды на
растворимость газа. Она измерена для многих водных
растворов различных газов.
Константу Генри для плохорастворимых газов @2, С02)
можно выразить через коэффициент абсорбции a=VT/Vp,
который определяется как объем газа, растворяющегося при
стандартных условиях B73 К; 0,1 МПа) в единице объема
раствора [44].
Приведенный объем газа, л, равен
Vr = 22,4n, D.38)
где п — число молей газа.
Если выразить объем раствора как Vp = m/p, то
а = пр22,4/т, D.39)
где р — плотность раствора; т — масса' раствора.
Учитывая, что п/т = С0 — число молей газа в 1 кг раствора,
из уравнения D.39) получим
а = С0р -22,4. D.40)
Применяя закон Генри для стандартного состояния и
другого парциального давления, можно записать
СР/С0 = РР/Р0, D.41)
где Ср—концентрация растворенного газа при парциальном
давлении Рр, откуда, используя D.40), получим
C'-Jfk?" D'42)
где член перед Рр выражает константу Генри через коэффициент
абсорбции, который является справочным материалом.
Газ, не взаимодействующий химически с раствором,
находится в нем лишь в физически растворенном состоянии.
Если газ взаимодействует с раствором, то физически
растворенная часть газа должна быть связана как с законом
Генри, так и с той частью газа, которая образует ионные
формы согласно закону действующих масс (например, С02).
На практике обычно вода соприкасается не с каким-либо
газом, а со смесью газов. При этом растворимость каждого
газа в воде будет зависеть от парциального давления
Р{ его в смеси. Если над водой имеется смесь водяных паров
Рн2о, азота Р^2, кислорода Ро2 и углекислого газа Рсо2, то,
используя закон Дальтона, уравнение D.37) можно записать
для растворимости, например, 02 в воде:
Со2 = кг Ро2 = кг (Л> - Рнго - ^n2 - Pco2), D.43)
где Р0 — общее давление смеси газов.
143

Таким образом, основным условием процесса удаления
данного газа из воды путем десорбции является снижение
его парциального давления над водой. Осуществить это можно
как снижением общего давления смеси газов над водой (при
Ро->0 и .Р,- —>0), так и уменьшением парциального давления
данного газа без снижения общего давления газовой смеси
(Р;->0, Р0 = const). На практике в последнем случае снижение
Р{ данного газа достигается увеличением парциального
давления водяных паров (Рн2о->Ро) над поверхностью воды.
Этот способ универсален, так как при его использовании из
воды удаляются в той или иной степени все растворенные
газы, и часто применяется на практике в виде термической
деаэрации, когда десорбция газов производится при
одновременном нагреве воды до температуры кипения при данном
давлении, что существенно интенсифицирует процесс.
При подготовке добавочной воды в схемах ВПУ удаление
газов после Н-катионирования должно осуществляться с очень
малым подогревом воды. В этом случае возможно применение
деаэрации воды при давлении в деаэраторах ниже
атмосферного. При этом снижение общего давления приводит к
понижению парциальных давлений всех газов, растворенных в воде,
и, следовательно, к их десорбции. Этот процесс осуществляется
в вакуумных деаэраторах. Если задача состоит в том,
чтобы удалить из воды какой-либо один газ, то можно, не
снижая общего давления, понизить парциальное давление
данного газа, продувая воду газом, не содержащим десор-
бируемого (десорбционное обескислороживание,
декарбонизация воды).
Теоретически содержание газа в воде соответствует закону
Генри лишь в равновесных условиях. При десорбции газа
эти условия нарушаются. При этом движущей силой процесса
десорбции является разность между фактической концентрацией
газа в воде и равновесной его концентрацией, соответствующей
измененному парциальному давлению. Следует учесть также,
что десорбция газа зависит от поверхности раздела воды
и газа. Движущая сила десорбции определяет скорость
десорбции газа из воды, которую в общем виде можно представить
уравнением
-*£L = {CT-C*)Fk, D.44)
ах
где Сг—концентрация газа в воде в данный момент времени;1
С? — равновесная концентрация газа в воде, соответствующая
парциальному давлению этого газа над водой; F—+ удельная
поверхность раздела фаз; х — время; к—коэффициент
пропорциональности.
144

Представив в этом уравнении С? = 0 (Рт = 0), разделив
переменные и проинтегрировав для концентрации газа в
пределах от С т до 0, а для времени — от 0 до Г, получим
dx или kFT=oo. D.45)
сг о .^
Так как kF—величина конечная и положительная, только
Т может быть равно бесконечности. Из этого следует, что
невозможно полное удаление газа из воды даже при условии,
что Рг = 0. Конечную концентрацию Ск газа можно
теоретически представить из уравнения D.45), приняв определенные
значения поверхности раздела фаз F и времени:
CK = Cre-*F\ D.46)
Количество удаляемого газа, кг/ч, в десорбере может быть
определено из уравнения
B = D(CH-CK) = KMAPF, D.47)
где Км — коэффициент массопередачи, кг/(м2 ч МПа); АР—
логарифмическая разность равновесных парциальных давлений
данного газа в воде и парогазовой смеси, МПа;
F—поверхность раздела фаз, м2; D — расход воды, м3/ч; С„ и Ск —
начальная и конечная концентрации газа в воде, кг/м3.
Основную трудность представляет определение А^м. На
практике эта величина определяется экспериментально для
различных видов десорберов и выдается в виде
соответствующих графиков ее ивиеимости ел <ск шзи, темпера 1уры ВОДЫ
и характеристик десорбера.
Вакуумные деаэраторы применяются в схемах ВПУ перед
анионитными фильтрами II ступени, а также для деаэрации
подпиточной воды тепловых сетей и питательной воды котлов
низкого давления. По способу распределения воды и пара
деаэраторы разделяются на струйные, пленочные и барботаж-
ные. Интервал рабочего давления в них составляет 0,0075—
0,05 МПа. Это обстоятельство предъявляет особые требования
к герметичности аппаратов. К недостаткам вакуумных
деаэраторов следует отнести также необходимость иметь
устройства для создания вакуума и отвода выпара, большую, чем
для других типов деаэраторов, металлоемкость,
дополнительные энергетические затраты на создание вакуума.
Преимуществами их являются сокращение затрат пара на подогрев воды
и возможность деаэрации при температуре воды 313—343 К.
Эффект деаэрации зависит как от конструктивного решения
деаэратора, так и от режима его работы. При барботаже
пара через воду происходит достаточно глубокое удаление
145
9 Заказ № 2066

газов из деаэрированной воды и достаточно хороший нагрев.
Однако для барботажа требуется пар повышенного давления.
Объясняется это развитой поверхностью соприкосновения пара
и воды. В струйных деаэраторах выделение газов из воды
и ее нагрев происходят с меньшей эффективностью, но они
имеют меньшее гидравлическое сопротивление. Поэтому часто
конструкция деаэратора предусматривает комплексное
применение обоих методов, причем барботаж пара организуется как
в деаэрирующей коясжке, так и в аккумуляторном баке. При
емкости аккумуляторного бака, равной 30—35% расхода воды,
достигается достаточно хороший эффект деаэрации. Основными
режимными параметрами при работе деаэраторов являются
температура воды в деаэраторе и удельный расход отводимого
пара (выпар). Нед огрев воды даже на 1 К до температуры
насыщения значительно снижает эффект десорбции газов.
Количество выпара влияет на эффект деаэрации до
определенного предела (обычно около 2 кг/м3), свыше которого
эффективность десорбции остается практически постоянной.
На рис. 4.14 приведена принципиальная схема вакуумного
струйно-барботажного деаэратора. Вода, направляемая на
деаэрацию, попадает на верхнюю перфорированную тарелку
и затем струями стекает на нижерасположенную тарелку и т. д.
Пар подводится в свободный объем деаэратора под нижнюю
тарелку и, двигаясь вверх, поперечно обтекает струи воды.
Часть пара подается в нижний объем деаэратора, заполненный
водой. Этот пар барботирует через воду и также проходит
через объем деаэратора. Выходящий пар (выпар), обогащенный
газами, попадает в охладитель выпара и затем отводится из
деаэратора. Деаэрированная вода отводится из нижней части
деаэратора.
На рис. 4.15 приведена принципиальная схема конструкции
вакуумного деаэратора ДСВ струйно-барботажного типа
производительностью от 50 до 300 м3/ч. Вода, направляемая на
деаэрацию, попадает на верхнюю тарелку 3 и через отверстия
на дне тарелки струями стекает в объем деаэратора. Эта
тарелка секционирована таким образом, что при повышении
расхода воды последняя переливается через кольцевой порог
9 и вытекает также через дополнительные отверстия.
Секционирование верхней тарелки позволяет избежать гидравлических
перекосов при значительном изменении нагрузки C0—100%).
Струи воды попадают на перепускную тарелку 4, которая
имеет горловину для прохода пара и отверстие 5 в виде
сектора. Сектор с одной стороны примыкает к вертикальной
сплошной перегородке 7, идущей вниз до основания корпуса
деаэратора. Над горловиной перепускной тарелки расположен
конус 15, предотвращающий попадание в нее струй воды.
С перепускной тарелки вода через отверстие 5 сбрасывается
146

Рис. 4.14. Вакуумный струйно-барбо-
тажный деаэратор конструкции Урал-
энергочермета:
/— корпус; 2—охладитель выпара;
3—перфорированные тарелки; 4— подвод пара;
5 — барботер; 6 — подвод воды; 7 — подвод
охлаждающей воды в охладитель выпара;
S — отвод выпара к эжектору (вакуум);
9- отвод деаэрированной воды
Рис. 4.15. Принципиальная схема
конструкции вакуумного деаэратора ДСВ:
/ — отвод паровоздушной смеси; 2 -
подвод воды на деаэрацию; 3— верхняя
тарелка; 4 — перепускная тарелка; 5 — отверстие
в пароперепускной тарелке; 6 — барботаж-
ный лист; 7—вертикальная перегородка;
8—щели в барботажном листе; 9 —
водосливной порог; 10— труба для отвода
деаэрированной воды; 11— подвод пара в
деаэратор; 12 — пароперепускная труба; 13,
14 — пароперепускные отверстия; 15 — конус

на барботажный лист 6 со щелями 8, под который подается
пар 11 для барботажа. Вода переливается через водосливной
порог 9 и затем выводится из деаэратора.
При большом расходе пара часть его подается в объем
деаэратора через пароперепускную трубу 12 помимо бар-
ботажного листа. Отвод паровоздушной смеси (выпара)
производится из верхней части деаэратора в поверхностный
охладитель, который устанавливается непосредственно над
деаэратором. Конденсат выпара возвращается в деаэратор, а часть
выпара отсасывается эжектором.
Деаэраторы типа ДСВ удаляют кислород и углекислоту из
воды значительно более эффективно, чем струйные деаэраторы.
На рис. 4.16, а показана зависимость остаточного содержания
кислорода, а на рис. 4.16, б— остаточного содержания
углекислоты в деаэрированной воде в зависимости от удельного расхода
выпара. Из этих рисунков видно, что при удельном расходе
выпара более 0,5 кг/м3 его влияние на процесс десорбции газа
уменьшается, а при выпаре около 2 кг/м3 процесс десорбции
практически стабилизируется при любой начальной
концентрации газа в воде. Деаэраторы типа ДСВ при давлении 0,0075 МПа,
удельном расходе выпара более 2 кг/м3 и температуре
деаэрированной воды 303 К обеспечивают глубокое удаление углекислоты
и кислорода. Остаточная концентрация кислорода в
деаэрированной воде не превышает 10 мкг/кг. В режиме работы деаэраторов
ДСВ для подпитки тепловых сетей температура воды может
быть увеличена до 343 К, что позволяет уменьшить вакуум до
0,03 МПа при том же качестве десорбции газов.
Как известно, можно не только десорбировать из воды
одновременно все газы, растворенные в ней, но также и
осуществлять избирательную десорбцию какого-либо газа.
Это достигается согласно закону Генри снижением
парциального давления данного газа над водой без снижения общего
давления и подогрева воды, что позволяет снизить
энергетические потери процесса десорбции. Практически это
осуществляется продувкой воды смесью газов, в составе которой
десорбируемый газ или отсутствует, или, что чаще, его
концентрация чрезвычайно низка. В схемах водоподготовки,
чтобы повысить обменную емкость высокоосновных анионитов,
необходимо обязательно удалить из воды С02. Осуществляется
это в специальных аппаратах—декарбонизаторах — путем
продувки воды воздухом. По способу распределения воды и
воздуха декарбонизаторы разделяются на пленочные и барботаж-
ные. Пленочные декарбонизаторы более экономичны, так как
имеют низкое гидравлическое сопротивление, что позволяет
применять вентиляторы с напором воздуха 2 • 10 ~3 МПа.
Пленочный декарбонизатор (рис. 4.17) представляет собой
колонку, заполненную насадкой (деревянная, кольца Рашига
148

f
■г
1
i
4VU
6UU
WO
IV
\v
0
\
/
2
/
3
/
V
/
'
5
1
12»
Щ/е
1,2 J Ц
Удельный расход Выпара,кг/т
a)
I B
44 0
В
4—
7
0,5 1,0 1,5 2,0 2,5
Удельный расход Вылара^г/т
Ю
juu [J-JJ Lrui.
Рис. 4.16. Зависимость остаточного
содержания кислорода (а) и углекислого газа (б)
в деаэрированной воде от удельного расхода
выпара:
содержание кислорода в исходной воде, мкг/кг:
7 — 2,5; 2—2,1; 3—1,0; 4 — 0,9; 5 — 5,3 для
деаэратора струйного типа. Содержание С02 в
исходной воде, мг/кг: б—160—233; 7—58—150
Рис. 4.17. Принципиальная схема
конструкции пленочного декарбонизатора:
/ — корпус; 2 — насадка; 3 — отвод газовой смеси;
4 — подвод воды; 5 — распределительные сопла для
слива воды на насадку; 6 — щит; 7—подвод
воздуха; 8 — отвод декарбонизированной воды
и др.) для увеличения поверхности соприкосновения воды
и воздуха. Вода подается в декарбонизатор сверху и растекается
тонкой пленкой по насадке. Воздух, нагнетаемый вентилятором,
движется в насадке навстречу потоку воды и затем вместе
с отделившимися газами выводится через верхний патрубок.
В барботажном декарбонизаторе воздух вводится через
распределительное устройство, расположенное в нижней части
колонки, и барботирует через слой воды. Эти декарбонизаторы
применяются редко, так как для них требуется более высокое
давление воздуха (около 0,05 МПа), а следовательно, и
установка компрессоров. Расход воздуха в пленочном декарбонизаторе
принимается равным 20 м3/м3 воды, а в барботажном —
10 м3/м3 воды.
149

Теоретически растворимость С02 в воде при 313 К и
парциальном давлении его в воздухе, равном 3 10~5МПа,
составляет 0,4 мг/кг, практически же его содержание в де-
карбонизированной воде значительно выше (в среднем 4—
5 мг/кг), что объясняется в первую очередь значительным
отклонением процесса десорбции от равновесия. Кроме физико-
химических факторов большое влияние на эффективность
процесса декарбонизации оказывает величина рН, которая
регулирует соотношение форм угольной кислоты в воде.
С уменьшением рН в воде увеличивается концентрация С02
за счет разложения HCOJ и СОз~ и возрастает эффективность
процесса декарбонизации, при рН> 10 углекислый газ переходит
в ионную форму и вода начинает поглощать углекислоту из
воздуха.
Пример 4.2. Рассчитать пленочный декарбонизатор, исходя из следующих
условий: расчетная производительность £>д = 136 т/ч; Ссо2 = 24,5 мг/л;
С&в2 = 4мг/л.
Количество С02, удаляемого в декарбонизаторе,
£(Ссо2-С£°о") 136B4,5-4)
G= У г ^ = — ^ = 2,79 кг/ч.
1000 1000
G
Необходимая поверхность насадки F= . Коэффициент десорбции газа
определяется графически как функция температуры воды (рис. 4.18). Так, при
/ = 40° С К„ = 0,62 м/ч. Средняя движущая сила десорбции функционально
зависит от значений концентраций газа на входе в аппарат и выходе из
него (рис. 4.19). В заданных условиях АСср=0,035 кг/м3. Тогда
2,79
-= 128,6 м2.
0,62 ■ 0,035
В качестве насадки принимаем беспорядочную загрузку декарбонизатора
кольцами Рашига. Поверхность единицы такого объема равна 204 м2/м3.
Тогда объем, занимаемый кольцами Рашига, V=F/204= 128,6/204 = 0,63 м3.
Для того чтобы определить высоту слоя насадки, надо сначала задать
значение плотности ее орошения. Для насадки такого типа принимаем
значение плотности орошения 60м3/(м2ч). Тогда площадь поперечного
сечения декарбонизатора будет
/=/)/60 =136/60 = 2,27 м2,
а диаметр декарбонизатора
D= /^-=1,69 м.
V 3,14
Высота слоя насадки из колец Рашига определяется как
Н= V/F= 0,63/2,27 = 0,28 м.
Расход воздуха на декарбонизатор
£)ВО1Д = 20£)д = 20-136 = 2720 м3/ч.
150

30
20
10
0£ 0,¥ 0£Ки,м/ч
Рис. 4.18. Зависимость
коэффициента десорбции газа от
температуры воды
S00
ш
^ 300
X
200
ч>
ч
г
J
100
О 0,02 0,0* 0,06 0,08 0,1
4Сср,кг/м3
Рис. 4.19. Зависимость средней
движущей силы десорбции от
концентрации углекислоты в воде до декар-
бонизатора при концентрации С02
в декарбонизованной воде, мг/кг:
/ — 3,0; 2 — 5,0; 5—10,0
Из выпускаемых промышленностью на основании расчета выбираем
декарбонизатор производительностью £>д=150м3/ч; D= 1,790 м; /=2,5 м2.
4.5. ХИМИЧЕСКИЕ МЕТОДЫ УДАЛЕНИЯ ГАЗОВ ИЗ ВОДЫ
Как следует из закона Генри, применение физических
методов позволяет удалять газ из воды лишь до известного
предела, но не всегда имеется возможность и необходимость
устанавливать достаточно сложные аппараты для удаления
газов из воды. Поэтому на ТЭС повсеместно используются
химические методы обработки питательной и подпиточной
воды, которые можно подразделить на две группы: методы
связывания газов путем пропуска воды через материалы,
реагирующие с газами, и методы связывания газов путем
ввода сильных восстановителей.
Связывание газов различными материалами проводится в
процессах фильтрования воды. Так, при пропускании воды через слой
стальных стружек кислород связывается металлом по реакции
3Fe + 202?±Fe304,
D.48)
причем стехиометрическое количество металла для связывания
1 кг 02 составляет 2,6 кг, а с учетом неполного его износа —
около 6 кг. Для полного обескислороживания воды при
151

333—343 К достаточно 5—6 мин ее контакта с металлом. Такой
метод используется для обескислороживания подпиточной воды.
Недостатком его является ограничение по карбонатной
жесткости воды (не более 0,5 — 1 мг-экв/кг.)
Если использовать в качестве фильтрующей среды
мраморную крошку СаС03 или магномассу СаСОэ ■ MgO, то,
пропуская через них воду, можно перевести свободнорастворенный
С02 в ионную форму, например
СаСОз • MgO + ЗС02 + 2Н2СМСа(HC03J + Mg(НСОэJ. D.49)
Этот метод иногда применяют в сочетании с десорбционным
или сталестружечным обескислороживанием для связывания
С02 в целях защиты оборудования от коррозии. При удалении
кислорода из питательной воды путем деаэрации остаточные
концентрации его в воде в зависимости от типа деаэратора
составляют 10—50 мкг/кг. Этот остаточный кислород удаляют
введением в воду сильных восстановителей. Для
обескислороживания питательной воды барабанных котлов низкого и
среднего давления применяют сульфит натрия, при введении
которого кислород связывается согласно реакции
2Na2S03 + 02<±2Na2S04 D.50)
с образованием хорошо растворимого и неопасного в
коррозионном отношении сульфата натрия. При температуре воды
выше 343—353 К эта реакция заканчивается в течение 2 мин.
Раствор сульфита крепостью 2—10% дозируется в питательную
воду с учетом концентрации кислорода в воде при избытке
сульфита 2—3 мг/кг.
При сульфитировании увеличивается солесодержание
питательной воды, поэтому его нельзя применять как метод
обработки питательной воды прямоточных котлов. В этом
случае применяют гидразин в виде гидразингидрата, который
при взаимодействии с кислородом окисляется до безвредных
веществ без повышения солесодержания воды:
N2H4-2H20 + 02<=>4H20 + N2. D.51)
Гидразин вводится в воду с избытком против стехиометричес-
кого с учетом того, что часть его расходуется на восстановление
высших окислов железа и меди из отложений на трубах, например
6Fe203 + N2H4?±N2 + 2H20 + 4Fe304; D.52)
2Cu20 + N2H4<=>N2 + 2H20 + 4Cu. D.53)
Следует иметь в виду, что соединения гидразина
высокотоксичны, а гидразингидрат при концентрации выше 40% горюч.
Поэтому при работе с гидразином на ТЭС должны
приниматься специальные меры безопасности.
152

Глава 5
ОБРАБОТКА ОХЛАЖДАЮЩЕЙ ВОДЫ НА ТЭС
5.1. СИСТЕМЫ ОХЛАЖДЕНИЯ И СТАБИЛЬНОСТЬ
ОХЛАЖДАЮЩЕЙ ВОДЫ
Основная часть воды, потребляемой ТЭС, используется
для охлаждения. В зависимости от мощности турбин и
применяемых параметров пара удельный расход воды на ТЭС
составляет 0,12—0,45 м3/(кВтч). В дальнейшем по мере
повышения установленной мощности и параметров пара этот
расход уменьшится до 0,1—0,105 м3/(кВтч). Подавляющая
часть этой воды (85—95%) идет на конденсацию пара,
охлаждение масла и воздуха C—8%) и восполнение потерь
в оборотных циклах D—6%). На современных ТЭС расходы
охлаждающей воды достаточно велики. Так, расход
охлаждающей воды для конденсатора турбины К-300-240 составляет
около 12 м3/с, что для ТЭС мощностью 1200 МВт составит
около 50 м/с, или 180 тыс. м3/ч.
Основные требования к качеству охлаждающей воды
сводятся к тому, чтобы она имела температуру,
обеспечивающую нормальный вакуум в конденсаторах, и не
вызывала образования в системе охлаждения отложений
минерального и биологического характера, а также коррозии
оборудования. Естественно, что при столь больших расходах
охлаждающей воды неправомерно ставить вопрос об ее
тщательной очистке с удалением всех примесей, склонных
к образованию отложений.
Для охлаждения конденсаторов используются как
прямоточные, так и оборотные системы водоснабжения. При
прямоточной системе охлаждения вода проходит через конденсатор
турбины однократно, причем забор воды из реки производится
обязательно из створа, расположенного выше по течению,
чем сброс воды. На тепловых электростанциях с охлаждающей
водой сбрасывается огромное количество теплоты в водоемы.
Так, удельное количество теплоты, отводимой с охлаждающей
водой при нагреве ее в конденсаторах турбин на 8—10° С,
составляет на ТЭС около 4,3 кДж/(кВт • ч) при расходе воды
100—130 кг/(кВтч).
Для того чтобы влияние сбрасываемой теплоты не нарушало
экологической обстановки в водоеме, тепловые сбросы по
санитарным нормам не должны вызывать повышения
собственной температуры водоема более чем на 5° С в зимнее время
и на 3° С в летнее. Эти нормы могут быть выдержаны лишь
в том случае, если удельная тепловая нагрузка на водоем не
превышает 12—17 кДж/м3 [29].
153

До последнего времени
применение прямоточных
систем не вызывало особых
затруднений, но рост мощностей
ТЭС и ограниченность дебита
воды привели к тому, что
возможности их применения
в настоящее время
практически исчерпаны. Поэтому доля
оборотных систем в
дальнейшем будет возрастать.
При оборотной системе
охлаждения вода проходит
через конденсатор многократно.
Охлаждение нагретой воды,
покидающей конденсатор,
осуществляется за счет ее
частичного испарения. Для
охлаждения могут быть использованы
естественные и искусственные водохранилища,
пруды-охладители, брызгальные бассейны и градирни. Экономически более
выгодны естественные водохранилища, однако они обладают
тем недостатком, что во многих случаях в них не удается
создать нормальный тепловой режим.
Системы охлаждения с градирнями (рис. 5.1) наименее
экономичны, так как они имеют температуру охлаждающей
воды на входе в конденсатор в 1,4—1,5 раза выше, чем
в оборотных системах с водохранилищами. Однако при
использовании градирен можно резко снизить сброс теплых
вод в водоемы. Эти схемы единственно приемлемы в условиях
ограниченного дебита воды.
Для предотвращения образования минеральных отложений
в конденсаторах в оборотных системах охлаждения применяют
продувку системы, обработку воды реагентами, обработку
воды в магнитном и акустическом полях. Для предотвращения
образования биологических отложений в обоих видах
охлаждающих систем применяют обработку воды сильными
окислителями.
В оборотной системе охлаждения вследствие упаривания
некоторой части воды происходит повышение ее солесодер-
жания. Кроме того, процесс охлаждения воды в градирнях
сопровождается десорбцией С02, приводящей к повышению
рН, частичной диссоциации ионов НСО^ и обогащению воды
ионами СОз~. При соответствующей концентрации ионов
Са2+ в охлаждающей воде создаются условия для образования
отложений по тракту охлаждающей воды в форме СаСОэ,
т. е. вода становится нестабильной по содержанию карбоната
154
' Aipha
Рис. 5.1. Принципиальная схема
оборотного охлаждения с градирней:
/—градирня; 2 — циркуляционный насос;
3—конденсатор; />„„„ — потеря воды на
испарение; />,„ — потеря воды с уносом; рдо6 —
добавок свежей воды; /)„„,,„ — продувка
оборотной воды

кальция. Для образования СаСОэ необходимо некоторое
пересыщение раствора. Однако в процессе образования твердой
фазы СаСОэ оказывают ингибирующее действие
присутствующие в воде органические вещества. Поэтому условия
осаждения СаСОэ в охлаждающих системах в каждом
конкретном случае определяют экспериментально. Из сказанного
выше следует, что основным мероприятием для
предотвращения образования отложения СаСОэ является
стабилизация воды.
5.2. ПРЕДОТВРАЩЕНИЕ ОБРАЗОВАНИЯ МИНЕРАЛЬНЫХ
ОТЛОЖЕНИЙ
Наиболее распространенным методом стабилизации
охлаждающей воды является продувка систем водяного охлаждения,
т. е. отвод части оборотной воды с заменой ее свежей. При
продувке происходит общее понижение концентрации всех
примесей, в том числе хлоридов и сульфатов, что, в частности,
способствует ослаблению процессов коррозии в оборотной
системе охлаждения. Вывод солей из оборотной системы
осуществляется за счет организованной продувки и потерь
при капельном уносе из градирни. Унос солей в результате
испарения воды ничтожен и во внимание не принимается.
Так как основным назначением продувки является поддержание
карбонатной жесткости оборотной воды ниже предельно
допустимой ЖКП£, значение этой продувки можно определить
из уравнения баланса [41]
•*"*. пр (Рун + /,прод ) = Жх- до6 (/>Исп +/'ун +Рпрод)? Р-1)
_ Рнсп ЛГ\к. доб
откуда
-Жк.пр — Жк
E.2)
где Жкао5—карбонатная жесткость добавляемой воды, мг-
экв/кг; рясп, рук, рпроя—потери воды, оборачиваемой в цикле
охлаждения за счет испарения, уноса и продувки, %.
Для природных вод с окисляемостью до 25 мг 02/кг
в интервале температур 303—338 К предельная стабильная
карбонатная жесткость может быть определена по формуле
Крушеля
,хж о.Ок t-40 2,8Ж„,
2,8ЖК.ПР = 8+Т 0к E.3)
5'5-Т 6-T+V ю
где Ок — окисляемость воды, мг 02/кг; ЖНК — некарбонатная
жесткость воды, мг-экв/кг; t — температура воды, °С.
155

Потери воды на испарение, %, определяются из выражения
Рисл = 0,16хДг, E.4)
где х—доля теплоты, отдаваемой охлаждающей водой за
счет ее испарения в градирне (летом 1,0, зимой 0,5, весной
и осенью 0,75); At — снижение температуры воды в градирне.
Потери воды в результате уноса составляют 0,25—3,5%
объема оборотной воды и зависят от наличия и эффективности
работы брызгоуловителей в градирнях.
Продувка является простейшим противонакипным
мероприятием, однако она целесообразна лишь в случае, когда затраты
на перекачку воды и оборудование для продувки не превышают
затрат на другие способы коррекции оборотной воды.
Пример 5.1. Определить размер продувки оборотной системы при
следующих условиях ее работы: Ж„ = 3 мг-экв/кг; Ж, = 2 мг-экв/кг; О, = 21 мг 02/кг;
U,=40° С; Аг=18°С; х = 0,5; />ун = 0,5%.
Тогда
21 40-40 2,8C-2)
2,8ЖКШ) = 8 + -. ^—^= 14,07 мг-экв/кг,
р 8 21 21 /40-40У
5,5 6 +
7 7 \ Ю
откуда Жкпр = 5,02 мг-экв/кг.
Потери на испарение зимой составят
/W = 0,16-0,5-18=l,44%.
Определим продувку системы:
1 44-2
РпроЯ = — 0,5 = 0,96-0,5 = 0,46%.
р 5,02-2
В летних условиях размер продувки будет составлять 1,42%, а необходимое для
восполнения объема воды в охлаждающей системе количество добавочной воды
Рдоб=Р„с„+Ру„+^про„ = 2,88+ 1,0+ 1,42 = 5,3%.
Следует указать, что увеличение капельного уноса может снизить величину
продувки системы, но не скажется на количестве добавочной воды,
необходимой для ее подпитки. Кроме того, увеличение капельного уноса окажет
неблагоприятное воздействие на окружающую среду.
Обычно стабилизация охлаждающей воды совмещает
комплекс мероприятий, включающих как продувку, так и обработку
воды химическими реагентами. К химическим методам
обработки охлаждающей воды относятся подкисление,
рекарбонизация, фосфатирование.
Подкисление воды проводится с целью частичного снижения
карбонатной жесткости воды до значения, равного или
несколько ниже Жк пр. Для этого используется серная кислота как
156

наиболее дешевый и доступный реагент. Дозирование серной
кислоты приводит к замещению бикарбоната кальция его
сульфатом:
Са (НС03 J + H2S04 = CaS04 + 2H20 + 2С02. E.5)
Таким образом, при подкислении жесткость охлаждающей
воды Ж0 не изменяется. Кроме того, при протекании реакции
E.5) выделяется С02, который стабилизирует оставшуюся
часть бикарбонатов. При подкислении остаточная карбонатная
жесткость Жкост, мг-экв/кг, оборотной воды служит буфером,
предохраняя систему от перекисления воды и интенсификации
коррозии. Она находится из соотношения
Ж_ W /"ун+Лтрод ,г s\
к.ост — Жк.пр — — • Р-Ч>
Рисп "Т"Рун i /'прод
Расход кислоты G, г/ч, на обработку добавочной воды
(подпитка системы охлаждения) принимается
49D
.доб /'уну^к.пр I Рпрод
\Жк,ао6 — Жкпр)], E.7)
где D — расход добавочной воды, м3/ч; К—доля H2S04
в технической кислоте.
Рекомендуется выбирать такой режим подкисления, чтобы
значение Жкост не опускалось ниже 0,5—1 мг-экв/кг. Процесс
подкисления нежелателен при большой щелочности исходной воды,
так как при этом значительно повышается концентрация сульфатов
в обработанной воде и возрастает опасность образования
отложений CaS04 в трубках конденсаторов и усиления сульфатной
коррозии бетона — основного материала современных градирен.
Предотвращения процесса гидролиза бикарбонатов с
образованием СОз~ можно добиться при помощи восполнения
десорбированного в градирне С02 до равновесной его
концентрации в охлаждающей воде. Так как стабилизация воды в этом
случае происходит в результате насыщения ее углекислым газом,
процесс называется рекарбонизацией воды. В качестве источника
углекислоты на ТЭС используют продукты сгорания топлива.
Следует подчеркнуть, что при рекарбонизации не происходит
заметного увеличения солесодержания воды, так как увеличение
концентрации свободной углекислоты в охлаждающей воде
необходимо лишь для предотвращения распада бикарбонатов.
Это обстоятельство в условиях сброса воды в естественные
водоемы значительно уменьшает их загрязнение примесями.
Продукты сгорания содержат С02, S02, азот и кислород.
Сернистый газ хорошо растворяется в воде и реагирует
с бикарбонатами с образованием углекислоты:
157

НСО з + S02 = HSO 3- + C02;
2HS03"+02
= 2SOr+2H + .
E.8)
E.9)
Как видно, количество сульфатов в воде несколько
возрастает, но при этом происходит переход части карбонатной
жесткости в некарбонатную (подобно процессу подкисления).
Основной технологической операцией при введении С02
в воду является организация процесса его растворения. В
технических устройствах степень использования С02 составляет
40—60%. При обороте воды в градирне происходит
непрерывная десорбция растворенного С02, поэтому требуется такой
же непрерывный ввод газа в циркулирующую воду. Продукты
сгорания отбираются за дымососом и очищаются от золы
в сухих мультициклонах.
Подача газа в раствор может осуществляться различными
способами: барботажным, в скруббере, эжектором и др. При
барботажном способе растворение газа идет наиболее
эффективно за счет развитой поверхности соприкосновения газа
и воды, но он требует больших затрат на компримирование
газа. Применение скрубберов с насадкой позволяет снизить
эти затраты вследствие небольшого гидравлического
сопротивления скруббера. Однако сами скрубберы очень громоздки,
требуют большой затраты металла и площадей для
размещения. Более рациональной является схема с использованием
эжектора (рис. 5.2). В этом случае отпадает необходимость
сжатия газа специальными вентиляторами, что существенно
снижает энергетические потери. Для снижения давления газа
и улучшения перемешивания газа и воды целесообразно
применять аппараты, разработанные в МЭИ [29]. Одним из
ЧР
8
Рис. 5.2. Схема рекарбонизации охлаждающей воды с эжектором:
/—дымосос; 2 — золоуловитель; 3 — водоструйный эжектор; 4 — конденсатор;
5—циркуляционный насос; 6 — насос подачи воды на эжектор; 7—барботажное устройство;
8 — распылитель
158

Рис. 5.3. Схема аппарата с внутренней
трубой для рекарбонизации
охлаждающей воды:
/—корпус, 2—внутренняя труба; 3—
нижний патрубок; 4 — эжектор; 5 — сопло; 6 —
перемещающийся конус; 7—отвод воды;
8— отвод газов, 9 — подвод газов
Рис. 5.4. Вихревой аппарат для
рекарбонизации охлаждающей воды:
/—приемная камера; 2, 4, 8 и 11—
соответственно водоподводящий, воздухоподво-
дящий, водоотводящий и газоотводящий
патрубки; 3, 5 — сопло и корпус эжектора;
6 — дроссель; 7 — спрямляющий аппараг;
9—тангенциальный лопаточный аппарат;
10 — корпус
них является аппарат с подводом газоводянои смеси во
внутреннее кольцевое сечение (рис. 5.3). В этом случае будут
полностью отсутствовать затраты на сжатие, так как газ
подается в аппарат при помощи эжектора, в котором в качестве
рабочего тела используется вода. Еще большей интенсивностью
обладает аппарат, в котором газовоздушная смесь образуется
в эжекторе, а процесс отделения непрореагировавшего газа
производится в напорном гидроциклоне, расположенном соосно
с эжектором (рис. 5.4).
Фосфатирование охлаждающей воды производится с целью
торможения процесса образования твердой фазы СаС03 из
пересыщенных растворов. Адсорбируясь на поверхности
зародышевых кристаллов СаСОэ, фосфаты тормозят их
дальнейший рост, увеличивают степень пересыщения раствора
и тем самым стабилизируют воду. Для этой цели применяют
гексаметафосфат натрия ПЧаР03N, триполифосфат (Na5PO3I0,
тетраполифосфат Na6P4013. Избыточная концентрация
фосфатов в воде, равная 1—2 мг/кг РО|", позволяет сохранить
159

безнакипный режим работы оборотной системы. Существенным
достоинством фосфатирования является понижение
агрессивности охлаждающей воды, а следовательно, и интенсивности
коррозии.
5.3. ОБРАБОТКА ОХЛАЖДАЮЩЕЙ ВОДЫ В МАГНИТНОМ
И АКУСТИЧЕСКОМ ПОЛЯХ
В настоящее время привлекает внимание применение
охлаждающей воды в магнитном поле [45]. Экспериментально
установлено, что при наложении магнитного поля на
нестабильную по карбонату кальция воду, содержащую ферромагнитные
примеси (Fe304, yFe203, 5Fe203), происходит снижение
образования отложений на теплопередающих поверхностях.
Механизм этого явления объясняется коагуляцией
ферромагнетиков в магнитном поле за счет процессов ориентации.
Скоагулированные до размеров 0,01—0,04 мкм
ферромагнитные коллоидные частицы намагничиваются и агрегируют
до размеров, позволяющих им приобретать функции
центров кристаллизации. На этих центрах происходит
кристаллизация СаСОэ из пересыщенных нестабильных растворов.
В отсутствие пересыщения агрегаты ферромагнетиков,
образованные при воздействии магнитного поля, недолговечны
и распадаются через 5—6 с по выходе из магнитного поля.
Ферромагнитные окислы железа обычно присутствуют в воде
в концентрации 0,15—0,25 мг/кг, достаточной для
требований магнитной обработки воды. Кроме того, в оборотной
системе охлаждения вода нестабильна из-за процесса
десорбции. Поэтому охлаждающую воду можно обрабатывать в
магнитном поле.
Аппарат для магнитной обработки устанавливают на линии
добавочной воды, а также на оборотной воде, пропуская
через них 90% объема охлаждающей воды. Установка
аппаратов на обороте воды целесообразна, так как при этом
вода проходит через магнитное поле многократно.
В настоящее время выпускаются два типа аппарата
для магнитной обработки воды — с постоянными магнитами
и электромагнитами. Аппараты с постоянными магнитами
удобны и дешевы, но напряженность поля в них невелика.
Более широкие возможности применения имеют аппараты
с электромагнитами, позволяющими создавать магнитное
поле с напряженностью до 40 104А/м (рис. 5.5).
Обрабатываемая вода проходит через кольцевое сечение между
корпусом и внутренним источником магнитного поля. Время
пребывания воды в аппарате определяется ее скоростью,
которая составляет 1,15—1,3 м/с, т. е. интенсивность обработки
воды очень высока.
160

Рис. 5.5. Электромагнитный аппарат для обработки воды:
/ — корпус; 2—сердечник (внутренний магнитопровод); 3—намагничивающая катушка;
4 — кожух; 5 — зажимы; 6—крышка; 7—рабочий зазор; 8 — сетка; 9 — вход воды;
10 — выход воды
Имеется опыт обработки охлаждающей воды в акустическом
поле. Для этой цели применяются аппараты с использованием
ультразвуковых колебаний (частота 10—20 кГц). Механизм
действия акустического поля заключается в возникновении
кавитации, которая способствует, с одной стороны, нарушению
процесса кристаллизации, а с другой — разрушению
ультразвуковыми волнами уже образовавшейся накипи на поверхности
нагрева. Акустические аппараты состоят из импульсного
генератора, источника ультразвуковых колебаний и преобразователя,
который крепится к объекту и преобразует акустические
колебания генератора в механические. К достоинствам
акустических аппаратов следует отнести компактность и малую
потребляемую мощность.
161
10 Заказ № 2066

5.4. ПРЕДОТВРАЩЕНИЕ БИОЛОГИЧЕСКИХ ОБРАСТАНИЙ
СИСТЕМЫ ОХЛАЖДЕНИЯ
Биологические обрастания в трубах конденсаторов особенно
характерны для прямоточных систем охлаждения. Развитию
бактерий в трубках конденсаторов благоприятствует умеренная
температура, а также наличие в воде кислорода и питательных
веществ. Биологические обрастания обычно представлены
различными видами бактерий, грибками и диатомовыми
водорослями, которые образуют на стенках трубок слизистую пленку.
В водоводах биологические обрастания представлены в
основном ракушками. Малая теплопроводность слизистых пленок
значительно ухудшает эффективность процесса конденсации
пара, а колонии ракушек забивают водоводы, увеличивая их
гидравлическое сопротивление.
Борьба с биологическими обрастаниями обычно ведется
путем периодической обработки воды сильными окислителями.
На практике для этого применяют в основном газообразный
хлор и его производные. В воде хлор образует хлорноватистую
и соляную кислоты:
С12 + Н20 = НОС1 + НС1. E.10)
Равновесие этой реакции устанавливается в зависимости
от значения рН воды. С повышением рН реакция смещается
вправо, а при рН = 5,6 НОС1 диссоциирует с образованием
гипохлорита ОС1~. Воздействие на бактерии НОС1 в 70—80 раз
выше, чем ОС1", и поэтому ввод хлора в воду будет
эффективен лишь при рН = 7. Это важно, так как обработка
окислителями обычно сочетается с другими видами ее
обработки.
Необходимое количество хлора для обработки воды
устанавливается опытным путем. Чтобы подавить жизнедеятельность
микроорганизмов, достаточен избыток хлора 0,1—0,3 мг/кг.
Установлено, что бактерии чрезвычайно склонны к адаптации
и изменению обстановки при постоянной подаче окислителя.
Поэтому хлор подают периодически, причем
продолжительность каждого периода ввода хлора и интервалы между ними
определяют эмпирически в зависимости от степени загрязнения
воды органическими веществами. В настоящее время
наибольшее распространение получили вакуумные хлораторы, при
применении которых жидкий хлор подается из баллона и
очищается от примесей на фильтрате, а затем через редуктор,
понижающий давление газа, вводится в смеситель, где
смешивается с водой. Полученная хлорная вода забирается эжектором
и вводится в охлажденную воду. Для борьбы с ракушками
хлорирование недостаточно эффективно. Для этой цели
применяется медный купорос CuS04 в количестве 2 мг/кг воды.
162

При обработке воды сильнодействующими неорганическими
веществами необходимо помнить об их воздействии на флору
и фауну водоемов при сбросе обработанной воды (продувке).
В частности, поэтому не рекомендуется применение CuS04
в системах прямоточного водоснабжения. Этот метод пригоден
лишь для оборотных систем при условии строгого контроля
за сбрасываемой водой. При сбросе в водоем в воде последнего
должен полностью отсутствовать свободный хлор, а
концентрация меди не должна превышать 0,01 мг/кг.
Глава 6
МЕТОД ТЕРМИЧЕСКОГО ОБЕССОЛИВАНИЯ ВОДЫ
6.1. ТЕРМИЧЕСКОЕ ОБЕССОЛИВАНИЕ В ИСПАРИТЕЛЯХ
КИПЯЩЕГО ТИПА
На многих ТЭС восполнение потерь пара и конденсата
производится дистиллятом, получаемым в испарительных
установках. Такой метод подготовки добавочной воды
паротурбинных установок называется термическим обессолива-
нием воды. При термическом обессоливании из воды,
содержащей различные растворенные в ней вещества, получают
пар, который затем конденсируют. В тепловых режимах, при
которых работают испарители, с паром уносится лишь очень
небольшое количество капель, содержащих эти вещества.
Устройства по очистке пара позволяют и этот унос
многократно уменьшить. Поэтому получаемый на испарительных
установках дистиллят пригоден для использования в качестве
добавочной воды для любых современных паровых котлов.
Вводимые в испаритель с водой растворенные в ней вещества
выводятся из аппарата с продувкой.
В настоящее время в основном дистиллят производят из
воды, предварительно умягченной на ионитных фильтрах.
Однако имеются испарительные установки, для питания
которых применяется вода, прошедшая упрощенную обработку,
а также испарители, работающие на сырой воде.
Схема простейшей испарительной установки приведена на
рис. 6.1. При работе испарителя к нему непрерывно подводятся
пар и вода, подлежащая обработке (обессоливанию). Если
парообразование происходит на поверхностях греющих
элементов испарителя (рис. 6.1 и 6.2, а), то для того чтобы исключить
возможность образования накипи на них, поступающая в
испаритель вода должна быть умягчена. Обычно в испарителях
163

Рис. 6.1. Схема простейшей
испарительной установки:
/ — корпус испарителя; 2—подвод
первичного пара; 3—греющая секция; 4— отвод
вторичного пара; J—конденсатор; 6 —
отвод дистиллята; 7—подвод питательной
воды; 8— продувка; 9—опорожнение; 10 —
отвод конденсата первичного пара
Рис. 6.2. Схема парообразования в
испарителях с кипением в греющей
секции (о) и вынесенной зоной
кипения (б):
1 — корпус испарителя; 2—греющая секция;
3— отвод конденсата; 4— подвод греющего
пара; 5 — подвод питательной воды; 6 —
продувка испарителя; 7—опорожнение; 8—
вынесенная зона кипения
t t I tt
-Я1Г
—м-i ни—=r
J-LU
f о о о о о о 1
Ь е о о « • о
"д о о о л о о"
такого типа пресная вода умягчается одним из следующих
методов:
1) двухступенчатое Na-катионирование с предварительным
известкованием и коагуляцией;
2) Н — Na-катионирование;
3) О — Na-ионирование.
Умягчение морской воды такими методами не ведется,
так как это потребовало бы громадного расхода реагентов.
Морская вода может быть умягчена термохимическим
методом с предварительным известкованием [6].
Подготовка питательной воды для испарителей указанными
методами требует сравнительно больших затрат. Кроме того,
при восстановлении ионитов и нейтрализации промывочных
вод ионообменных фильтров расходуются реагенты, которые
164

затем попадают в сбросные воды, увеличивая их солесодер-
жание. Если эти воды сбрасываются в прилегающие к
электростанции водоемы (реки, озера, пруды-охладители и т. д.),
то солесодержание водоемов постепенно возрастает. Поэтому
сбросы засоленных вод, как правило, запрещены и на
электрической станции при применении термического обессоливания
необходимо эти воды выпаривать досуха, а выделенные при
этом соли (в тех случаях, когда они не могут быть
использованы в промышленности) сбрасывать в специальные
хранилища. Все это приводит к дополнительным затратам.
В последние годы разработаны испарительные установки,
которые могут работать на питательной воде, не прошедшей
обработку ионированием. При применении таких установок
химические реагенты (кислоты, щелочи и соли) в процессе
подготовки добавочной воды на электростанции вообще не
используются или расходуются в весьма ограниченных
количествах.
Если в греющей секции испарителя проводить лишь
подогрев воды до температуры, близкой к температуре
насыщения, а испарение осуществлять в слоях, расположенных над
ней (рис. 6.2, б), то при определенных условиях можно
исключить или резко замедлить процесс образования отложений
на поверхностях нагрева. Так, если температура воды не
превышает 110—120° С, в таких испарителях накипь
практически не образуется при питании их сырой водой с затравкой
или водой, обработанной лишь известкованием или содоиз-
вестковым методом.
При работе с затравкой в испаритель вводят
мелкокристаллическую взвесь природного мела и строительного гипса.
Осаждение солей жесткости в процессе парообразования
происходит на частичках взвеси (которые являются здесь центрами
кристаллизации), вследствие чего накипь на греющие
поверхности не выпадает. Когда в испаритель подается известкованная
вода, роль затравки выполняют мелкодисперсные частицы,
образовавшиеся в процессе известкования. Обработка
подаваемой в испаритель воды в таких конструкциях (рис. 6.2, б)
может ограничиваться также подкислением ее с последующей
нейтрализацией.
Испарители, в которых процесс парообразования протекает
в слоях воды, расположенных над греющей секцией испарителя,
называются испарителями с вынесенной зоной
кипения. В испарителях с вынесенной зоной кипения, так же как
и в испарителях обычного типа (работающих на ионированной
воде), образующийся пар конденсируется обычно либо в
теплообменниках, включенных в систему регенеративного
подогрева питательной воды котлов, либо в трубчатом пучке
другого испарителя, работающего при более низком давлении.
165

Рис. 6.3. Схемы подвода и отвода воды и пара в трехступенчатой испарительной
установке с параллельным (а) и последовательным (б) питанием:
/—подвод греющего пара; 2, 3, 4 — испаритель первой, второй и третьей ступеней;
5 — отвод вторичного пара; б—конденсатор; 7—отвод дистиллята; 8 — продувка; 9 —
отвод конденсата греющего пара; 10—подогреватель питательной воды; // — подвод
питательной воды
Отвод теплоты от конденсирующегося пара водой, сбрасываемой
в источник технического водоснабжения, применяется крайне
редко, так как это связано с большими потерями теплоты.
Пар, подаваемый в испаритель, называют первичным
паром, а образовавшийся из поступающей в испаритель
воды — вторичным. Если вторичный пар испарителя
конденсируется непосредственно в теплообменнике (называемом
конденсатором испарителя), испарительная установка
является одноступенчатой (см. рис. 6.1). В многоступенчатой
установке вторичный пар каждого испарителя (каждой ступени
установки), за исключением последнего, конденсируется в
греющей секции другого испарителя и только вторичный пар
последнего испарителя—в конденсаторе.
На рис. 6.3 приведены схемы подвода и отвода воды
и пара в трехступенчатой испарительной установке. Здесь
166

вторичный пар первой и второй ступеней является первичным
(греющим) паром соответственно для каждой последующей
ступени.' Конденсатором последней ступени может быть
подогреватель, включенный в систему регенеративного подогрева
основного конденсата паротурбинной установки, или любой
другой теплообменник электростанции. На многоступенчатых
испарительных установках вторичный пар последней ступени
может также конденсироваться в теплообменниках,
охлаждаемых водой, поступающей на питание установки. Однако
осуществить такую схему можно лишь тогда, когда число
ступеней испарения не меньше шести, так как только в этом
случае количество питательной воды оказывается достаточным
для конденсации всего расхода пара последней ступени.
Питание многоступенчатой испарительной установки может
проводиться так, как показано на рис. 6.3, а, т. е. когда
в каждый испаритель поступает вода из одной общей линии.
Такая схема называется схемой параллельного питания.
Применяется также схема последовательного питания
(рис. 6.3, б), при которой вся питательная вода подается в
первую ступень установки. Здесь часть воды испаряется, а другая
перетекает в следующую ступень. Такое движение воды имеет
место во всех ступенях, за исключением последней, из которой
оставшаяся (неиспарившаяся) часть воды сбрасывается в
дренажные линии или доупариватель (если сбросы продувочных вод
не допускаются). Сброс части воды из водяного объема
испарителя (продувка испарительной установки) как в
одноступенчатых, так и в многоступенчатых установках позволяет
поддерживать содержание растворенных в выпариваемой воде
(концентрате) веществ в определенных пределах. Продувка
определяет степень упаривания исходной воды в установке
и выбирается такой, чтобы отложение накипи на поверхностях
греющей секции не происходило или протекало медленно. При
параллельном питании испарителей многоступенчатой установки
продувка производится из каждой ступени, при
последовательном—только из испарителя последней ступени.
Энтальпия продувочной воды в последней ступени меньше, чем
в первой, поэтому потеря теплоты с продувкой при работе по
рассмотренным схемам (особенно при большом числе ступеней)
при параллельном питании заметно больше, чем при
последовательном. Потери с продувочной водой могут быть уменьшены, если
установить теплообменники, в которых она охлаждается
(охладители продувки). Охлаждение можно проводить питательной водой
испарителя или другими потоками воды, используемой в
технологическом процессе электростанции (например, водой, направляемой
в паропреобразовательные установки, подпиточной водой тепловых
сетей и пр.), однако это усложняет установку, особенно при работе
по схеме рис. 6.3, а.
167

Как видно из рис. 6.3, питательная вода в приведенных
схемах при последовательном питании до поступления в первую
ступень проходит ряд подогревателей, к которым подводится
вторичный пар, отбираемый после каждой ступени испарения;
при параллельном питании также устанавливаются
подогреватели и схема обеспечивает возможность подавать в каждый
испаритель воду при температуре, близкой к температуре
насыщения. В схемах с такими подогревателями расход
греющего пара в первую ступень при одной и той же
производительности испарительной установки понижается и,
следовательно, тепловая экономичность ее возрастает. Однако
установка усложняется и требует больших капитальных затрат.
Поэтому обычно такие подогреватели применяют, когда число
ступеней больше трех.
При последовательном питании концентрация растворенных
в выпариваемой воде веществ во всех ступенях, кроме
последней, при одних и тех же значениях продувки ниже,
чем при параллельном. Это дает возможность существенно
упростить устройства по очистке пара в испарителях первых
ступеней, отказаться от промывки пара в них, а так как на
промывку пара конденсатом расходуется 3—4% дистиллята,
получаемого на испарителе, то и поднять производительность
установки (схемы очистки пара в испарителях см. в гл. 8).
Одноступенчатые испарительные установки применяются
в основном на электростанциях, на которых потери пара
и конденсата не превышают 2—3%. Такие потери характерны
для конденсационных электростанций (КЭС) и ТЭЦ, имеющих
лишь внутренние потери. Если на ТЭЦ наряду с внутренними
потерями имеются также внешние и общие потери достаточно
велики, компенсировать их одноступенчатыми испарительными
установками, вторичный пар которых конденсируется в системе
теплообменников регенеративного подогрева питательной воды
котлов, уже не удается. В таких случаях применяют
многоступенчатые испарительные установки или подают пар тепловому
потребителю не непосредственно от турбины, а от специальных
аппаратов, называемых паропреобразователями. По
конструкции паропреобразователи не отличаются от испарителей
кипящего типа, в которых парообразование происходит на
поверхностях греющей секции. В схемах с
паропреобразователями отбираемый от турбины пар конденсируется в греющих
элементах этих аппаратов, а образовавшийся при этом
вторичный пар подается тепловому потребителю. Таким образом, на
электростанции сохраняется весь конденсат, образовавшийся из
пара, отведенного от отборов турбины, а потери пара
и конденсата у теплового потребителя отражаются лишь на
общем расходе возвращаемого на электростанцию конденсата
(называемого обратным конденсатом).
168

Давление вторичного пара паропреобразователей рпп
определяется требованиями промышленного потребителя. Обычно
оно находится в пределах до 1,6 МПа. Для таких значений
рпп только при работе на воде, умягченной ионированием,
можно исключить образование отложений на греющих
элементах. Поэтому в настоящее время обработка питательной воды
паропреобразователей всегда проводится ионированием.
6.2. ПОЛУЧЕНИЕ ДИСТИЛЛЯТА В ИСПАРИТЕЛЯХ
МГНОВЕННОГО ВСКИПАНИЯ
В испарителях мгновенного вскипания пар образуется не при
кипении, а при вскипании воды, предварительно подогретой до
температуры, превышающей на несколько градусов температуру
насыщения воды в камере, в которой происходит
парообразование. На рис. 6.4 представлена принципиальная схема простейшей
установки такого типа. Как видно из рисунка, вода, прошедшая
упрощенную обработку, предварительно нагревается в змеевиках
2, обогреваемых конденсирующимся вторичным паром, и
теплообменнике греющего (первичного) пара /, а затем поступает
в первую ступень установки. Здесь поддерживается давление ри
при котором температура насыщения t\ на несколько градусов
ниже температуры поступающей воды t'0. Вследствие этого часть
поступившей воды AZ^ испаряется. Образовавшийся пар
конденсируется на поверхностях змеевиков 2, а вода перепускается
в следующую ступень. Давление во второй ступени р2 ниже, чем
в первой, и некоторое количество воды AD2 вновь испаряется.
Такой процесс повторяется в каждой ступени. Из последней
ступени одна часть воды направляется на продувку, другая — на
рециркуляцию. Дистиллят перепускается из одной ступени
в другую и отводится из установки по линии 6.
Для того чтобы в нормальном режиме (т. е. при
принятом значении температуры воды после теплообменника
Рис. 6.4. Схема испарительной установки мгновенною вскипания:
/ — теплообменник греющего пара; 2— змеевик конденсатора вторичного пара; 3 —
устройство для сбора конденсата; 4 — водяной объем ступени испарительной установки;
5- охладитель продувки; 6 — отвод дистиллята; 7—подвод питательной воды; 8,
У—подвод охлаждающей воды и отвод ее; II)—продувка
169
И Закач № 2066

1) устанавливался баланс между количествами теплоты,
подведенной к установке и отведенной от нее, в последних
ступенях конденсация пара проводится на змеевиках,
охлажденных технической водой (поз. 8 и 9).
Испарители мгновенного вскипания работают обычно на
воде с затравкой или на воде, обработанной методом подкисле-
ния. Они могут быть как многоступенчатыми, так и
одноступенчатыми, однако во всех случаях, когда применяется лишь
упрощенный метод обработки питательной воды, отложения на
поверхностях нагрева не образуются при температурах воды до
120° С, т. е. когда давление в первой ступени не превышает
0,2 МПа. В одноступенчатых испарителях кипящего типа, когда
температура питательной воды равна температуре насыщения
в корпусе аппарата, количество вторичного пара (а
следовательно, и количество дистиллята) равно примерно количеству
конденсирующегося греющего пара, а в многоступенчатой
установке количество образующегося дистиллята в таких
условиях пропорционально числу ступеней испарения.
В испарителях мгновенного вскипания количество
образующегося вторичного пара (и соответственно количество
дистиллята) не зависит от числа ступеней и определяется в основном
расходом циркулирующей воды DB и температурным перепадом
Агуст между температурой t0 и температурой насыщения
в последней камере установки t'x. При одних и тех же
DB и AtycT производительность многоступенчатой и
одноступенчатой установок будет одинаковой. Однако расходы теплоты
при этом резко различаются. В одноступенчатой установке
в теплообменнике греющего пара (см. рис. 6.4) воду
потребуется нагревать от температуры, близкой к температуре t'x = t'xm,
до tQ, в то время как в многоступенчатой — от температуры
?ь близкой к температуре насыщения t\, до той же
температуры t0. Очевидно, что во втором случае расход теплоты
будет значительно меньше. Из этого следует также, что для
одного и того же температурного перепада А?уст с увеличением
числа ступеней расход греющего пара уменьшается.
В многоступенчатых испарительных установках мгновенного
вскипания число ступеней доходит до 30—40. Однако в тех
случаях, когда установка мгновенного вскипания включается
в систему регенеративного подогрева питательной воды котлов,
она может быть одноступенчатой или иметь несколько ступеней
(до трех-четырех).
6.3. КАЧЕСТВО ДИСТИЛЛЯТА ИСПАРИТЕЛЕЙ
Качество дистиллята определяется его общим солесодер-
жанием, а также (когда дистиллят используется для подпитки
котлов высокого давления) количеством кремниевой кислоты,
170

содержащейся в 1 кг дистиллята. Наряду с этими показателями
в дистилляте, поступающем в систему подогрева питательной
воды котлов, нормируют концентрации железа, меди,
кислорода и углекислоты. В соответствии с Правилами технической
эксплуатации электрических станций и сетей (ПТЭ) [27]
в дистилляте, используемом в качестве добавочной воды для
котлов, соединений натрия в пересчете на Na+ должно быть
не более 100 мкг/кг, свободной углекислоты — не более 2 мг/кг,
а концентрация остальных составляющих должна быть такой,
чтобы обеспечивалось выполнение норм качества питательной
воды котлов, которые устанавливаются ПТЭ.
Требования к качеству питательной воды котлов зависят
от типа котлов и давления, на котором они работают. Для
барабанных котлов дистиллят солесодержанием до 100 мкг/кг
может непосредственно подаваться в линии регенеративного
подогрева питательной воды паротурбинной установки в
качестве добавка. Для прямоточных котлов в соответствии
с нормами ПТЭ концентрация соединений натрия в
питательной воде (в пересчете на Na) должна быть не выше 5 мкг/кг.
Поэтому ПТЭ предписывают на энергоблоках с такими
котлами предусматривать дополнительную очистку дистиллята
в установке для обессоливания конденсата турбин. При такой
схеме допустимое солесодержание дистиллята при прямоточных
котлах можно установить таким же, как и при барабанных
A00 мкг/кг).
Конденсат, возвращенный с производства, не подвергается
очистке, если при присоединении его к общему потоку
питательной воды нормы качества питательной воды
выдерживаются. Когда применяются устройства по очистке
обратного конденсата, содержание примесей в обработанном
конденсате не должно превышать значений, устанавливаемых
нормами питательной воды котлов.
Нормы качества концентрата испарителей устанавливаются
теплотехническими испытаниями. Предельные концентрации
растворенных веществ в нем должны быть такими, чтобы
обеспечить требуемое качество дистиллята и работу при
практически безнакипном режиме. Для испарителей,
работающих на воде, умягченной ионированием, общая жесткость
питательной воды должна быть не более 30 мкг-экв/кг при
солесодержании ее до 2000 мг/кг и не более 75 мкг-экв/кг при
более высоких значениях солесодержания. Содержание
кислорода должно быть не более 30 мкг/кг, а свободная углекислота
должна отсутствовать. При общем солесодержании химически
очищенной воды более 2000 мг/кг разрешается фосфатирование.
При такой питательной воде отложения на теплоотдающих
поверхностях практически не образуются (или процесс
образования их протекает достаточно медленно) даже при весьма
171

высоких солесодержаниях концентрата (до 50—100 г/кг)*.
Требуемое качество дистиллята на испарителях данного типа (с
одноступенчатой или двухступенчатой промывкой пара) в
нормальных условиях эксплуатации также всегда может быть
обеспечено. Поэтому предельное солесодержание концентрата
здесь устанавливают по значению продувки, которую
рекомендуется поддерживать не ниже 1—2%. При меньших продувках
в концентрате накапливается большое количество шлама,
который может полностью забить патрубки продувочных линий.
Продувка в испарителях, работающих на воде, прошедшей
упрощенную обработку, обычно выше этих значений. Однако на
установках, последние ступени которых находятся под
сравнительно глубоким вакуумом (давление составляет примерно 0,01 МПа),
при исходной воде, солесодержание которой не превышает
1500—2000 мг/кг, продувка может иметь те же или близкие к ним
значения B—3%), при морской воде она доходит до 30%.
Однако на многоступенчатых установках, работающих на
такой воде, солесодержание дистиллята в настоящее время
значительно больше, чем на установках, работающих на
умягченной воде. Это связано прежде всего с тем, что
многоступенчатые испарительные установки, работающие с
затравкой или с подкислением исходной воды, создавались
сначала лишь для опреснения морских и солончаковых вод
в районах, где пресной воды для водоснабжения населения
и промышленных нужд не хватало. Глубокое обессоливание
здесь не требуется. Поэтому на установках такого типа
наиболее эффективные методы очистки вторичного пара
(промывка его в слое конденсата) не применяются, а часть
опресненной воды, используемой для компенсации потерь пара
и конденсата электростанций, подвергается дополнительной
обработке на ионитных фильтрах. В дальнейшем такие
установки начали применять также на крупных промышленных ТЭЦ,
на которых у промышленного потребителя большая часть
пара теряется или обратный конденсат сильно загрязнен.
В таких условиях доочистке подвергается уже почти весь
дистиллят всех испарителей.
Солесодержание дистиллята многоступенчатых установок,
работающих на морской воде с затравкой или с кислотной
обработкой исходной воды, находится обычно в пределах до
5 мг/кг при испарителях с вынесенной зоной кипения и до
20—30 мг/кг при испарителях мгновенного вскипания. При
работе на пресной воде солесодержание дистиллята ниже,
* Хотя концентрат содержит не только соли, принято говорить о его
«солесодержании», понимая под этим термином концентрацию всех
электролитов. Аналогичные термины применяются для характеристики качества
пара и дистиллята.
172

однако и в этих условиях, когда эффективные средства очистки
вторичного пара испарителей от уноса капельной влаги не
применяются, а котлы не имеют специальных устройств, при
которых они могут работать на питательной воде повышенного
солесодержания, дистиллят можно использовать в качестве
добавочной воды котлов лишь после дополнительной
обработки его.
Одноступенчатые испарительные установки, работающие на
воде, прошедшей упрощенную обработку, на электростанциях
всегда предназначаются для подготовки добавочной воды
котлов и оборудуются эффективными устройствами по очистке
вторичного пара. Качество дистиллята таких испарителей
практически такое же, как и на испарителях, работающих на
умягченной воде.
Глава 7
СХЕМЫ ИСПАРИТЕЛЬНЫХ
И ПАРС-ПРЕОБРАЗОВАТЕЛЬНЫХ УСТАНОВОК
7.1. ИСПАРИТЕЛЬНЫЕ УСТАНОВКИ, ВКЛЮЧЕННЫЕ В
СИСТЕМЫ ПОДОГРЕВА ПИТАТЕЛЬНОЙ ВОДЫ ПАРОВЫХ
КОТЛОВ И СЕТЕВОЙ ВОДЫ ТЭЦ
При применении термического метода подготовки
добавочной воды на КЭС чаще всего используются одноступенчатые
испарительные установки, которые всегда включаются в
систему регенеративного подогрева питательной воды паровых
котлов; на ТЭЦ наряду с этой схемой применяется такая,
при которой установка включается в систему подогрева сетевой
воды. При работе по первой схеме греющий пар подводится
к испарительной установке от регенеративного или
регулируемого отбора турбины; когда установка включена в систему
подогрева сетевой воды, пар подводится к ней от одного из
теплофикационных отборов.
В обоих случаях могут применяться как испарители
кипящего типа, так и испарители мгновенного вскипания, однако
в настоящее время здесь применяются в основном испарители,
работающие на умягченной воде, в которых парообразование
протекает в греющей секции. При испарителях такого типа
конденсация вторичного пара может производиться в
отдельных конденсаторах либо в тех же регенеративных
подогревателях, в которых осуществляется подогрев основного потока
конденсата, направляемого в деаэратор.
173

' "П+1
Е8~-
Рис. 7.1. Схемы включения испарителей в систему регенеративного подогрева
основного конденсата турбины:
а—с отдельным конденсатором вторичного пара; б—с конденсацией вторичного пара
в ПНД турбины; /, 2 — подвод пара от отборов турбины; И—испаритель; КИ—
конденсатор испарителя; Пп; i7„+1—регенеративные подогреватели отборов с давлением
р„ и р„+, (линии подвода питательной воды и продувки не показаны)
На рис. 7.1 приведены две возможные схемы включения
испарительных установок такого типа в систему
регенеративного подогрева воды турбины. В обеих схемах греющий пар
подводится к испарителю от одного из отборов турбины
с давлением рп; вторичный пар конденсируется либо в
конденсаторе, установленном непосредственно перед
регенеративным подогревателем этого отбора (рис. 7.1, а), либо в
следующем (по ходу пара в проточной части турбины)
подогревателе, куда подводится пар от отбора с давлением p„ + i. По
схеме на рис. 7.1, а, когда испаритель не включен в работу,
подогрев питательной воды от энтальпии h„+l до энтальпии
h„ происходит в регенеративном подогревателе П„ паром и-го
отбора турбины; когда испаритель работает, подогрев
питательной воды осуществляется сначала в конденсаторе
испарителя КИ вторичным паром испарительной установки (до
некоторого промежуточного значения энтальпии /гкн), а затем
в регенеративном подогревателе П„. Очевидно, что при
пренебрежении потерями теплоты в окружающую среду общий
расход теплоты на подогрев питательной воды от h„+1 до
hn в обоих случаях остается одним и тем же и, следовательно,
расход пара в отборе с давлением р„ не изменяется. Поэтому
при такой схеме включения испарителя тепловая экономичность
электростанции при работающих и выключенных испарителях
остается одной и той же.
Схема включения испарителя, показанная на рис. 7.1, б (без
отдельного конденсатора), проще. Теплота конденсируемого
вторичного пара здесь также воспринимается подогреваемой
питательной водой парового котла, однако тепловая
экономичность электростанции с испарителями, установленными по
такой схеме, ниже, чем без них. Действительно, как при
174

включенном, так и при выключенном испарителе общие
расходы пара в регенеративных подогревателях П„ и Пп+1
остаются одними и теми же. Между тем при включенном
испарителе расход пара от отбора я возрастает на значение,
соответствующее расходу греющего пара на испаритель Dip,
а расход пара от отбора я +1 уменьшается на значение,
определяемое производительностью испарителя Ducn. Так как
давление в отборе я выше, чем в отборе (п+\)(р„>р„ + 1),
а 1)Гр«Х)исп, то очевидно, что при этом мощность турбины
уменьшается на
ДЛг=Д,сп(/гп-яп + 1)л„Лг, G.1)
где я„ и яп+1—энтальпия пара в отборах я и я+1,кДж/кг;
Ьисп — производительность испарителя,кг/с; т) м — механический
КПД турбины; г)г — КПД генератора.
По схемам, подобным приведенным на рис. 7.1, испарители
могут включаться также в систему подогрева сетевой воды.
В связи с тем что включение испарителей в систему
подогрева питательной воды паровых котлов или воды
тепловых сетей по схеме на рис. 7.1, б приводит к недовыработке
электроэнергии, на электрических станциях следует применять
лишь схему, изображенную на рис. 7.1, а. Эту схему принято
называть схемой без потерь тепловой экономичности
паротурбинной установки.
Обычно по такой схеме в системе регенеративного подогрева
турбины испарители и КИ устанавливаются между
регенеративными подогревателями, находящимися до деаэратора, т. е. на
линии регенеративного подогрева основного конденсатора.
Устанавливаемые здесь регенеративные подогреватели принято
называть подогревателями низкого давления (ПНД). В системе
подогрева сетевой воды испаритель и КИ устанавливаются
между сетевыми подогревателями, к которым подводится пар
от теплофикационных отборов.
Температурный перепад, который может быть использован
для работы испарительной установки между двумя смежными
отборами турбины, не превышает 15—20° С. Поэтому в систему ,
регенеративного подогрева основного конденсата или сетевой
воды по схеме на рис. 7.1, а включаются только
одноступенчатые испарительные установки. Производительность их
ограничена и обычно не превышает 2—4% производительности
парового котла при включении их в систему регенерации
турбины и 8—12% при включении в систему подогрева
сетевой воды ТЭЦ. Чем выше выбран температурный перепад
между греющим и вторичным паром, тем производительность
испарителя будет ниже, так как для подогрева питательной
воды от энтальпии ял + 1 до я».и (см. рис. 7.1, а) потребуется
меньше теплоты и, следовательно, меньше вторичного пара
175

окажется возможным сконденсировать в конденсаторе
испарителя. При меньших температурных перепадах
производительность испарителя может быть выбрана большей, однако
стоимость его, отнесенная к единице производительности,
будет выше.
Методику построения кривой, устанавливающей зависимость
производительности испарителя D„cn от выбранного
температурного перепада между греющим и вторичным паром AtHca,
рассмотрим на конкретном примере.
Допустим, что давление в отборе ротб, от которого
пар отводится к регенеративному подогревателю П„, составляет
0,121 МПа. Энтальпия основного конденсата на выходе из
Я„ + 1 /г„ + 1 = 276 кДж/кг, а расход его D0 к = 450 т/ч. Эти
данные устанавливаются из расчета принципиальной тепловой
схемы паротурбинной установки или выбираются из
справочников [46].
Потери давления в линиях до испарителя Ар обычно
составляют 5—8% рот6.
Приняв Ар = 0,05/?от6, установим, что давление
конденсирующегося пара в греющей секции испарителя
рис„=А»в/1,05 = 0,121/1,05 = 0,115МПа.
Этому давлению соответствует температура насыщения
?исп= 103,57°С. Приняв А?ИСП=10°С, установим, что
температура насыщения вторичного пара
''.т = *;,с„-Л*-с„ = Ю3,57 -10 = 93,57° С.
Данному значению гвт соответствует давление вторичного
пара /?вт = 0,08 МПа. Оценивая потери давления в линиях от
испарителя до КИ в 5%/?вт, установим, что конденсация в КИ
происходит при давлении
Л.и=Р„/\,05 = 0,08/1,05 = 0,076 МПа.
Этому давлению соответствует температура насыщения
/;.„ = 92,26° С.
В конденсаторе испарителя основной конденсат не может
быть нагрет до температуры насыщения конденсирующегося
пара. Обычно он не догревается до этой температуры на
3 — 5° С. Приняв недогрев 9 = 4° С, получим, что температура
воды на выходе из КИ /КИ = 88,26°С. При этой температуре
^к.и = 369,6 кДж/кг. Тогда общее количество теплоты, которая
может быть воспринята потоком основного конденсата,
бо. * = А, к (А., и - К + х) = 450 ■ 103 C69,6 - 276,0) = 42,134 • 106 кДж/ч,
а производительность испарителя
Я-с„.Р = бо../',.. = 42 134-103/2287,5 = 18411 кг/ч* 18,4 т/ч,
где гк и — теплота конденсации, кДж/кг.
176

-"меть
т/ч
18
16
%
12
10
8 10 12 П 1SAtwn°C
Рис. 7.2. Зависимость
производительности испарителя D„cn от
температурного перепада Д/ясп
Рис. 7.3. Схема расчета по определе-
20
Ввод исходных ванных
I
^?исп-<^ С
Определение Величин
Рщсп' t исп»''вт./'вт
| Определение р^щ и лкм |
Определение 00.к,Лксл.п
I
ЛМ=ЛцОП.р-Лщоп
Заданную производительность
получать нельзя
X
С
STOP
J
Проведя аналогичные
расчеты при других произвольно
выбранных температурных
перепадах Агисп, можно
построить зависимость Dnen=f(At„cn)
(рис. 7.2), по которой легко
выбрать температурный
перепад между температурами насыщения греющего и вторичного
пара в греющей секции испарителя при заданной
производительности. Так, например, если необходимая
производительность составляет 15,0 т/ч, температурный напор в
испарителе должен составлять 14,7° С. При известной
производительности испарителя и определенном приведенным выше методом
температурном перепаде At„cn необходимая поверхность
греющей секции аппарата устанавливается из расчета
гидродинамики и теплопередачи (см. гл. 11).
Обычно для того чтобы выбрать отборы, между которыми
следует установить испарительную установку, включенную
в систему подогрева основного конденсата, подобный анализ
проводится для всех возможных вариантов, т. е. необходимые
Д'исп устанавливаются при подводе пара к испарителю
от каждого из отборов, расположенных в проточной части
турбины за деаэратором (по ходу пара). Недогрев до
температуры насыщения пара, конденсирующегося в КИ,
во всех вариантах принимается одним и тем же. В этих
условиях в КИ во всех случаях среднелогарифмический
температурный напор остается практически неизменным,
177

а коэффициент теплопередачи изменяется настолько, что
этими изменениями можно пренебречь. Поэтому стоимость
КИ во всех вариантах может приниматься неизменной,
а стоимость испарителя будет наиболее низкой в варианте
с наиболее высокими значениями Л/исп. В связи с этим
из расчетов выбирается вариант, при котором требуемая
производительность обеспечивается при наибольшем
температурном напоре в греющей секции испарителя. Если
рассматриваются варианты с испарителями, питаемыми водой,
умягченной ионированием, то не учитываются вакуумные
отборы, а также отбор, при котором в КИ устанавливается
давление на 0,02—0,03 МПа ниже атмосферного, так как
затраты на то, чтобы обеспечить достаточную плотность
(допустимые присосы), обычно не окупаются преимуществами,
полученными в результате повышения А?исп. Когда
предполагается применение испарителей мгновенного вскипания,
работающих на воде, прошедшей упрощенную обработку,
предпочтение отдается отбору, давление в котором близко
к атмосферному.
Расчеты по выбору Л/всп легко могут быть проведены на
ЭВМ. На рис. 7.3 показана схема расчета. Программа расчета
на языке Фортран и результаты его, выполненные для
рассмотренного выше примера, приводятся ниже.
С ПРОГРАММА РАСЧЕТА 'DTI'
FUNCTION НИТ>
Н1«8.А7239+3.?9247*Т+е.еМв9в*Т**2
RETURN
END
FUNCTION H2(T)
Н2°2474.67647+2.442в8«Т-«.ее42185«Т*«2
RETURN
END
FUNCTION P<T)
P-<((T+7«.)/17в.>«*6>/1в.
RETURN
END
FUNCTION T(P)
T*17«.*<ie.*P>«*.16666-7».
RETURN
END
PROGRAM DTI
DATA GISP/1.5E4/,G0K/».45E6/,HK/276.e«/rP0TB/
* •.121/,DTN/4./
WRITE<5,1«> BISP,60K,HK
URITE<5,15> P0TB,DTN
URITEF,1«> 6ISP,Q0K,HK
WRITEF.15> POTB.DTN
14 FORMAT('ИСХОДНЫЕ ДАННЫЕ'/ЗЕ12.5)
15 F0RMATBE12.5)
178

от=з.е
29 CONTINUE
P1*P0TB/1.95
T2=T<P1)-DT
PT2=P<T2>
PK1»P<T2>/1.95
TK=T(PKi)
TK1»TK-DTN
HK1-HKTK1)
Q0K=G0K*<HK1-HK>
6ISPR=Q0K/(H2(TK)-H1(TK))
DG=GISPR-GISP
IF<DT.NE.3.9> GO TO 4
IF(DG>49,49,4
4 CONTINUE
IF(DG>1,1,2
2 DT=DT+9.1
GO TO 29
1 URITE<5,39> P1,PT2,DT,GISPR
WRITEF,39> Pi,PT2,DT,GISPR
39 FORHAT<'ПЕЧАТЬ РЕЗУЛЬТАТОВ РАСЧЕТА',/,
* 'P1=',E12.5,'PT2*',E12.5/
* 'DT«',E12.5,'GISPR»',E12.5>
GO TO 42
49 URITE(S,41)
41 FORMAT С ЗАДАННУЮ ПРОИЗВОДИТЕЛЬНОСТЬ ПОЛУЧИТЬ
* НЕЛЬЗЯ')
42 STOP
END
ИСХОДНЫЕ ДАННЫЕ
9.15999Е+95 9.45999Е+96 9.27699Е+93
9.12199Е+99 9.49999Е+91
ПЕЧАТЬ РЕЗУЛЬТАТОВ РАСЧЕТА
PI» 9.11524E+99 РТ2= 9.67871Е-91
DT- 9.14799E+92 GISPR» 9.14967E+95
Принятые в программе обозначения приводятся в табл. 7.1.
Таблица 7.1. Обозначения, принятые в программе DTI
Показатель
Энтальпия воды, кДж/кг
Энтальпия пара, кДж/кг
Давление, МПа
Температура, °С
Производительность испарителя, кг/ч
Расход основного конденсата, кг/ч
Обозначение
в текст е книги
А'
И"
Р
I
-^-'исп
А,..
в программе
HI
Н2
Р
Т
GISP
GOK
179

Продолжение табл. 7.1
Показатель
Энтальпия конденсата после
регенеративного подогревателя, кДж/кг
Недогрев до температуры насыщения, "С
Температурный напор в греющей
секции испарителя, °С
Давление в отборе, МПа
Давление в греющей секции
испарителя, МПа
Давление вторичного пара, МПа
Давление в конденсаторе испарителя,
МПа
Температура насыщения в
конденсаторе, °С
Температура воды после конденсатора
испарителя, °С
Энтальпия воды после конденсатора,
кДж/кг
Теплота, переданная конденсатору,
кДж/ч
Расчетная производительность
испарителя, кг/ч
Разность (А,сп.р-А,сп), кг/ч
Обозначение
в тексте книги
К
а
А'исп
/>отб
/'исп
Рл
Л. и
'i.«
*к и
Л«.и
Со.
-^исп р
AD
в программе
нк
DTN
DT
РОТВ
Р1
РТ2
РК1
ТК
ТК1
НК1
QOK
GISP
DG
По программе DTI требуемая Агисп определяется
непосредственно для задаваемой производительности. Программа
может применяться во всех случаях, когда испаритель
включается по схеме рис. 7.1, а в систему подогрева основного
конденсата или сетевой воды. Вводимые исходные данные
включают в себя: производительность испарителя, кг/ч, расход
основного конденсата или сетевой воды, кг/ч, энтальпию воды
на входе в КИ, кДж/кг, давление в отборе, от которого
греющий пар подается в испаритель, МПа, и недогрев до
температуры насыщения, °С. В результате расчета (как и в
приведенном выше примере) устанавливаются все данные,
необходимые для расчета гидродинамики и теплопередачи в
аппарате и определения размеров греющей секции испарителя.
В расчете наиболее низкое значение At, которое может
быть допущено при разработке испарительной установки,
принято равным 3°С. Приняв это значение для Л/исп, мы
фактически полагаем, что в случаях, когда необходимая
производительность может быть получена лишь при Агисп<3°С,
устанавливать испарительную установку на этот отбор не
следует. Далее, в полном соответствии с последовательностью
расчета, рассмотренной на приведенном выше примере,
определяется производительность испарителя при данном At„cn
180

пнд
щ V
J
3
, й
* 1
'
6\ -
Y
п. ,
Ой
ПНИ
Ф
Л
_™f
л-
V
А
JL
1
N
"<_!_
>5
/
(О*
л
^■йН
J
■***
л'
,
-" Л/"
.' СЛ
S
8
Рис. 7.4. Схема включения испарителей в систему регенеративного подогрева
воды турбины К-200-130:
7, 2—пар от 5-го и 6-го отборов турбины; 3—подвод химобработанной (умягченной)
воды; 4—вторичный пар; 5—питательная вода испарителя; 6 — продувка; 7, 8—отвод
конденсата греющего и вторичного пара; 9—к деаэратору основного конденсата;
Hi и й2 —испарители; Д—деаэратор; KHt и КИ2 — конденсаторы испарителей; ПНД—
подогреватель низкого давления; ПНИ—питательный насос испарителей;
ОД—охладитель дренажа; ДН—дренажный насос
(^исп.р) и эта производительность сравнивается с заданной,
т. е. устанавливается разность Д/) = Д,СП р — Dncu. Если AZ><0,
то на дисплей выводится: «Заданную производительность
получить нельзя»; если Д/)>0, ЭВМ проводит расчет на
следующем шаге, т. е. при At„cn, отличающемся от принятого
ранее на 0,1° С, и проводит такие расчеты до тех пор, пока
AD вновь примет отрицательное значение. Данные, полученные
при этом отрицательном значении AD, выводятся на дисплей
как результаты расчета и могут быть записаны на ленте.
В приведенной программе используются зависимости р —f(t)
и t=f\p) для сухого насыщенного пара, а также уравнения,
определяющие энтальпию воды и пара на линии насыщения.
Эти зависимости построены по табличным данным для
интервала давлений от 0,035 до 0,7 МПа. Если проектируется
установка для работы в условиях, выходящих за эти пределы,
уравнения следует заменить другими.
На рис. 7.4 приводится схема включения испарителей в
систему регенеративного подогрева воды конденсационного блока
с турбиной К-200-130. На блоке имеются две испарительные
181

установки, работающие на умягченной ионированием
деаэрированной воде. Одна из них подключена к 5-му отбору
турбины, другая — к 6-му. Давление пара в отборах
соответственно составляет 0,255 и 0,121 МПа (при номинальной
мощности турбины 200 МВт).
Деаэратор химически обработанной воды работает при
давлении 0,117 МПа. Оба испарителя #t и И2 имеют свои
конденсаторы КИХ и КИ2.
В блоках с барабанными паровыми котлами продувка
котлов после расширителей продувки направляется либо
непосредственно в деаэратор испарительных установок, либо в баки
химобработанной воды, где смешивается с водой, направляемой
в испарители. При такой схеме общие потери воды на
электростанции существенно снижаются.
Оба испарителя могут покрыть потери пара и конденсата
в количестве до 4,7% производительности парового котла.
На блочных конденсационных установках потери пара и
конденсата при номинальной мощности турбогенератора не
должны превышать 2%.
Таким образом, суммарная производительность испарителей
значительно выше той, которая требуется в нормальных
условиях при номинальной производительности. Однако при
пониженных мощностях турбины потери в блоке практически
остаются без перемен, в то время как производительность
испарителей резко падает. Поэтому для блоков, работающих
при переменных режимах, схема с двумя испарителями общей
производительностью 4—5% производительности паровых
котлов, является оправданной.
На рис. 7.5 приведена схема включения испарителей в
систему подогрева сетевой воды теплофикационной турбины
Т-100-130. Принципиально схема не отличается от приведенной
на рис. 7.1, а. Установка состоит из двух испарителей,
подключенных параллельно к одному отбору, и двух
конденсаторов, включенных в линию подогрева сетевой воды. Сетевая
испарительная установка имеет два сетевых подогревателя
СП1 и СП2, к которым подводится пар от 6-го и 7-го
отборов турбины. Расход пара в отборах в зимнее время
доходит до 310 т/ч, поэтому производительность испарителей
может быть выбрана довольно высокой. Однако технико-
экономические расчеты показали, что увеличивать ее выше
70 т/ч нецелесообразно. При работе по схеме рис. 7.5 в зимнее
время производительность установки находится в пределах
40—60 т/ч, летом—до 40 т/ч*.
* Внутренние потери блока с турбиной Т-100-130 в нормальных условиях
не превышают 20—25 т/ч. Таким образом, частью дистиллята испарительной
установки можно компенсировать потери пара турбин с промышленными
182

I м—
Рис. 7.5. Схема включения испарителей в систему подогрева сетевой воды
теплофикационной турбины Т-100-130:
1, 2—пар от 6-го и 7-го отборов турбины; 3—подвод питательной воды; 4 — продувка
испарителя; 5—отвод конденсата греющего пара; 6 — вторичный пар; 7—отвод конденсата
вторичного пара; 8—сетевая вода; 9—обратная сетевая вода; 10, 11— подвод воды
к конденсатору и отвод из него; 12— обводная линия сетевой и подпиточной воды; 13 —
подпиточная вода; 14—в линию основного конденсата турбин; 15 — в деаэратор основного
конденсата или бак чистого дистиллята; И, и И2 —испарители; КИ,
и КИг — конденсаторы испарителей; СП, и СП2—сетевые подогреватели; ДН—дренажный
насос; ДНС—дренажный сетевой насос; ►—движение сетевой воды в зимних
режимах; ► — движение сетевой или подпиточной воды в летних режимах
В зимних режимах подогрев сетевой воды происходит
всегда в обоих сетевых подогревателях паром 6-го и 7-го
отборов турбины. В этих условиях к испарителям греющий
отборами или при расширении станции заменять часть глубокообессоленной
воды, используемой в качестве добавки на установленных ранее турбоагрегатах.
При солесодержании исходной воды выше 3—5 мг-экв/кг дистиллят
испарителей, включенных в систему подогрева сетевой воды, дешевле химически
обессоленной воды. Кроме того, при замене химически обессоленной воды
дистиллятом содержание солей в сбросных водах понижается.
183

пар подводится из 6-го отбора, а в качестве охлаждающей
воды в конденсаторах КИХ и КИ2 используется сетевая вода,
прошедшая подогреватель СП1. Таким образом, испарительная
установка оказывается включенной между 6-м и 7-м отборами.
Летом к сетевому подогревателю СП2 обычно пар не
подводится, и для того чтобы сохранить схему, при которой
включение испарителей не приводит к уменьшению тепловой
экономичности турбоагрегата, на испарители подается пар от
7-го отбора, а конденсаторы по воде подключаются к линии
обратной сетевой воды (при закрытой схеме горячего
водоснабжения) или к линии, в которую поступает подпиточная вода
тепловой сети (при открытой схеме)*. В обоих случаях теплота
конденсации вторичного пара испарителей отводится к воде
до поступления ее в подогреватель СП1 (направления движения
воды в зимних и летних режимах показаны стрелками).
На электростанциях, на которых применяется химический
метод подготовки добавочной воды (метод глубокого обес-
соливания), продувочные воды всех котлов могут собираться
и направляться также в испарительную установку, включенную
в систему подогрева основного конденсата или сетевой воды.
В подавляющем большинстве случаев для этого потребуется
установить испарительную установку с одним испарителем на
всю электростанцию. При таких схемах потери теплоты и воды
с продувочной водой паровых котлов снижаются в десятки раз.
Испарители мгновенного вскипания также можно включить
в систему регенеративного подогрева воды турбоагрегата без
потерь тепловой экономичности паротурбинной установки.
В этом случае пар из отбора конденсируется на поверхностях
греющих элементов, в которых циркулирует испаряемая вода
(рис. 7.6). Непосредственно в греющих элементах вода не
испаряется, а лишь доводится до температуры, превышающей
на несколько градусов температуру насыщения вторичного пара
рвт. Это достигается тем, что в греющих элементах
поддерживается давление, при котором температура воды оказывается
ниже температуры насыщения. После дросселирования в камере
испарения вода оказывается перегретой и частично испаряется.
Образующийся при этом пар конденсируется на греющих
элементах, охлаждаемых основным конденсатом. Основной
поток воды вместе с добавочной водой возвращается в
греющую секцию испарителя, а дистиллят отводится в бак чистого
дистиллята (конденсата) электростанции или непосредственно
в деаэратор питательной воды паротурбинной установки.
На испарительную установку такого типа может подаваться
вода, прошедшая упрощенную обработку, или сырая вода
* Возможность перетекания пара из одного отбора в другой должна
быть полностью исключена.
184

Рис. 7.6. Схема включения одноступенчатой испарительной установки
мгновенного вскипания в систему регенеративного подогрева турбины:
/, 2—пар от отборов турбины; 3 — греющая секция испарителя; 4 -поверхность
конденсатора, 5 — отвод дистиллята; 6 — подвод добавочной воды; 7 — продувка; И—
испаритель; ПНД—подогреватель низкого давления; ДН—дренажный насос; ЦН—
циркуляционный насос
с затравкой. Однако стоимость аппарата здесь будет более
высокой, чем при испарителях кипящего типа. Это объясняется
тем, что при одних и тех же недогревах основного конденсата
(одинаковых поверхностях теплообмена КИ) поверхность
греющей секции испарителя мгновенного вскипания выше, так
как средний температурный напор в них (при одних и тех
же значениях давлений греющего и вторичного пара) ниже.
Методика определения температурных условий, при которых
должен работать испаритель мгновенного вскипания требуемой
производительности, включенный по такой схеме, не отличается
от рассмотренной выше.
7.2. СХЕМЫ МНОГОСТУПЕНЧАТЫХ ИСПАРИТЕЛЬНЫХ
УСТАНОВОК
Многоступенчатые испарительные установки могут состоять
из испарителей кипящего типа или испарителей мгновенного
вскипания. На рис. 7.7 приведена схема типичной шестиступен-
чатой установки ТЭЦ. Такие установки обычно содержат семь
испарителей кипящего типа с парообразованием в греющей
секции (шесть рабочих и один резервный). Когда поверхность
нагрева каждого испарителя составляет примерно 600 м2,
общая производительность установки равна 140 т/ч.
В первую ступень испарительной установки поступает пар
из регулируемого отбора турбины под давлением около
1,3 МПа. Образующийся здесь вторичный пар направляется
185

Рис. 7.7. Шестиступенчатая испарительная установка, работающая на
умягченной (ионированной) воде:
1 — турбина; 2 — деаэратор низкого давления; 3 -подогреватель низкого давления
химически обработанной воды; 4 — конденсатор; 5 — испаритель; 6 — регенеративный
подогреватель; 7—расширитель; * — охладитель продувки; 9 — к деаэратору питательной воды
паровых котлов
в греющую секцию второй ступени. Часть вторичного пара
испарителя 5 идет в подогреватель питательной воды 6
установки. Вторичный пар каждого испарителя поступает в основном
в греющую секцию последующего испарителя, но часть его
направляется также в подогреватель питательной воды 6.
Схемы паровых линий последующих испарителей, за
исключением последнего, аналогичны. Вторичный пар шестой ступени
(последнего испарителя) поступает в конденсатор 4, где
конденсируется, подогревая воду, идущую на питание
установки. Питается установка химически обработанной
(ионированной) водой. Эта вода, пройдя еще подогреватель 3, попадает
в деаэратор 2 низкого давления (/? = 0,117 МПа).
Химически обработанная вода из деаэратора
направляется в испаритель первой ступени. До поступления в
испаритель вода проходит пять подогревателей, где нагревается
от температуры 104° С до температуры, близкой к
температуре насыщения при давлении в корпусе испарителя первой
ступени 5. Часть воды здесь испаряется, а остальная
направляется в следующий испаритель. Продувка
осуществляется только из последней ступени. Отсюда она направляется
186

в охладитель продувки 8, где отдает теплоту воде, идущей
в деаэратор 2.
На таких установках питание испарителей может проводиться
также по схеме, аналогичной приведенной на рис. 6.3, а
(параллельное питание). В этом случае продувочная вода из каждого
испарителя поступает в расширитель, который находится под
давлением, близким к давлению в корпусе аппарата последней
ступени. В расширителе практически невозможно отсепариро-
вать захватываемые паром капли воды (концентрата) настолько,
чтобы солесодержание конденсата этого пара не превышало
солесодержания дистиллята. Поэтому направляется он отсюда
в паровое пространство под паропромывное устройство, где
смешивается с паром, генерируемым в этом аппарате. В
расширитель подается также продувочная вода из последней ступени,
поэтому располагать его надо так, чтобы продувка свободно
перетекала в этот аппарат, или устанавливать перекачивающий
насос. Вода из расширителя, так же как при работе по схеме на
рис. 7.7, направляется в охладитель продувки.
Дистиллят испарителей первой и второй ступеней поступает
непосредственно в деаэратор питательной воды паротурбинной
установки. Дистиллят каждого следующего испарителя (за
исключением последнего), а также конденсат первых четырех
подогревателей нельзя перепустить в этот деаэратор, так как
давление в них ниже, чем в деаэраторе. Поэтому эти потоки
собираются в сосуде — расширительном баке 7, а из него
перекачиваются в деаэраторы питательной воды паровых
котлов. Дистиллят последнего испарителя и конденсат
подогревателя 3 направляются непосредственно во всасывающую
линию насоса, так как температура этих потоков не выше
температуры насыщения, соответствующей давлению на всасе
перекачивающего насоса. Потоки дистиллята могут
направляться также в баки чистого конденсата электростанции.
Десятиступенчатая дистилляционная установка с
испарителями с вынесенной зоной кипения приведена на рис. 7.8
[50]. Установка работает на морской воде с затравочными
кристаллами и предназначается для подготовки добавочной
воды паровых котлов ТЭЦ и пресной воды для удовлетворения
потребностей населения и промышленных предприятий. Схема
сохраняется практически такой же и в тех случаях, когда
установка предназначается только для подготовки добавочной
воды паровых котлов электростанций или опреснения соленых
вод*. Однако в первом случае потребуется провести более
тщательную очистку пара от захватываемых им капель
* Установки, в которых осуществляется опреснение соленых и сточных
вод термическим методом, называются дистилляционными
опреснительными установками (ДОУ).
187

:%гч^^
Рис. 7.8. Схема многоступенчатой дистилляционной установки, работающей на
/—подвод греющего пара; 2—испаритель; 3 — расширитель; 4 — отвод конденсата;
8—подогреватель морской воды; 9 — конденсатор; 10— фильтр; 11— деаэратор;
12—отводы; 16 — на сброс; 17 — в дренажный бак
жидкости в корпусах испарителей или дополнительную очистку
дистиллята в ионообменных фильтрах.
В соответствии со схемой морская вода, поступающая на
установку от береговой насосной станции, проходит охладитель
дистиллята 7, подогреватель и конденсатор 9, после чего
разделяется на два потока: один сбрасывается назад в море,
а другой, пройдя фильтр 10, направляется в деаэратор 11.
Греющим паром деаэратора является вторичный пар
испарителя десятой ступени. Выпар направляется в подогреватель
8. Требуемый вакуум в конденсаторе 9 поддерживается эжек-
торной установкой.
Пройдя деаэратор, вода смешивается с потоком меловой
пульпы (затравки), поступающей из отстойника 12, и
направляется насосами в регенеративные подогреватели. В установку
извне затравка вводится только при пуске ее, так как при работе
возвращаемая из отстойника небольшая часть продувочной
воды (пульпа) содержит достаточное количество затравочных
кристаллов. После подогревателей вода поступает в испаритель
первой ступени, куда подводится также греющий пар от ТЭС.
Дальнейшая часть схемы движения пара и воды не отличается
от описанной выше для установки, работающей на химически
обработанной воде (см. рис. 7.7). Из последней ступени
вторичный пар направляется в конденсатор 9 и частично в деаэратор
11, а продувочная вода с затравкой — в отстойник.
Конденсат греющего пара и вторичного пара первой
и второй ступеней (дистиллят) возвращается на ТЭС, а дистил-
188

_(Tv-—Ц^т>^--кт>.—krw-
сырой воде с затравкой:
5 — отвод дистиллята; 6—регенеративный подогреватель; 7 — охладитель дистиллята;
стойник; 13— к эжекторной установке; 14— отвод опресненной воды; 15 — подвод морской
лят всех последующих испарителей перепускается из одной
ступени в другую и затем отводится через охладитель
дистиллята на станцию пресной воды. Аналогичным образом
перепускается дистиллят из регенеративных подогревателей.
Когда установка работает на пресной воде, в испарителях
первых ступеней солесодержание испаряемой воды еще
относительно невелико и поэтому даже при отсутствии в них
специальных устройств по промывке и очистке пара последний
оказывается достаточно чистым. Это дает возможность
использовать конденсат этого пара без дополнительной очистки
в качестве добавочной воды паровых котлов ТЭС.
На установках, предназначенных только для опреснения
морских, засоленных или сточных вод, конденсат вторичного
пара (дистиллят) всех испарителей и регенеративных
подогревателей обычно смешивается в один поток и направляется на
станцию подготовки пресной воды; когда испарительная
установка используется для производства добавочной воды паровых
котлов электростанций, весь дистиллят направляется в баки
чистого дистиллята.
Неконденсирующиеся газы из камер греющих секций
испарителей первой и второй ступеней и девятого регенеративного
подогревателя (в которых давление выше атмосферного)
выводятся в атмосферу; из других камер греющих секций
и регенеративных подогревателей газы перепускаются каскадно
из одного аппарата в другой, а из 7-го и 10-го корпусов
и первого регенеративного подогревателя неконденсирующиеся
189

газы отсасываются эжекторной установкой. Отсос газов
проводится также из подогревателя 8 и конденсатора 9.
Установки такого типа, работающие в Советском Союзе,
имеют производительность около 650 т/ч. Когда температура
воды в первом корпусе составляет 102° С, а в последнем
37—40° С, удельный расход теплоты на установке равен
327 кДж/кг.
При работе на морской воде кратность упаривания
составляет 3,7 [50]. На пресной воде упаривание, конечно,
может быть значительно более высоким.
Принципиальная схема многоступенчатой установки
мгновенного вскипания, в которой для предотвращения образования
карбонатных отложений на поверхностях теплообменников
используются циркулирующие с водой затравочные кристаллы,
приведена на рис. 7.9. Установки такого типа также могут
применяться для опреснения или производства добавочной
воды из пресных или засоленных и морских вод.
Исходная вода после фильтра, охладителя дистиллята
6 и конденсатора 5 поступает в змеевики камер последних
ступеней вскипания, где подогревается образующимся в них
паром. Далее вода деаэрируется, проходит змеевики
подогревателей, встроенных в испарительные камеры установки, и
поступает в головной подогреватель 2, где подогревается до
верхней рабочей температуры *„.мажс. Так же как и в установке
с аппаратами с вынесенной зоной кипения (см. рис. 7.8), эта
температура не превышает обычно ПО—120° С. Подогрев
воды в подогревателе 2 ведется отработавшим паром турбин
с противодавлением или паром, отбираемым из регулируемых
отборов. Вода с температурой tBMaKC подается в первую
ступень установки и затем, перетекая из одной ступени
в другую, постепенно испаряется. Из последней ступени одна
часть воды вместе с выделившимися из нее нерастворимыми
солями поступает в осветлитель 11, а другая — в контур
рециркуляции 13. В схеме, приведенной на рис. 7.9, а, таких
контуров три, и только вода последнего контура рециркуляции
смешивается с основным потоком, идущим в головной
подогреватель. Наличие нескольких циркуляционных контуров
позволяет поднять кратность упаривания, сохраняя при этом
концентрацию солей в первых ступенях установки (т. е. при
наиболее высоких температурах воды) в допустимых пределах.
Из отстойника вода в основном сбрасывается в дренаж,
но небольшая часть ее с кристаллами выделившихся солей
возвращается в основной контур. Кристаллы здесь выполняют
роль затравки.
На рис. 7.9,6 представлена схема аналогичной установки
с кислотной обработкой исходной воды. Концентрированная
кислота из емкости 14 впрыскивается насосом-дозатором
190

-«— -x-j x
>я
о
X
ь-
о
S
>х
о
а
ее
О.
1»
Ч
О
И
«
О
?Г О Я
2 «о
о. о I
8 |-
1 -?
IBS
К S
1) ... 5
Эй"
2 I &
и я 5
ч Й u
ев
Н
о
ю
ей
О.
О
Я
S
<и
в
о
X
о >.
СП —ч
я
J3
ч
1)
н
я
1st*
ввод
* « я s-
£ 3 о 5
§28а
о Э о
<N
я X
5 о.
«■ь.
■".В!
1$
S3
ев
a is
d °
ss
Я я
II
s'g PS g
И X 33
<* ё § 11
"fist
SBlO I I о

в поток исходной воды. Количество ее устанавливается таким,
чтобы при этом индекс стабильности воды оказался близким
к нулю. В процессе стабилизации исходной воды образуется
большое количество углекислоты. Для удаления ее из воды
после смесителя 16 поток направляется в атмосферный декар-
бонизатор 77, а затем в вакуумный деаэратор 4, где наряду
с С02 удаляются также и другие оставшиеся в воде газы.
Чтобы исключить возможность попадания в установку
воды, содержащей хотя бы небольшое количество кислоты,
за деаэратором предусмотрена возможность подачи щелочи.
Количество подаваемой щелочи регулируется с помощью
рН-метра, установленного на этом потоке. Кислотная
обработка применяется для предупреждения отложений на те-
плопередающих поверхностях карбоната кальция и гидрооксида
магния.
В Советском Союзе многоступенчатые дистилляционные
установки, работающие по схемам, показанным на рис. 7.9,
используются в основном для опреснения морской воды [47].
Производительность их составляет 630 т/ч. В головном
подогревателе вода нагревается до 101° С, в последней ступени
испарение происходит при температуре примерно 35° С.
Установка состоит из 34 ступеней; удельный расход теплоты
составляет около 265 кДж/кг.
В последние годы для опреснения соленых вод находят
применение комбинированные установки, в которых
наряду с аппаратами мгновенного вскипания имеются
испарители кипящего типа. Схема такой установки
производительностью 1200 т/ч приведена на рис. 7.10 [49]. Как видно из
рисунка, здесь (так же, как и на описанной выше установке,
см. рис. 7.9, б) применена кислотная обработка исходной воды.
При этом в процессе обработки вода нагревается до 35° С
в аппарате 4 паром последней ступени испарителей кипящего
типа и в охладителях дистиллята 7 и выпара 6. В
многоступенчатом аппарате мгновенного вскипания 2 и в головном
подогревателе / происходит дальнейший нагрев воды до
102° С. Подогрев воды в головном подогревателе производится
паром, поступающим от ТЭЦ, в аппарате мгновенного
вскипания— паром, образующимся в секциях (камерах) этого
аппарата вследствие частичного самоиспарения поступающей
в эти секции воды. Потоки воды, подогретой до 102° С,
направляются в первые ступени многоступенчатого аппарата
3 и аппарата мгновенного вскипания 2. В испаритель первой
ступени многоступенчатого аппарата 3 также подается греющий
пар от ТЭЦ. Образующийся здесь нторичный пар поступает
в качестве греющего в испаритель второй ступени, а частично
упаренная вода направляется в камеру аппарата мгновенного
вскипания. В испаритель второй ступени аппарата 3 подается
192

II
а*«
5 :_г btf
я u
§sa
&S5
81,.
s «"«
Я л
«52
* P u
a 3 ч
аз я и
„sis
pa аз .- я
о о Яю
5 u«
о Й""
>,н« ,
iS я Ч о
Щ - S3
u S Ч *
I- а я
Я н о о
О. Я I
^я I a
я I
SS
я . „
я о.
£2
■^ ев
Г")
5 я
2 к
•-' 5 о
-Э 9-ю
У н я
и и 3
я u S
Я >ч
Н
1Я 8
° fe
я 2
я 3
о I
Я
5
о
о i -.
О
Я of IS
*§5
§°я
03 о о
о u a
4 ц 5
Р 3 V

вода из камеры аппарата мгновенного вскипания 2, в которой
она охладилась уже до температуры кипения в этом испарителе.
Образующийся здесь вторичный пар направляется в качестве
греющего в испаритель третьей ступени, а вода возвращается
в камеру аппарата мгновенного вскипания. Схемы движения
воды и пара в последующих секциях аналогичны. Установка
имеет 15 ступеней в аппаратах с испарителями кипящего типа
и 35 ступеней (камер) в аппарате мгновенного вскипания.
Вторичный пар испарителя 15-й ступени конденсируется на
поверхностях труб, охлаждаемых исходной водой, а вода из
15-й ступени аппарата мгновенного вскипания выводится
в сбросной канал.
Дистиллят, образующийся в испарителях кипящего типа
(в аппаратах 3 и 4), сливается в соответствующие камеры
аппарата мгновенного вскипания и вместе с образующимся
здесь дистиллятом перепускается из одной камеры в другую.
Из последней камеры дистиллят отводится к охладителю
дистиллята и оттуда — к потребителю. Конденсат греющего
пара из первых ступеней аппарата мгновенного вскипания
2 и аппарата 3 возвращается на ТЭЦ.
Рассмотренная установка имеет очень высокие показатели
тепловой и общей экономичности. Удельный расход теплоты
здесь составляет 164 кДж/кг. Столь низкий расход теплоты
связан прежде всего с тем, что в схеме применена 15-
ступенчатая испарительная установка с испарителями кипящего
типа при температурных напорах в каждом испарителе, равных
примерно 4 С. Столь небольшие температурные перепады
могли быть приняты потому, что здесь используются
испарители с падающей пленкой, греющие секции которых
изготовляются из профилированных с двух сторон труб из
алюминиевой латуни, в связи с чем коэффициенты теплопередачи
оказались сравнительно высокими [от 4800 до 8400 Вт/(м2-К)].
При применении распространенных на электрических станциях
конструкций испарителей с трубами из углеродистых сталей,
коэффициенты теплопередачи на которых в рассматриваемых
условиях невелики [до 1500 Вт/(м2К)], такое решение,
очевидно, оказалось бы неэкономичным. Оптимальное число ступеней,
определенное из технико-экономических расчетов, при этом
окажется значительно ниже и удельный расход теплоты
увеличится. Однако следует иметь в виду, что при равном
числе ступеней на комбинированной установке удельный расход
теплоты будет все же всегда ниже, чем на обычной, так как
здесь осуществляется весьма экономичный многоступенчатый
регенеративный подогрев воды, поступающей в испарители.
Четырехступенчатая испарительная установка, включенная
в систему регенеративного подогрева потока основного
конденсатора, показана на рис. 7.11. Установка предназначена
194

Рис. 7.11. Схема четырехступенчатой испарительной установки мгновенного
вскипания:
;—4—ступени испарения; 5 — подвод воды на промывку пара; б—сборник дистиллята;
7—дистиллятный насос; 8 —подвод питательной воды; 9 — эжекторная установка;
Ю, 16 — подвод и отвод основного конденсата; // — перепуск циркуляционной воды;
12—подвод греющего пара; 13 — перепуск дистиллята; 14 — перепуск неконденсирующихся
газов; 15—подвод циркуляционной воды; 17— подогреватель; 18 — циркуляционный насос;
А, В—камеры испарения и конденсации
для блоков мощностью 500 и 800 МВт. На блоке с турбиной
К-800-240 установка включается между 7-м и 8-м отборами,
т.е. питается паром 7-го отбора с давлением 0,113 МПа.
Поток основного конденсата турбины в количестве 1643 т/ч
после регенеративного подогревателя 8-го отбора поступает
в установку по линии 10 и, пройдя все четыре ступени
конденсационных камер В, отводится к подогревателю 7-го
отбора турбины. Циркуляционная вода после подогревателя
17 по линии 15 поступает в испарительную камеру А, где
небольшая часть ее (около 20 т/ч) испаряется. Из камеры
А первой ступени испарения поток по трубопроводу 11
195

перепускается во вторую ступень испарения, а оттуда в третью
и затем в четвертую. В камерах А этих ступеней испаряется
соответственно 17,4; 15,2 и 13,2 т/ч воды. Из последней
ступени поток циркуляционным насосом 18 подается вновь
в подогреватель 17. Продувка производится из четвертой
ступени испарителя. Сюда же подается добавок,
компенсирующий испарившуюся жидкость. Дистиллят, образующийся
в камерах В, также перепускается из одной ступени в другую
и собирается в сборнике дистиллята 6, откуда откачивается
насосом 7. Дистиллят содержит некоторое количество
углекислоты, и для того чтобы предохранить теплообменники от
коррозии до смешения с потоком основного конденсата, его
необходимо деаэрировать. Для этого он направляется либо
непосредственно в деаэратор паротурбинной установки, либо
в конденсатор турбины. В деаэраторе на подогрев дистиллята
до температуры насыщения расходуется некоторое количество
теплоты пара, поступающего в него от отбора турбины.
Расход этого пара возрастает, что приводит к некоторой
недовыработке электроэнергии. Когда дистиллят подается в
конденсатор турбины, часть содержащейся в нем теплоты теряется.
Однако так как температура дистиллята сравнительно низка
(около 60° С), эти потери невелики. В то же время здесь
после первичной деаэрации он будет нагреваться в
регенеративных подогревателях, т. е. постепенно и по более экономичной
схеме, чем при подогреве лишь в деаэраторе. При работе
по этой схеме дистиллят, смешиваясь с основным потоком,
проходит через блочную обессоливающую установку, в связи
с чем эта схема является также более надежной.
Производительность установки составляет 60 т/ч.
На блоке мощностью 500 МВт испарительная установка
получает пар от отбора давлением 0,082 МПа. Схемы движения
циркуляционной воды и дистиллята, так же как схема
подключения ее к отборам, остаются такими же, как на блоке
мощностью 800 МВт. Однако производительность установки
здесь значительно ниже C5 т/ч).
7.3. ПАРОПРЕОБРАЗОВАТЕЛЬНЫЕ УСТАНОВКИ
Схема паропреобразовательной установки приведена на рис.
7.12. Пар от регулируемого отбора турбины по линии
1 направляется в пароперегреватель 3, пройдя который,
поступает в греющую секцию паропреобразователя 4. Для того чтобы
не прерывать подачу пара тепловому потребителю при останове
турбины, обычно к паропреобразователям подводят также пар
по резервной линии от редукционно-охладительной установки
(на схеме не показана). Химически обработанная вода поступает
в паропреобразователь из деаэратора 10. Образующийся в па-
196

Рис. 7.12. Схема паропреобразовательной установки:
/—подвод греющего пара; 2 — отвод вторичного пара; 3—пароперегреватель; 4 —
паропреобразователь; 5 — охладитель конденсата; 6 — охладитель продувки;
7—подогреватель питательной воды паропреобразователей; 8 — питательный насос; 9 — подвод пара
к подогревателю и деаэратору; 10—деаэратор
ропреобразователе пар, пройдя перегреватель, направляется
по линии 2 к потребителю. Конденсат греющего пара поступает
через охладитель конденсата 5 в деаэратор питательной воды
парового котла.
Обычно теплота с паром подается промышленным
предприятиям, находящимся вблизи электростанции, и давление
пара не превышает 1,6 МПа. В пароперегревателе 3 пар
перегревается на 20—25° С. Этого перегрева достаточно, чтобы
предотвратить конденсацию пара на поверхностях
трубопроводов до потребителя.
На электростанциях с турбинами, имеющими
промышленные отборы, когда пар отводится к потребителю не от
отбора, а от паропреобразователя, при любых потерях пара
и конденсата у потребителя сохраняется весь конденсат,
образовавшийся из пара, отведенного от отбора турбины
к паропреобразователю. Однако такая схема связана с
недовыработкой некоторого количества электроэнергии ЛЭ.
Поэтому, чтобы решить, какую следует применить схему подачи
пара тепловому потребителю (непосредственно от отбора или
через паропреобразователи), необходимо провести технико-
экономическое сопоставление этих двух схем. При этом в схеме
с паропреобразователями приведенные затраты рассчитываются
с учетом затрат на выработку АЭ на замещающей
электрической станции [31].
Уменьшение электрической мощности установки при отпуске
пара от паропреобразователя по сравнению со схемой, при
197

которой пар отводится к потребителю непосредственно от
отбора, определяется выражением
АЛгэ = /)пп(//от6-/гпп)ЛмЛг, G.2)
где Dnn — производительность паропреобразователей, кг/с; /гот6,
Апп — энтальпия пара в отборе в схемах с паропреобразователем
и без него, кДж/кг.
Производительность паропреобразователей выбирается
равной потерям пара и конденсата у теплового потребителя
(внешние потери), когда наряду с ними имеются испарители,
включенные в схему подогрева основного конденсата
паротурбинной установки или систему подогрева сетевой воды, или
сумме внешних потерь и потерь пара и конденсата, имеющих
место непосредственно на электростанции (внутренние потери),
когда таких установок нет.
Глава 8
КОНСТРУКЦИИ ИСПАРИТЕЛЕЙ
8.1. ИСПАРИТЕЛИ КИПЯЩЕГО ТИПА
В установках по термической обработке воды на
электростанциях с испарителями кипящего типа обычно
применяются аппараты, в которых парообразование происходит на
внутренних поверхностях труб греющей секции, погруженной
в испаряемую жидкость, или в жидкости, находящейся над
нею (см. рис. 6.2). Иногда применяются также аппараты,
в которых испарение происходит с поверхности пленки, текущей
вдоль обогреваемой трубы.
В настоящее время в Советском Союзе наибольшее
распространение получили испарители с греющими элементами,
погруженными в жидкость. Такие испарители в соответствии
с ГОСТ 10731—85 Е называются испарителями
поверхностного типа для паротурбинных электростанций.
Предусмотренные ГОСТ типоразмеры и технические
характеристики испарителей, предназначенных для восполнения потерь пара
и конденсата на электростанции, приведены в табл. 8.1.
В таблице даны также основные размеры аппаратов, взятые
с заводских чертежей. Аппараты выпускаются на максимально
допустимое давление в трубной системе и корпусе до 0,59
и 1,57 МПа. При давлениях до 0,59 МПа они используются
обычно в качестве последних ступеней многоступенчатых
испарительных установок и испарителей, включенных в систему
198

подогрева основного конденсата турбин и сетевой воды; при
давлениях до 1,57 МПа — в качестве паропреобразователей
и испарителей первых ступеней многоступенчатых установок.
Таблица 8.1. Основные размеры испарителей поверхностного типа
Типоразмер
И-120
И-250
И-350
И-600
И-1000
Поверхность нагрева
(по внутреннему
диаметру труб), м2
120
250
350
600
1000
Основные размеры, мм
Диаметр корпуса
(наружный)
2050
2850
2850
2850
3450
Высота
испарителя
10 000
11 000
11 500
13 000
13 000
Производительность испарителя зависит не только от
размеров греющей секции и корпуса аппарата, но также от
перепада температур между греющим и вторичным паром,
значения давления вторичного пара, а также требований
к качесту дистиллята. Поэтому в таблице производительности
не указаны. Ориентировочно можно считать, что при диаметре
аппарата 3,0 м и давлении вторичного пара в пределах от
0,12 до 0,6 МПа максимально допустимые значения
производительности Z>„.M„C находятся в пределах от 25 до 35 т/ч
(бблыыие значения относятся к более высоким давлениям
вторичного пара). Для других диаметров диапазоны изменения
Ai.mbk могут быть определены в зависимости от этих величин
по соотношению поперечных сечений рассматриваемого
испарителя и аппарата диаметром Z) = 3,0 м.
Конструкция испарителя приведена на рис. 8.1. Основными
элементами испарителя являются вертикальный цилиндрический
корпус, греющая секция и устройства по промывке и очистке
пара. Греющая секция 2 состоит из обечайки и двух
приваренных к ней трубных досок, в которые ввальцованы стальные
трубки. В корпусе испарителя секция закрепляется на лапах,
приваренных к верхней части ее. Центральная часть греющей
секции трубками не заполнена, и в нее по трубе 10 подается
греющий пар. При работе испарителя нижняя часть корпуса
заполнена водой, уровень которой поддерживается регулятором
над греющей секцией. Греющий пар конденсируется на
наружных поверхностях трубок и отдает теплоту находящейся в них
воде. Перегородки разделяют паровой объем греющей секции
на несколько частей и обеспечивают движение пара
перпендикулярно осям кипятильных трубок от оси греющей секции
к периферии в первой и третьей частях и от периферии к оси
во второй и четвертой. Переток пара из первой части парового
199

Рис. 8.1. Вертикальный испаритель с двухступенчатой промывкой пара:
/ - корпус испарителя; 2 — греющая секция; 3 — паропромывочный дырчатый лист;
4 -опускная труба, 5 — перепив; б — жалюзийный сепаратор; 7—отвод вторичного пара;
8—подвод питательной воды; 9 — подвод конденсата; 10 — подвод 1реющего пара;
И — отвод конденсата; 12 отвод неконденсирующихся газов
200

пространства во вторую и из третьей в четвертую происходит
через вырезы, имеющиеся в перегородках между этими частями
греющей секции, а из второй в третью — через отверстие
в средней части перегородки (в не заполненной трубками
части греющей секции). Конденсат собирается в нижней части
секции и по трубе 11 отводится из испарителя.
Паровое пространство греющей секции соединено с паровым
пространством испарителя трубой с вентилем 12. При работе
испарителя этот вентиль открыт и неконденсирующиеся газы
перепускаются из греющей секции в паровое пространство
испарителя.
Над греющей секцией на некотором расстоянии от уровня
воды установлено паропромывочное устройство в виде паро-
промывочного дырчатого листа 3, на который по трубе
8 подается питательная вода.
При работе испарителя проходящий через отверстия пар
(образовавшийся в греющей секции) препятствует протеканию
жидкости, вследствие чего питательная вода удерживается
над листом, а барботирующий через нее пар очищается
от захваченных им капель упариваемой в греющей секции
жидкости (концентрата). Конечно, в дальнейшем пар
захватывает образующиеся над паропромывочным листом капли
питательной воды, однако солесодержание этих капель во
много раз меньше солесодержания капель, образовавшихся
из концентрата.
С дырчатого листа вода отводится в водяной объем
испарителя по сливным трубам 4. Перед сливными трубами
установлены переливы 5, с помощью которых поддерживается
требуемый уровень E0—60 мм) на листе.
Схема организации промывки .пара с помощью паро-
промывочного дырчатого листа показана на рис. 8.2, работа
промывочного листа на модели, имитирующей вертикальный
испаритель,— на рис. 8.3.
Скорости в отверстиях паропромывочного дырчатого листа
выбираются такими, чтобы при расчетной нагрузке испарителя
во всех отверстиях листа протекал пар, т. е. устанавливался
так называемый беспровальный режим (методику расчета
по определению этой скорости w„„ см. ниже, гл. 13). Однако
испарители работают не при постоянной нагрузке, поэтому
если сечение отверстий выбрано таким, что беспровальный
режим устанавливается лишь при максимальной нагрузке
испарителя, то при всех других более низких нагрузках
промывка будет неполной, через часть отверстий вода будет
протекать и уровень на листе установится ниже обычного.
£сли выбрать сечение отверстий при нагрузке, которая ниже
|*аксимальной, то при больших Z)„cn унос влаги с листа
возрастет и качество дистиллята понизится. Для условий,
201
12 Заказ № 2066

Рис 8.2. Схема организации проминки Рис. 8.3. Работа паропромывочного
пара с паропромывочным дырчатым дырчатою листа
листом:
1 - подвод питательной воды; 2 наро-
промывочный лис!. 5 отводящая труба
когда провальный режим нежелателен и пар должен быть
по возможности более чисчым, предложены беспровальные
промывочные устройства.
Такие устройства показаны на рис. 8.4. Как видно из
рисунка, обе приведенные на нем конструкции обеспечивают
беспровальные режимы при всех нагрузках испарителя. Однако
при одной и той же скорости в отверстиях дырчатых поддонов
коробов, в которых находится промывочная вода, нагрузка
в испарителе с устройствами по рис. 8.4, б выше, чем при
применении устройства по рис. 8.4, а. Общая площадь поддонов
с отверстиями в устройстве по рис. 8.4, б почти такая же,
что и в простом паропромывочном листе. Поэтому npri
одинаковых скоростях в отверстиях и одинаковых нагрузках
аппарата унос с беспровального промывочного устройства
такой конструкции и промывочного дырчатого листа будет
практически одним и тем же. В то же время в устройстве
по рис. 8.4, б эффективность промывки сохраняется неизменной
при всех нагрузках испарителя [1а].
В испарителях одноступенчатых усшновок, применяемых
на блоках с прямоточными паровыми котлами (где предъяви
ляются особо высокие требования к качеству питательной
воды), наряду с промывкой пара питательной водой
испарителей проводится промывка конденсатом. Устройство по
промывке пара конденсатом устанавливается над паропромы-
202

Рис. 8.4. Беспровальные паропромывочные устройства:
а—промывочные короба занимают часть сечения аппарата (устройства ЦКТИ); 6—для
промывки используется все сечение испарителя
вочным листом, на который подается питательная вода
испарителя, и имеет такую же конструкцию. Расстояние между
листами находится обычно в пределах 800—1000 мм. Расход
подаваемого на промывку конденсата не превышает 4—5%
производительности испарителя. При высоких солесодержаниях
питательной воды испарителей двухступенчатая промывка
(питательной водой и конденсатом) может потребоваться и при
барабанных паровых котлах.
В многоступенчатых испарительных установках при
последовательном питании испарителей в зависимости от требований
к качеству дистиллята промывочные устройства могут
устанавливаться только на испарителях последних ступеней. При
угом здесь может применяться одноступенчатая или
двухступенчатая промывка. В испарителях первых ступеней при
последовательной схеме питания установки солесодержание
Концентрата ненамного превышает солесодержание питательной
воды испарителей, и применять промывку питательной водой
здесь не имеет смысла. При параллельном питании испарителей
промывку пара следует применять во всех испарителях.
Над паропромывочными устройствами на расстоянии 800—
1000 мм располагается жалюзийный (пластинчатый) сепаратор
(рис. 8.5). Жалюзийный сепаратор исключительно прост по
конструкции и не загромождает проходного сечения аппарата.
Между тем при наличии сепаратора влажность пара на выходе
203

Рис. 8.5. Форма и размеры пластин
горизонтального жалюзийного сепаратора
Рис. 8.6. Расположение вертикального
жалюзийного сепаратора в корпусе испарителя:
/ — корпус аппарата; 2—вертикальный жалюзий-
ный сепаратор; 3—отвод сепарата
из испарителя значительно ниже, чем в тех же условиях
в аппаратах без сепаратора.
В настоящее время сепаратор обычно собирается из пластин,
конфигурация которых имеет вид, приведенный на рис. 8.5. Однако
в эксплуатации находятся также сепараторы, собранные из пластин
другой конфигурации. Обычно пластины собираются в отдельные
пакеты, размеры которых позволяют проносить их через люк
испарителя. Собираются пакеты в паровом пространстве
испарителя и крепятся между собой и к корпусу аппарата сваркой.
В последние годы на испарителях устанавливаются вертикальные
жалюзийные сепараторы (рис. 8.6). В таких конструкциях
отсепарированные на пластинах капли стекают вниз, а
образующиеся на нижних частях пластин струи и пленки собираются
и отводятся в водяной объем паропромывочного устройства.
Испаритель имеет линии непрерывной и периодической
продувки. Периодическая продувка (опорожнение) проводится
для удаления накопившегося за время эксплуатации шлама.
Уровни концентрата в корпусе испарителя и конденсата
в греющей секции поддерживаются автоматическими
регуляторами уровня. Наблюдения за уровнями в греющей секций,
корпусе испарителя и над паропромывочными листами
проводятся по указателям уровня.
Качество пара испарителей во многом зависит от надежной
работы автомата питания. При подсоединении автомата
непосредственно к корпусу аппарата импульсы к датчику автомата
(особенно при уровнях, близких к заданному) не постоянщл.
Это связано с тем, что уровень в испарителе, даже при
одном и том же количестве находящейся в нем жидкости,
резко меняется, так как процесс выделения пара из
пароводяного объема носит пульсационный характер. В таких условиях
добиться устойчивой работы автомата крайне трудно. Условия
работы регулятора уровня могут быть существенно улучшены,
если его подсоединить по схеме, показанной на рис. 8.7.
204

Рис. 8.7. Схема подсоединения автомата питания к испарителю:
/—корпус испарителя; 2 — греющая секция; 3—подвод греющего пара; 4—импульсная
трубка; 5 — уравнительная труба; 6 — водомерное стекло; 7—регулирующий клапан;
8—датчик; 9—электронный регулятор; 10 — колонка дистанционного управления
Здесь импульсом для автомата питания служит изменение
уровня концентрата в уравнительной трубе, которая соединена
с испарителем импульсной трубкой с отверстиями. К
уравнительной трубе подсоединен также указатель уровня (водомер-
'ное стекло). Уровни в уравнительной трубе и водомерном
'стекле следуют за уровнем в испарителе до тех пор, пока
*он не опустится ниже горизонтального участка импульсной
трубки (верхней трубной доски греющей секции), однако
пульсации уровня в трубе почти полностью отсутствуют.
Во время эксплуатации качество дистиллята и
солесодержание концентрата периодически проверяются по отбираемым
■пробам. На некоторых электростанциях для постоянного
контроля за качеством дистиллята устанавливаются солемеры.
В испарителях, в которых применяется промывка пара
питательной водой, солесодержание воды не должно превышать
2000—3000 мг/кг. При более высоких солесодержаниях воды
после химической обработки (умягчения) унос капельной влаги
над листом может существенно возрасти. Это произойдет,
если солесодержание промывочной воды окажется близким
205

к критическому или выше его, так как при критическом
солесодержании вспенивающее воздействие растворенных в воде
веществ резко возрастает.
Процесс выделения пара из водяного объема испарителя
протекает по-разному в зависимости от концентрации
электролитов в воде. Когда солесодержание воды ниже критического,
в паровом пространстве наблюдаются фонтаны, которые
распадаются на отдельные капли. Мелкие капли выбрасываются
также при разрушении пузырей на зеркале испарения. Сколько-
нибудь устойчивых накоплений пароводяной среды с ячеечным
строением жидкой фазы (что принято называть пеной) на
зеркале испарения нет. Другая картина наблюдается при
высоких концентрациях. Здесь из забрасываемой в паровое
пространство воды паровая фаза еще не выделилась и многие
«капли» представляют собой по существу двухфазную среду,
в которой жидкость имеет ячеечное строение. Места
замедленного движения пара (застойные зоны) заполняются пеной.
На зеркале испарения также имеются сравнительно небольшие
слои пены, которые вследствие волнообразного неустойчивого
состояния уровня перебрасываются с одного места на другое.
Иногда (на водах с повышенной концентрацией едкого натра)
куски пены захватываются паром и медленно поднимаются
вверх. Все это приводит к увеличению уноса.
Когда солесодержание промывочной воды становится выше
критического, переток жидкости через переливы замедляется
и наряду с увеличением влажности пара возрастает уровень
жидкости над листом. Это может привести к выбросу части
жидкости в конденсатор испарителя и резкому ухудшению
качества дистиллята.
Испаритель с устройством для промывки пара питательной
водой, солесодержание которой может быть как ниже, так
и выше критического, показан на рис. 8.8 [38, 41].
Устройство представляет собой слой набивки из колец Рашига или
fi-образных элементов. Нижняя часть слоя орошается
питательной водой. Вода подается по центральной трубе 9 в
крестовину, откуда распределяется по кольцевым трубам. Из
труб вода поступает в корытца, где с помощью зубчатых
переливов разбивается на ряд струй. Струи воды растекаются
по нижнему слою набивки и «дождем» стекают вниз на
зеркало испарения.
Верхний слой набивки не орошается и служит для
улавливания брызг. При прохождении через нижний слой орошаемо^
набивки пар промывается, а при прохождении через верхдий
очищается от захватываемых им капель промывочной/эоды.
Общая высота слоя набивки (орошаемого и неорошаемого)
равна примерно 300 мм. В остальном испаритель, приведенный
на рис. 8.8, не отличается от описанного выше {су(. рис. 8.1).
206

Рис. 8.8. Испаритель с орошаемой набивкой и конденсатной промывкой пара:
I—корпус; 2—греющая секция; 3—орошаемая набивка; 4 — паропромывочный дырчатый
лист; 5 — опускная труба; 6 — перелив; 7—жалюзийный сепаратор; 8—отвод вторичного
пара; 9—подвод питьевой воды; 10—подвод конденсата на промывку; //—подвод
греющего пара; 12 — отвод конденсата; 13 — отвод неконденсирующихся газов
207

Рис. 8.9. Испаритель с вынесенной зоной кипения:
1 -корпус испарителя; 2—греющая секция, 3—подвод греющего пара; 4—отсос
неконденсирующихся газов; 5 — кольцевое пространство; 6—подъемная труба;
7—разделительное устройство; 8 — очистительные устройства; 9 — опускная труба; 10 —
циркуляционный насос с электродвигателем
Испытания показали, что даже при невысоком солесодер-
жании питательной воды качество дистиллята испарителей
с орошаемой набивкой не ниже, чем испарителей с паро-
промывочными листами.
Конструкция испарителя с вынесенной зоной кипения
показана на рис. 8.9. Греющая секция испарителя 2 здесь также
расположена в нижней части вертикального корпуса и собрана
из труб, ввальцованных в трубные доски. Подвод пара к ней
осуществляется по трубе 3. Кольцевое пространство между
корпусом и трубным пучком не заполнено, вследствие чего
208

пар подходит к наружным трубам пучка достаточно
равномерно по всей высоте греющей секции. Отсос неконденсирующих
газов производится по трубе 4, расположенной в средней
части трубного пучка.
Конденсат собирается в нижней части греющей секции
в кольцевом пространстве 5. В многоступенчатых установках
сюда же поступает конденсат вторичного пара испарителей
вышестоящих ступеней, а общий поток конденсата (дистиллята)
перепускается затем в последующий испаритель (см. рис. 7.8).
8 одноступенчатых установках дистиллят выводится в бак
чистого дистиллята или поступает непосредственно в
паротурбинную установку в качестве добавка воды парового котла.
Над греющей секцией установлена подъемная труба 6. Как
уже отмечалось, в испарителях с вынесенной зоной кипения
в греющей секции вода не нагревается до температуры
насыщения и парообразование происходит в верхней части
подъемной трубы. Образующийся здесь пар, отделившись от
основной массы жидкости в разделительном устройстве 7,
поступает в очистительное устройство 8, расположенное в
паровом объеме испарителя. Вода (концентрат) попадает в объем
между корпусом и подъемной трубой и по опускным трубам
9 движется вниз. Уровень воды в аппарате устанавливают
на 150—200 мм ниже выходного сечения подъемной трубы.
В аппаратах, работающих при естественной циркуляции,
вода попадает непосредственно во входную камеру греющей
секции; при наличии циркуляционного насоса поток
захватывается этим насосом и подается в греющую секцию.
Аппараты рассматриваемого типа могут работать при
естественной циркуляции, когда температурный напор At между
греющим и вторичным паром не ниже 10—12° С и развиваются
допустимые значения скорости циркуляции концентрата.
Аппараты с принудительной циркуляцией могут применяться при
At от 4—5° С.
В рассматриваемой здесь конструкции (рис. 8.9) очистка
пара происходит в наклонных жалюзийных сепараторах.
Отделившиеся в них капли концентрата (сепарат) собираются
в ловушках и отводятся в водяной объем испарителя. Когда
испарители такого типа работают на сырой воде с затравкой,
-возможно отложение твердых частиц на поверхностях
сепараторов и особенно в ловушках. Для периодической
.отмывки этих частиц над сепаратором установлено отмывочное
-устройство.
Питательная вода (концентрат вышестоящей ступени
испарительной установки) подводится в пространство над
греющей секцией испарителя, концентрат отводится из верхней
части водяного объема. Вторичный пар отводится из верхней
части парового пространства испарителя.
209

Описанная выше установка производительностью примерно
650 т/ч (см. рис. 7.8) имеет 10 аппаратов такого типа
с принудительной циркуляцией жидкости. Греющие камеры
всех аппаратов одинаковы, поверхность теплообмена их
составляет 1600 м2. Трубы наружным диаметром 38 и длиной
5015 мм изготовлены из стабилизированной мышьяком
алюминиевой латуни ЛАМШ77-2-0,05 (для испарителей двух первых
ступеней) и латуни Л070-1 (для всех других испарителей).
Трубы имеют наружные продольные рифления. Толщина стенки
в местах впадин 1,75 мм (для испарителей двух первых
ступеней) и 1,5 мм (для испарителей последующих ступеней),
максимальные толщины стенок соответственно составляют 2,25
и 2,0 мм. Диаметр греющей камеры равен 3,4 м. Корпус
аппарата над подъемной трубой имеет диаметр от 5 до 8 м.
Полная высота испарителя достигает 25 м. Корпус аппарата
изготовлен из двухслойной стали СтЗ, Х18Н10Т; трубные
доски, а также другие детали, имеющие соприкосновение
с морской водой,— из стали Х18Н10Т; детали,
соприкасающиеся с паром и дистиллятом,— из углеродистой стали [50].
Как уже отмечалось, дистиллят испарителей первых
двух ступеней установки используется для подпитки паровых
котлов электростанции. Требования к качеству его достаточно
высокие, поэтому в этих корпусах наряду с жалюзийными
сепараторами необходимо устанавливать барботажные
промывочные устройства.
8.2. ИСПАРИТЕЛИ МГНОВЕННОГО ВСКИПАНИЯ
Многоступенчатые установки мгновенного вскипания
обычно состоят из ряда ступеней (камер) испарения одной и той
же конструкции. При этом камеры испарения группируются
в нескольких многоступенчатых аппаратах (см. рис. 7.9). Пучки
труб конденсаторов располагаются горизонтально в верхней
части камер (рис. 8.10) [34] или вертикально в середине ее
(рис. 8.11) [47]. •
При горизонтальном расположении конденсатора трубные
пучки устанавливаются продольно по всей длине аппарата (рис.
8.10, а) или поперечно в каждой камере его (рис. 8.10, б).
В обоих случаях испаряющаяся в камере 1 вода перетекает
вдоль аппарата из одной камеры в другую, а образующийся пар
до поступления в конденсатор отделяется от капель в
сепараторе 4, расположенном в верхней части камеры вскипания.
Конденсат пара (дистиллят) собирается непосредственно
под трубами конденсатора и перепускается из одной камеры
в другую.
В аппаратах с вертикальным расположением конденсатора
(рис. 8.11) образовавшийся в камере вскипания / пар направ-
210

Рис. 8.10. Ступени испарения с горизонтальным конденсатором, расположением
вдоль (а) и поперек (б) оси аппарата:
1 — камера вскипания; 2—трубы конденсатора; 3 -сбор дистиллята; 4—сепаратор
с парораспределительным дырчатым листом
ляется в конденсатор 3 через перепускные окна 4. До
поступления в конденсатор пар проходит жалюзийный
сепаратор 2, где отделяется oi большей части захватываемых им
капель.
Испаритель мгновенного вскипания, предназначаемый для
работы в системе регенеративного подогрева питательной
воды паровых котлов электростанций, показан на рис. 8.12
Рис. 8.11. Ступень испарения с вертикальным конденсатором:
/—камера вскипания; 2—сепаратор; 3—конденсатор; 4—перепускное окно;
5—перепускная труба
211

212

Рис. 8.12. Испаритель с разделенными паровым и водяным объемами:
а—конструкция испарителя; 6 — схема движения воды и пара; / — камера вскипания;
2—греющая секция; 3, 4—подвод воды в греющую секцию и отвод из нее; 5 — подвод
питательной воды; 6 — циркуляционный насос; 7—подвод воды в камеру вскипания;
8—отвод воды из камеры вскипания; 9 дырчатый лист; 10 — паропромывочное
устройство; II — подвод конденсата; 12— жалюзийный сепаратор; 13— отвод вторичного пара
[39]. Там же приведена схема движения воды и пара
в испарителе. Рассматриваемая конструкция получила название
испарителя с разделенными паровым и водяным объемами.
Питательная вода испарителя поступает во всасывающую
линию циркуляционного насоса 6, где смешивается с
циркуляционным потоком, захватываемым из камеры вскипания
/ (рис. 8.12, б). Насосом вода направляется в греющую секцию
2 испарителя, где нагревается до температуры, не достигающей
температуры насыщения при давлении воды на выходе из
греющей секции. Перед входом в камеру вскипания вода
дросселируется, вследствие чего часть ее испаряется. Пар
после очистки в промывочных и сепарирующих устройствах
направляется в конденсатор испарителя, а вода — во
всасывающую линию циркуляционного насоса. В конденсаторе
испарителя теплота конденсации пара передается потоку
конденсатора паротурбинной установки (см. рис. 7.4 и 7.6).
В приведенной конструкции (рис. 8.12, а) в камеру вскипания
вода поступает по четырем трубам. Испарение жидкости
происходит здесь с поверхностей струй, образующихся при
истечении воды из щелей подводящих труб 7 и отверстий
дырчатого листа 9. Разделение потока на отдельные струи
позволяет достичь глубокого прокипания жидкости и
приблизить температуру ее к температуре кипения при равновесных
условиях. В паровом пространстве испарителя (так же как
и в других конструкциях испарителей, применяемых на
электрических станциях) установлены паропромывочное устройство
10 и жалюзийный сепаратор 12. На паропромывочный лист
подается дистиллят, расход которого составляет 3—4%
производительности испарителя.
Испаритель, приведенный на рис. 8.12, предназначается для
работы на паре шестого отбора турбины К-200-130.
Поверхность греющей секции в нем составляет 535 м2.
В качестве конденсатора испарителя здесь (так же как при
применении испарителя кипящего типа) используется
регенеративный подогреватель с поверхностью 250 м2 (подогреватель
ПН-250). Испаритель может работать на воде, прошедшей
упрощенную обработку.
На рис. 8.13 показан испаритель мгновенного вскипания
четырехступенчатой установки, схема которой приведена на
рис. 7.11 [4]. Здесь все ступени испарения помещены в общий
213

Рис. 8.13. Испаритель мгновенного вскипания:
1— корпус; 2, 3, 5—камеры испарения, сепарации и конденсации; 4—переливная труба;
6 — жалюзийный сепаратор; 7—трубный пучок; 8, 10—отвод и подвод конденсата
турбины; 9, 12— подвод и отвод циркуляционного потока испарительной установки;
// — подвод питательной воды; 13—промывочный дырчатый лист; 14—перелив
конденсата; 15 — перелив циркуляционной воды; 16 — подвод промывочной воды; 17—сборник
дистиллята
корпус 1, разделенный горизонтальными перегородками на
четыре секции. В каждой секции имеются камеры, в которых
происходит вскипание и частичное испарение циркуляционного
потока, сепарация пара от захватываемых им капель воды
и конденсация. Испаритель устанавливается в системе
регенеративного подогрева конденсата турбин, и теплота
конденсации отводится потоком основного конденсата (см. рис. 7.11).
Циркуляционный поток поступает в верхнюю камеру испарения
2 (первая ступень испарения), частично испаряется здесь и по
переливному устройству 75 перетекает в такую же камеру
следующей секции. Из камеры испарения четвертой секции
214

(четвертой ступени испарения) вода отсасывается
циркуляционным насосом (см. рис. 7.11). Образующийся в камерах 2 пар
перетекает в камеры 3, где сначала сепарируется от крупных
капель в свободном паровом объеме, а затем промывается
конденсатом на паропромывочных дырчатых листах 13.
Капельная влага, захватываемая паром со второго паропромывочного
листа, в каждой ступени отделяется в вертикальных жалюзий-
ных сепараторах 6, установленных на входе в камеры
конденсации 5. В камерах 5 пар конденсируется на наружных
поверхностях трубных пучков 7, отдавая теплоту конденсации
протекающему по трубам конденсату турбинной установки.
Образующийся здесь конденсат (дистиллят) перетекает по
переливам 14 из одной камеры в другую и собирается
в сборнике дистиллята 17, откуда откачивается насосом
в деаэратор турбины или бак чистого дистиллята. Поток
основного конденсата турбины поступает в камеру конденсации
5 четвертой ступени испарения и, пройдя все камеры снизу
вверх, отводится из камеры 5 первой ступени.
Неконденсирующиеся газы отсасываются из конденсационных камер эжек-
торной установкой. Продувка испарителя проводится из нижней
испарительной камеры.
Глава 9
ОСНОВЫ ТЕПЛОВЫХ РАСЧЕТОВ.
ПОКАЗАТЕЛИ ЭКОНОМИЧНОСТИ УСТАНОВОК
9.1. ЗАДАЧИ ТЕПЛОВОГО РАСЧЕТА. ОСНОВНЫЕ
ПОКАЗАТЕЛИ ТЕПЛОВОЙ И ОБЩЕЙ ЭКОНОМИЧНОСТИ
Тепловые расчеты испарительных установок основываются
на уравнениях теплового и материального баланса. Методика
их в значительной степени зависит от выбранной схемы
установки. В результате расчета необходимо установить: расход
греющего (первичного) пара и расходы пара и воды в
отдельных элементах установки при заданной производительности
ее; общий и удельный расходы теплоты; количество теплоты,
теряемой с продувкой и в конденсаторах, охлаждаемых
технической водой; количество теплоты, передаваемой потокам,
используемым в схеме электростанции; тепловые режимы
и количество теплоты, передаваемой в отдельных ступенях
установки (для многоступенчатых установок), а также тепловые
режимы всех других теплообменников. Все эти данные
необходимы для определения технико-экономических показателей
215

установки и размеров теплообменных поверхностей, которые,
как известно, устанавливаются по значениям тепловых потоков
и температурных перепадов в характерных сечениях
теплообменника из расчета теплопередачи.
Основными показателями экономичности испарительных
установок являются обычно удельный расход теплоты на
производство дистиллята, удельные капитальные затраты по
сооружению установки, себестоимость дистиллята и удельные
приведенные затраты.
В испарительных установках, в которых теплота,
подводимая с греющим паром, компенсирует потери в конденсаторах,
охлаждаемых технической водой, и охладителях дистиллята,
а также потери теплоты с продувочной водой (когда охладители
продувки отсутствуют) и в окружающую среду, общий расход
теплоты, кДж/ч, может определяться по зависимости
Gy« =-О„ер(Л„ер-А™Р)/3600, (9.1)
где Dncp— расход греющего (первичного) пара, кг/с;
Апер и /гпер—энтальпия пара и конденсата при температуре
насыщения, кДж/кг.
Однако на электрических станциях часто отводимые от
установки потоки пара (вторичный пар последних ступеней
многоступенчатых установок и весь вторичный пар
одноступенчатой установки) конденсируются полностью или частично
в теплообменниках электростанции или используются для
других нужд. Наряду с этим во многих случаях частично
используется также теплота, содержащаяся в продувочной воде
и дистилляте. Поэтому действительный расход теплоты на
установку 2УСТД здесь следует определять по разности между
общим расходом теплоты QycT [установленным по (9.1)]
и теплотой, отведенной от установки в другие линии или
теплообменники электрической станции, QorB-
Под удельным расходом теплоты q, кДж/т, понимают
расход теплоты на 1 т дистиллята. Эта величина определяется
из зависимости
q = 3600QycTJDycT, (9.2)
где Dycj— производительность испарительной установки, т/ч.
ЕСЛИ <2уст.д = Qycr, TO
1 = ^(hnep-h'nep) = d(linep-h'Bcp), (9.3)
где d— удельный расход первичного (греющего) пара, кг/кг (т/т).
При сопоставлении испарительных установок различных
типов или установок, работающих по разным схемам, удельный
расход теплоты достаточно полно характеризует тепловую
216

экономичность каждой из них, если во всех рассматриваемых
случаях греющий пар подводится к установке от одного
и того же отбора турбины. Если пар подводится к установке
из разных отборов, то для варианта, в котором используется
пар более высокого давления, надо учитывать также то
количество электроэнергии, которое могло быть выработано
при переходе к варианту, работающему на паре более низких
параметров. Мощность AN3, определяющая недовыработку
электроэнергии при использовании пара данного отбора (по
сравнению со случаем, когда применяется пар из отбора
более низкого давления), может быть определена по
зависимости, аналогичной G.1).
Удельные капитальные затраты определяются из
зависимости
Куст = Ауст / L)yCr, ("•'+)
где Куст— полная стоимость испарительной установки.
Удельная стоимость установки существенно зависит от
типа ее, числа ступеней, диапазона параметров, в котором
она работает, применяемых материалов, производительности
и ряда других факторов. Для установок одного и того же
типа с увеличением производительности удельные капитальные
затраты уменьшаются.
Себестоимость дистиллята, руб/т, определяется по
выражению
сд = #год/Дгод, (9.5)
где Итоа — годовые издержки на производство дистиллята,
руб/год; Droa — общее количество дистиллята, полученного на
установке в течение года, т/год.
При производстве дистиллята на испарителях, работающих
на ионированной воде, годовые издержки складываются из
расходов на складское хозяйство, предочистку, обработку воды
ионированием и затрат непосредственно по испарительной
установке; когда применяются установки, работающие на воде,
прошедшей упрощенную обработку, расходы на обработку
воды ионированием отпадают и себестоимость питательной
воды испарителей заметно понижается.
Во всех случаях годовые издержки Итоя можно раздельть
на издержки на обработку питательной воды испари! елей
Ипл и издержки по испарительной установке Яиу, а общее
количество дистиллята DTon определить через номинальную
производительность установки £>уст и число часов
использования испарительной установки т, тогда
са = HnJ(DycTx)+h\.yl{DycTz), (9.6)
217

где т — время работы установки, необходимое для выработки
общего количества дистиллята Dron при работе с номинальной
производительностью DycT, ч/год.
В технико-экономических расчетах годовые издержки по
испарительной установке обычно подразделяют на издержки
на тепловую и электрическую формы энергии Ит, издержки,
связанные с амортизационными отчислениями для полного
возмещения капиталовложений, а также издержки на текущий
и капитальный ремонт и модернизацию оборудования
И% и эксплуатационные расходы Изжс. Проведя такое
разделение, получим
сл = спл + ст + сх + сэхс, (9.7)
где сп.в = #п.в/(£>устт); cx = Qy„sJDy„ + AN3cJDy„ = qsT + Aw3c3;,
c3KC = M3KJ(DycTx); cK=pakycT/(DycTx). Здесь сп.в—себестоимость
питательной воды испарителей; ст—тепловая составляющая
себестоимости дистиллята; с„—составляющая капитальных
затрат себестоимости дистиллята; сзкс—эксплуатационная
составляющая себестоимости; ра — коэффициент амортизационных
отчислений (коэффициент амортизации); sT — стоимость
единицы теплоты, руб/ГДж (руб/кДж); с3—себестоимость
электроэнергии, руб/(кВтч) [коп/(кВт ч)]; Aw3 — расход
электроэнергии на единицу дистиллята, (кВтч)/т.
При определении AN3 и Aw3 учитывается как
электроэнергия, затрачиваемая непосредственно на испарительной
установке, так и та часть ее, которая недовыработана турбоагрегатом.
Если количество теплоты, отведенной от испарительной
установки в теплообменники электростанции вторичным паром
первой ступени одноступенчатой установки или паром
последней ступени многоступенчатой установки, составляет 2отв.вт>
а давление его равно ротв.вт, то при этом в отборе с давлением
/'отб^/'отв.вт расход пара сократится на
ADOT6 = QOTBBT/(nOT6 — пот6вт), ,
где Аотб—энтальпия пара в отборе; И'отбвт — энтальпия
конденсата в теплообменнике, где отводимый от испарительной
установки вторичный пар конденсируется.
Последнее равнозначно тому, что поток пара в количестве
ADot6 вернулся в турбину. Мощность, определяющая
недовыработку электроэнергии, рассчитанная по этому
расходу пара,
АЛГз = А1)отб(/г1отб-Л2отб)т)мТ1г, (9.8)
где И1отб — энтальпия пара в отборе турбины, из которого
он отводится на испарительную установку; И2оТб — энтальпия
пара в отборе, в котором расход его сократился на величину
218

По уменьшению расхода пара в соответствующих отборах
Можно учесть также теплоту, используемую в теплообменниках,
обогреваемых продувочной водой и дистиллятом. Расход пара
на испарительную установку, по которому рассчитываются
полный и удельный расходы теплоты, определяется при этом
из зависимости
,й которой УД,тб—суммарное уменьшение расхода пара от
.отборов турбины в теплообменники электростанции в связи
с использованием теплоты потоков пара и воды, отводимых
от испарительной установки.
Эксплуатационные расходы Яэ.с учитывают расходы на заработную плату
(с начислениями), вспомогательные материалы, услуги вспомогательных
производств и пр., сэкс обычно не превышает 10% себестоимости дистиллята сд.
Себестоимость дистиллята является существенным экономическим
показателем работы испарительной установки электростанции. Однако для сравнения
экономичности различных установок, различающихся по капитальным
затратам, даже в том случае, когда производительность их одинакова, этого
показателя недостаточно.
Если на одной установке годовые издержки на выработку одного и того
же количества дистиллята ниже, чем на другой (а следовательно, ниже
и себестоимость), но Куст выше, то полагать, что она экономичнее, еще
нельзя. Вариант может считаться экономичнее, если дополнительные
капиталовложения окупаются в определенный (нормативный) срок. Срок окупаемости
дополнительных капиталовложений Т определяется из сопоставления разницы
капитальных вложений в различные установки с экономией по годовым
издержкам (себестоимости выработанног о в год дистиллята), т. е. из выражения
Т=К%1-К'ус11(И'т-И"пя). (9.10)
Когда срок окупаемости ниже нормативного Ти, вариант является более
экономичным, когда Т> Ти. — менее экономичным, и при Т=ТН сравниваемые
установки экономически равноценны.
Из этого следует, что в соответствии с уравнением (9.10) второй вариант
уболее экономичен, если
^ уст "Г ** год * н "*~- -*^ уст ' *^ год * и •
При рассмотрении ряда вариантов для наиболее экономичного из них
Кусг + ИгояТи = тт, (9.11)
или
1
— А'усг + Ягод = тт. (9.11а)
-* н
Затраты, определяемые по (9.11), называются приведенными затратами
за нормативный срок окупаемости, а затраты, определяемые из выражения
219
(9.9)

I ^Г^уст + #год 1,-
- годовыми приведенными затратами 3. Величина, обратная
нормативному сроку окупаемости A/Ти), называется нормативным
коэффициентом эффективности капиталовложений ря. Этот коэффициент для всех
расчетов в энергетике принимается равным 0,12.
Сравнение экономичности различных решений проводится
по полным 3 или удельным з приведенным затратам. При
этом обе эти величины необходимо рассчитывать при
одинаковой общей производительности установок.
Удельные приведенные затраты по производству дистиллята
находят по уравнению
зд = -^-=ря пв ' """ + """ ' "'■» (9.12)
или
за = сд+Рн^±^, (9.13)
DycTx
где Кп„—полная стоимость установок предварительной
обработки питательной воды испарителей.
Как видно из (9.13), удельные приведенные затраты выше
К -\-К
себестоимости дистиллята на величину />н—^ —. Удельные
£>устт
приведенные затраты зд (так же как и удельная себестоимость
сд) могут быть разделены на отдельные составляющие:
составляющую, определяющую удельные приведенные затраты
на подготовку питательной воды испарителей зпв, тепловую
составляющую зт, составляющую капитальных затрат зг и
эксплуатационную составляющую зэкс. При таком разделении
Зд определится по зависимости
Зд = зп.в+зт + з1[ + 3э1[(:. (9.14)
При определении зд по (9.14) отчисления от капитальных
затрат будут проводиться по коэффициенту
Р*.Н=Р*+Р«, (9.15)
т. е. учитывать амортизационные отчисления и отчисления по
нормативному коэффициенту эффективности капиталовложений.
9.2. ТЕПЛОВОЙ РАСЧЕТ ИСПАРИТЕЛЕЙ КИПЯЩЕГО ТИПА
И ПАРОПРЕОБРАЗОВАТЕЛЕЙ
При проектировании испарительной установки, так же как
при определении показателей тепловой и общей экономичности
ее, необходимо прежде всего установить расход греющего
пара Z?rp = Z)inep и количество подведенной с ним теплоты
220

-^вТ^ГвТ
Qy„. Расход греющего пара
на одноступенчатую
испарительную установку и паро-
преобразователи
устанавливается из уравнения теплового
баланса (рис. 9.1), которое
имеет вид
\Р\ пер пер — Jj\ к" 1 пер) Ли =
= DlAh\„~'hB)+ „ „ , ¥,
гч /in II \ ic\ ™с- 91- К тепловому расчету испари-
+ Авт(«1вт-«1вт), (9.16) теля
где £)ineP) ^ibt> Dlti, DlB— соответственно расход первичного
пара, вторичного пара, конденсата и питательной воды, кг/ч;
A'inep> h\„ — энтальпия конденсата первичного пара и
концентрата при температуре насыщения, кДж/кг; А1пер, h'[„ —
энтальпия первичного и вторичного пара, кДж/кг; кв— энтальпия
питательной воды, кДж/кг; т|и — коэффициент, учитывающий
потери теплоты в окружающую среду.
D1, = D1„+^Dl„ = D1„(l+-^i\ DlK = Dlnep,
Так
a Di„--
как
100
■DycT, то, проведя преобразование, получим
Ai»r-AU+(l+^)(Ai„-A.)
Г) _ V / п
1 пер /» I, \ *^уст •
(9.17)
(Alnep-Л'1пер) Т|и
В этих уравнениях Рг— продувка испарителя или паропре-
образователя, %.
Для одноступенчатых испарительных установок, включенных
в систему регенеративного подогрева питательной воды котлов,
а также в систему подогрева сетевой воды (см. рис. 7.1
и 7.4—7.6), расход теплоты связан лишь с потерями в
окружающую среду и с продувочной водой. На паропреобразователь-
ных установках расход теплоты Qan определится из зависимости
С?пп — -^1 „ер ( пер — "к)>
(9.18)
где hK—энтальпия возвращаемого на ТЭЦ (обратного)
конденсата.
Для установок без охладителей конденсата паропреоб-
разователей Лк = А'1пер; в установках, на которых конденсат
из паропреобразователя направляется в охладитель, где отдает
часть теплоты питательной воде паропреобразователя (см.
рис. 7.12), hK определяется по температуре конденсата после
охладителя. Расход теплоты на деаэратор и подогрев воды
в теплообменниках, установленных до деаэратора, учитывается
в тепловых расчетах этих аппаратов.
221

^■таДГяер
-Ргвт^лир
■"jK^jnep
Рис. 9.2. К определению производительности многоступенчатой испарительной
установки без подогревателей (а) и с подогревателями (б) питательной воды
установки
Для многоступенчатой испарительной установки уравнение
(9.16) устанавливает тепловой баланс первой ступени, и из
него легко определить количество вторичного пара,
образующегося в первой ступени с 1 кг первичного пара:
пер*
Количество вторичного пара, образующегося во второй
ступени с 1 кг первичного пара первой ступени в схемах без
подогревателей питательной воды испарителей (рис. 9.2, а),
а2-
D2
02.т D
2 пер
^-Мпер ^2пер ^Мпср
Так как D2nep = DlBT, то a2 = a1D2BT/D2nep. По аналогии
для «-й ступени можно записать
ап = ая-1£>пвт//)„пер. (9.19)
Тепловой баланс любой ступени запишется так же, как
для одноступенчатой установки или для первой ступени
многоступенчатой установки [см. (9.16)], и, следовательно,
/>„
\"ппер "ппер) Ли
D„
h"
"ппер
-*;„+( 1+-^ )(а;„-а.)
(9.20)
При параллельном питании энтальпия питательной воды
во всех ступенях одинакова, т. е. для каждой ступени /гв = Апв;
222

при последовательном питании для каждой ступени, кроме
первой, Л, = Ли-1вт> и здесь (9.20) удобнее записать в виде
'-'ивт \"ппср "ипер/чи /-q <■) 1 \
ппер а;„-а:„-^1+^(л;_1„-а;„)
Когда весь вторичный пар каждой ступени направляется
в греющую секцию последующей ступени, а весь вторичный
пар последующей ступени конденсируется и используется
в качестве дистиллята, общая производительность
многоступенчатой установки
п
Дуст = £>1 пер £ 0СЬ (9.22)
1
где п — число ступеней.
В многоступенчатых установках, работающих по схеме
последовательного питания с испарителями кипящего типа,
часто некоторое количество вторичного пара каждой ступени
направляется на подогрев питательной воды установки (иногда
пар последней ступени для таких целей не используется).
В этом случае (рис. 9.2, б) производительность установки уже
не может быть определена по (9.22), так как здесь не весь
вторичный пар испарителей идет на испарение концентрата
последующей ступени.
Количество пара, вырабатываемого первой ступенью
установки,
D, BT = alDl пер. (9.23)
Однако часть этого пара AD, не поступает в греющую
секцию испарителя второй ступени, так как идет на подогрев
питательной воды установки (см. рис. 9.2). На производство
Д1>1 затрачивается A/^/ai греющего пара. Следовательно,
■производительность второй ступени
^2BT = (£>1„ep-AZI/a1)a2. (9.24)
На производство пара AD2, отводимого из второй ступени,
затрачивается AZJ/a2 греющего пара. Следовательно, в третью
'ступень поступает столько первичного пара, сколько его
поступило бы, если бы расход греющего пара составлял
^1пеР — AZ)i./ai. — AJ92/a2 и промежуточных отборов не было.
■Значит, производительность третьей ступени
D3„ = {Dlnep-AD1/a1-AD2/oi2)aL3. (9.25)
Производительность и-й ступени по аналогии определится как
D„BT = (DlBep-ADJai1-AD2/aL2- ... -ДД.-./ос,,-,)<*„.(9.26)
223

Тогда производительность всех ступеней многоступенчатой
установки при наличии отборов вторичного пара будет
_ _ Л ДД,Д А£»„_2 " АЛП_Г
1 al 2 an-2 „_i an-l
или
' = " i = n-l /д г, ; = « \
/),ст = А„.р Z a,- Z — I oc, . (9.27)
i=l i=l V a' j = i+l /
Когда промежуточных отборов вторичного пара нет, (9.27)
принимает вид (9.22). Обычно заданной является
производительность установки и из (9.22) и (9.27) определяется расход
греющего пара.
При полном тепловом расчете многоступенчатой установки
для определения аь а2, а3,..., ос„ необходимо располагать
значениями продувок каждой ступени. Последние могут быть
установлены, если известны производительности испарителей
отдельных ступеней. Так как в начале расчета этими данными
не располагают, то их значениями задаются и решение ведут
по методу последовательного приближения. Многократные
просчеты все же обычно проводить не приходится, так как
а любой ступени зависит от значения продувки незначительно.
Количество теплоты, внесенной в установку греющим паром
(паром первой ступени), может быть определено по
зависимости, аналогичной (9.18). Однако далеко не всегда эту теплоту
следует относить полностью на производство дистиллята. Часть
теплоты может отводиться от установки в трубопроводы
и теплообменники электростанции с паром последней ступени,
дистиллятом (если энтальпия его выше энтальпии подводимой
к установке воды) и использоваться в цикле станции. Очевидно,
что при определении количества теплоты, затраченной
непосредственно на производство дистиллята, все это необходимо учесть.
В испарительных установках теплота теряется в
теплообменниках, охлаждаемых сбрасываемой технической водой,
с продувочной водой и в окружающую среду вследствие
несовершенства тепловой изоляции. Вся остальная теплота1
сохраняется. Однако отводится она от испарительной установки
в систему трубопроводов пара и воды электростанции потоками
с параметрами более низкими, чем в отборе, из которого
забирается греющий пар, вследствие чего выработка
электроэнергии турбоагрегатом уменьшается. Потеря теплоты с
продувочной водой при последовательном питании ступеней
и отсутствии охладителя продувки выражается уравнением
QnP = ^DycT{h'nBT-hc.B), (9.28)
где Ас в—энтальпия сырой воды.
224

При параллельном питании, когда продувка производится
из каждой ступени,
епр=Ё~А.т(А;„-Ас..). (9-29)
Так как Двт = аг£>1пер, то
епр = -01пер1^а»(Л;.т-Лс..). (9.30)
Если Р1=Р2= ... =Рп = Рст, то (9.30) принимает вид
бпр = Д1п.р^!>,-(А;.т-Ас.в). (9-31)
При наличии охладителя продувки потери теплоты с
продувочной водой
е„Р = ^Яуст(Апр-Ас.в), (9.32)
где h —энтальпия продувочной воды после охладителя продувки.
Обычно при наличии охладителя продувки многоступенчатая
установка работает по схеме последовательного питания водой.
Продуваемый из последней ступени концентрат направляется
на подогрев питательной воды установки. При этом энтальпия
питательной воды установки повышается на величину ДЛП в,
Определяемую из зависимости
р ст
inn' ",т ™Р'
ААП.В = ^^^-- . (9.33)
р
100
Требуемое значение продувки испарительных установок
и паропреобразователей, %, определяется из зависимости
где Спв и Ск—солесодержание питательной воды и
концентрата, мг/кг.
Солесодержание концентрата Ск следует выбирать таким,
чтобы при этом содержание примесей в дистилляте Сд
находилось в допустимых пределах, а процесс образования
отложений на поверхностях теплообмена либо вообще не
^мел места, либо протекал крайне медленно. В
многоступенчатых установках при последовательном питании такое
солесодержание будет поддерживаться лишь в последней ступени,
при параллельном питании — во всех ступенях. В испарителях,
работающих на умягченной воде, продувка обычно не
превышает 1,5—2,0%.
225

Как уже отмечалось, одноступенчатые испарительные
установки на электрических станциях всегда включаются в систему
подогрева паровых котлов или систему подогрева сетевой воды.
Тепловой расчет таких установок всегда начинается с определения
температурного напора в испарителе Atucn, необходимого, чтобы
обеспечить заданную производительность. Для конденсационных
паротурбинных установок при этом рассматриваются варианты
с включением испарителя к различным отборам, от которых
отводится пар к регенеративным подогревателям низкого
давления. Если испаритель будет работать на воде, умягченной
ионированием, то наиболее экономичным окажется вариант,
в котором поверхность теплообмена греющей секции меньше, т. е.
вариант, при котором требуемая производительность может быть
получена при большем значении А/исп. По значению
температурного напора определяется давление вторичного пара в испарителе,
а по рвт и значению сопротивлений в линиях—давление
в конденсаторе испарителя (КИ) р%„. При принятом значении
недогрева потока основного конденсата после КИ 9 и температуре
насыщения пара в конденсаторе tx„ легко установить температуру
конденсата после КИ. Все эти расчеты могут быть проведены на
ЭВМ по описанной выше программе (см. гл. 7). Полученные при
этом данные используются в дальнейшем для установления
необходимых поверхностей теплообмена испарителя и КИ. Расход
греющего пара, количество теплоты, передаваемой им в греющей
секции испарителя, потери с продувочной водой определяются при
этом по приведенным выше зависимостям.
Как уже отмечалось, методика расчета многоступенчато^
испарительной установки во многом зависит от выбранной
схемы. Поэтому мы рассмотрим ее на конкретном примере.
Пример 9.1. Провести расчет тепловой схемы четырехступенчатой
испарительной установки с испарителями кипящего типа, работающими на воде,
умягченной ионированием. Установка работает на паре промышленного отбора
турбины. Давление пара в греющей секции первой ступени />inep=0,6 МПа,
энтальпия отбираемого из турбины пара Л,огв=Л1пвр = 2889,0 кДзк/кг. Пар
последней ступени подается в коллектор собственных нужд станции, давление
в котором ркол = 0,1176 МПа A,2 ата). Производительность установки (с учетом
расхода пара, переданного в коллектор) £>уС1= 100 т/ч, продувка />уст=2,0%.
Принципиальная схема установки приведена на рис. 9.3.
По данным теплового расчета установить удельные приведенные затратй
на производство дистиллята, если стоимость установки оказалась равно!
160 тыс. руб., стоимость тепловой энергии пара промышленного отбора
1,4 руб/ГДж, а удельные приведенные затраты на производство электроэнергии
по замещающей электростанции—1,2 коп/(кВтч). Число часов использования
установки т принять равным 6000 ч/год.
При принятом значении продувки расход питательной воды
А,. = Д,стA+/>уст/Ю0)= 100A +2/100)= 102 т/ч.
226

Рис. 9.З. Схема испарительной установки:
i—греющий пар; 2—конденсат греющего пара; 3 — химобработанная вода; 4 — пар от
отбора турбины; 5 — отвод дистиллята; И—испаритель; Д—деаэратор; П—подогреватель
питательной воды испарителя; К—коллектор собственных нужд электростанции; Р—
расширитель
Заданному давлению Pinep соответствует температура насыщения
'inep= 158,84° С. Оценим потери давления в линии от задвижки, перепускающей
вторичный пар четвертой ступени, до коллектора (рис. 9.3) в 4% давления
в коллекторе. Тогда давление пара на выходе из установки
/>выж=1,04р.ол=1,04-0,1176 = 0,1223 мПа.
Этому давлению соответствует температура насыщения tmta= 105,27° С, и,
следовательно, располагаемый полный температурный перепад установки составит
А'Усг = t 'i„eP- /„, = 158,84- 105,27 = 53,57° С.
Разделим температурный перепад поровну на все ступени. Тогда
Дгст = Д*уст/4=53,57/4= 13,39° С.
Температура насыщения первичного пара второй ступени при этом составит
'2.^ = 'i..p-A'„= 158,84- 13,39= 145,45° С,
,а давление р2пер = 0,421 МПа. Оценивая потери давления в линии вторичного
пара в 6% абсолютного значения р2пер, установим, что
/>1в1=1,06/>2пер= 1,06 0,421 =0,446 МПа.
Этому давлению соответствует г'1вт= 147,67° С, и, следовательно,
температурный напор в испарителе первой ступени
A'i = 'i„.p-'i.T= 158,84 -147,67 =11,17° С.
Аналогичным методом найдем давление греющего и вторичного пара,
соответствующую температуру насыщения и температурный перепад во всех
227

других ступенях. Значения всех этих величин, а также энтальпии пара и воды
при температурах насыщения в этих условиях приводятся в табл. 9.1.
Таблица 9.1. Параметры пара, воды и температурные напоры в ступенях
испарительной установки
№
ступени
1
2
3
4
Давление, МПа
Л..р
0,6
0,421
0,290
0,191
Р.,
0,447
0,307
0,202
0,130
Температура
насыщения, °С
пер
158,84
145,45
132,06
118,67
''.,
147,67
134,32
120,53
107,12
Энтальпия
пара, кДж/кг
h'LP
2756,4
2740,9
2723,47
2704,75
h"„
2743,54
2726,62
2707,35
2687,36
Энтальпия
воды, кДж/кг
Лп=р
670,4
612,75
555,25
498,20
h'„
622,21
565,12
505,85
449,05


ратурный
напор, "С
Д/
11,17
11,13
11,53
11,55
Как видно из таблицы, при принятом методе распределения Лгуот
и одинаковых относительных значениях потерь давления в линиях вторичного
пара установленные температурные напоры в испарителях практически не
различаются. Такое распределение перепадов установится при одинаковых типах
испарителей во всех четырех ступенях и равных значениях коэффициентов
теплопередачи к и количествах теплоты б„с„, передаваемой в греющих секциях
испарителей. В действительности коэффициенты теплопередачи в первых ступенях
выше, чем в последующих, однако при принятой схеме количество теплоты Qmcu
также уменьшается при переходе от одной ступени к другой, работающей при
более низком давлении. Поэтому можно предполагать, что равномерное
распределение Л/уст по ступеням испарения здесь также допустимо. Уточнение
всегда может быть проведено после того, как будут определены
производительности испарителей и коэффициенты теплопередачи в каждом из них.
Теперь перейдем к определению расходов пара, подводимого к
подогревателям Пи П2 и П3 (см. рис. 9.3). Для этого установим сначала энтальпии
воды на входе в подогреватель и выходе из него. Примем недогрев воды
на выходе из каждого подогревателя до соответствующего значения
температуры насыщения поступающего в него пара А/нсд=4° С. Этому
соответствует значение 8=16,75 кДж/кг. Тогда энтальпия воды на выходе из третьего
подогревателя (по ходу воды)
Л3. = Л '2пер - Э = 612,75 - 16,75 = 596,0 кДж/кг,
на выходе из второго подогревателя
Л2. = Л 'з„.р - 9 = 555,25 —16,75 = 538,5 кДж/кг,
на выходе из первого подогревателя
Л1, = Л;пер-Э = 498,2- 16,75 = 481,4 кДж/кг.
Здесь энтальпии конденсата греющего пара в подогревателях принимаются
по давлениям, равным давлениям первичного пара в испарителях второй,
третьей и четвертой ступеней.
228

Количества пара ADt, AD2 и AD3, конденсирующиеся в каждом подо-
Гревателе, найдутся из уравнений теплового баланса этих подогревателей.
Уравнение теплового баланса подогревателя Пъ имеет вид
Д01 (А2п,р ~ h 2„,р) Лпод = А,.. (Л3. - А2.)-
Отсюда расход пара, поступающего в него из испарителя первой ступени,
596,0-538,5
Д£>, = 102 ' =2,781 т/ч.
1 B743,54-612,75) 0,99 '
Уравнение теплового баланса второго подогревателя запишется как
[A^2(A3n4,-A3»p) + ^i(Ai«p-Aj-p)]4o« = ^lb.(A».-*u)-
Для определения AD2 необходимо располагать значением
производительности испарителя первой ступени. В пеовом щшбдижешш примем
производительности всех ступеней одинаковыми. Тогда Di =Dycr/4 = 25 т/ч. В
дальнейшем производительности испарителей каждой ступени будут уточнены.
При принятой производительности ступени
102
E38,5 - 481,4) - 25 F12,75 - 555,25)
д п = _: = 2,044 т/ч.
2 2726,62-555,25
Здесь энтальпия дренируемого конденсата А1др=Л2„ер, а А2др = А3„ер-
Уравнение теплового баланса подогревателя Я,
[А^з(А4П,р-А;„ер)+(Л1+Л2)(А2др-АздР)]т1п„д = Ди..(А1.-А..д),
где й3др=Й4,,ер> а энтальпия воды после деаэратора А. д принимается по
температуре насыщения при давлении в деаэраторе питательной воды
испарительной установки. При Dl=D2 = 25 т/ч расход пара в подогреватель
102
D81,4 - 436,2) - B5 + 25) E55,25 -498,20)
Д£>,=- =0,819 т/ч.
3 2707,35-498,2 '
В расчетах энтальпия первичного пара 1-й ступени принимается равной
энтальпии пара в регулируемом отборе турбины, а во 2-й, 3-й и 4-й
ступенях—энтальпии вторичного пара предыдущей ступени (т. е. Ain)!p=AJ'_1,I).
Теперь для принятых условий можно определить количество пара,
образующегося в каждой ступени с единицы греющего пара (первичного
пара первой ступени). В соответствии с (9.20) для первой ступени
D\,r (A.-.p-A'.neph,
ex, =
£i-*p Ai.T-Ai.r+(l+Pi/100)(Ai.I-A3.)
B889,0-670,4) 0,99
1 2743,54 - 622,21+ A + 308/100) F22,21 - 596,0)
где
0,986 кг/кг,
(Dn ,-DA-100 102-25
p =L_lLi! U. = 100 = 308%.
1 Z>, 25
229

В соответствии с (9.19) и (9.21)
(^2пер~^'2пер)Т1и
0B-0A Л2.Т-Л'2.х-A+/>2/100)(Л'1в1-Л'2вт)~
B743,54-612,75) 0,99
= 0'9862726,62-565,12-A+208/100)F22,21-565,12)= 1'°47 КГ/КГ'
D,.-£>, 77-25
где Р,=— -100= 100 = 208%.
2 D2 25
Аналогично
(''Зпер^'зперНи
Л3—^2
А»„-Аэ.т-A+/,з/100)(А':и1-А'э„)
B726,62-555,25)-0,99
= J 047 - - - - - = 1 083 кг/кг
' 2707,35-505,85-A + 108/100) E65,12-505,85) '
(А4пер~^4пер)Г1и
* 4„г - а 4„г - 0 +'V' оо) (л'Зв1 - й ;.т)
B707,35-498,20 0,99
= 1,083 ^ —. , г= 1,088 кг/кг.
2687,36-449,05~A+8/100)E05,85-449,05)
Здесь р3 = Дз*~Дз100= ~ 100=108%, а Р.= 4'~ 4100=
£>з 25 Dt
27-25
= 100 = 8,0%.
Воспользовавшись (9.27), можно определить расход греющего пара (при
принятом распределении производительности по ступеням установки). В
соответствии с этой зависимостью для рассматриваемой схемы
* AD * AD* Д/>3
£yCT = Z)ln.pL «1 lai Lai «4
■'уст *у'1пер^
1
или
2 781
£,„„@,986+ 1,047+1,083+1,088)—-^—- A,047+ 1,083 +1,088)-
0,986
2 044 0 819
—: A,083+1,088)—'■ 1,088= 100 т/ч,
l,047v ' 1,083
откуда Dlnep = 27,149 т/ч.
При этом значении Dlacp и установленных выше значениях а,, а2, а3
и а4 паропроизводительности ступеней окажутся равными
Я, = а, £1пер = 0,986 • 27,149 = 26,769 т/ч;
/ АД Л / 2,781\
£>,= £>.„„ L )«,=( 27,149— 1,047 = 25,472 т/ч;
V «1 / V °>986/
2,044 \
Г047 j 1'083 = 24'2
AD, AD2\ ( 2,781 2,1.. ,
^=(Лп.р-^-^]«з = B7,149-^-Т7^ ] 1,083 = 24,234 т/ч;
230

/ AD, AD2 ADA
V <*1 «2 a3 /
2,781 2,044 0,819 \
= 27,149-- 1,088 = 23,525 т/ч.
1 0,986 1,047 1,083/
Полученные значения Dlt D2, D3 и Z>4 не совпали с теми, которыми
мы задавались. Поэтому необходимо (сохранив установленные значения
давлений первичного и вторичного пара во всех ступенях и температурные
режимы) по этим величинам определить более точные значения расходов
пара в подогреватели AD, продувок Р и коэффициентов а, устанавливающих
количество вторичного пара, получаемого в каждой ступени установки
в относительном выражении (по отношению к расходу пара в первой ступени).
По этим величинам, следуя той же методике, можно определить новое
значение Dlatp, а затем и уточненные значения производительностей всех
ступеней. Значения всех этих величин приводятся в табл. 9.2. Расход свежего
пара при этом оказался равным 27,098 т/ч. Установленные значения Dlt D2,
D3 и D4 (табл. 9.2) практически не отличаются от принятых по результатам
первого расчета и могут считаться окончательными.
Таблица 9.2. К расчету по определению расхода греющего пара на
испарительную установку
Величина
Расход пара на
подогреватель АД т/ч
Продувка, %
Коэффициент а, кг/кг
Производительность
испарителя £>исп, т/ч
Номер ступени
1
2,781
281,0
0,989
26,799
2
1,997
195,3
1,047
25,427
3
0,761
105,3
1,082
24,213
4
8,5
1,087
23,561
Теперь можно определить общий расход дистиллята, направляемого от
испарительной установки в деаэратор основного конденсата турбоагрегата или
баки чистого дистиллята, и количество пара, поступающего в коллектор
собственных нужд электростанции. Для этого следует установить, какое
количество пара образуется в расширителе Р (см. рис. 9.3). В расширитель
поступает дренаж в количестве
£здр = -01 + D2 + D3 = 26,799 + 25,427 + 24,213 = 76,439 т/ч.
Из уравнения теплового баланса расширителя
^Здрдр:
--D'3aph'i№ + D';h;
расход дистиллята Da=D'iap, поступающего на электростанцию из расширителя,
76,439B687,36-498,20)
D',
Здр "
- = 74,761 т/ч,
2687,36-449,06
а количество пара, направляемого в коллектор из расширителя,
£>р- = .Оздр-Я'здр = 76,439-74,761 = 1,678 т/ч.
231

Тогда общий расход пара, идущего в коллектор,
Da = £»4 + D ; = 23,561 + 1,678 = 25,239 т/ч.
При работе испарительной установки, когда пар в количестве Da поступает
в коллектор собственных нужд электростанции, расход пара, направляемого
туда из отбора турбины, уменьшается на
Л1.т-Лк.т 2687,36-449,05
AD2or6 = Dn -^ — =25,239 ' -^—=25209,3 кг/ч,
*2«в-*4» 2690,0-449,05 '
где Л2от6 — энтальпия пара в отборе турбины, из которого он направляется
в коллектор.
Снижение мощности турбоагрегата из-за уменьшения расхода пара в
проточной части турбины между отборами, из которых пар отбирается на
испарительную установку и в коллектор собственных нужд,
25209,3 ,
Л^э = Д£Jо1б(Л1о1б-Л2о1£)т1млг = -^-B889,1-2690,0H,98 0,98= 1339 кВт.
Потери теплоты на установке QaoT при принятой схеме связаны лишь
с потерями с продувочной водой Qnp и в окружающую среду б0.ср.
Потери с продувочной водой
епр = ^Пр(А^т-Лс.„)=^Г>ус1(Л;в1-Ас.) = 0,02100 103D49,05-83,8) =
= 730,5 103 кДж/ч.
Здесь hc „ принята при температуре tc.. = 20° С. Потери в окружающую среду
Qo.cp можно определить из уравнения теплового баланса установки в целом.
Это уравнение может быть записано в следующем виде:
Отсюда
Qo.cp=Dlacv(hiacp-h\nep)-D3m(hi!lv-h,)-Dt(hl„--h,)-D^(h'tl„-h,)=
= 27,098 • 103 B889,0 - 670,4) - 76,439 • 103 D98,20 - 436,21) -
-23,561 ■ 103 B687,36-436,21 )-2 • 103D49,05-436,21) = 2,32-106 кДж/ч.
Здесь Л.—энтальпия воды после деаэратора.
Тогда
С„х = G„p + e„.cp = 730,5 • 103 + 2320 • 103 = 3050,5 • 103 кДж/ч.
Удельный расход теплоты при этом будет
Ч = С„,,/#,ст = 3050,5 • 103/100 = 30,5 • 103 кДж/ч.
Значение удельного расхода теплоты на производство дистиллята при
принятой схеме очень невелико, так как большая часть подведенной к установке
теплоты передается в коллектор собственных нужд электростанции. Однако при
этом имеет место существенная недовыработка электроэнергии. Снижение
выработки электроэнергии, рассчитанное на 1 т производимого в 1 ч дистиллята,
Ди>э = ДЛГэ/Дуст= 1339/100= 13,39 кВт ч/т.
Теперь можно определить удельные приведенные затраты на производство
дистиллята. Тепловая составляющая этих затрат
зт=<?*т+Ди^э^0,0305 • 1,4+13,39 0,012 = 0,204 руб/т,
а составляющая капитальных затрат
з« = (л+/»„)А:„.у/Оустт=@,126+0,12)-160-103/100-6000=0,0655 руб/т.
232

/
1
1
1
1
1
Ввод исходных Ванных
1
Определяется ЛпЛ
1
Определяются tjMp, *>eT, 4#ет
1
Определяются */пер.^пвр.Л»т. */вт, 1*1*3, j*i+1
1
Определяется At+
1
Определяются fi1b,hZb,h3t
I
/
I
I
|
I
L
ДаТТо
Определяются ЛЛ,1>п,йМгоТц
Определяются ан9, QMT,a,AWa
X
Определяются эЛ,Эк,зЛ
I
10
ч*ь 1
,
1 ■
Принимаем Лу"Л^-Л3тП^'Пу0Г/^ |
Определяются АД2,АВ3
1
Определяются (^ (£J, (^, (^
1
Определяются d,, <tz, otj.oC» I
1
Определяются Brnep,JJrp,JBZp,D3p.lJ+p
^^U^^-rST^uJTs—-»
Выдав результатов расчета I
С stop )
Рис. 9.4. Схема расчета испарительной установки с испарителями кипящего
типа на ЭВМ
Здесь коэффициент амортизационных отчислений определен при общей норме
амортизационных отчислений Яа=10,5% и расходах на текущий ремонт,
принятых равными 20%Яа. Приняв з =0,1 зя, получим, что приведенные
затраты на производство дистиллята (без учета затрат на предварительную
обработку воды) составят
зД = (зг + з,)/0,9 = @,204-|-0,0655)/0,9 = 0,299 руб/т.
Схема расчета на ЭВМ испарительной установки, показанной на рис. 9.3,
приводится на рис. 9.4. Ниже приводятся программы расчета на языке
Фортран и результаты ею, выполненные по данным рассмотренного примера.
13 Зака* № 2066
233

С ПРОГРАММА РАСЧЕТА 'MIU4'
FUNCTION HKT)
Н1"8.67239+3.9?247*Т+«.е«1«9в*Т**2
RETURN
END
FUNCTION H2(T)
Н2»2474.67647+2.442<Ю»Т-«.«»42185*Т*«2
RETURN
END
FUNCTION P(T)
P»<((T+7«.)/17*.> w»6)/l».
RETURN
END
FUNCTION T(P>
Т*17в.*A*.«Р)<н*.1666*-7*.
RETURN
END
PROGRAM NIU4
DIMENSION TP<4>, PPD>, PU<4), TW<4>, DTD)
0PEN<UNIT=2, NAME«'MIU4.DAT', TYPE«'OLD'>
READ<2,*1) DUST, HOTB1, H0TB2, HSU
READ<2,«1> PR, PPA), PKOL, PD
READB,M> SUST, TUST, PA, PN
READB,91) SQ, ZE
•1 FORMATDE12.5>
CL0SE(UNIT-2, DISPOSE*'SAVE'>
DPU=DUST«<1+PR>
TPA)»T(PPA)>
PUICH»1.*4*PK0L
TWICH=T(PWICH)
PW<4)=1.*6*PWICH
TWD)=T(PUD))
DTST*<TP<1)-TWICH)/4.
DO 92 1*1,3
J-I+l
TP<J>«TP<I)-DTST
PP(J)-P(TP<J>)
PW(I)-1.«6NPP(J>
TU<I>»T(PM(D)
DT(I)*TP<I)-TU(I>
92 CONTINUE
DT<4)«TPD)-TWD)
HU3*H1<TP<2)>-16.75
HW2-H1(TPC))-16.7S
HM1»HHTPD>>-16.75
DD1-><DPW*<HU3-HU2>)/((H2(TUA)>-Hl(TPB))><*.99>
Dl-DUST/4.
D2-DUST/4.
D3-DUST/4.
D4-DUST/4.
1в CONTINUE
TD*T<PD>

DD2-( (Ora»(HU2-4Ml > )/«.99-Dl«(Hl (TPB) )-Hl(TP<3))) >/
* <Н2(ТШ2>)-ННТРC)))
И»( <BPW»<HHl-« <TD>) >/«.9»-(Dl+D2)*(Hl (TP<3) )-
* HKTPD)))>/(H2(TWC))-H1(TPD))>
PR1*(DPU-D1)/D1B
PR2=-(DPU-D1-D2)/D2
PR3-<DPtt-01-D2-D9)/D3
PR4=<DPW-D1-D2-BJ-D4)/D4
A1»<<H0TB1-H1(TP<1)))**.99)/(H2(TWA))-H1(TWA>)+A+PR1)*
« (Н1(ТЫA))-НУЗ)>
A2»(A1*<H2<TPB> )-HKTPB)) »*.9?>/(H2<TW<2> )-Hl(TIK2> >
» -<1.4Fft2)«<Hl(TV(l)>-Hl<TWB>>>>
A3-<A2«(H2<TP<3>)-Hl(TP<3)))«*.99>/(H2(TWC»411C-n«3))
* -(i+fra)*(Hi(TWB))-Hi<TWC)))>
A4=(A3«<H2<TP<4))-H1(TPD))»I*.99/(H2(TWD>)-H1(™D))-
« U+Pft4)*<Hl<TU<3>>-Hl(TU<4>>>>>
A14-A^*A2+A3+M
A24-A5M3+A4
A34=A3*A4
DP1=(BUGT+(D01«A24>/A1+(DD2«A34)/A2+<DD3»M)/A3)/A14
D1R-A1WP1
D2R*<DP1-DD1/A1)«A2
D3R=(Bfl-DDl/Al-B02/A2)»A3
D4R-(DI>1-DD1/Al-Be2/A2-D03/A3>«M
IF< ASS(DI-DIR) .LT.».5».A».ABS(D2-D2R) .LT.*.5».AMD.
* ABS<03-KSR).LT.«.S*.AND.AB8(D4-D4R).LT.«.5*> GO TO 2*
D1-D1R
D2=D2R
D3-D3R
D4=D4R
GO TO 1*
2» DDR=D1*+D2R*D3R
DDIS>0PR«<K2(TU<4))-Hl(TPD)> >/(H2(TU<4))-Hl(TUD)))
DPARl-TOR-DDIS
DPAR"D4R+DPAR1
D020T-OPAR»(H2(TWD> >-Hl(TWD>>>/<H0TB2-Hl(TW<4>)>
0NE-DD2OT»(H0TBl-HOTK>««.98««.98/3.6
OP-DPHKHOTBi-Hl <TP< 1 > )■')«•. 1E4
DPR-PR*DUST
QPR*DPR«(H1(TWD))-HSy>««.lE4
Q0SR«aP-(DDR«(Hl(TPD))-Н1 СП» )+D4R»(H2<TWD))-Hl(TD)>♦
* DPR*(HKTW<4>>-m<TD>>>t*.lE4
QPOT-OPR+GOSR
QU-QPOT/BOST
DUE»DNE/DUST
2Q=(QU»».1E-5)«SQ+IME»ZE
ZK-<(P*+f>N>«SUST)/(DUST«TUST>
ZD»(ZQ*ZK>/0.9
URITEE,»3) D1R,I»,D3R,D4R,DDIS,
* DPAR,DPl,QP,GPR,QQSR,aroT,aU,
* DNE,WE,ZQ,ZK,ZD,
* PP,PW,DT
235

MRITE<6,03> D1R,D2R,D3R,D4R,DDIS,
DPAR,DP1,QP,QPR,QOSR,QTOT,QU,
DNE,DHE,ZQ,ZK,ZD,
PP,PW,DT
FORMAT<T23,'ПЕЧАТЬ РЕЗУЛЬТАТОВ РАСЧЕТА'/
T23,'DlR*'rE12.5rT42,'D2R»',E12.5,TA0,'D3R-',E12.5/
T23,'D4R«',E12.5 Д42,'DDIS=',E12.5,T60, "DPAR-',E12.5/
T23,'DPl*',E12.5,T42,'aP»'rE12.5,T6#,'aPR«',E12.5/
T23,'QOSR-',E12.5 ,T42,'QPOT«',E12.5,T6#, *Qt>«'.E12.5/
T23,'DNE-',E12.5,T42,'DHE*',E12.5,T60,'ZQ=',E12.5/
T23,'ZK-',E12.5,T42,'ZD=',E12.5/T23r'PP»'r4E12.5/
T23,'PW=',4E12.5/T23,'DT»',4E12.5>
STOP
END
ИСХОДНЫЕ ДАННЫЕ
0.10000E 03 0.28890Е 04 0.26900Е «4 0.84000Е 02
0.20000Е-01 0.&0000Е м 0.117&0Е 00 0.11740Е 00
0>16000Е 06 0«60000С 04 0>12600Е 09 0.12000Е 00
0.14000Е 01 0.12000Е-01
ПЕЧАТЬ РЕЗУЛЬТАТОВ РАСЧЕТА
D1R= 0.26842Е+02 D2R» 0.25458Е+02 D3R- 0.24174Е+02
D4R= 0.2352ЙЕ+02 DDIS- 0.74789Е*02 DPAR» 0.25211Е+02
DP1= 0.27132Е+02 OP* 0.60154Е+08 OPR» 0.73324E+06
QOSR» 0.25025E+07 QPOT= 0.32358E+07 OW» 0.32358E+05
DNE= 0.13375E+04 DUE* 0.13375E+02 ZQ- 0.20580E+00
ZK= 0.65600E-01 ZD= 0.30156E+00
PP« 0.60000E+00 0.41864E+00 0.28549E+00 0.18968E+00
PW= 0.44376E+00 0.30262E+00 0.20106E+00 0.12964E+00
DT- 0.11235E+02 0.11365E+02 0.11494E+02 0.11624E+02
Таблица 9.З. Обозначения, принятые в программе MIU4
Температура пара, "С:
первичного
вторичного
Давление пара <-й ступени, МПа:
первичного
вторичного
Недогрев воды до температуры
насыщения на выходе из
подогревателя, °С
Производительность установки, т/ч
Энтальпия пара в г'-м отборе, кДж/кг
Энтальпия сырой воды, кДж/кг
Обозначение
в тексте книги
inep
/Л'пер
Лет
Д'кел
DyCT
Логб
Лев
в программе
ТРA)
TW(I)
РРA)
PW(I)
DT
DUST
HOTBI
HSW
236

Продолжение табл. 9.3
Величина
Продувка установки
Давление в коллекторе собственных нужд
электростанции, МПа
Давление в деаэраторе испарительной
установки, МПа
Температура насыщения в деаэраторе, °С
Стоимость установки, руб.
Число часов использования установки,
ч/год
Коэффициент амортизационных
отчислений
Нормативный коэффициент
эффективности капвложений
Стоимость тепловой формы энергии
промышленного отбора, руб/ГДж
Удельные приведенные затраты на
производство электроэнергии, руб/(кВт • ч)
Расход питательной воды, т/ч
Давление пара на выходе из установки,
МПа
Температура насыщения на выходе из
установки, °С
Температурный перепад в одной
ступени, °С
Энтальпия воды на выходе из
подогревателя, кДж/кг
Расход пара, поступающего в
подогреватели, т/ч
Производительность ступени, т/ч
Продувка в испарителях каждой ступени,
% (или в абсолютных величинах)
Количество пара, образующегося в
каждой ступени с единицы греющего
пара, кг/кг
Расход греющего (первичного) пара, т/ч
Расчетные производительности
ступеней, т/ч
Расход дренажа, поступающего в
расширитель, т/ч
Расход дистиллята, поступающего из
расширителя, т/ч
Количество пара, поступающего из
расширителя в коллектор, т/ч
Общий расход пара, идущего из
установки в коллектор, т/ч
в
р
УСТ
/>.ол
р*
'«
SycT
т
/>»
р»
Sr
з,
А,.
/>,ы.
'вых
Д'ст
А...
Д£>
Di,
л.
«1.
Обозначение
тексте книги
/100
*2.. h3
, Д/>2.
D2, D3
Рг, Ръ>
<*2. «3-
Д. „ер
д..
D2, £»3
ДзДр
#'здр
d;
Da
в
AZ>3
. DA
Р*
«4
. я*
в программе
PR
PKOL
PD
TD
SUST
TUST
РА
РН
SQ
ZE
DPW
PWICH
TWICH
DTST
HW1, HW2,
DD1, DD2,
Dl, D2, D3
HW3
DD3
, D4
PR1, PR2, PR3,
PR4
Al, A2, A3
DPI
D1R, D2R,
D4R
DDR
DDIS
DPAR1
DPAR
A4
D3R,
237

Продолжение табл. 9.3
Величина
Уменьшение расхода пара в отборе,
питающем коллектор собственных нужд
электростанции, т/ч
Снижение мощности турбоагрегата, кВт
Количество теплоты, подведенной с
греющим (первичным) паром, кДж/ч
Расход продувочной воды, т/ч
Потери теплоты с продувкой, кДж/ч
Потери теплоты в окружающую среду,
кДж/ч
Общие потери теплоты, кДж/т
Удельный расход теплоты, кДж/т
Удельная недовыработка
электроэнергии, кВт ■ ч/т
Тепловая составляющая удельных
приведенных затрат на производство
дистиллята, руб/т
Составляющая капитальных затрат,
руб/т
Удельные приведенные затраты на
производство дистиллята, руб/т
Обозначение
в тексте книги
Д^2от6
AN,
Srp
Дпр
бор
Ь^о ср
д^пот
а
Aw
Зт
з«
Зд
в программе
DD20T
DNE
QP
DPR
QPR
QOCR
QPOT
QU
DW
ZQ
ZK
ZD
Принятые в программе обозначения приводятся в табл. 9.3. В работе, так
же как и ранее (см. гл. 7), используются зависимости p=f(t'), t'=f(p), А "=/(<')
и Л'=/(/'), построенные по табличным данным для интервала давлений от 0,035
до 0,70 МПа. Исходные данные вводятся в программу в виде таблицы.
В проведенном расчете в программу введены следующие значения величин:
/)уст=100т/ч; A1(rl6=2889 кДж/кг; Л2от6=2690 кДж/кг; Лс„=84 кДж/кг; Р/100=0,02;
/>1пер=0,6 МПа; ^„, = 0,1176 МПа: ря=0,1176 МПа; 5ус1= 160000 руб., т=6000 ч/год;
/>а=0,126; />а=0,12; jT=l,4 руб/ГДж; зэ=0,012 рубДкВтч), которые расположены
здесь в том же порядке, что и в таблице программы. Эти значения не отличаются
от принятых в изложенном выше расчете, проведенном вручную (с использованием
микрокалькулятора). Результаты расчета выведены в порядке, устанавливаемом
программой. Результаты, полученные на ЭВМ и вручную, практически не
различаются между собой. Это имеет место прежде всего потому, что зависимости,
определяющие значения р, t', /Г и h", хорошо обобщают табличные данные.
9.3. ТЕПЛОВОЙ РАСЧЕТ ИСПАРИТЕЛЕЙ МГНОВЕННОГО
ВСКИПАНИЯ
Зависимости, определяющие связи между основными
величинами, необходимые для проектирования испарительной
установки мгновенного вскипания при заданной производитель-
238

ности, устанавливаются также из уравнении теплового и
материального баланса. Из этих уравнений можно определить
производительность установки при различных режимах, расход
греющего пара, потери с продувкой, показатели тепловой
экономичности, а также некоторые другие тепловые
характеристики, которые могут потребоваться в эксплуатации. Основные
уравнения теплового и материального баланса приводятся
ниже. Методика теплового расчета многоступенчатой установки
(так же, как и в § 9.2) рассматривается на конкретном примере.
При проектировании и эксплуатации установок мгновенного
вскипания необходимо располагать зависимостью,
определяющей соотношение между количеством образующегося
дистиллята Da и расходом циркулирующей в установке воды
(расходом концентрата) DB в зависимости от величин,
характеризующих тепловой режим установки. Такая зависимость
может быть установлена из следующих соображений.
Для установки мгновенного вскипания, состоящей из m
ступеней (см. рис. 6.4), рассматривая уравнения теплового баланса
каждой ступени, производительности их определятся
зависимостями:
*>i =
DMu
D2 = [ 1
ДА1ст\ Д,ДЙ2с
D3 = [l
Ahu
Ah2cT\DBAh3cT,
г (9-35)
Z>-= 1-
Д/г1с
ДА,
ААт_1ст\ Д,ДАтст
Гт- 1
производительность каждой ступени
где Dlt D2, D3, ..., D„
испарительной установки; A/z1ct, А/г2ст, ..., АЛтст — разность
между энтальпиями концентрата на входе в данную ступень
и выходе из нее.
Из (9.35) общее количество дистиллята Da, равное
производительности установки DycT и отнесенное к расходу
циркулирующей воды DB, определяется из равенства
D
уст
Ahu
...+ 1
л1-
AAi.
Ahlc
АЛ,
:+ 1
Ahu
А/г,
А/г,
А/г.
ДА.
ДА,
= +...
(9.36)
239

Когда перепады энтальпии между ступенями практически равна
друг другу, пренебрегая изменениями г по ступеням, получим
D
уст .
1+1
ДА,
+ 1
ДА,
+ 1-
ДА,
+ ...
..+ 1
ДА,
ДА..Т
(9.37)
В многоступенчатых установках мгновенного вскипания
перепады принимаются обычно равными либо во всех ступенях,
либо в ступенях одного и того же контура рециркуляции;
Когда значения этих величин в различных контурах приняты
неодинаковыми, отношение Da/DB может рассчитываться по
каждому контуру рециркуляции в отдельности и общая
производительность установки определится по сумме дистиллята,
получаемого в каждом контуре.
В (9.37) слагаемые, стоящие в скобках, изменяются по
закону геометрической прогрессии со знаменателем, равным
A — ААст/гср). Первый член этой прогрессии а=\, и,
следовательно, сумма всех членов определится как
е _1[1-A-ДАст/гсрГ]
1-A-АА„/гср)
(9.38)
тогда
/)уст//)в=1-A-ААст/гсрГ
(9.39)
При принятых условиях (9.39) дает точное значение отношения
DycT/DB. Однако в связи с тем, что AACT<g;rcp, пользоваться
им в расчетах, особенно при большом числе ступеней, не
всегда удобно.
Более простое выражение может быть получено, если
разложить выражение A — ААст/гср) в степенной ряд, а затем
ограничиться лишь несколькими членами этого ряда. В
соответствии с зависимостью, устанавливаемой для бинома
Ньютона при разложении его в степенной ряд Маклорена,
1-
ДА,
= 1-
тДАст т{т— 1)/ДАСТ
+
т (т — 1) (т — 2) /ДА
3!
2!
+ ...+(-1)"
ср
ДА,
(9.40)
В (9.40) каждый член ряда по абсолютному значению
существенно ниже предыдущего. Ограничившись первыми тремя
членами, из (9.39) и (9.40) получим
D,
уст
К"
1
тя— 1 ДАС
1иДА,
(9.41)
240

Во многих случаях можно пользоваться еще более простой,
но менее точной зависимостью
DyeJDB = mAhcJrcp = (h0-h'm)/rep. (9.42)
При общем перепаде между энтальпией воды на входе в первую
ступень Л0 и энтальпией в последней ступени h'm, равной
335 кДж/кг, и числе ступеней т = 40 ошибка в значении
отношения Dycr/Da, определенном по (9.41), не превосходит
0,35%, а при расчете по (9.42) достигает 7% [40].
Из (9.41) и (9.42) видно, что производительность установки
возрастает с увеличением перепада энтальпий (Л0 — h'm). Однако,
как уже отмечалось, при упрощенных методах подготовки
питательной воды испарителей для предотвращения отложений
температура воды не может подниматься выше определенных
значений и обычно находится в пределах до 120° С. Энтальпия
воды h'm определяется давлением в последней ступени рт.
Выбор рт производится технико-экономическими расчетами.
Оптимальное значение давления в последней ступени зависит
прежде всего от схемы установки, температуры охлаждающей
воды и недогрева до температуры насыщения пара в
конденсаторе А?нед. Обычно температура насыщения t'T находится
в пределах 35—40° С.
Указанные выше зависимости, определяющие отношение
DycT/DB, действительны как для многоступенчатых установок
мгновенного вскипания, так и для одноступенчатых. В
последнем случае при т — 1
Dy„/DB = Ah„/r = (h0-h'0)/r, (9.43)
где Л о — энтальпия воды при температуре насыщения для
давления, принятого в камере испарения; г — теплота
парообразования при этом давлении.
Расход греющего пара на испарительную установку
определится из зависимости
= DB(h0-h,) (944)
где Лгр и h'Tp— энтальпия пара и конденсата в теплообменнике
греющего пара, кДж/кг; hx и А0 — энтальпия воды на входе
в этот теплообменник и выходе из него, кДж/кг; цТ —
коэффициент, учитывающий тепловые потери.
Количество теплоты, подведенной с греющим паром к
установке,
Qycr = Drp(hrp-h'Tp). (9.45)
На испарительных установках мгновенного вскипания
электростанций (так же как на установках с испарителями кипящего
типа) далеко не всегда весь поток теплоты, подведенной
241

с греющим паром, теряется. Если установка включена в систему
регенеративного подогрева питательной воды паровых котлов
по схеме без потерь тепловой экономичности (см. рис. 7.6), то
почти вся эта теплота передается потоку конденсата
паротурбинной установки и потери теплоты будут очень невелики
(остаются лишь небольшие потери в окружающую среду
и с продувочной водой). Сохраняется также теплота, переданная
потоку дистиллята. Однако здесь следует учесть, что при
применении других методов подготовки воды (например,
глубокого химического обессоливания) для подогрева
добавочной воды до температуры насыщения в деаэраторе используется
пар всех отборов низкого давления турбин, в то время как
в схеме с испарителями к потоку воды, компенсирующему
потери пара и конденсата, теплота подводится лишь паром
отбора, к которому подсоединен испаритель, и паром,
поступающим в деаэратор. Тепловая экономичность такой схемы
подогрева потока добавочной воды, конечно, несколько ниже,
чем при подогреве паром всех отборов низкого давления.
На установках, в которых вся теплота, подведенная с
греющим паром, полностью теряется, удельный расход теплоты,
кДж/кг, может быть определен из зависимости
^■^"Ч (9.46)
Пуст Лт
Так как (А0 — h1) = Ah„ + & (где 9 — недогрев до температуры
насыщения в конденсаторе первой ступени, кДж/кг), то при
замене отношения D /Ds выражением, определяемым (9.41),
после преобразовании получим
Дйст + Э 2г2ср
mAh„4m 2rcp-(m-l)Ahc
или, пренебрегая величиной (гп— 1)А/гст,
(9.47)
(А*„+Э)Ч (948)
mAhCTT)m
Зависимости, определяющие потери теплоты с продувочной водой
и изменение энтальпии питательной воды установки в охладителе
продувки, не отличаются от приведенных выше [см. (9.32) и (9.33)].
Пример 9.2. Провести тепловой расчет четырехступенчатой испарительной
установки мгновенного вскипания, включенной в систему регенеративного
подогрева воды турбоагрегата по схеме без потерь тепловой экономичности.
Давление пара в отборе турбины />от6=0,835 МПа, энтальпия пара
Аотб = 2704,6 кДж/кг, расход воды в линии основного конденсата турбин
£„.„= 1067,6 т/ч.
Энтальпия воды на выходе из регенеративного подогревателя следующего
по ходу пара в турбине отбора (т. е. на входе в конденсатор испарителя)
242

"♦ДР
Рис. 9.5. Расчетная схема испарительной установки мгновенного вскипания,
включенной в систему подогрева основного конденсата паротурбинной установки:
/, 2—пар от двух смежных отборов турбины; 3—подогреватель, обогреваемый паром 1-го
отбора; 4—камера испарения; 5— ступень конденсатора; б, 7—регенеративные
подогреватели основного конденсата паротурбинной установки
йжвх = 209,6 кДж/кг.
Производительность
испарительной
установки
/),„=47,5 т/ч. Расчетная схема испарительной установки, включенной в систему
подогрева основного конденсата турбины, приведена на рис. 9.5.
Оценивая потери давления в линиях от турбин до подогревателя,
обогреваемого греющим паром, в 7%, установим, что давление пара
в теплообменнике
р,юя = 0,0835/1,07 = 0.078 МПа.
Этому давлению соответствует температура насыщения 'пол = 92,35° С.
Температура воды на входе в первую ступень конденсатора испарительной
установки
?х.вх = Лк „/4,187 = 209,7/4,187 = 50,1' С.
Температура воды на входе в камеры испарения tB „, а также температура
основного конденсата на выходе из четвертой ступени конденсатора г4„ к
при заданных условиях зависят от производительности установки и принятых
значений недогревов основного конденсата Д/нед к до температуры насыщения
конденсирующегося пара в каждой ступени и воды Д?нед „ (циркулирующей
в контуре испарителя) до температуры насыщения пара в подогревателе.
Если подогрев в каждой ступени Дгст один и тот же, то
гДе 'в.и—изменение температуры воды при входе в каждую ступень испарения.
Так как Дгви = Д?ст, a tB B% = t'noa — Д/Яеп.в, то после преобразований получим
А'ст=('под-'«.вх-Д?„едв-А'неД.,1)/5.
243

Чтобы определить AtCT, необходимо задаться значениями недогревов AtHta,
и Дгнед,. Одна из этих величин непосредственно связана с производительностью
тем ниже
установки D : чем больше принятое в расчете значение At,
нед.в
Dycr и, наоборот, с уменьшением Д/вед производительность установки
возрастает. Приняв определенные значения Д'нед„, из теплового расчета установки
можно установить производительность ее, и если это значение DycT будет
заметно отличаться от необходимого, расчет потребуется повторить при
другом значении Д/нед„. Для установок мгновенного вскипания, включенных
в систему регенеративного подогрева основного конденсата, недогрев
конденсата до температуры насыщения пара, конденсирующегося в ступенях
конденсатора, может приниматься в пределах 2—5е С. При меньших значениях
А'нед.. тешюобменная поверхность секции конденсатора возрастает. Полагая
(после нескольких предварительных наметок) Дгнед „=5,75° С и приняв
Л Л.
= 5° С, установим, что
Д гст=(92,35-50,1-
5,75-5,0)/5 = 6,3°С.
При данном значении перепада температур в ступенях конденсатора
и камерах испарения для принятого недогрева Д/нед.к легко установить
температуры пара и воды в испарительных камерах и температуры основного
конденсата на входе в каждую секцию конденсатора и выходе из нее.
Значения этих величин приводятся в табл. 9.4.
Таблица 9.4. Температурный режим* ступенях конденсатора и испарительных
камерах
Ступень
конденсатора
1
2
3
4
Температура основного
конденсата, "С
Вход
50,1
56,4
62,7
69,0
Выход
56,4
62,7
69,0
75,3
Температура насыщения в
испарительных камерах, С
61,4
67,7
74,0
80,3
Температура воды на входе в первую камеру испарителя
tn = t i + Д t„ = 80,3 + 6,3 = 86,6° С.
Для принятого температурного режима в установке производительность
первой ступени определится из уравнения
Д1(Л^-Л')=Д0„(Л„..
-Лз„..Х
/>! B644,3 -336,2) = 1067,6 ■ 103 C15,25 -288,8).
Отсюда £, = 12 308 кг/ч.
Производительность второй ступени определится из уравнения теплового
баланса этой ступени, которое имеет вид
02(Л'э-Л'з) + £>1(А4др-/|'3) = /H.11(Лз„..-/'2о,,Х
244

или
<■ D2 B633,6 - 309,7) +12 308 C36,2 - 309,7) = 1067,6 ■ 103 B88,8 - 262,4),
где А4др=Л 4 = 336,2 кДж/кг.
Отсюда D2 = 11 984 кг/ч.
Уравнение теплового баланса третьей ступени
DAh'i-h'2) + (D1+D2)(h3ap-h'2)=D0Ah2o..-h10,),
или
0,B622,9-283,3)+ A2 308+ 11 984)C09,7-283,3)= 1067,6 • 103 B62,4-236,0),
где Л3др = Л з = 309,7 кДж/кг.
Отсюда D3 = И 755 кг/ч.
Уравнение теплового баланса четвертой ступени
D4(b"i-b'i)HDi+D2 + D3Hh2„-h\) = DM(.hlo.K-h.mtI),
или
£>4B612,0-257,0) + A2 308+ 11 984+ 11 755) B83,3-257,0) =
= 1067,6-103 B36,0-209,7),
где Л2др = й2 = 283,3 кДж/кг.
Отсюда /L= 11 551 кг/ч.
Производительность установки при принятых условиях определится из
зависимости
£»уст = £>1+ХJ + £»з + ^4=12 308+11984+11755+11551=47 598т/ч.
Эта производительность отличается от заданной на
47 598-47 500
100 = 0,2%,
47 500
что находится в пределах точности расчета. Поэтому определять
температурный режим при этой (несколько большей, чем заданная) производительности
не требуется.
Расход воды DB, поступающей в первую камеру испарительной установки,
определяется из уравнения
А. (Лв. в* _ К. вых ) = А>. « (К.» ах - К. к вых )>
ИЛИ
£>, = C62,2 - 257,0) = 1067,6 • 103 C15,25 - 209,7),
ГДе Л..вых = Л4 = 257>0 КДЖ/КГ.
Отсюда D,= 1068,2 • 103 кг/ч.
Количество дистиллята, получаемого из 1 кг воды, поступающей в
испарительные камеры,
ад = £>ус1/£>.=47 598/A068,2 • 103) = 0,0446 кг/кг.
Значение этой величины могло быть получено также непосредственно из
(9.41). При расчете по этой зависимости
^vct Г D-1)-26,451 4-26,45
ot =-^ = 1-- , — = 0,0446 кг/кг.
д D. \_ 2-2331,6 J 2331,6
245

На выходе из камер испарительной установки
Я.ы, = £„-£>,<:, = 1068,2 -47,598= 1020,6 т/ч.
Расход продувочной воды
£>„„ = 0,05 Dy„ = 0,05 • 47,598 = 2,38 т/ч.
Тогда расход питательной воды
Л,„ = ЯУсТ +А,р = я7,5984 2,38-49,978 т/ч,
а расход воды в линии до ввода питательной воды
D'.^ = D^-Dnp~-= 1020,6-2 38= 1018,22 т/ч.
Теперь можно определить расход греющего пара и количество теплоты,
внесенной им в установку.
Расход греющего пара
D _D.(h>„-hc„)
гр (йгр-Л;„)г|уст'
Энтальпия воды после смещения циркулирующего потока с добавком
питательной воды Лом определяется из выражения
, D,bllh\+Dn,hn„
«см — ,
D.
или
_ 1018,22 ■ 103 ■ 257,0 + 49 978 • 167,6
°"~ 1068,2 • 103
= 252,8 кДж/кг.
Здесь энтальпия питательной воды Лп„ принята при температуре ее tn„=40°C.
Тогда
1068,2C62,6-252,8)
Dt„ = -. i —; -!■ = 51,6 т/ч,
р B704,6-386,8) 0,98
а количество теплоты, подведенной с греющим паром,
2гр = 51,6 • 103 B704,6-386,3) = 119,6 • 106 кДж/ч.
Эта теплота почти полностью передается потокам основного конденсата
и дистиллята, однако небольшая часть ее теряется все же с продувочной
водой и в окружающую среду. Потери в окружающую среду оценены нами
в 2% общего расхода теплоты, а потери с продувкой
2np = A,p(/'i-uCB),
или
епр = 2,38 • 103 B57,0 - 62,9) = 462,0 • 103 кДж/ч,
где энтальпия сырой воды принята при /CiB=15°C.
Таким образом, общий расход теплоты на производство дистиллята
е„от=0,02 • 119,6 • 106 + 462,0 • 103 = 2,8 5 • 106 кДж/ч,
а удельный
9=епоТ/-0,сг = 2,85 ■ 106/47,5 = 60 • 103 кДж/т.
246

Заванндю производительность получать нельзя |
CZ
I
STOP )
Рис. 9.6. Схема расчета испарительной установки мгновенного вскипания на
ЭВМ
Общий расход теплоты Qn0T учитывается при определении тепловых
составляющих себестоимости дистиллята с, и удельных приведенных затрат зт.
По полученным данным легко установить количество теплоты,
передаваемой потоку конденсата в каждой секции конденсатора, и построить
диаграмму t—Q. Значения поверхностей теплообмена секций конденсатора
устанавливаются после этого из расчетов теплопередачи.
Схема расчета на ЭВМ испарительной установки мгновенного вскипания
(см. рис. 9.5) изображена на рис. 9.6. Ниже приводятся программа расчета
на языке Фортран и результаты его, выполненные по данным рассмотренного
примера.
С ПРОГРАММА РАСЧЕТА "IUMW"
RJNCTION НКТ)
Н1«-«.2439+4.16543«Т+«.тЗ»Т»*2
RETURN
END
FUNCTION H2(T)
247

Н2*-2506.1423+1.8*8*0 -0.0012*Т*«2
RETURN
END
FUNCTION P(T)
F*(((T+70.>/170.>**6>/10.
RETURN
END
FUNCTION T<P>
T=170.*< 10.«Р>**0. 16666-79.
RETURN
END
PROGRAM IUHW
DIMENSION T0KD),TKD)
0PEN<UNIT«.2,NAMEe' IUNH.DAT* ,TYPE*-'OLD')
READ<2,01> DU.POTB.HOTB
READB,01> DOK,HKW,HPW
READ<2,01> DNK,PR,HSW
•1 F0RHAT<3E12.5>
CL0SE(UNIT'-2,DISP0SE>'SAVE')
PP-POTB/1.07
TP1=T<PP)
TKW»HKM/4.187
DNP-3.0
20 CONTINUE
DTST*(TPl-TKW-DNK-DNP)/5
TOKd)«(HKH/4.187>+DTST
TK<1)*T0KA)+DNK
DO 92 1=2,4
T0K(I)=T0K<I-1)+DTST
TK(I>»TOK<I)-»DNK
•2 CONTINUE
HWW»Hi<TK<4))+(DTST*4.187>
D1»<D0K«<T0K<4)-T0KC))*4.187)/(H2<TK<4>)-H1<TK<4>>>
D2=<D0K»(T0K<3)-T0KB)>*4.187-D1*(HI< TK<4> >-Hl(TK<3> > > >/
» <H2(TKC))-H1(TKC>>>
D3"<D0K*<T0K<2>-m(l>>*4.187-<Dl+D2)*<Hl<TK<3>>
* -H1<TKB))))/<H2(TKB))-H1<TKB)))
D4-<D0K«<T0KA>-TKW)*4.187-(D1+D2+D3>«KH1(TK<2>)
* -H1<TKA))))/(H2<TKA))-H1(TKA)))
DUR«D1+D2+D3<D4
DDU=DUR-DU
IFCDNP.NE.3.0) GO TO 03
IF(DDU>10,10>04
•3 CONTINUE
IF<DDU>30,30,04
04 DNP*DNP<0.1
00 TO 20
30 CONTINUE
ИК<В0К*<Т0КD)-ТКЫ)*4.187)/(НМИ-Н1(ТК<1>))
AD4XJR/DW
DWICH^DW-DUR
DPR-PR*DUR

DPtHBUR+DPR
WXCHl'DUICH-DPR
HBtMDUICHl*Hl (TK( 1 > )+DPW*HPW>/DH
DGP»<DM*<HHW-HSK) >/( <HOTB-Hi (TP1 > >«0.98>
QGP-DGPffl .0E3»<HOTB-H1 <TP1))
aPR»DPR*1.0E3*(HHTK<l>>-MSW)
ОРОТ*0.02«ЮР*ОЛ*
OU-OPOT/DUR
URITEE,eS) Dl,D2,D3rD4,0UR,DW,DGP,aGPrA0,DPW,DPft,aPft ,
« aroT,HUUrHSK,QU,DTST,DNP,TOK,TK
•5 F0RHAT<T23,'ПЕЧАТЬ РЕЗУЛЬТАТОВ РАСЧЕТА'/
* T23,'D1=' ,E12.5,TA2,'02^' ,E12.5,T40,'D3=-' rE12.5/
* T23, 'D**' ,E12.5,T42,'BUR«-* ,E12.5,T60f 'Ш*' ,E12.5/
* T23, 'DGP«' ,Е12.5Л42, 'ОСИ-' ,E12.C,T60„'AD** ,E12.5/
* T23,'DPW*',E12.5,T42,'DPR*',E12.5,T60,'DPR*',E12.5/
* T23,'QPOT«',E12.5,T42,'HMM^',E12.5,T60,'HSK*',E12.5/
* T23,'0Ub',E12.5,T42,'l»TST«.',E12.5,T6*,'DNP=-',E12.5/
* T23,'T0K«'rE12.5,T42,'TK<-',E12.5)
GO TO «7
1# WRITERS 96)
96 FORMATГ ЗАДАННУЮ ПРОИЗВОДИТЕЛЬНОСТЬ ПОДПИТЬ НЕЛЬЗЯ')
07 STOP
END
ИСХОДНЫЕ ДАННЫЕ
0.47500Е 02 0.83500Е-01 0.27040Е 04
0.10676Е 04 0.2О970Е «3 0.16700Е «3
0.50090Е 01 0.50090Е-01 0.А2900Е 02
ПЕЧАТЬ РЕЗУЛЬТАТОВ РАСЧЕТА
01» 0.12178Е+02 D2-- 0.11954Е+02 D3=- 0.U73AE+02
D4= 0.11525Е+02 DUR>- 0.47394Е+02 UN 0.10636E+04
DGP» 0.51538E+02 QGP= 0.И925Е+0? AD*- 0.44559E-01
ОРЫ*. 0.49763E+02 DPR» 0.23697E+01 DPR« 0.45882E+06
0POT= 0.28438E407 MM* 0.36220E<03 HStt- 0.25233E+03
CM* 0.60003Ei05 DTST*- 0.62867E+01 DNP* 0.66000E-I01
TOK« 0.56370E+02 0.62657E+02 0.68944E+02 0.75231E+02
TK= 0.61370E-I02 0.67657E+02 0.73944E+02 0.80231E+02
Принятые в программе обозначения приведены в табл. 9.5. В расчете
используются те же зависимости между величинами /;, t\, // и h", которые
применялись уже в описанных выше расчетах. Расчет на ЭВМ начинается
с наиболее низкого значения недогрева воды А/„сд „ до температуры насыщения
греющего пара в подогревателе, принятого равным 3"С Ъием для данного
значения Дгнедв устанавливаются значения температур ча входе в камеры
испарения, в самих камерах, на входе в секции копдонса i ора и выходе из
них, а также производительности каждой камеры и установки в целом. Если
производительность установки оказывается ниже заданной на дисплей
выводится: «Заданную производительность получить нельзя». '-Это означает, что
принятая производительность не может быть получена при недогревах
Д'нед.в>3°С. Меньшие значения Д/11М „ принимать обычно нецелесообразно,
249

так как возрастание поверхностей теплопередачи подогревателя, а
следовательно, и стоимости его не окупается увеличением производительности. Если
при принятом наименьшем значении Д<„ед., разность ADuca=Ducap—Daca
положительна, ЭВМ проводит расчет на следующем шаге, т. е. при Д/„ед.в>
отличающемся от принятого на 0,1° С, и ведет такие расчеты до тех пор,
пока А-Оисп примет отрицательное значение. DHcn при этом первом
отрицательном значении Д£>нсп будет выведено в результаты расчета. При данном
значении производительности определяются и все остальные теплотехнические
характеристики установки.
Таблица 9.5. Обозначения, принятые в программе IUMW
Величина
Производительность установки, т/ч
Давление подводимого к установке
пара, МПа:
в отборе
в подогревателе
Температура насыщения в
подогревателе, °С
Энтальпия пара в отборе, кДж/кг
Расход воды в линии основного
конденсата турбины, т/ч
Энтальпия воды на входе в
конденсатор испарителя, кДж/кг
Энтальпия питательной воды, кДж/кг
Недогрев воды до температуры
насыщения в подогревателе, °С
Продувка установки
Температура основного конденсата, °С:
на входе в конденсатор
на выходе из г'-й ступени
Изменение температуры воды в каждой
ступени конденсатора, °С
Температура насыщения в г'-й (по ходу
конденсата) камере испарения, °С
Недогрев основного конденсата до
температуры насыщения в ступенях
конденсатора, СС
Энтальпия воды на входе в секции
испарителя, °С
Производительность камеры испарения,
т/ч
Расчетная производительность
установки, т/ч
Расход воды на входе в камеры
испарения, т/ч
Количество дистиллята, получаемого из
1 т воды, поступающей в камеры
испарения, т/т
Расход воды на выходе из камер
испарения, т/ч
Обозначение
в тексте книги
Дуст
/>отб
Рлод
'под
«отб
А,..
А«„
к..
^•нед.в
^Уст/Ю0
'...«
'io. к
Дг„
t'i
"'нед.к
/*»„
Du D2, D^Dt
-^уст. р
D.
«а
£>.ь,х
в программе
DU
РОТВ
РР
TNP
нотв
DOK
HKW
HPW
DNP
PR
TKW
TOK(I)
DTST
ЛСA)
DNK
HWW
Dl, D2, D3, D4
DUR
DW
AD
DWICH
250

Продолжение табл. 9.5
Величина
Расход продувочной воды, т/ч
•Расход питательной воды, т/ч
Расход воды в линии до ввода
питательной воды, т/ч
Энтальпия после ввода в поток
питательной воды, кДж/кг
Расход греющего пара, т/ч
Количество теплоты, подведенной с
греющим паром, кДж/ч
Потери теплоты с продувочной водой,
кДж/ч
Расход теплоты на производство
дистиллята, кДж/ч
Удельный расход теплоты, кДж/т
Обозначение
в тексте книги
о„р
А,.
U вых
Ягр
ftp
ft,p
ч
в программе
DPR
DPW
DWICHl
HSM
DGR
QGR
QPR
QPOT
QU
Расчеты по определению показателей общей экономичности установки
здесь не рассматриваются, так как по методике они не отличаются от
проведенных выше (для многоступенчатой установки с испарителями кипящего
типа).
Глава 10
СРАВНЕНИЕ ТЕРМИЧЕСКОГО МЕТОДА
ОБРАБОТКИ ДОБАВОЧНОЙ ВОДЫ С МЕТОДОМ
ГЛУБОКОГО ОБЕССОЛИВАНИЯ. ВЛИЯНИЕ
РЕЖИМА РАБОТЫ УСТАНОВКИ НА ЕЕ
ПОКАЗАТЕЛИ
10.1. СОПОСТАВЛЕНИЕ УДЕЛЬНЫХ ПРИВЕДЕННЫХ ЗАТРАТ
НА ПОДГОТОВКУ ВОДЫ ХИМИЧЕСКИМ И ТЕРМИЧЕСКИМ
МЕТОДАМИ
Как уже отмечалось, на конденсационных электрических
станциях (КЭС) требуется сравнительно небольшое количество
добавочной воды, и при термическом методе подготовки ее
всегда можно применять испарители, включенные в систему
регенеративного подогрева конденсата станции. На ТЭЦ наряду
с таким методом термическую обработку воды проводят на
испарителях, включенных в систему подогрева сетевой воды,
и на многоступенчатых испарительных установках, а для
251

компенсации потерь пара и конденсата у теплового потребителя
применяют паропреобразователи. Во всех случаях могут
применяться установки, работающие на воде, умягченной иони-
рованием, или воде, прошедшей упрощенную обработку.
Наряду с термическими методами широкое распространение
нашли методы глубокого обессоливания.
На рис. 10.1 приводятся значения удельных приведенных
затрат в зависимости от концентрации ионов основных
составляющих исходной воды при различных методах подготовки ее
[41 ]. Данные получены для ТЭЦ при трех производительностях
водоподготовительных установок B00, 400 и 1000 т/ч) и шести
типах вод, которые охватывают весь диапазон изменения
качества исходных вод рек Советского Союза (табл. 10.1). На
КЭС при термическом кегоде подготовки воды испарители
включаются в систему подогрева конденсата турбин. Удельные
приведенные затраты по (дистилляту при этом практически не
отличаются от затрат при* использовании испарителей,
включенных в систему подогрева сетевой воды. Поэтому данные
рис. 10.1 характеризуют |акже экономичность различных
методов подготовки воды на /КЭС. Значения удельных приведенных
затрат з устанавливаютс/я без учета средств, затрачиваемых на
упаривание сточных вс\д и захоронение выделенных солей,
и с учетом этих средств/ Во всех случаях затраты определяются
по отношению к удельным приведенным затратам на
производство дистиллята в испарителях, включенных в систему
подогрева сетевой воды ТЭЦ (или основного конденсата КЭС), из
воды, концентрация хлоридов и сульфатов в которой составляет
5 мг-экв/кг без учета/затрат на упаривание и захоронение солей.
Как видно из рисунка, во всех случаях термические методы
обработки воды являются более экономичными, чем химические
для исходных вод, содержание хлоридов и сульфатов в которых
выше 4—6 мг-экв/кг, а когда эти затраты следует учитывать,—
при солесодержании выше 3—5 мг-экв/кг.
Таблица 10.1. Характеристика вод рек Советского Союза
Тип
исходной
воды
,
Характерный
источник река
Жес[-
кость,
мг-
экв/кг

Щелочность,
мг-
жв/кг
Кальций Магний,
мг- мг-
экв/кг экв/кт
i На1рий,
мг-
, экв/кт

Сульфаты, мг-
экв/кг

Хлориды, мг-
экв/кг

Кремниевая
кислота,
мг/кг
' Солесо-
! держа-
i ние,
мг/кг
I Енисей 1,66 1,6 1.20 0,46 0,47 0,29 0,24 6,0 154
II Волга 3,30 2,0 2,30 1,00 1,30 , 1,30 1,30 8,0 328
III Ока 6,32 , 4,7 4,61 1,71 2,45 2,10 1,96 16,5 620
IV Урал ' 5,80 5.4 4,00 1,80 5,30 1,90 3,80 15,0 790
V Тобол 7,80 4,4 4.00 3,80 12,70 5,40 10,70 15,0 1330
VI Север- 14,40 6,4 9,60 4,80 13.80 11.20 10,60 15,0 1900
ный
Донец
252

К 3S !
a-s a*
^\
KN
ЬЛ*'
4?y /
Ш
•
•
r
*
II -
*£
l-J
M
Vs.
и 1
i
1
V
1
II
О
*g
- is.
4>
^
<N
K\
'//)
\
'l
Y\
\
>
J-
II -
•0
x « S 3;
К 8 3*
g « g g
§ S g я
Й OlO j
ags-s
^ a a Й
и Я .X
82§s
«a m я
TS : ' О <ц
Л Н д )S ц
4 S я о 5.
О B-u в н
д 2 т и У
f° эе о> и
>S S ° О
О •" С I
* £• 10 о S 9 l,-
'id -Ч
«о
<Ч
*д
"ч
IN
V
S
I
\
-1
V
Л// /
• А/ '
> I// <■
i
•<ъ
>
>
1
II -
«?
ы
Ч
<N
*^
V^
1
u^
V//
у//
4t-s
■r
Ca
II -
0
3>Д
»» s.
ч я 5 5(8 1
aj « я я и
lis
в-а н » я
-^я|1а
О „ ф О. д
I
«lill
S3
мг
>s Ж
253

10.2. СБРОСЫ ЗАСОЛЕННЫХ ВОД ПРИ ХИМИЧЕСКИХ
И ТЕРМИЧЕСКИХ МЕТОДАХ ОБРАБОТКИ ВОДЫ.
УМЕНЬШЕНИЕ СБРОСОВ
При химических методах обработки воды необходимо
периодически регенерировать ионитовые фильтры, а реге-
нерационные воды подвергать нейтрализации. Это приводит
к тому, что количество солей в водах, отводимых от
ионообменных установок, оказывается намного выше
количества солей в исходной воде. Если эти воды сбрасываются,
то солесодержание естественных водных источников возрастает;
когда сбросные воды направляются на доупарирование, с
ростом количества сбросных вод и сбрасываемых с ними
солей стоимость установок доупаривания и расходы теплоты
в них увеличиваются.
На рис. 10.2, а представлены графики, определяющие
количество сбросных вод, образующихся при подготовке добавочной
воды различными способами, в зависимости от содержания
в исходной воде Анионов сильных кислот [£(С1~ +SC>4~ )] [42].
Из рисунка/ видно, что для исходных вод с малой
минерализацией [£ (С1 ~ + SO 2~ ) = 0,5 -н 1,5 мг-экв/кг]
количество сбросных/вод при использовании испарителей, питаемых
водой, умягченной ионированием (кривая 2), в 3 раза ниже,
чем при лшмобессоливании (кривая /). Для вод с содержанием
анионов сильных кислот 6—7 мг-экв/кг количество сбросных
вод лтри глубоком химобессоливании превышает сбросы при
использовании таких же испарителей уже в 10 раз. Количество
сбросных вод при использовании испарителей, питаемых водой,
прошедшей упрощенную обработку (подкисление, содоизвест-
кование или известкование) (кривая 3), еще меньше.
На рис. 10.2, б [42] приведены зависимости, определяющие
количество сбрасываемых солей при использовании различных
8 iz 1Б го гч
а) иг-зкв/кг
/в го гч
мг-экВ/пг
Рис. 10.2. Количество сбросных вод (а) и сбрасываемых с ними солей (б)
в зависимости от солесодержания исходной воды:
/ — при двухступенчатом химобессоливании; 2—при использовании испарителей,
работающих на ионированной (умягченной) воде; 3 — при использовании испарителей,
работающих на воде, прошедшей упрощенную обработку (известкование); I -VI —типы вод
(см табл. 10 1)
254

методов водоподготовки. Из рисунка видно, что для вод
с содержанием анионов сильных кислот до 4,0 мг-экв/кг
заметное уменьшение количества сбрасываемых солей,
содержащихся в 1 т сбросных вод, наблюдается лишь при
применении испарителей, работающих на воде, прошедшей
известкование (или содоизвесткование). Однако при более высоких
концентрациях электролитов количество сбрасываемых солей
при термической обработке воды во всех случаях значительно
ниже, чем при химическом обессоливании. Так, при
производительности водоподготовительной установки 200 т/ч и
использовании испарителей, работающих даже на умягченной
воде, годовой сброс солей для воды IV типа уменьшается
на 1600 т [41].
Для того чтобы полностью исключить сбросы засоленных
вод при термической обработке исходной воды, необходимо
предусмотреть доупаривание продувочных вод испарителей.
Выделенные при этом соли (или растворы высокой
концентрации) могут быть захоронены или использованы в других
отраслях промышленности.
Количество сточных вод при химических методах обработки
воды может быть уменьшено совершенствованием процесса
технологии ионного обмена [5]. При расширении
электростанции, на которой применяются химические методы обработки
воды, на ней можно предусмотреть испарительную установку,
которая будет производить добавочную воду требуемого
качества и одновременно очищать сточные воды. На рис. 10.3
приведены две схемы таких установок, разработанные
применительно к одной московской ТЭЦ. Производительность
каждой из них составляет около 170 т/ч. Установка в целом
состоит из двух групп испарителей. В первую группу поступает
исходная вода, прошедшая предварительную обработку, во
вторую—продувочная вода первой группы ступеней и сточные
воды электростанции.
По одной схеме (рис. 10.3, а) исходная ■ вода подвергается
известкованием с коагуляцией и последующим двухступенчатым
Na-катионированием, по другой (рис. 10.3,6) после
известкования с коагуляцией проводятся подкисление, декарбонизация
и подщелачивание до значения рН = 8.
В ступенях первой группы испарителей используются
обычные вертикальные испарители, широко применяемые на наших
электростанциях (см. рис. 8.1). Питательная вода в них
перетекает из одного испарителя в другой. Продувка, как
обычно, производится из последней ступени. Продувочная
вода имеет концентрацию солей около 100 г/кг. Часть ее
поступает в бак, где смешивается со сточными водами станции,
другая часть направляется непосредственно на окончательное
доупаривание. Вторичный пар последней ступени первой группы
255

Сточные воды
Греющий пар —х—х — х-
rtW
Л группа. Н-
ступенейacnct х
рительной Л
устаноВки Ч установки
\ I ♦ ♦ t ♦
/ гриппа,
ступеней осла
рительной
Система регенерации
испарительной установки
t О О
Греющий пар
Сточные воды
в 11
1
1Ы
/Z
/J
Ж группа
ступеней
испарительной
установки
гт~т
±
—| / группа
ступеней,
испарительной
— 1 установки
гтт
Греющий
пар
Система регенерации
испарительной установки
Рис. 10.3. Схемы водоподготовки и очистки сточных вод ТЭЦ с применением
испарителей, работающих на Na-катионированной воде:
1 -филыр грубой очистки; 2 — охладитель дистиллята; 3— конденсатор; 4—осветлитель;
:> механический фильтр; б, 7—Na-катионитный фильтр соответственно I и II ступеней; 8,
1и, 12— баки соответственно кислоты, щелочи и стоков; 9—декарбонизатор; 11— деа-
эратр; 13—доупаривающая установка
256

испарителей подается в качестве греющего в первую ступень
второй группы.
Вторую группу ступеней составляют испарители с
вынесенной зоной кипения (см. рис. 8.9). Испарители здесь работают
в интервале температур до 80° С. Продувочная вода из
последней ступени второй группы испарителей с солесодержа-
нием около 200 г/кг подается на установку переработки
концентрированных стоков, где происходит дальнейшее до-
упаривание ее и выделение солей в твердом виде. Безнакипный
режим работы второй группы ступеней обеспечивается
наличием затравочных кристаллов в виде мелкодисперсного сульфата
кальция. Для условий ТЭЦ, применительно к которой
разрабатывалась многоступенчатая испарительная установка,
концентрация этих кристаллов составляет около 20 г/кг [41, 42].
При подготовке воды по первой схеме затравочные
кристаллы образуются в баке при смешивании стоков с продувочной
водой первой группы испарителей. Во второй схеме
затравочные кристаллы искусственно вводятся в тракт питательной
воды второй группы испарителей. Рассматриваемые схемы
оказались практически равноэкономичными.
В настоящее время разрабатываются такие схемы, по
которым при утилизации сточных вод непосредственно
получают товарные продукты (хлорид и сульфат натрия,
гипс). На рис. 10.4 приведена схема установки, созданной
11
12
2^
| f""""/y \1S
Рис. 10.4. Схема установки для утилизации сточных вод ТЭЦ с
многоступенчатыми аппаратами мгновенного вскипания'
1—сточные воды; 2—со доизвест кование; .?- деаэратор; 4— конденсатор, 5- к эжектор-
ной установке; 6 -■ охлаждающая вода; 7—подвод греющего пара и отвод конденсат и.
8—головной подогреватель, 9—многоступенчатый аппарат мгновенного вскипания,
10—отвод дистиллята; 11— контур циркуляции; 12 - подвод пеногасителя, 13 — отстойник;
14—доупариватель; -15 -на переработку; 1Л ■ пеногаситель
257

на Ферганской ТЭЦ [36]. В соответствии со схемой
продувочные воды электростанции вместе с регенерационными
растворами химводоочистки и другими стоками проходят содоизвестко-
вание и деаэрацию, после чего направляются в 34-ступенчатую
установку мгновенного вскипания. Для полного удаления
кислорода в поток этих вод перед поступлением в
испарительную установку вводится 10%-ный раствор сульфита натрия.
Установка работает с затравкой. В качестве затравки в поток
вводится шлам, образующийся в процессе -известкования.
В направляемый на установку поток сточных вод могут
вводиться замазученные и замасленные воды. В этом случае для
предотвращения образования в камерах испарения пены в
каждый циркуляционный контур установки вводится пеногаситель.
Упаренный раствор из испарительной установки вместе со
шламом направляется в отстойник. Из отстойника осветленный
раствор поступает в доупариватель, а затем направляется на
переработку. Шлам отводится в шламоотвалы ТЭЦ. Пар
к головному подогревателю подводится от ТЭЦ, конденсат
его и образующийся в установке дистиллят направляются на
электростанцию'.
На ТЭС с барабанными паровыми котлами количество
сбросных вод и потери с продувкой котлов могут быть резко
сокращены, если установить один или два испарителя
(включенные в систему подогрева основного конденсата или сетевой
воды), работающие на этих водах. При такой схеме
продувочная вода всех котлов после расширителей продувки
направляется в общий бак, а оттуда — в испаритель. Если продувка
на электростанции составляет, например, 25 т/ч, то при
использовании ее в качестве питательной воды испарителей
сбросы на ТЭЦ с продувкой составят лишь около 0,5 т/ч
(при продувке испарителей Рпр = 0,02Д,), a 24,5 т/ч дистиллята
вернутся в цикл в качестве добавочной воды. Такая схема
может применяться на ТЭС, где в качестве основного метода
обработки воды используется как термический, так и
химический метод. Однако, если применяется термический метод
обработки воды, продувку котлов после расширителей
продувки можно смешивать с питательной водой, направляемой
в испаритель, усыновленный на том же турбоагрегате.
10.3. РАБОТА ИСПАРИТЕЛЬНЫХ УСТАНОВОК
ПРИ ПОНИЖЕННЫХ МОЩНОСТЯХ ТУРБОАГРЕГАТА.
ВЛИЯНИЕ СХЕМЫ ВКЛЮЧЕНИЯ УСТАНОВКИ НА ЕЕ
ПОКАЗАТЕЛИ
К многоступенчатым испарительным установкам, не
включенным в систему подогрева конденсата турбин, греющий пар
обычно подводится от регулируемых отборов, и здесь имеется
258

возможность во всех предусмотренных техническими условиями
режимах турбоагрегата поддерживать необходимое рабочее
давление ъъ. "входе ъ ттазржгелък1^ ^становк^. Поэтому
производительность таких установок и показатели
экономичности их не зависят от режимов работы турбины. К
испарителям, включенным в систему регенеративного подогрева
питательной воды паровых котлов КЭС, греющий пар
подводится от нерегулируемых отборов. При уменьшении нагрузки
турбоагрегата давление в них падает. Уменьшается также
расход воды в линии основного конденсата. В этих условиях
производительность может заметно понижаться. Между тем
потери пара и конденсата в паротурбинной установке
практически не зависят от нагрузки турбоагрегата, и, следовательно,
если не предусмотрена возможность форсирования
производительности испарителей, недостающее количество
добавочной воды потребуется производить на резервной испарительной
установке или методом глубокого обессоливания. Однако,
проведя некоторые сравнительно небольшие изменения в
системе регенеративного подогрева основного конденсата
турбины, производительность включенных в нее испарителей
можно увеличить. Стоимость дистиллята при этом в таких
режимах, конечно, возрастает.
Испарители, включенные в систему подогрева сетевой воды,
работают на паре теплофикационных отборов. Давление в этих
отборах устанавливается в зависимости от температуры сетевой
воды на выходе из сетевых подогревателей, определяемой по
количеству теплоты, которая должна быть передана тепловому
потребителю в данное время. Поэтому производительность
их зависит от теплового режима работы турбоагрегата. Для
турбины Т-100-130 в применяемом сейчас варианте схемы
с двумя испарителями И-1000 (см. рис. 7.5) она изменяется
в пределах от 30 до 60 т/ч.
На рис. 7.4 приведена схема включения испарителей в
систему регенеративного подогрева потока основного конденсата
турбины К-200-130. Турбоагрегаты с такими турбинами в
настоящее время во многих электрических системах используются
для покрытия переменной части графика электрических
нагрузок и поэтому работают в широком диапазоне мощностей
агрегата. На блоке установлены испарители И-350, а в качестве
конденсаторов испарителей КИ применены подогреватели
низкого давления ПНД-400. Производительность испарителей
в зависимости от электрической мощности блока показана
на рис. 10.5 [33]. Как видно из рисунка, при мощности блока
100 МВт производительность каждого испарителя составляет
около 55% номинальной (при 7V3 = 200 МВт). Резкое
уменьшение производительности испарителей при снижении мощности
блока длительно являлось одной из причин того, что при
259

Рис. 10.5.
Производительности испарителей при
различных мощностях
блока с турбиной К-200-
130:
/—испаритель, включенный
в 6-й отбор; 2 — испаритель,
включенный в 5-й отбор
100 150 /V3,MBt 200
проектировании паротурбинных установок нередко
предпочитали применять для подготовки добавочной воды вместо
испарителей аппараты химического глубокого обессоливания.
Между тем повысить производительность испарителей в этих
условиях можно, если отключить один или два из стоящих
перед КИ (по ходу воды) регенеративных подогревателя или,
соорудив соответствующий паропровод, переключить
испарители на питание паром вышестоящего отбора. Такие изменения
в схеме подвода греющего пара или подогрева основного
конденсата всегда • могут быть проведены непосредственно
после заметного понижения мощности блока или когда
требуется повысить запасы добавочной воды в баках.
На рис. 10.6 приводятся производительности испарителей
при отключенных ПНД и рассмотренном изменении в схеме
подвода греющего пара [33]. На рисунке приведена также
кривая, построенная при работе испарителей на паре 4-го
отбора турбины по двухступенчатой схеме, т. е. когда
вторичный пар испарителя, питающегося паром этого отбора,
подводится в качестве греющего к испарителю, работающему
по заводской схеме от 6-го отбора. Как видно из рисунка,
во всех режимах работы турбоагрегата в рассмотренных
условиях производительность испарителей заметно возрастает.
При работе по двухступенча той схеме производительность
установки можно еще более повысить, если вторичный пар
первого испарителя направить не только в греющую секцию
второго, но и в конденсатор этого испарителя КИ^ (см.
рис. 7.4).
При одноступенчатой схеме, когда пар подводится от 4-го
отбора, давление в греющих секциях всегда поддерживалось
равным давлению при работе испарителя по заводской схеме
и номинальной мощности турбины.
Во всех рассмотренных здесь схемах расход пара в отборах
при более низких давлениях понижается или даже полностью
прекращается (при отключении отбора), а при более высоких —
260
-Ри,т/ч
15
10
5
**i
1
-К"^
2
-

7Ч,Ф
5
з ^S'
^^"^s
^\л^¥'
%^\
2
Л,т/ч
100
150 /Уэ,МВт 200
а)
150 /V,,MBt
б) "
ZOO
Рис. Ю.6. Производительности испарителей, включенных по заводской схеме
в 5-й (а) и 6-й (б) отборы турбины, при различных изменениях в схемах подвода
пара к ним и подогрева основного конденсата:
1—испарители работают по запроектированной (заводской) схеме; 2 отключен ПНД-1;
3—отключены ПНД-1 и ПНД-2; 4 — испаритель подключен к 4-му отбору; 5- испарители
работают по двухступенчатой схеме
возрастает. Поэтому повышение производительности
сопровождается недовыработкой электроэнергии и, следовательно,
повышением стоимости дистиллята.
Экономичность принятой схемы включения испарителей
зависит также от того, как организован отвод дистиллята
из КИ. По принятым схемам дистиллят обычно отводится
непосредственно в деаэратор основного конденсата турбины.
Такая схема не является наиболее экономичной, так как
261

температура дистиллята значительно ниже температуры
насыщения в деаэраторе паротурбинной установки t д, и на нагрев этого
потока до /д расходуется некоторое дополнительное количество
пара, подводимого к деаэратору. Стоимость дистиллята будет
ниже, если подавать его дренажным насосом в трубопровод
основного конденсата непосредственно за конденсатором
испарителя. Однако для этого необходимо обеспечить во всех
режимах работы установки полное отсутствие в дистилляте С02,
что в настоящее время при применяемых методах отсоса газов из
КИ не может быть гарантировано. Наличие углекислого газа при
такой cxejyie подачи дистиллята в гракт основного конденсата
приведет к коррозии оборудования, расположенного на линии от
КИ до деаэратора основного конденсата. Конечно, углекислота
может быть нейтрализована подачей аммиака, однако это
в определенной мере усложнит эксплуатацию.
Дистиллят может быть отведен также на всас конденсатного
насоса. Когда испаритель включен в один из последних
отборов пара турбины, эта схема по тепловой экономичности
близка к наиболее экономичной схеме, при которой дистиллят
подается в линию за КИ. Однако при такой схеме также
не исключается возможность попадания С02 в водяные линии
паротурбинной установки.
Глава 11
РАСЧЕТ ГИДРОДИНАМИКИ И ТЕПЛОПЕРЕДАЧИ
В ИСПАРИТЕЛЯХ
11.1. ОПРЕДЕЛЕНИЕ ГИДРАВЛИЧЕСКИХ СОПРОТИВЛЕНИЙ
Испарительные установки работают как при естественной,
так и при вынужденной циркуляции (см. гл. 8). При
естественной циркуляции основные гидродинамические характеристики
аппаратов и циркуляционных контуров устанавливаются для
того, чтобы определить коэффициенты теплоотдачи и
необходимые размеры поверхности теплообмена; для аппаратов с
принудительной циркуляцией наряду с этим требуется определить
гидравлические сопротивления отдельных элементов и контуров
в целом, с тем чтобы выбрать насос, установить необходимую
мощность привода, а для испарителей мгновенного вскипания
рассчитать переливные устройства между камерами испарения.
Общий перепад между сечениями канала, в котором
движется поток, складывается из перепадов, связанных с
необходимостью преодолеть нивелирный напор Ар„ив, потери на
262

Aprp = X0L^, A1.2a)
трение Aprp и местное сопротивление Дрм.с, а также в общем
случае из перепада Аруке, теряемого в связи с изменением
скоростей протекающих сред (потери на ускорение). Таким
образом,
А/> = АА,Нв + АРтР + Д/>м.с + Д/>ус1с- (И-1)
Для однофазного потока капельной жидкости, даже в том случае,
когда температура среды изменяется, величиной Аруск можно
пренебречь, Д/>нив для рассматриваемых нами установок
определяют по средней плотности жидкости, а Артр и Армс — из уравнений
и
Л -VP £^°
£±Рм. с 2^ ^м- с л
В этих зависимостях X— коэффициент трения; %м.с—
коэффициент местного сопротивления; р — плотность среды, кг/м ;
w0 — приведенная скорость, м/с; L — протяженность
рассматриваемого участка контура, м.
Формулу A1.2) записывают также в виде
рн>2
т
где X0 = X/dB.H.
Коэффициент Х0 называют приведенным
коэффициентом трения. Этот коэффициент зависит от числа Рей-
нольдса Re и шероховатости стенок канала. Однако для
рассматриваемых аппаратов (так же как для большинства
теплообменных аппаратов ТЭС) имеет место квадратичный
закон сопротивления и Х0 определяется по формуле [8]
0,25
Xo = dm[\^,7dm/Af AL3)
где d3KB — эквивалентный диаметр; Д — эквивалентная
шероховатость трубы, т. е. высота выступов в трубе с равномерной
зернистой шероховатостью, для которой коэффициент
сопротивления равен X данной трубы.
В расчетах Д принимают [8]: для углеродистых и
легированных сталей (перлитных) — 0,08 мм, для нержавеющих (аустенит-
ных) сталей — 0,01 мм. Значения коэффициентов местного
сопротивления t,uc приводятся в справочниках [8, 11, 46].
Коэффициенты трения для двухфазного потока не могут
быть определены по формулам для однофазной среды. Однако
если принять поток гомогенным, то в соответствии с A1.2)
Д/>тр.го„ = ^Е^Ц, (П.4)
263

где рсм и wCM — плотность смеси и скорость движения ее.
Эту зависимость можно привести к виду
&Ртр. гом — Л —у- -,
1+х(-^-1
A1.5)
Из этой формулы видно, что при движении двухфазного
потока сопротивление трению зависит не только от величин,
входящих в A1.2) (формула Дарси), но и от весового
паросодержания х и отношения плотности жидкости к
плотности пара р'/р"- Из сопоставления A1.2) и A1.5) также
следует, что
AAp.™m/APtp=1+jc(V-1J, О1-6)
т. е. отношение сопротивлений при движении гомогенного
двухфазного потока и потока жидкости (при одной и той
же температуре насыщения) не зависит от массовой скорости
ри' и с возрастанием паросодержания изменяется линейно от
1,0 (при х = 0) до значения, определяемого отношением р'/р"
(при х=1).
Исследования показали, что сопротивления трения при
движении двухфазного потока в реальных условиях могут
существенно отличаться от значений, вычисляемых для
гомогенного потока. По принятому в Советском Союзе нормативному
методу гидравлического расчета котельных агрегатов [8] для
того, чтобы учесть это в формуле A1.5), вводится поправочный
множитель \j/, и формула принимает вид
Аргр = Х-^~
p'vvj L
2" d
i+vN^-i
A1.7)
Коэффициент \|/ учитывает влияние структуры потока и
определяется по номограммам, приведенным в [8]. В элементах
с многократной циркуляцией при давлениях до 1,0 МПа
и скоростях циркуляции до 3,0 м/с \|/ = 1,0. Такие условия
практически всегда имеют место при движении
двухфазного потока в испарителях. Поэтому здесь сопротивления
могут определяться по формулам, установленным для
гомогенного потока. Для паропреобразователей, работающих при
более высоких давлениях (до /? = 2,0 МПа), можно
принимать \j/=l,0 при скоростях циркуляции w0 до 1,5 м/с.
Тепловой поток в общем случае приводит к увеличению Артр,
однако при тех сравнительно небольших значениях его, при
которых работают греющие элементы испарителей и паропре-
образовагетей. влияние его на Ар[р также можно не
учитывать.
264

Потери давления на преодоление местных сопротивлений
рассчитываются в парогенерирующих аппаратах как для
гомогенного потока, т. е. по формуле
Щ}+*&
*Ри.о = Ъ.с^\1+х[^-1
A1.8)
Рекомендуемые значения £м с в одних случаях не отличаются
от значений, принимаемых для однофазной среды, в других
они существенно отличаются от них [14].
Потери напора на ускорение потока Аруск определяются
разностью количеств движения в конечном и начальном
сечениях рассматриваемого канала. Для двухфазного потока
АруС1 рассчитываются по формуле
A/'ycK = (p'w0J(^2-Ji), (П.9)
х2 A-хJ
где у2 и ух — значения комплекса у = -г-+—,—Ц на конечном
РФ РA-ф)
и начальном сечениях рассматриваемого участка; <р — истинное
объемное паросодержание.
Перепад давления, затрачиваемый на преодоление
нивелирного напора, устанавливается по значениям величин,
рассчитанным для отдельных участков, по средним значениям
объемного паросодержания <р на этих участках. Расчет
проводится по формуле
A/>HB, = [9P" + (l-9>']gLsina, (НЛО)
где a—угол наклона участка канала к горизонту; g—ускорение
свободного падения, м/с2.
В каналах испарителей и паропреобразователей истинное
объемное паросодержание определяется по формуле [15]
ф = Р[1+(и,*/и>см)]-\ (П.П)
где р — объемное расходное паросодержание; wCM—скорость
смеси, м/с; w*—групповая скорость всплытия пузырьков, м/с.
Объемное расходное паросодержание $=V"/(V"+V) или
P = wS/K + w'0), A1.12)
а скорость смеси
wCM = (V'+V")/A^w'0 + wl A1.13)
В этих зависимостях V и V" — объемные расходы жидкости
и пара, м3/с; А—площадь сечения канала, м2;
w'o и w'o—приведенные скорости жидкости и пара, м/с.
Групповая скорость всплытия пузырей
w* = w„y,\|/B.3, A1-14)
где и>пу,—скорость всплытия одиночного пузыря, м/с; v|/BJ —
фактор взаимодействия.
265
14 Заказ № 2066

ЖГИ* ж±П«
Рис. 11.1. Конфигурации переливов из одной камеры в другую в ИУМВ:
/—V—типы переливов
Для определения w^ используется формула Франк-Каменецкого
wny,= l,5Vsa(p'-p")/(p'J, *( П-15)
где ст — поверхностное натяжение жидкости, Н/м.
Значения фактора взаимодействия рассчитываются по
формуле [15]
^з=1,4(р7р")°'2[1-(р7р')]5- (П.16)
В многоступенчатых испарительных установках мгновенного
вскипания (ИУМВ) переливы из одной камеры в другую
имеют различный вид (рис. 11.1) [34]. Для того чтобы
установить требуемый уровень воды в камере, необходимо
определить гидравлическое сопротивление перелива, которое
может быть рассчитано по зависимости
Ар
РИ^ер
пер'
A1.17)
Здесь wnep =
В
, где V — объемный расход жидкости, м3/с;
НЪВ
-ширина перелива, м.
Значения £пер в зависимости от Re = wnep/0/v
(v—кинематическая вязкость жидкости, м2/с) для четырех видов его приведены
на рис. 11.2 [34]. Как видно из рисунка, при Re > E ч-6) • 104
значения £пер практически не меняются и, следовательно, при
изменении конфигурации перелива ^пе„ можно определять на
моделях при Re, близких к E-=-6) • 10 , даже тогда, когда на
проектируемой установке Re будут значительно выше.
Рис. 11.2. Коэффициент
гидравлического сопротивления для переливов
в зависимости от Re:
/—IV—типы перелива (см. рис. 11.1);
НА/НС=1,15; Н./Нс=0,476; /0/L = 0,15
г-го* з-fo* we* s-ro^ Re=wi0/\>
266

11.2. ОПРЕДЕЛЕНИЕ СКОРОСТИ ВОДЫ В ТРУБАХ ГРЕЮЩЕЙ
СЕКЦИИ ИСПАРИТЕЛЕЙ С ЕСТЕСТВЕННОЙ ЦИРКУЛЯЦИЕЙ
В замкнутом контуре, на некоторой части которого
генерируется пар, плотность среды в подъемных и опускных
линиях различна и вследствие действия сил гравитации
возникает естественная циркуляция. Интенсивность теплообмена
в греющих элементах контура при этом определяется тем,
какие установятся в них скорости движения сред. Поэтому
для определения коэффициентов теплопередачи и размеров
требуемых поверхностей теплообмена необходимо располагать
значениями скорости циркуляции w0, а в некоторых случаях — и
рядом других гидродинамических характеристик двухфазного
потока в характерных сечениях (истинным объемным паросо-
держанием ср, приведенными значениями скорости жидкости
Wo, скорости пара wj и др.).
Скорости циркуляции и>0, так же как другие величины,
характеризующие движение потока в отдельных сечениях его,
определяются из гидродинамического расчета, который
основывается на следующих положениях.
Разница в значениях плотностей среды в опускных и
подъемных линиях создает движущий напор, который для
вертикальных каналов определяется из соотношения
^дв=^(р'-рсм)А> A1.18)
где h—высота участка трубы, м; рсм — средняя истинная
плотность среды (смеси жидкости и пара) на этом участке,
кг/м3.
Учитывая, что
РСМ = A-Ф)Р' + ФР" = Р'-Ф(Р'-Р"), (П-19)
получим
Д/>дв=£Ф(р'-Р")А. A1-20)
Для наклонных участков труб
/? = /sina, A1-21)
где /—длина трубы, м; a—угол наклона трубы к горизонту,
град.
В контуре движущий напор возникает на участках
парообразования и в необогреваемых наклонных и вертикальных
трубах, если по ним движется пароводяная смесь и они
расположены ниже уровня жидкости в аппарате (рис. 11.3).
Конечно, на экономайзерном участке плотность жидкости
также меньше, чем в опускных линиях, но эта разница
невелика, и возникающими здесь движущими напорами
пренебрегают. В расчетах обычно пренебрегают также напором,
возникающим на участке экономайзера, где имеет место
267

"8
В
5?
Рис. 11.3. Схема циркуляционного контура
7
Рис. 11.4. Циркуляционные контуры в
испарителях:
а — с кольцевой опускной системой; б—с
опускными трубами; в—с пучком параллельных труб,
общим каналом для парожидкостного потока
и кольцевой опускной системой
поверхностное кипение. Таким образом, движущий напор
ЛРдв.общ контура определяется как сумма напоров на отдельных
участках труб, расположенных ниже уровня жидкости в
аппарате, по которым движется пароводяной поток.
Для определения Ардв общ необходимо установить сечение,
в котором жидкость достигает температуры насыщения t3
(закипает). На рис. 11.4 приведены циркуляционные
контуры, образующиеся при естественной циркуляции в
испарителях различных конструкций. Как видно из рисунка, во всех
случаях давление на входе в трубы греющей секции выше
давления в паровом пространстве (над уровнем жидкости) и,
следовательно, энтальпия жидкости в сечении, где она закипает,
Л, больше энтальпии жидкости при температуре насыщения
в паровом пространстве //ппр и может быть рассчитана по
уравнению
К = К.„р -(Ароп + Арио + А/7ЭК) (dh'/др)+gр' (Яполн - Яно - Яэк) х
x(dh'/8p), A1.22)
268

где Ароп, Арно, ApiK— потери давления соответственно в
опускных трубах, на необогреваемом (по длине до начала обогрева)
и экономайзерном участках подъемных труб, Н/м2; dh'/др —
изменение энтальпии воды при температуре насыщения в
зависимости от давления при р-*рг (р3—давление в сечении,
где жидкость закипает).
Чтобы поднять энтальпию жидкости до значения /г„ к 1 кг
ее на экономайзерном участке необходимо подвести теплоту
в количестве, определяющемся зависимостью
h3-hon = q3liKdl3K/[p'w0(Kd2/4)] = 4q3J.JJ(p'w0d), A1.23)
где Лоп — энтальпия воды на входе в каналы опускных линий,
кДж/кг; q3K — плотность теплового потока на экономайзерном
участке, кВт/м2; 1ЭК — длина экономайзерного участка, м; d—
внутренний диаметр трубы греющей секции испарителя, м.
Из A1.22) и A1.23) с учетом A1.21) легко установить, что
, = [К. Пр - /'о„) - (Ароп + Арио + А/?эк) {dh'/cip) + gp' (Яполн - //„„) (dh '/dp)
4q,J(p'w0d)+gp'(<lh'/dp)sin<x
A1.24)
В расчетах величина dh'/др может быть определена по
таблицам теплофизических свойств среды. Значения этой
величины для воды приводятся на рис. 11.5.
При определении dh''/dp с помощью таблиц теплофизических
свойств (по значениям энтальпии при различных давлениях
на линии насыщения) устанавливается изменение энтальпии
Ah' для небольшого интервала давлений Ар в области значений
р3, охватывающей давление р3 в сечении, где жидкость закипает,
и dh'/др приравнивается к отношению Ah'/Ар.
Зависимости A1.22) — A1.24) получены для контуров с не-
обогреваемыми опускными каналами. Если опускные линии
обогреваются, в этих формулах под величиной //оп следует
понимать энтальпию жидкости на выходе из них.
Движущий напор, возникающий в части контура, по которой
движется пароводяной поток (на участках с высотами Яоб и Ясм,
см. рис. 11.3), расходуется на преодоление местных
сопротивлений, а также потерь на трение и ускорение во всем контуре.
Часть этого напора Ар^0^ расходуется на преодоление
сопротивлений в подъемной части контура. Движущий напор,
уменьшенный на гидравлические потери в подъемной части
контура, называется полезным напором. Таким образом,
Ар1Ы11 = АРав-Ар-1*- (П-25)
Когда пароводяной поток отводится в паровое пространство
испарителя и часть подъемной линии находится над уровнем
жидкости (как, например, в аппаратах с вынесенной зоной
269

О 0,25 0,5 0,75 1 f,25p,»t\a. >*Ь.конт
Рис. П.5. Значения производной dh'/др Рис. 11.6. К определению скорости
в зависимости от давления (для воды) циркуляции
кипения, см. рис. 6.2,6), при определении полезного напора
учитываются гидравлические потери и в этой части контура.
Кроме того, следует иметь в виду, что часть перепада
давления расходуется здесь на подъем пароводяной смеси до
наивысшей отметки, т.е. на высоту /гпрев (см. рис. П.З). Этот
перепад определяется из зависимости
Л/>„рев=^Р'-Р")A-фпрев)А„рев, О^б)
где фпрев — паросодержание в части контура, расположенной
над уровнем жидкости в аппарате.
Определяемый таким образом полезный напор целиком
расходуется на преодоление гидравлических потерь в
подводящих линиях.
Для данного контура при определенных значениях тепловых
потоков движущий и полезный напоры, так же как и
гидравлические потери, определяются массовой скоростью или
скоростью циркуляции. Чем больше vv0 (соответственно pw0),
тем ниже Арав и Арпол и выше гидравлические потери (рис. 11.6).
Очевидно, что в установившемся режиме должны иметь место
равенства
Л/>да=1Л/>г.. О1-27)
где J^AprtI и £Л/?0П — сумма гидравлических потерь
соответственно во всем контуре и в опускной части его, Н/м2.
В расчетах по определению скорости циркуляции
устанавливаются условия, для которых A1.27) и A1.28) оказываются
справедливыми. Для того чтобы найти эти условия, расчеты
проводят при различных скоростях циркуляции. Совершенно
очевидно, что если имеется одно равенство, то устанавливается
и другое. Поэтому обычно строят только кривые Apnoj[=f(w0)
270

и XA/>on=/(w0), точка пересечения которых дает искомое
значение скорости циркуляции w0 для данного контура и>0жонт
(рис. 11.6). Такой метод рекомендован для расчета циркуляции
в паровых котлах и обычно называется нормативным [8].
Из A1.27) можно также получить формулу, определяющую
значение w0 в зависимости непосредственно от
гидродинамических характеристик контура и режима течения. Такая формула
имеет вид
Wo=i 7^ \, (i-p'Vp')*- (Н.29)
V lZoaa.ap+i^ApJaB,njj(p'wb/2)
Здесь Х^одн.пр—сумма полных приведенных коэффициентов
гидравлического сопротивления на всех участках контура, где
движется однофазная среда (т. е. в опускных линиях, на
к'
необогреваемом и экономайзерном участках); ХЛр/д„.п—пол-
ные потери на трение Артр, местные сопротивления Ары,
ускорение Ар и подъем парожидкостного потока на высоту
''йрев ^Aipe»; * и к'—число участков, на которые разбивается
часть контура, где развивается движущий напор, и общее
число участков, по которым поток движется. Значения этих
величин определяются зависимостями A1.7) — A1.9) и A1.26),
а сумма £%днпр—формулой
Ez.„^^+z..(^y+z,.(£J, <и.зо)
где Zf, ZHO и Z3I[ — полные коэффициенты гидравлических
сопротивлений на опускных, необогреваемом и экономайзерном
участках (Z = ^u.c + ^L/d).
Значения £Z0flH пр могут определяться по отношению к
скорости циркуляции на любом участке контура. Однако скорость
w0, рассчитанная по A1.29), устанавливается при этом для
данного выбранного участка.
11.3. РАСЧЕТ ТЕПЛОПЕРЕДАЧИ
Расчет теплопередачи производится для того, чтобы
определить поверхность теплообмена, необходимую для передачи
требуемого количества теплоты при выбранных параметрах
греющего и вторичного пара. Поверхность теплообмена может
* Формула получена Л. С. Стерманом.

быть установлена, если известен коэффициент теплопередачи
к. При этом расчет проводится по формуле
Q: КА*А Л=Й> ^~'1ГГ ("-3D
где А—поверхность теплообмена, м2; Q — общий тепловой
поток, кДж/с; At — разность между значениями температур
насыщения первичного и вторичного пара.
В расчете для труб греющей секции А можно определить
по наружному dx, внутреннему d2 или среднему dcp диаметру
труб. Коэффициент теплопередачи при этом выражается
формулой /■■£ '
к = 1 7—и ГТ' A1'32)
1 , a d2 \ d
-dldl + —\b-± + —-r
ос, 2кст ai а2 аг
где а, и а2 — коэффициенты теплоотдачи со стороны теплоот-
дающей и тепловоспринимающей среды, кВт/(м2К); Хсг —
коэффициент теплопроводности материала стенки, кДж/(м ■ К);
d—выбранный для расчетов диаметр труб, м.
Если коэффициент теплопередачи относится к внутренней
поверхности труб (d=d2), то A1.32) принимает вид
к = 1- . A1.33)
\ d-, d-, . d-, 1
*2
+ -^ln
a, d1 2\t dl а2
В испарителях и паропреобразователях процесс
теплопередачи происходит от конденсирующегося пара к кипящей
жидкости. В применяемых конструкциях аппаратов кипящего
типа пар конденсируется на наружных поверхностях
вертикальных труб. В испарителях мгновенного вскипания (ИМВ)
парообразование происходит непосредственно из объема
жидкости. Конденсация вторичного пара в аппаратах кипящего
типа и на пучках труб ИМВ происходит на горизонтальных
и вертикальных трубах, внутри которых движется вода при
температуре ниже температуры насыщения. Методика
определения коэффициентов теплопередачи и используемые при этом
зависимости для этих условий не отличаются от применяемых
для других подобных конструкций и поэтому здесь не
рассматриваются.
При конденсации пара на наружных поверхностях
вертикальных труб по данным С. С. Кутателадзе [12, 14] при
ламинарном течении пленки конденсата средний коэффициент
теплоотдачи может быть определен из формулы
a=l,18A.(g/v2I/3Re-1/3. (Ц.34)
272

Здесь Re— значение числа Рейнольдса для пленки конденсата
на нижней кромке поверхности охлаждения. Это значение
определяется выражением
Re = <?tf/(rp'v),
где v—кинематическая вязкость жидкости, м2/с; q — плотность
теплового потока, кВт/м2; Н—высота теплообменной
поверхности, м; г — теплота парообразования, кДж/кг; р — плотность
жидкости, кг/м3; А,—теплопроводность жидкости, кВт/(м-К).
Переход от ламинарного течения к турбулентному
происходит при Re>ReKp. Критическое значение числа Рейнольдса
для пленки может быть принято равным 400. Однако при
значениях Re> 100 экспериментальные данные начинают
отклоняться от приведенной зависимости и тем больше, чем
выше число Re. В греющих секциях испарителей теплообмен
протекает обычно при сравнительно невысоких значениях а,
и в этих условиях, когда Re > 100, среднее значение а можно
определить по формуле
a = X(g/v2I/3[@,16Pr1/3Re)/(Re-100 + 63,2Pr1/3)] A1.35)
Или по данным, приведенным в следующей таблице [12]:
ЯП
rp'v
100
171
307
590
Рг= 1,0
0,254
0,211
0.197
0,197
(iA)(v2fe)
Рг=1,75
0,221
0,212
0,218
Теплоотдача при конденсации пара не зависит от материала
поверхности теплообмена в тех случаях, когда конденсат
смачивает поверхность и она достаточно чистая и гладкая.
Однако в условиях эксплуатации трубы покрываются слоем
оксида. На оксидных стальных трубах коэффициенты
теплоотдачи ниже, чем на чистых. Это объясняется как термическим
сопротивлением слоя оксида, так и затормаживающим
действием оксидной поверхности (вследствие увеличения ее
шероховатости) на движение конденсатной пленки. По данным Клюева
и Чиркина [14] для труб из углеродистых сталей поправочный
множитель к коэффициентам теплоотдачи, рассчитанным по
приведенным выше формулам, следует принимать:
для частично оксидной неравномерно шероховатой поверхности 0,75
для поверхности под тонким слоем накипи 0,67
для сильно оксидной равномерно шероховатой поверхности .... 0,64
273

w
30
20
to
z
■L^
3
0,5
2
Wo, м/с
10
Рис. 11.7. Коэффициенты теплоотдачи
в зависимости от скорости
циркуляции при температуре воды, равной
температуре насыщения (р=0,2 МПа):
1—q = 232,5 кВт/м 2; 2—q = 465,0 кВт/м 2;
3—при расчете по формуле конвективного
теплообмена без кипения (rf= 16 мм)
Коэффициент теплоотдачи
к жидкости, кипящей внутри
трубы, зависит от физических
свойств среды, размеров
трубы, значения теплового
потока, скорости течения жидкости
и паросодержания. В
вертикальных испарителях
вследствие большой кратности
циркуляции паросодержание
жидкости на выходе из греющей
секции обычно невелико.
Расчеты показывают, что в
испарителях этих типов, когда
уровень жидкости
поддерживается над греющей секцией
(что почти всегда имеет
место), паросодержание на
выходе из кипятильных труб
находится в пределах, при
которых влияние его на теплообмен может не учитываться.
Типичные кривые, устанавливающие зависимость коэффициента
теплоотдачи от скорости циркуляции w0 при различных
тепловых потоках q, показаны на рис. 11.7, где показана
также кривая, устанавливающая зависимость а от vf0 для
конвективного теплообмена без кипения, когда температура
жидкости равна температуре насыщения (при том же давлении).
При низких скоростях циркуляции коэффициенты
теплоотдачи к кипящей жидкости значительно выше значений а для
конвективного теплообмена без кипения и резко возрастают
с увеличением теплового потока.
С возрастанием скорости циркуляции (для постоянного
значения q) коэффициенты теплоотдачи все более приближаются
к значениям, устанавливаемым для конвективного теплообмена
без кипения. По данным [38] при значениях комплекса
грЩ \Р
/Л 1,45
<РГ.
0,33
^0,4 10
-5
коэффициенты теплоотдачи определяются по общеизвестной
формуле конвективного теплообмена без кипения
Nu = 0,023 Re°-8Pr0'37,
A1.36)
где Nu = ad/X; Re = w0d/v; Pr = v/a.
Когда
rp' w0 \p'
по формуле
274
CpT,
> 0,4-10 5, расчет проводится

^ = 6150
Nu
_» x1.45 / r \0,33
rp"wo\P'/ VpT,
0.7
A1.37)
или
^ = 6,50(^П^Г(—Г> 01-37.)
где NuK = axc//X.
В A1.35)—A1.37) наряду с встречавшимися приняты
следующие обозначения: ср — теплоемкость жидкости при
температуре насыщения, кДж/(кг ■ К); г — теплота парообразования,
кДж/кг; Ts—абсолютная температура насыщения, К; aK, a —
коэффициент теплоотдачи при наличии и отсутствии кипения
жидкости, кВт/(м2К); d—диаметр трубы, м.
Приведенные формулы действительны для гладких неокис-
ленных труб. Коэффициент теплоотдачи для поверхности,
покрытой оксидной пленкой, может быть определен в
зависимости от коэффициента теплоотдачи от оксидной пленки
к жидкости а и от термического сопротивления оксидной
пленки Локс по формуле
\
1/а + Я011С
Для остальных труб можно принять
Локс = @,4-1,0I(Г4м2К/Вт [12, 14].
Чтобы определить коэффициент теплоотдачи к кипящей
воде, необходимо знать скорость циркуляции воды в трубах.
Последняя может быть установлена из расчета циркуляции
(см. § 11.2).
Тепловой расчет испарителя проводится для установления
его производительности £>исп в принятых условиях, а также
для установления значения коэффициента теплопередачи
А: в процессе эксплуатации. Уменьшение коэффициента
теплопередачи свидетельствует об образовании отложений на
поверхностях греющей секции, поэтому по значению к можно
судить о состоянии этих поверхностей.
Расчеты, проводимые для определения значений Z)„cn и
коэффициента теплопередачи к, являются проверочными. При
проектировании нового типоразмера испарителя необходимо
провести конструкторский расчет. В таком расчете
первоначально задаются значениями к, определяют размеры греющей
секции и проводят эскизную проработку конструкции, после
чего (так же как в проверочном расчете) устанавливают
значение коэффициента теплопередачи. Если расчетное значение
кр совпадает с принятым или отличается от него ненамного,
тепловой расчет на этом заканчивается. В противном случае
275

расчет повторяется по новому значению коэффициента
теплопередачи. Расхождения между принятыми и расчетными
значениями можно считать допустимыми, если они не
превышают 5—8%.
В проверочном расчете эскизной проработки конструкции
не потребуется, однако и здесь необходимо сначала задаться
производительностью испарителя или значением коэффициента
теплопередачи, а затем сравнить эти значения с расчетными;
только в том случае, если принятые и расчетные значения
Z)„cn и к соответственно совпадут, их можно считать
достоверными.
Если производительность испарителя может быть замерена,
коэффициент теплопередачи легко определить непосредственно.
Однако и в этом случае, чтобы установить, насколько это
значение отличается от того, которое может быть достигнуто
в условиях, когда поверхности нагрева не загрязнены,
необходимо провести полный гидродинамический и тепловой расчеты.
Из сказанного следует, что методики конструкторского
и проверочного расчетов мало различаются между собой.
Пример 11.1. Проведем конструкторский расчет испарителя для следующих
условий: производительность испарителя £>исп = 20 т/ч, давление греющего пара
ргр=0,244 МПа, давление вторичного пара рят = 0,12 МПа, продувка Рпр = 2%.
Для принятых условий общее количество теплоты, передаваемой первичным
паром,
е=-о„с„(й:1-л;1)+А,спA+л,р/1оо)(л;1Т-/1,,),
где А,—энтальпия питательной воды испарителя, кДж/кг; h'„—энтальпия воды
при температуре насыщения, кДж/кг; h'lr — энтальпия вторичного пара, кДж/кг.
При принятых условиях
б = B0 000/3600)B683,8-439,4) + B0 000/3600) х
х A+2/100)D39,4-435,0)= 12492,4 кДж/с.
Требуемая поверхность теплообмена может бы i ь определена по формуле
AT = QHAt.k).
В этой формуле температурный перепад между греющим и вторичным паром
А К = frp-fBI= 123,85 -104,8 =19,05 К.
Коэффициенты теплопередачи в испарителях рассматриваемого типа
обычно находятся в пределах 2,2-- 2,5 кВт/(м2 ■ К). Примем рассчитанный по
отношению к внутренней теплообменной поверхности труб Ат греющей
секции испарителя коэффициент к = 2,2 кВт/(м2 • К), тогда
А.л = QKAt„ к.я) = 12492,4/( 19,05 ■ 2.2) = 298 м2.
Эскиз греющей секции с размерами поверхности теплообмена, равными
А,н, и схема циркуляции в контуре аппарата приводятся на рис. 11.8. Греющая
276

секция собрана из 1600 труб диаметром 38x2,5 и длиной 2,02 м. При работе
испарителя теплопередача осуществляется по длине трубы
£.«1 = Лм/(я</„г) = 298/(я 0,033 1600)= 1,8 м,
где dm—внутренний диаметр трубы, м; z—число труб греющей секции.
Теперь можно приступить к расчету теплопередачи.
Для того чтобы установить расчетные значения к, необходимо определить
предварительно коэффициент теплоотдачи от конденсирующегося пара к
наружной стенке трубы <х, и коэффициент теплоотдачи от внутренней стенки
к воде, кипящей внутри труб греющей секции, а2. Значение a.t может быть
установлено непосредственно. Чтобы определить а2, необходимо сначала
найти скорость циркуляции воды w0 в трубах греющей секции.
В условиях, принятых в рассматриваемом примере, плотность теплового
потока, рассчитанная по наружной поверхности трубок, равна
<?„.р = е/Ля.р= 12492,4/343 = 36,5 кВт/м2,
где Амр = Л.„04аРМм1) = 298 C8/33) = 343 м2, а число Re пленки конденсата на
нижней кромке поверхности охлаждения
RenJ1 = ga.pH/rp'v = 36,5 • 1,8/B194,4 -939,67 0,237 • 10*1 = 67,1.
ЗДесь //=£„„/2, так как затопленная часть труб в теплообмене не участвует.
Все значения физических величин приняты при температуре насыщения для
давления греющего (первичного) пара ргр=0,224 МПа. Предполагаем, что
перегородка отводит пленку конденсата и Н равна расстоянию между трубной
доской и перегородкой или расстоянию между двумя смежными перегородками,
если перегородок несколько.
Так как Re < 100, то
а\ = 1,18*. (g/v2I'3 Re^1/3 = 1,18 0,686
\l/3
х 1012 1 -67,Г1/3 = 11 135 Вт/(м2К).
Учитывая, что при эксплуатации поверхность окисляется, окончательно
получим
а, = 0,67 -11 135 = 7460 Вт/(м2 • К).
Перейдем к определению скорости циркуляции. Сначала зададимся
значением (vo = 1,0m/c и установим потери в подводящей части контура при
данном значении скорости. Эти потери слагаются из потерь в кольцевом
пространстве между корпусом испарителя и греющей секцией и потерь на
входных участках труб, где нет парообразования.
Площадь сечения кольцевой щели за вычетом площади сечения
опускных труб
Ли=0,785(/Jн-2)г2р.с)-0,785с/2п.трп = 0,785C,02-2,722)-
-0,785-0,0662-22=1,18м2,
277
9,81
0.2372'

pZ2a ' \\\\^^
02720
Ч^
0 3000
Рис. 11.8. Эскиз греющей секции и схема циркуляции в испарителе:
/-корпус испарителя; 2-- опускные трубы; 3 —трубы греющей секции
где число опускных труб п = 22, а диаметр их don тр = 66 мм (остальные
размеры см. на рис. 11.8).
Скорость воды в щели
z-0,785*/2Н 1600-0,785 0,0332
w0 = 4'0 =1,0 =1,16 м/с,
Лш 1,18 '
где г — число труб греющей секции.
Потери давления при движении воды в кольцевой щели
p'w'o2 954,6 1,162
А/>тР.ш = *-оЯц, —- = 0,075-2,02 ~ = 97,3 Па.
Здесь приведенный коэффициент трения Х0 выбран по эквивалентному диаметру
щели, определенному по формуле
4ЛШ 4-1,18
Dm
U яC,0 + 2,72 + 22-0,066)
- = 0,213 м.
где {/--смоченный периметр.
Потери давления на входе в кольцевую щель и выходе из нее
р'и-о 954,6 1,162
Л/>., » = (e„ + !U) —„— = @,5+1,0) '~ = 963,4 Па.
278

Значения коэффициентов гидравлического сопротивления выбираются из
справочников [8, 11, 46]. Коэффициент Х0 может быть рассчитан также по
A1.3).
Потери давления на входе в трубы греющей секции
p'w2, 954,6 1,02
Л/>„ ,р.« = 5„ ^ = 0,5 ^-^- = 238,7 Па,
а потери при движении воды на прямом участке
p'w2, 954,6 1,02
Артр = Мно11—=0,8 0,16 '— = 61,1 Па,
где Лво—высота нижнего необогреваемого участка трубы, м.
Чтобы определить потери на экономайзерном участке, необходимо
установить его высоту Аэ.. Значение этой величины определяется выражением
, _Ah6-(Apon + ApKO + ApM)(dh' ldp) + gp'(hnom-hm)(dh' /dp)
^nKP'w0dmH)+gp'(dh'/dp)
Здесь
Ар„п = Артр.щ + Ар„ „ = 97,3 + 963,4=1060,7 Па;
Лд.0 = АР»» тр + ДртР = 238,7 + 61,1 = 299,8 Па;
qm = kmAtu = 2,2-19,05 = 41,9 кВт/м2.
В щель вода опускается при температуре насыщения, но здесь несколько
нагревается. Общее количество теплоты, передаваемой в щели воде с боковой
поверхности греющей секции,
еш = лДгр.1:Ягр.сА;Дг11 = л-2,72-2,02-2,2-19,05 = 723,4 кДж/с, io i4
и, следовательно, энтальпия воды здесь поднимается на
Qm 723,4
ДЙШ= ; = г = 0,55 кДж/кг.
m 0,785rf2Hz)Vop' 0,785 0,0332-1600 1,0-954,6
В расчетах обычно потерями давления на экономайзерном участке Ар3,
пренебрегают. Учесть влияние Арэж можно, если сначала задаться значением
Л„, а затем методом последовательного приближения добиться того, чтобы
это значение совпало со значением, определяемым приведенной формулой.
Примем Л„=1,0м, тогда
Др„ = Мэ. (Р' w 1/2) = 0,8 • 1,0 (954,6 1,02/2) = 381,5 Па;
_ —0,55 —A060,7 + 299,8 + 381,5) -9,83 ■ 10 4 + 9,81 -954,6х
э"~ 4-41,9/(954,6 • 1,0 • 0,033) + 9,81 ■ 954,9 • 9,83 • 10 " 4 "
х B,02-0,16)-9,83 10
_ _AJ L_L_^ = 1,02 м.
Принятое значение Лэк и рассчитанное почти совпали.
279

Поэтому можно считать высоту экономайзерного участка равной 1,02 м,
а потери на нем
Д/>3« = 381,5A,02/1,0) = 389 Па.
Таким образом, общее сопротивление в подводящих линиях (до сечения,
в котором происходит закипание потока)
A/W. = Д/>„п + ДЛо + Ал. = 1060,7 + 299,8 + 389,5 = 1750 Па.
Определим развиваемый полешый напор при этой же скорости
и'о = 1,0 м/с.
Количество пара, образующегося в одной трубе,
G ? = g/(zr )= 12492,4/A600 • 2244,4) = 3,48 • 1 (Г 3 кг/с,
а приведенная скорость пара на выходе из труб греющей секции
w^ = Gi/(p"-0,785dL) = 3,48-10/@,70 0,785 0,0332) = 5,82 м/с.
Движущий напор определяется по средней приведенной скорости
пара в трубе. Так как на входе в трубу пара нет, то wSpac4 = w„,/2 = 5,82/2 =
= 2,91 м/с.
При этом значении vv5pa(., расходное паросодержание
Pp.c, = «'op.c,/(»v5p.c, + M'o) = 2,91/B,91 + l,0) = 0,744.
Истинное объемное паросодержание <р определяют обычно с помощью
номограмм норм расчета циркуляции или по аналитическим зависимостям.
При давлениях />^1,0МПа значения <р, определенные по номограммам
и аналитическим зависимостям, практически совпадают. Для низких давлений
номограмм нет. В соответствии с A1.11)
ф = Рр»счA+И;*/и'см.р.сч) \
где w* = wtty,ty„.
Скорость смеси
>Vc„. рас, = >vi5p.c, +И'О = 2,91 + 1,0 = 3,91 М/С.
Скорость всплытия одиночного пузыря в неподвижной жидкости
/9,81 -58,0-10'3 (954,6-0,7)
(р'J "'">/ 954,62
и'луз= '-5 *Ма / 2 =1,5 4/ пСА с1 = 0,234 м/с,
а фактор взаимодействия
Ф„=1,4(р7р"I/5A-р7р'M=1.4(954,6/0,7I/5A-0,7/954,6M = 5,91,
следовательно, групповая скорость всплытия пузырей
и-* = 0,234-5,91 = 1,383 м/с.
Тогда
4W, = 0,744/A +1,383/3,91)=0,55.
280

Движущий напор
Д/>»=*(р'-Р")Фр«,А-р = 9.81(954,6-0,7)-0,55 0,84=4323 Па.
Здесь высота трубы, по которой течет пароводяная смесь,
Л„а„ = Л„„дН-Ла„-Л„ = 2,02-0,16-1,02 = 0,84 м,
где Аво—высота нижних необогреваемых участков труб, м.
На пароводяной линии имеются потери на трение в самой трубе, местные
потери на выходе и потери на ускорение потока. Потери на трение
рассчитываются по формуле A1.7), которую можно привести к виду
= 0,8 0,84
Д/>тр = М„.р -у ' + Ф — (
1,02 Г 5,82
-1—\ 1 + 1,5——
L 2 1,0
954,6 • 1
Р
0,7
2 |_ 2 ■ 1,0 \ 954,6
а потери на выходе потока из труб по формуле
л с Р'и'о Г, »о/. P"V
1719 Па,
= 1,2
954,6 1,02
5,82 / 0,7
1,0 V 954,6
= 3904 Па.
Как было показано выше, потери на ускорение могут быть рассчитаны
по формуле
&Pyci = (f>'woJ(y2-yi),
где >- = х2/(р» + A-хJ/[р'A-ф)].
Для сечения, в котором жидкость закипает, х=0 и ф = 0. Следовательно,
yi = 1/р' = 1/954,6 м3/кг*. В выходном сечении и»сн . = и'„1(+и'о = 5,82 +1,0 =
= 6,82 м/с;
P. = w^/(w« + vf0) = 5,82/E,82+ 1,0) = 0,853
Ф,= рУО+**/и'сн.к)=0,853/A + 1,383/6,82) = 0,71.
Весовое паросодержание в этом сечении
x. = G'7(G" + G') = p"w^/(pV0)=0,7- 5,82/(954,6 • 1,0) = 0,00426.
Тогда
1
_ х« A-^«J_0.004262 A-0,00426J _
У1~~(Г<р + р'(\-(р)~0,7 -0,71 +954,6A-0,71)~954,6 -0,29
Таким образом, потери на ускорение
м3/кг.
Л/>,с.=954,62 • 1,02 [1/(954,6 0,29)-1/954,6] = 2337 Па.
* Когда дс-»0 и ср->0, выражение х2/р"ф также обращается в нуль.
281

Полезный напор
АРпол = ДД,. - ДРтр - Д/>.ы» - Д/\с.=4323 -1719 - 3904 - 2337 = - 3637 Па.
Для определения w0 no A1.29) необходимо еще располагать значением
суммы полных приведенных коэффициентов гидравлического сопротивление
на участках контура, где движется однофазная среда. В соответствии с A1.30]
для рассматриваемых условий
2
+
Z *„.. пр=*- (^Y+z„0+*» = @,5 + 0,075 ■ 2,02 +1,0) №■ J
+ @,5+0,8 0,16L-0,8 • 1,02 = 3,67.
Из данных проведенного расчета (для принятого значения wo=1,0m/c
при к=1)
ЕДЛдв.о
/_» fj i_» i# -г- /.» »/ -г- / » II i / I т» -1- . iTim -I- .£._ i-i /
= 16,7-
Ард,,п Др1р + Л/>,Ы1+Друс, 1719+3904+2337
(р'и»5)/2 (p'wg)/2 (p'w?)/2 (954,6 1,02)/2
Истинное объемное паросодержание <рр,Сч = 0,55 и, следовательно, в
соответствии с A1.29)
/2-9,81 0,55 0,84/ 0,'. .
W°='l 3,67+16,7 l1-^1^'667^
'.7 \
Это значение не совпало с тем, которым мы задались. Поэтому
следует провести расчет при другом значении и>0. Примем и>0 = 0,64 м/с
и по методике, аналогичной приведенной выше, определим высоту экономай-
зерного участка. Эта высота окажется равной 0,888 м. Приведенный
коэффициент сопротивления на опускных линиях гоп прив и коэффициент
гно на необогреваемом участке останутся такими же, как и при w0 = 1,0 м/с,
и, следовательно,
''подв. прма
= 2,22 + 0,63+0,8 ■ 0,888 = 3,56.
Истинное объемное паросодержание, рассчитанное по тем же
приведенным выше зависимостям фр«сч при w0 = 0,64 м/с, окажется равным 0,59;
потери на трение для двухфазного потока Дртр=1103Па; потери на
выходе из пучка Д/>„Ы1 = 2361 Па и на ускорение Друс1 = 1138 Па; высота
трубы, по которой течет пароводяной поток, Апар = 0,972 м. Таким
образом,
Дрд..,, 1103 + 2361 + 1138 2з5з
(p'wg)/2 (954,6-0,642)/2
/2-9,81-0,59 0,972/ ... ,
"»-•/ 3,56 + 23,53 ('-WH*"»*-
»,7 \
282

Это значение хорошо согласуется с принятым, поэтому повторный расчет
не требуется. Полагая третий знак после запятой в значении w0 излишним
и недостаточно достоверным, примем w0 = 0,64 м/с. Теперь определим
коэффициент теплоотдачи от стенки к кипящей воде. В соответствии с A1.36)
и A1.37) определим значение комплекса:
r»iP wo \Р
41,9 / О
срТн)
7 V-45 / 2244,6 \0-33
— =1,197-Ю.
\,Ь) V4.22- 377,8/
2244,6 -0,7- 0,64 \954,(
Так как комплекс
[?.„/(r„p">v„)](p7p')x-45['-/(Cp7'-)]0'33<0,410-5,
то Nu«/Nu=l, и коэффициент теплоотдачи определяется по формуле
a'2 = NuX/rfB1I. Таким образом,
Nu = 0,023Re°-8Pr0-37.
В нашем случае
Re=w0d,Jv=@,64 • 0,033/0,28) ■ 106 = 74 250,
а Рг= 1,648 и, следовательно, Nu = 0,023-74 250°-8 1,204 = 219,3.
Отсюда
a'2 = NuX./4ul = 219,3@,68/0,033)=4519 Вт/(м2-К).
Термическое сопротивление оксидной пленки в испчрителях с
трубками греющей секции из углеродистой стали Rofc обычно находится в
пределах @,4-1,0)-Ю м2 К/Вт. Приняв Rotc = 0,65 • Ю-4 м2 -К/Вт,
получим
а2 = 1/A/а2 + Я„«с)= 1/A/4519 + 0,65 -10'4) = 3492 Вт/(м2К).
Располагая значениями коэффициентов теплоотдачи а, и аг, легко
определить коэффициент теплопередачи к. По отношению к внутренней
поверхности труб коэффициент теплопередачи определяется по формуле
к.и = =— — = 2210 Вт/(м2К).
в 1 d„ d2 dM 1 1 0,033 0,033 0,038 1 /v '
aj dH 2Xcr dBB a2 7460 0,038 2-47 0,033 3492
Это значение к,я почти не отличается от значения, принятого нами
в начале расчета. Поэтому гидродинамический и тепловой расчеты испарителя
можно считать законченными.
Гидродинамические и тепловые расчеты могут быть проведены на ЭВМ.
Схема расчета, построенная в соответствии с описанной выше методикой,
показана на рис. 11.9. Ниже приводятся программа расчета на ЭВМ и
результаты его, выполненные по данным рассмотренного примера.
283

ВВод исходных
данных
Е
Определение
Учет-Рту»
Принимаются
*tn-Z,Z; wB'7
Определяются
Определяется
Т
Определяются
Лщ,^в,а:ть,ЛГрХ,
Определяются
I
Принимается
»**-{И\
-»*о)/2
Определяются
ApiK а Адк.расч
10
формуле (Т7.3+) формуле (П, 35)
Да\г
(*)i ПО
1
*»к"*»1ьраоч
Нет
i
Определяются Л„,_,
АРпвц, Ррасч» 7раоч<
гпол»-пр«в.^/7да.п
р
OnpeBt
шляется
* jo <&"вР>о.оокй
МХго
Определяются
Rez,Nu,ob
Определяется
St
Определяются
I
Определяется
*2
Определяется
Лг
I
Определяется
/Выводрезуяь- I
татод расчета /
«ГО/1
Рис. 11.9. Схема расчета гидродинамики и теплообмена испарителя типа И на
ЭВМ
284

ТООГРАММА РАСЧЕТА "ISP*
REAL 1V^U,12,K2,KR,IJ*,№^LA0,LAKT,N,VP,WJS»,
* NUS,LAST,N,IPER
LA0(D)=e.25/(D*(AL06ie<3.7*D/M))««2)
IKP)=299.44+1239.85*P-1418.68«P**2+649.15*P**3
12<Р>=2631.6&+464.15*Р-5В6.7в*Р**2+271.«1*Р**3
R0HP>=»972.18-147.63*Р+64.96*Р**2
ГО2<Р)=6.вв5Е-02+5.357«Р-<2.8вЕ-е1)*Р**2
LA<P>*<675.63+29.74*P-33.52*P**2)/<1.E3>
NU<P)=l.E-6*<e.414-1.394*P+3.181*P**2-2.467*P*«3>
PR<P)=2.25-;5.185*PV7.61*P**2-3..75«P**3
SIG<P>=<62.5-37.61*P+18.e8*P**2)/(l.E3)
СР<Р)=4.18+в.Зв*Р-0.в8*Р**2
0PEN<UNIT=2,NAME='ISP.BAT',TYPE='OLD')
READ<2,«) Dl,D2rHTD,DK0R
TYPE 15, D1,D2,HTD,DK0R
READB,*,ERR=ieei) DGS,DOT,N,Z^
1W1 TYPE 15,DGS,D0T,N,Z
READ<2,«) S,DISP,DTISP,IU
TYPE 15, S,DISP,DTISP,IW
READ<2,«) PPR,NP,M,ROKS
TYPE 15, PPR,NP,M,ROKS
READ<2,*) IPER,P1,P2,DIDP
TYPE 15, IPER,P1,P2,DIDP
READ<2,*> LAST,T2
TYPE 15, LAST,T2
15 F0RMAT<4E12.5)
CL0SE<UNIT=2,DISP0SE='SAVE')
QISP»DISP*<I2(P2>-I1<P2))+DISP*U.+PPR/1W.>*
» <IKP2)-IW)
DPER=QISP/(IPER-IKP1))
K2-2.2
wo»i.e
19 CONTINUE
FT2-QISP/<DTISP«K2)
LAKT»FT2/<3.14«D2*Z)
FT1»FT2*D1/D2
QUD1=QISP/FT1
R1=I2<P1)-IKP1>
REPL»QUD1*(LAKT/<NP+1.)>/<Rl*R01<P1)*NU<P1>)
IF<REPL-1W.I,1,2
1 ALFAll=1.18*LA<Pl)*<9.81/<NU<Pl)**2*REPL))**e.333
GOTO 30
2 ALFAll=LA<Pl)*<9.81/NU<Pl)*«2)**e.333*<e.l6*
« PR<P1)**«.333*REPL)/<REPL-1W.+63.2*PR<P1>**«.333)
3ft ALFA1«ALFA11«S
FSCH=e.785*(DK0R**2-DGS**2-D0T**2*N)
W01»<W0*«.7e5*D2**2*Z)/FSCH
DEKM»4.*FSCH/C.14*(DK0R+D6S+N«D0T))
HGS4.AKT+2*HTD+e.l
DP8CHHLA0<DEKU)«H68««.S«R01(P2)«Vni««2

DPH-e.75«R01<P2)«W01««2
DPWGS=e.25*R0KP2)«W0**2
HNO-HTD+e.l
DPTR-LA0<D2)HM)«e.5«R01<P2)««0»«2
DPOP-DPSCH+DPM
DPNO-DPUGS+DPTR
QUD2-K2*DTISP
QSCH-3.14*BGS*HGS*QUD2
DIW-QSCH/<в.785*D2**2*R01<P2)«WO*Z)
HEK«<H6S-HN0)/2.
1вв CONTINUE
DPEK4itO<D2)«HEK«e.5«R01<P2)«t90««2
HEKR=<-DIW-<DP0P+DPfro+DPEK)*DIDP+9.81i«01(P2)«<HGS-HNU)
« «DIDP)/D.«QUD2/<R01(P2)««0»D2>+?.81*R01<P2)«DIDP)
IF<ABS<HEK-HEKR)-«.2E-ei>4r4,3
3 HEK=HEKR
00 TO 1M»
4 R2-I2<P2)-IKP2)
G12-QISP/<Z«R2)
U02K»G12/<R02<P2>««.785«D2«*2>
U02R-0.5KW02K
WOSM-W02R+UO
BRBW02R/W0SH
FWZ-1.4«<R01<P2)/R02<P2)) **«.2*<1.-R02(P2)/RQ1<P2)>**5
WPUZ=1.5*<9.ei*SIG<P2)«<R01<P2)-R02<P2)>/
« R0KP2)««2>«*«.25
UX=UPYZ*FUZ
FR-BR/U.+UX/UOSH)
HPAR-HG8-HN0-HEK
DPTR2-LA0<K)*HPAR*e.3*R01<P2)iW)«*2*<l.+1.5*
« U02K*U.-R02<P2>/R01<P2))/<2.*WO>)
BPWICH-«.A«R01<P2)*WO»*2*A.+(W02K/WO)*A.-R02<P2)
« /R0KP2)))
MSMK-U02K+W0
Y1-1./R0KP2)
BK-U02K/WSMK
FK=BK/<1.+WX/WSMK)
XK=R02<P2)*V02K/<R01<P2)*W0>
Y2«XK««2/<R02<P2)«FTO+<1.-XK)**2/<R01<P2>«<1.-FK>)
DPUS-<Y2-Y1>*<R01<P2>*W0>«*2
ZOP-1.5+LA0<DEKW)*HGS
ZN0-*.5+LMKD2)«HN0
ZEK<-LA0<D2)«HEK
ZPPR«ZOP*<U01/W0>««2+ZNO+ZEK
DPDF-EPTR2+DPWICH+DPUS
A«<2*9.81*FR*HPAR>*<1.-R02<P2>/R01<P2)>
B«ZPPR+DPDF/<e.5*R01<P2)*W0**2)
U0R»(A/B)**e.5
IF<ABS(W0-W0R)-e.5E-2Je,2e„2ee
24Ю UO-UOR
GO TO ie

2» RE2-W0*D2/NU(P2>
NUS-0.«23«RE2**e.e«PR(P2>iHi«.37
ALFA"NUS*LA<P2)/D2
ST-<QUD2/<R2«R02<P2)«W> >*<R02<P2)/R0KP2> >«*1.45«
« <R2/<CP<P2>«T2))«*e.333
IF<8T-«.4E-5M,5,A
5 ALFA21-ALFA
GO TO 7
6 NU8K-MJ8«615».«8Twt«.7
ALFAK-NU8K«LA<P2)/D2
AUFA21«<ALFAK<«PAR+ALFA*HEK>/LAKT
7 ALFA2-1./U./ALFA21+R0KS>
KR-l./((l./ALFAl)*<D2yT)l)+«.S«<D2AAST)»AL0Q<Dl/D2)+
« U./ALFA2))
DK»<K2-W»e. 1Е-2)*1вв./К2
K2-KR/1W*.
IF<ABS<DK>-5.)8,8,1«
8 WRITE<5,18) ALFAl,ALFA2rK2,U0rLAKT,HEKrFT2rQI8P,DPER
WRITE(&,18) ALFAl,ALFA2,K2,U0rLAKTrHEK,FT2,QI8PrDPER
18 F0RMAT</T23,'ПЕЧАТЬ РЕЗУЛЬТАТОВ РАСЧЕТА'/
* T23,'ALFA1-',E12.5,T42,'ALFA2-',Е12.5,Т6«,'К2-'rE12.S/
« T23,'МО-',E12.5,T42,'LAKT-',Е12.5,Т6в,'НЕК-',E12.5/
« T23/FT2»',E12.5,T42,'QISP-',E12.5,T6er'DPER*\E12.5)
STOP
END
ИСХОДНЫЕ ДАННЫЕ
Va3clvWvc"',>vl Va33vvvE~vl v*ovv09C~vX v«3vvvvC^vl
».272<ME+ei в.6МевЕ-в1 «.22МЮЕ-НJ в.14Ю«Е+«4
в.67МвЕ+вв е.556МЕ+«1 •Л9*5вЕ+«2 в.435««Е+еЗ
WaZVVVVE+vl v • 1 VVvVE+vl 0s8vVVQE*~v4 9*о5о99Е~94
•.28378E+W в.224в«Е-ИМ «.12ввеЕ+ее в.983в«Е-«3
е.47вМЕ+е2 е.377<ЮЕ+еЗ
ПЕЧАТЬ РЕЗУЛЬТАТОВ РАСЧЕТА
ALFA1» *.73839Е+в4 ALFA2- в.345АЗЕ+«4К2- в.219в7Е+в1
UO- в.62928Е+«в LAKT» в.17958Е+в1 НЕК- в.88125Е+«в
FT2- в.29773Е+«3 QISP» в.12478Е+в5 DPER» в.5368вЕ+«1
Пришлые в программе обозначения приводятся в табл. 11.1. Все используемые
в расчете физические величины (Ai, Л2, р', р", ст, ср, v, X), а также число
подобия Рг выражены в зависимости от давления для интервала от 0,035 до 0,70 МПа.
Исходные данные вводятся в программу в виде таблицы. В проведенном расчете
в программу введены следующие значения величин: ^=0,038 м; d2= 0,033 м;
Атрд=0,06м; /)жорд=3,0м; Др.,=2,72 м; 4ш.тр=0,066 м; и„,,тр=22; z=1600; 5=0,67;
Х)исп=5,56 кг/с; Дгисп=19,05К; А.=465 кДж/кг; Рпр=2%; «„.,= 1,0; Д=0,8 ж
х 10~4 кДжм2/(кг-ч); ХС1=47 кВт/(м-К); Г.т=377,8 К, которые расположены здесь
в том же порядке, что и в таблице программы. Разница в результатах расчетов,
проведенных на ЭВМ и вручную (с помощью микрокалькулятора), несущественна
и связана с тем, что значения физических величин, рассчитанные по аналитическим
зависимостям и взятые из таблиц, конечно, не всегда полностью совпадают.
287

Таблица 11.1. Обозначения, принятые в программе ISP
Величина
Энтальпия воды, кДж/кг
Энтальпия пара, кДж/кг
Давление, МПа
Температура, °С
Плотность воды, кг/м3
Плотность пара, кг/м3
Теплопроводность жидкости, кВт/(м ■ К)
Приведенный коэффициент трения, 1/м
Абсолютная шероховатость труб, м
Кинематическая вязкость жидкости, м2/с
Поверхностное натяжение жидкости, Н/м
Теплоемкость жидкости, кДж/(кг • К)
Число Прандтля
Производительность испарителя, кг/с
Количество теплоты, передаваемой
первичным паром, кДж/с
Продувка испарителя, %
Энтальпия питательной воды, кДж/кг
Коэффициент теплопередачи,
кДж/(м2К):
принимаемые значения
рассчитанный
Скорость циркуляции, м/с:
принимаемое значение
рассчитанная
Наружный и внутренний диаметры труб
греющей секции, м
Число труб греющей секции
Эквивалентный диаметр, м
Поверхность теплообмена по
наружному и внутреннему диаметрам
труб, м2
Температурный напор в испарителе, К
Плотность теплового потока,
рассчитанная по наружной и внутренней
поверхностям труб, Вт/м2
Длина теплообменной поверхности
труб, м
Теплота конденсации, кДж/кг
Теплота парообразования, кДж/кг
Количество перегородок в греющей
секции
Коэффициенты теплоотдачи, Вт/(м2 • К):
от конденсирующегося пара
от стенки к воде
Число Рейнольдса:
для конденсирующего пара
для потоков, движущихся в трубах
Сечение кольцевой щели, м2
Диаметр (внутренний) корпуса, м
Обозначение
в тексте книги
И'
И"
Р
1
Р'
Р"
X.
>>0
Д
V
а
ср
Рг
*^ИСП
Q
р
* пр
К
к, к2
к
и>0
И'ор
4..р. d.»
Z
D,„
А А
''нар* **вн
А'и
*7нар> ЧГвн
^акт
Г1
гг
"п«р
a,, a'i
а, а'2, а., а2
Кепл
Re
^щ
£>„
в программе
11
12
Р
Т
ROl
R02
LA
LAO
М
NU
SIG
СР
PR
DISP
QISP
PPR
1W
К, К2
KR
WO
WOR
Dl, D2
Z
DEKW
FT1, FT2
DTISP
QUD1, QUD2
LAKT
R1
R2
NP
ALFA1, ALFA 11
ALFA, ALFA21,
ALFAK
ALFA2
REPL
RE2
FSCH
DKOR
288

Продолжение табл. 11.1
Величина
Диаметр греющей секции, м
Высота греющей секции, м
Диаметр опускных труб, м
Число опускных труб
Скорость воды в кольцевой щели, м/с
Потеря давления на трение в щели, Н/м2
Потеря давления на входе в кольцевую
щель и выходе из нее, Н/м2
Потеря давления на входе в греющую
секцию, Н/м2
Высота нижнего необогреваемого
участка, м
Толщина трубной доски, м
Потери на трение на необогреваемом
участке, Н/м2
Потери на опускном участке, Н/м2
Количество теплоты, передаваемой воде
в щели, кДж/с
Изменение энтальпии воды в щели, кДж/кг
Потеря давления на экономайзерном
участке, Н/м2
Высота экономайзерного участка
принимаемая и рассчитанная, м
Изменение энтальпии И' в зависимости
от р
Количество пара, образующегося в одной
трубе, кг/с
Приведенная скорость пара на выходе
из труб, м/с
Расчетное значение скорости пара, м/с
Скорость смеси, м/с
Расходное паросодержание:
расчетное
конечное
Фактор взаимодействия
Скорость всплытия одиночного пузыря,
м/с
Объемное напорное паросодержание:
расчетное
конечное
Высота участка пароводяного потока, м
Потери на трение пароводяного потока,
Н/м2
Скорость смеси на выходе из труб
греющей секции, м/с
Потери на выходе из труб греющей
секции, м/с
Весовое паросодержание конечное
Потери на ускорение, Н/м2
Полные коэффициенты гидравлического
сопротивления участков контура:
Обозначение
в тексте книги
Ягр.с
"гр.с
^оп.тр
п
и>'0
ДРгр.щ
Д^ж..
ДА«.гр.с
''но
Атр.Д
д^р
ДРо»
еш
ДЛЩ
Д/>,«
**эк» 'эк. р
dh'/dp
G\
Wo,
^Орасч
И'0см
Роасч
P.
Ф„
>%,
т рисч
Ф.
Лпар
А/'гр
"св.,
Д/>.ы«
х.
Д/>ус«
в программе
DGS
HGS
DOT
N
WOl
DPSCH
DPM
DPWGS
HNO
HTD
DPTR
DPOP
OUSCH
DIW
DPEK
НЕК, HEKR
DIDP
G 12
W02K
W02R
WOSM
BR
ВК
FWZ
WPUZ
FR
FK
HPAR
DPTR2
WSMK
DPWICH
ХК
DPUS

Продолжение табл. 11.1
Величина
опускного
необогреваемого
экономайзерного
Полный приведенный коэффициент
сопротивления подводящей части
контура
Потеря давления на участках
двухфазного потока, Н/м2
Комплекс
Число Нуссельта:
при Sf<0,4-10
при Sf>0,4-1CT5
Температура насыщения испаряемой
воды, К
Термическое сопротивление оксидной
пленки, м2 • К/Вт
Теплопроводность стенок труб греющей
секции, Вт/(м • К)
Обозначение
в тексте книги
у2"
St
Nu
Nu,
Тж
Ло«с
в программе
ZOP
ZNO
ZEK
ZPPR
DPDF
ST
NUS
NUSK
Т2
ROKS
LAST
Глава 12
ВОДНЫЙ РЕЖИМ ИСПАРИТЕЛЬНЫХ УСТАНОВОК
12.1. ОБЩИЕ ПОЛОЖЕНИЯ
Одним из основных преимуществ применения метода
термического обессоливания при подготовке добавочной воды
для паровых котлов является снижение сбросов засоленных
вод из-за меньшей затраты реагентов и, следовательно,
уменьшение антропогенного воздействия на окружающую
среду. Особенно это сказывается при обработке природных вод
с повышенным солесодержанием. Применение испарителей при
этом должно обеспечивать более низкие приведенные затраты
на подготовку воды и надежность по сравнению с
альтернативными вариантами.
Но испаритель — теплообменный аппарат, и его надежная
и экономичная работа возможна лишь при осуществлении
оптимального водного режима, при котором обеспечиваются
условия для практически безнакипного и бескоррозионного
режима эксплуатации.
Интенсивность коррозии в испарительных установках
снижается за счет установления оптимально глубокого удаления
290

кислорода из питательной воды в деаэраторах, подбора
конструкционных материалов и значения рН воды,
согласованного с накипеобразованием. Сложнее обстоит дело со
снижением интенсивности накипеобразования в подогревателях и
трубах греющих секций испарителей.
Испарение воды в объеме испарителя приводит к
повышению концентрации примесей, введенных с питательной водой.
Часть примесей при этом меняет характер, газообразные
примеси десорбируют вместе с паром. Увеличение
концентраций примесей приводит к возможности образования твердой
фазы в виде накипи на теплообменных поверхностях и в виде
шлама в объеме воды. Основными накипеобразователями
являются СаСОэ, MgC03, Mg(OHJ и CaS04. Образование
твердой фазы возможно лишь в случае пересыщения
концентрата или питательной воды при ее подогреве накипеобразующими
компонентами, т. е. при условии, что аКтяАн>ПРКтАн. При этом
возможно преимущественное образование накипи как одним
веществом, например СаСОэ, так и несколькими.
В общем случае состав накипи зависит от качества
питательной воды и температурного режима работы
испарителя. Особенно опасно образование сульфатной накипи из-за
сложности ее удаления со стенок труб. Поэтому в первую
очередь необходимо принимать меры для предотвращения ее
образования; должно быть обеспечено недостижение так
называемого «сульфатного барьера», т.е. aCa2asoz <ПРСа504.
Для предотвращения образования накипи при подогреве
и испарении воды необходимо установление таких
концентраций примесей, при которых исключается пересыщение. Такая
концентрация по накипеобразователю в испарителе называется
стационарной, и условия ее установления зависят от качества
питательной воды, значения продувки, конструкции испарителя,
температурного режима его работы.
Если качество природной воды не позволяет использовать ее
непосредственно как питательную, то необходима установка
для ее подготовки, работающая на основе иных, чем
термическое обессоливание, методах (чаще всего химических). Таким
образом, установка по производству дистиллята представляет
собой комплекс, состоящий из схемы подготовки питательной
воды и испарителя. Поэтому при подсчете приведенных затрат
и расхода реагентов необходимо ориентироваться на этот
комплекс. В зависимости о г качества природной воды и
требований к питательной на таких установках используются методы
коагуляции, известкования, натрий-катионирования, натрий-
хлор-ионирования, термический метод. Для существенного
снижения потребления реагентов вместо этих установок или
в дополнение к ним используются методы подкисления,
введение затравок, углекислого газа, антинакипинов.
291

12.2. ОСНОВЫ РАСЧЕТА ВОДНОГО РЕЖИМА ИСПАРИТЕЛЕЙ
Методика расчета водного режима испарителей была
заложена в МЭИ работой М. И. Лапшина [22] и наиболее
полно разработана Л. Г. Васиной и А. В. Богловским [17, 32].
В результате нагрева и концентрирования питательной
воды в объеме испарителя ионный состав ее примесей
значительно изменяется. При этом происходит увеличение
концентраций одних ионов и изменение химического характера
других. Концентрация некоторых ионов (например, Na+, С1~
и др.) увеличивается прямо пропорционально степени
концентрирования. Наибольшую сложность при расчете состава
примесей концентрата представляют составляющие общую
щелочность раствора ингредиенты, изменение которых связано
с процессами образования С02 и его последующей десорбции
из концентрата при генерации пара, а именно:
Що = Снсо- + 2Ссог +Сон--Сн+. A2.1)
Условия углекислотного равновесия согласно реакциям
2НС03^СО|+С02 + Н20; A2.2)
НС03+Н2СМОН+С02 + Н20 A2.3)
с учетом A.18) можно описать следующей системой уравнений
(обозначения см. в гл. 1):
Ох>Г /г О»* /соJI^hcoз /1)= КК'\
^OH~Jl ^■C02JcOilv-'HCO!,/lj = ^w/^ •
В процессе нагрева и испарения воды углекислотное
равновесие смещается. Это смещение можно определить по
известному составу примесей. При установлении нового
состояния равновесия если концентрация НСОз~ согласно A2.2)
снизится на 2х моль/л, то концентрации СО|_ и С02
увеличатся на х моль/л каждая. Из A2.3) видно, что при
снижении концентрации HCOJ на у моль/л соответственно
повысятся концентрации ОН" и С02 на у моль/л. Тогда
можно записать, что концентрация растворенной в воде С02
составит
СС02 = {С»сЪ\ + х+у)и, A2.5)
где U—коэффициент распределения С02 между водой и паром.
В случае подогрева воды в подогревателе (закрытая система)
U—1, т. е. весь газ остается в воде. В испарителе, где имеется
паровой объем (открытая система), устанавливается равновесие
между содержанием С02 в воде и паре согласно закону
Генри: СС02 = кса2РС02 (см. гл.4).
292
A2.4)

Тогда распределение С02 между водой и паром
выразится так:
tf="co2/(«?o2 + «co2), A2.6)
где «со2> исо2— число молей С02 соответственно в воде
и паре.
С учетом закона Генри число молей С02 в воде и паре
"co2=kCOiPCOiVm, A2.7)
»со2 = "н2о^со2/^шо = 55,55^гРс02/A;"РН20). A2.8)
Подставляя эти выражения в A2.6), получаем
U= г* г, A2.9)
l+55,55V'l(kc02PH20v"Vmy
где Рн 0—парциальное давление пара над водой; VT — паровой
объем 2 испарителя; Уж — объем воды; v" — удельный объем
насыщенного пара.
Это выражение позволяет учесть как технологические,
так и конструктивные параметры аппарата. С учетом
коэффициента U и концентрации С02 система уравнений A2.4)
примет вид
(СГ8*,-+х)/1(С&,+х+у)и_К"ш
(C^o,-2x-yJfi К'"
{CSS-+y)fj{C^, + x + y)U^Kw
(Сй&;-2лс-.у).Л К1'
A2.10)
В многокомпонентных системах, таких как природная вода,
возможно образование ионных пар—состояния, когда катион
и анион сближаются на расстояние, меньшее чем
r = z1z2e2l{2zkT), A2.11)
где zl и z, — заряды ионов; е — заряд электрона, равный
1,60210-10 Кл; е—диэлектрическая проницаемость воды
(при г = 29,1 К равна 81,3 Ф/м); к — константа Больцмана,
равная 1,3805-Ю-23 Дж/К; Т—температура воды, К.
Кинетическая энергия сблизившихся ионов недостаточна
для преодоления взаимного притяжения, и они образуют
ионную пару, которая может иметь заряд, но может быть
и нейтральной. Ионные пары могут диссоциировать подобно
другим веществам.
Концентрации ионных пар в воде определяются как
^КтАя = ^Кт /Кт Сдн /анД^КтАн J КтАн)' A2.12)
293

где ККтАн — константа диссоциации соответствующей ионной
пары. Так, например, для ионной пары NaHCO° (индекс
О означает, что ионная пара не имеет заряда) ее концентрация
в воде запишется как
C-NaHCO'^^Na'./Na' ^НС03 /нС03 /(^NaHCOS JnMCO°J- A2.13)
Аналогично определяются концентрации для всех ионных
пар в растворе.
Материальный баланс для каждого из компонентов раствора
определяется как сумма ионов и ионных пар:
/"• общ /" л.- С Л- С Л-С 'С
*~ Na* — "-Na* ' *--NaHCOS ' '-NaCO, ' *~ NaSC>4 "г *-NaO»i">
*--Ca2* = WV* + f-CaHCO.,' + ^CaC O1,'+ ^CaSOj + ^CaOH * '
t- Mg2* = ^Mg24 + ^MgHCOj "'"^-MgCOS + ^-MgSOS + ^-MgOH*
<--SO2 =^-SOl + ^NaSO„ + ^CaS04~l~ ^MgSO,'
^-HCO, =^-HCO, +^NaHCO;+^-CaHCO;+^MSHCO;!
С co\ = Cco i + ClNaCO з + ССаСО о + CMgCO о;
С обш — С 4- С ,,-i-C . л- С
*- ОН — W)H ' ^NaOH ' ^СаОН ' *-MgOH •
Уравнение A.8) для определения коэффициентов
активности пригодно лишь для разбавленных растворов (ц^0,1).
В концентрированных растворах важно учитывать
взаимодействие между ионами и растворителем (гидратацию ионов).
Поэтому для расчета коэффициентов активности в таких
растворах используется модифицированное уравнение Дебая —
Гюккеля, которое для ионов и заряженных ионных пар
записывается как
У
A2.14)
lg ft=-Az2J)i/(\ +Ва1у/\1) + Ьц, A2.15)
а для незаряженных ионных пар как
\gfi=-S*yfcl(\+Baisfr), A2.16)
где А, В, S* — константы, характеризующие растворитель;
я,— средний эффективный диаметр гидратированного иона или
ионной пары; h — эмпирическая константа.
Для водных растворов коэффициент 5 = @,324-0,33) • 108,
а диаметр гидратированных ионов C-=-10,5) • 10~8 см.
Из A2.15) и A2.16) видно, что /) зависит от характера
иона и ионной пары.
С помощью уравнений материального баланса и констант
диссоциации ионные концентрации компонентов углекислотного
равновесия запишутся в виде
294

Снсо: —
С общ
нсо;
Скл+/ш*/нСО; Qa!*./ca!*./co, ^М82*/м8!*УнС03
1 + - : -+- ; +■
^NaHCOj/NaHco; ^сансо;/сансо; ^мвнсо;/м8нсо;
Сю?- —
С Общ
со|-
С^а*/иа*/сО\' Qvt/ca'VCO, Ч^'УМв'/сО,
^NaCO AlaCO; ^СаСО^УсаСО; ^MgCOj/MgCO;
Г A2.17)
Сон- —
С общ
ОН"
. ^Na^/Na^/oH Qa't/ca"/oH- ^МВ2</м82</оН
И°
NaOHVNaOH0
♦/о
vCaOHVCaOH
к,
fu
MgOH У MgOH
Если обозначить знаменатели уравнений этой системы
соответственно Ви В2, В3 и учесть, что х и у—изменения ионных
концентраций ионов СОГ и ОН", a Cgg>,, CgJ(-, Cgjf- — общие
исходные концентрации этих компонентов, то в результате
смещения равновесия их концентрации можно записать как
Cgg, -2Вх-ВзУ
нсо.
Cm? "
*1
С
ОН"
A2.18)
3
Концентрация С02 в результате смещения равновесия будет
Ссо= (С"с%г + В2х+В3у) U. A2.19)
Тогда условия углекислотного равновесия A2.9) приводятся
к виду
{C^IB2+x)fcoV(C^+B2x+B3y)fcoU К"
[(Cgg,- -2В2х-Дз>')/51]2/нсо3 ~ АГ'
(СрнУДз+Жж- (Ссо, +Д2* +M/co,^ АГ„
[(Cgg,- -2Я2*-^)/*i]/hco; ~ К' '
У A2.20)
Используя эту систему уравнений, можно рассчитать
исходный состав раствора в заданных условиях работы
подогревателя или испарителя. При этом могут возникнуть
295

условия пересыщения раствора по одному или нескольким
накипеобразователям, а именно
йКт ' а\и > ПРКтАн-
Пересыщение воды по какому-либо накипеобразователю
определяется разностью между его исходной концентрацией,
образованной в результате процессов подогрева и испарения,
и равновесной концентрацией, устанавливающейся в растворе
из-за выпадения твердой фазы.
Для определения равновесного состава раствора система
уравнений A2.17) решается совместно с уравнениями,
описывающими образование твердой фазы.
Наиболее часто на практике наблюдается образование
накипи, включающей как СаСОэ, так и Mg(OHJ.
Положим, что снижение концентрации свободных ионов
СОз~ составляет п моль/л. Тогда уменьшение общей
концентрации СО|~ и равной ей концентрации Са2+ будет равно В2п
моль/л. Отсюда ионная концентрация Са2+ определится как
С
Са24
С%?.-В2п
^-НСОд/HCOj/ca2* Qxjj- /CO; JCd2*
^СаНСО*,/саНСО', ^'caCO'i/caCO?
+
+
С Са2 f "
В2п
Сон /он- Jcn2f CSQ2 /soi /Ca2
^ЧГаОН f УсаОН * ^CaSOS fc.uSO°
A2.21)
Естественно, что уменьшение концентрации ионов COl~
вызовем дальнейшее смещение равновесия системы в сторону
их дополнительного образования. Если обозначить увеличение
их концентрации как х, а изменение концентрации ионов
ОН""—как v, то условия равновесия A2.19) с учетом значения
ПРСаСОз и обозначения знаменателя уравнения A2.20) как В4
будут записаны 1ак:
ВА
s-i общ
с со2.
-п + х
/га-/сО| = ПР0
аСО,>
(С^ I В2-п + х) (С™+В2х + В3у) fa, fco2U_K\
[(С
общ
НС О ,
2В2х-В3уIВ^/ит^
К'
296
(Cg£ 1Въ+у)(С™+В2х + Въу)/он fCOiU _ к^
[(С;% s- 2В2х- В3 у)/В,] /„со з " к''
A2.22)

Совместное решение системы уравнений A2.22) с
уравнениями A2.13), A2.14), A2.15), A2.16), A2.20) дает равновесные
концентрации компонентов и позволяет определить значение
шересыщения воды по карбонату кальция:
Ca2f Ca2+
-сТ."=Д2и.
A2.23)
Обычно на практике возникает необходимость оценки
возможности одновременного выпадения в осадок СаСОэ и Mg(OHJ.
Обозначив уменьшение концентрации ионов СОз~ из-за
образования твердой фазы СаСОэ за т моль/л и уменьшение
концентрации ионов Mg из-за образования твердой фазы Mg(OHJ за
2т моль/л, можно написать для условий равновесия, что
Са2*"
В2п
В4
-,общ
/са2* (Ссо] /В2-«-^)/со, = ПРСаСО<;
С
Mg2*"
В-.т
/м,ЧС 1В3-2т + уJ/2т1-=ПР
Mg(OH)^
(C£,/B2-n + x)fco, (C"£2+B2x + B3y)fCO!U к»
Г A2.24)
[(СГо.-ЗЯ^-ад/Ар/нсо,
—К1>
(Сщ iB,-2m+y)jOH (С™ + В2х + B3y)fCOiU^
' [{Ctcor^B2^B3y)lBxyHCOi ~~K'
где В5 обозначает знаменатель уравнения
С
Q-*3«
Mg"
.+
_1!'H*/н_(Л^/м*"_* _i_^со' /со- /Mg2'
л MgHco *, /м^нсо •, ^Mgco" Aigc о;;
обш
с
+
■В3п
C'uH-./oH /,V)g2
LMg(()H,' /Mg(OH)
/so2 ^м,г
g- »- SOi /SO2. 'Mg2 '
MSSO; /MgSOJ
A2.25)
Во всех вышеприведенных уравнениях концентрации
СкВгЛн относятся к исходному состоянию раствора.
Решение уравнений A2.24) совместно с уравнениями A2.13),
A2.14), A2.15), A2.16), A2.20) позволяет определить значение
пересыщения как но карбонату кальция:
АС< -' "" ^ Са-* _ С Са2+ = 52"' A2.26)
297
15 4uKa-s № 2066

так и по гидроокиси магния:
АСи^ = С^-С^=В3т. A2.27)
Во всех приведенных вариантах решение систем уравнений
проводится методом последовательных приближений по
специальной программе на ЭВМ, причем в первом приближении
концентрации ионов принимаются равными исходным
концентрациям. Расчет производится до совпадения с заданной
точностью значений величин х, у, п, т во всех расчетных уравнениях.
Механизм образования накипи на теплопередающих
поверхностях при движении воды в трубах подогревателей
или греющей секции испарителей складывается из
конвективного массопереноса кристаллизирующегося вещества к стенкам
труб и поверхностной реакции образования кристаллов накипи.
Кроме того, твердая фаза выпадает в виде шлама в объеме
раствора. Материальный баланс по накипеобразующим
компонентам с учетом одновременного образования накипи и
шлама выражается как
C0Gndz = CGnpdx+VdCv + dMn, A2.28)
где левая часть уравнения представляет количество вещества,
поступающего в объем испарителя, а правая—его расход
с продувкой, а также расход на образование шлама и накипи.
Как видно из этого уравнения, выделение твердой фазы
в шлам и накипь существенно зависит от исходной
концентрации вещества С0, его стационарной концентрации С и
значения продувки Gnp. При этом предпочтительно, чтобы большее
количество твердой фазы образовывалось в виде шлама.
Скорость кристаллизации в объеме воды определяется
согласно уравнению
dC/dx=-kv(C-Cs)n, A2.29)
где Cs—равновесная концентрация кристаллизирующего
вещества на поверхности твердой фазы; kv — константа скорости
реакции; п—показатель степени, определяющий порядок реакции.
Скорость образования накипи определяется как
dMuldx = k0F{C-Cs), A2.30)
где Мп — масса твердого вещества, образующего накипь;
F—поверхность теплообмена; к0 — константа скорости реакции
образования накипи (коэффициент массопереноса).
Для турбулентного режима движения воды в трубах
подогревателей и греющей секции испарителей коэффициент
массопереноса определяется как
к0 = 0,023^ Re0-8 Sc1/3, A2.31)
а
298

где D — коэффициент диффузии бинарного электролита-накипе-
образователя; d—диаметр трубы; Re = vd/vB — критерий Рей-
нольдса; Sc = vB/Z) — критерий Шмидта; v—скорость движения
воды в трубах.
Тогда интенсивность накипеобразования /, г/(м2ч), может
быть определена по формуле
J=k0AC. A2.32)
Из A2.31) и A2.32) видно, что интенсивность
накипеобразования зависит от степени пересыщения, а также гидродинамики
и температурного режима работы испарителя или подогревателя.
12.3. МЕТОДЫ ПРЕДОТВРАЩЕНИЯ НАКИПЕОБРАЗОВАНИЯ
В ИСПАРИТЕЛЯХ
Наиболее простым и в го же время действенным средством
предотвращения пересыщения концентрата является продувка
испарителя. Вместе с тем увеличение продувки сверх 1—3%
приводит к неоправданному увеличению тепловых потерь
и увеличению расхода реагентов на. подготовку питательной
воды. Поэтому при расчете водного режима испарителя следует
учитывать весь комплекс, включая установку для приготовления
питательной воды.
В практических условиях при работе испарителей на воде
с повышенным солесодержанием применяются и иные способы
подавления накипеобразования. Все способы борьбы с накипе-
образованием в испарителях можно разделить на: способы
эксплуатационного характера, специальные конструктивные
мероприятия и обработку накипеобразующего раствора.
К эксплуатационным методам можно отнести поддержание
оптимального водного режима, кислотные промывки
испарителей и подогревателей при достижении определенной толщины
накипи, применение рациональных схем питания испарителей.
В частности, при последовательном питании первые по ходу
воды испарители имеют большую продувку, а последние
работают при пониженном давлении и даже вакууме, т. е.
при низких температурах, что способствует уменьшению
накипеобразования .
К специальным конструктивным мероприятиям относятся
использование гладких труб, покрытие труб греющих секций
гидрофобными материалами (бакелитовым лаком, эмалями,
гидрофобной пленкой), вынесение зоны кипения из греющей
секции, применение испарителей мгновенного вскипания,
пленочных испарителей и т. п.
Наибольшее распространение получили способы,
относящиеся к обработке питательной воды и концентрата. При этом
следует различать химические и физические способы. В качестве
299

химических присадок используют различные щелочи и кислоты
как органического, так и неорганического характера, причем
чаще всего проводится подкисление воды. Основная цель при
этом — ввести ион, который образует с ионами жесткости
легкорастворимые соединения (например, С1~).
Другой метод основан на замедлении роста кристаллов
накипи, который наблюдается при вводе веществ-антинакипинов.
Эти вещества, сорбируясь на поверхности кристаллов,
препятствуют их росту, позволяя проводить водный режим при более
низкой интенсивности накипеобразования. К таким веществам
относятся ПАВ, сульфанол, трилон Б, различные модификации
фосфатов и т. п. Широко применяется для защиты поверхностей
нагрева от накипи ввод углекислого газа в воду (подогреватели),
а также ввод «затравочных» кристаллов. В последнем случае
образование твердой фазы происходит на этой затравке,
поверхность которой значительно превышает поверхность
теплообмена. Затравка может представлять собой различные вещества:
карбонат кальция, полугидрат сульфата кальция и т. п. Обычно
концентрация затравки составляет 5 —15 г/л.
Из физических методов наиболее известны термический,
электромагнитный, ультразвуковой. Представляют также
интерес методы, основанные на электрообработке воды. При
помощи термического метода из воды удаляются перед вводом
ее в испаритель карбонаты и сульфаты кальция путем нагрева
воды и десорбции С02 при пониженном давлении с осаждением
твердой фазы. Электромагнитный метод описан в гл. 5. Он
с успехом применяется для предотвращения накипеобразования
перед вводом воды в испарители. Практика показывает, что
применение электромагнитной обработки воды позволяет в
некоторых случаях снизить накипеобразование примерно в 2 раза.
Глава 13
ОЧИСТКА ПАРА В ИСПАРИТЕЛЯХ
И ПАРОПРЕОБРАЗОВАТЕЛЯХ
13.1. СЕПАРАЦИЯ ВЛАГИ В ПАРОВОМ ОБЪЕМЕ ИСПАРИТЕЛЕЙ
И ПАРОПРЕОБРАЗОВАТЕЛЕЙ
Отделившийся от жидкости пар после водяного объема
аппарата или паропромывочных устройств не является в
полном смысле слова сухим насыщенным паром, так как содержит
в себе некоторое количество капельной влаги. Эта влага
попадает в паровой поток при дроблении жидкости в процессе
300

барботажа, разрушениях струй и разрыве оболочек паровых
пузырей и приводит к загрязнению его веществами,
содержащимися в жидкой фазе (концентрате). При дроблении жидкости
образуются капли различных размеров. Более крупные капли под
влиянием начальной кинетической энергии, полученной в процессе
дробления, забрасываются на большую высоту. Подбрасываемые
капли или уносятся потоком пара, или падают назад на зеркало
испарения. Если высота, на которую забрасывается капля, больше
высоты парового пространства или примерно равна ей, то такая
капля может быть затянута в пароотводящие трубы (где скорости
пара значительно выше, чем в паровом пространстве аппарата)
и вынесена из барботера. Кроме того, из барботера выносятся
также капли, размеры которых таковы, что они могут
транспортироваться потоком в паровом объеме аппарата.
Капли свободно транспортируются потоком, когда скорость
его w'o выше скорости витания wmT. При этом под скоростью
витания понимают относительную скорость капли, при которой
силы трения уравновешивают вес капли. Таким образом, для
условий витания
— (Р-Р)* = ^—Д-2-
где rfKan — диаметр капли, м; £,— коэффициент сопротивления
движению капли в потоке; р', р" — плотность соответственно
воды и пара, кг/м3; g—ускорение свободного падения, м/с2.
Таким образом, для условий витания
W»
Если wBHT>Wo, а высота, на которую капля забрасывается,
меньше высоты парового пространства, капля упадет назад
на зеркало испарения.
В расчетах коэффициент сопротивления £, принимается
обычно таким же, что и при движении твердого шара
(рис. 13.1). Для Re<2 (при ламинарном обтекании шара)
4 можно определять по зависимости
£ = 24/Re, A3.2)
где Re = w'od„Jv.
В пределах 103<Re<2105 коэффициент £ может
приниматься примерно равным 0,4, а при значениях Re от 2 до
103 значения £, уменьшаются от величин, определяемых
зависимостью A3.2) при Re = 2, примерно до этого постоянного
значения (рис. 13.1) [13]. Расчеты показывают, что при
давлении 0,1 МПа для скоростей до 0,4 м/с транспортируются
капли диаметром до 0,1 мм [44].
301

1UU
l
H»
П1
^^»
л-*
0,1 I 10 Wl W3 /0* /0s It
Рис. 13.1. Значения
коэффициента сопротивления \ в
зависимости от числа Re
Рис. 13.2. Типичные
зависимости влажности пара от нагрузки
зеркала испарения или
приведенной скорости
I
1
hW~i I
/
1
1
12 z:
/_
/ /
/ /
'/
/
L-Рл
*ь>*
^нУ(н«-ч)
Таким образом, влажность пара определяется количеством
капель, забрасываемых на высоту, где расположены па-
роотводящие каналы, и вынесенных потоком из парового
пространства транспортировкой. При больших высотах
парового пространства основное влияние на унос капельной
влаги оказывает транспортировка, при малых — заброс. Однако
соотношение между забрасываемой и транспортируемой влагой
существенно зависит от скорости потока (паровой нагрузки).
Унос капельной влаги зависит также от того, при каких
концентрациях электролитов (содержащихся обычно в
концентрате испарителей и парообразователей) протекает процесс
отделения пара от воды.
В аппаратах барботажного типа, в которых содержание
электролитов невелико, процесс разделения пара и воды
протекает так же, как и при работе на дистилляте. Типичные
зависимости влажности от нагрузки зеркала испарения Rs или от
приведенной скорости пара w'q имеют при этом вид,
представленный на рис. 13.2 для различных значений давления р.
В логарифмических координатах эти зависимости обычно
аппроксимируются ломаными прямыми, которые могут быть
выражены степенными функциями. Таким образом, зависимость
ю от и>о может быть записана в виде
со =
■■C{wl)\
A3.3)
302

При небольших нагрузках показатель степени п<2; в
диапазоне нагрузок, при которых обычно работают промышленные
аппараты, и»3, а за этим интервалом с увеличением
w'o влажность пара резко возрастает и показатель степени
в зависимости A3.3) принимает еще более высокие значения
(л^5^6).
При одних и тех же нагрузках с увеличением высоты
парового пространства Н влажность пара уменьшается. Это
связано с тем, что с ростом Н все большая часть
подбрасываемых капель не достигает входных сечений пароотводящих
труб и выпадает назад на зеркало испарения. Количество
транспортируемых капель при этом практически не изменяется.
Поэтому после некоторого значения Н дальнейшее увеличение
ее не приведет к изменению влажности пара.
Можно считать, что для области, в которой зависимость со от
w'o может быть выражена степенной функцией с показателем
л«3, увеличение высоты парового пространства выше 1,0—1,5 м
не приводит к существенному уменьшению влажности пара.
Часто для увеличения эффективности процесса сепарации
в паровом объеме располагаются сепарирующие устройства.
Наибольшее распространение в настоящее время получили
жалюзийные (пластинчатые) сепараторы. Эти сепараторы (см.
рис. 8.5) не загромождают проходного сечения барботера,
вследствие чего скорости на входе в сепаратор превышают
среднюю подъемную скорость пара не более чем на 10—15%.
Многочисленные исследования показали, что до
определенных значений концентрации электролитов sK, содержащихся
обычно в концентрате испарителей и паропреобразователей,
со остается неизменной, а затем после некоторого значения
5К возрастает. При этом соотношения между значениями со,
установленными на водах с низкими и высокими
концентрациями электролитов, существенно зависят от давления, при
котором протекает процесс, высот парового пространства
и уровня жидкости, а также нагрузки зеркала испарения
(приведенной скорости пара в аппарате).
Солесодержание концентрата sK, при котором начинается
увеличение уноса, называют критическим солесодержа-
нием Eкр).
То, что при концентрациях раствора s, больших sKp,
наблюдается резкое ухудшение качества пара, связывают с его
вспениваемостью [9, 14]. Физико-химические процессы,
приводящие к вспениванию, изучены недостаточно. Однако
известно, что для вспенивания электролитов необходимо наличие
в растворе взвешенных твердых веществ. Поэтому самой
общей причиной вспенивания котловых вод является
образование в них солями жесткости и продуктами коррозии
высокодисперсных смесей. Так как стенки сосуда образуют коллоид
303

непрерывно, а концентрация его зависит от концентрации
электролитов, то значения sKp не зависят от содержания
высоко диспергированного осадка оксидов железа. Возрастание
влажности при работе на вспениваемой воде происходит
прежде всего потому, что затрудняется разделение фаз и
частицы двухфазной среды с существенно пониженной объемной
плотностью легко транспортируются паровым потоком. В
практике унос при закритических концентрациях нередко
увеличивается еще и потому, что действительный уровень в аппарате
повышается.
Для солесодержаний яж<зкр унос капельной влаги можно
определить из зависимости [14, 37]
со =
Frl,38 Г / ~ , ~|0,92
6''""'Alltel/"J ' °3'4)
где Fr, Аг—соответственно числа Фруда и Архимеда,
определяемые выражениями
Fr = wf/gH;
Ar =
g{p'-p")J P'-P
Здесь а — поверхностное натяжение жидкости, Н/м2; р' и р" —
плотность жидкости и пара, кг/м3; v—кинематическая
вязкость, м2/с.
Зависимость A3.4) для пароводяного потока в размерном
виде может быть записана так:
co=cio-4w02,76/#2-3, A3.5)
где С—коэффициент, определяемый физическими свойствами
пара и жидкости.
Значения этого коэффициента в зависимости от давления
в аппарате приведены на рис. 13.3.
Формулы A3.4) и A3.5)
действительны только для определенных
значений напряжения зеркала
испарения, когда сохраняется
зависимость и>~(и>оJЛб. При больших
приведенных скоростях пара
wq влажность пара резко возрастает.
оврша Предельные значения нагрузок, до
которых эти зависимости остаются
таС Р в 3лаЧ^ИЯ ко/?Н^циен" справедливыми, могут быть устано-
паровод^огоРтотоекапри1<5Л,р влены из Соотношения [14,41]
цозцт
304

Рис. 13.4. Значения
коэффициента А в формуле
A3.9) для пароводяного
потока
tfl Р,МПа
(Fr)np = 0,48 • 10"9 Аг0-86 (н/
0,56
A3.6)
В приведенных формулах высота парового пространства
определяется от среднего истинного уровня жидкости (с учетом
набухания). Если уровень по водомерному стеклу составляет
hyp, а высота парового пространства, отсчитываемая от этого
"то
A3.7)
уровня (т. е. без учета набухания), равна Лпр,
Я=Аур + /гпр-Аур/A-ф),
или
Я=Апр-срАур/A-ф), A3.7а)
где ф — объемное напорное паросо держание или сечение,
занимаемое паром в пароводяной смеси, из которой он
выделяется.
Эта величина принимается для слоев, достаточно
отдаленных от уровня, где ф не зависит от глубин погружения.
В расчетах объемное паросодержание можно определять по
формуле
/ xa,'L2 \ 0.36 / г," N°-12
ф = 0,26
Wo
а
A3.8)
'g(p'-P"K
которая действительна, когда комплекс
КJ/*
g(p'-p")
^25!
В этих условиях формула A3.8) для пароводяного потока
может быть записана в виде
<? = Awf'12.
A3.9)
Значения коэффициента А в зависимости от давления
в аппарате приводятся на рис. 13.4.
Из A3.5) видно, что унос капельной влаги существенно
зависит от высоты парового пространства. Однако в расчетах
* При больших значениях комплекса паросодержание можно определять
по графической зависимости, приведенной в [14], формуле Г. Г. Бартоломея
[2] или по зависимостям, установленным Д. А. Лабунцовым и др. [15].
305

w
с
sp
зр
гр
ifi
т
ОрЗ 0,05 01 Op Р,Ша
Рис. 13.5. Значения коэффициента
С в формуле A3.5) для
пароводяного потока при ,$«> 10000 мг/кг
следует иметь в виду, что такая
зависимость действительна
только при высотах парового
пространства до 1,0—1,2 м. При
больших значениях Н
преобладает транспортируемая влага.
Поэтому здесь следует вводить
в расчет эти значения высоты Н.
Для испарителей,
работающих под вакуумом (/?<0,1 МПа)
и при небольших. избыточных
давлениях, при солесодержаниях,
превосходящих sxp, когда
концентрация электролитов в
растворе не оказывает влияния на
унос, в первом приближении со может определяться также
по A3.5). Однако коэффициент С при этом имеет более
высокие значения, чем для условий, когда sK<sKp. Значения
коэффициента С, когда солесодержание концентрата
5К> 10000 мг/кг, приведены на рис. 13.5 [48].
В испарителях (так же как на барабанах паровых котлов)
в процессе эксплуатации поддерживаются по возможности
неизменные весовые уровни. В этих условиях, когда
действительный уровень жидкости Нур возрастает, истинная высота
парового пространства Япр уменьшается. Поэтому влияние
нагрузки зеркала испарения на унос оказывается еще более
резким, чем в приведенных зависимостях [формулы A3.4)
и A3.5)].
На рис. 13.6 приведены значения со в зависимости от
и>о при докритических и закритических солесодержаниях,
установленные при сепарации влаги в свободном паровом объеме.
Как видно из рисунка, при закритических солесодержаниях
со значительно выше, однако разница в значениях величин
со, полученных при докритических и закритических
солесодержаниях, с ростом w'o непрерывно уменьшается. На рисунке
нанесены также кривые со=/(и>о), рассчитанные по приведенным
ранее зависимостям (кривые 1, 2 и 3). Кривые хорошо
согласуются с экспериментальными данными*.
Эффективность устройства, располагаемого в водяном или
паровом объеме аппарата, определяется либо тем, что оно
выравнивает нагрузку зеркала испарения и парового объема,
улучшая процесс сепарации влаги в нем, либо тем, что оно
непосредственно отделяет часть влаги. Широко
распространенный "в практике погруженный дырчатый лист выравнивает
* Экспериментальные данные заимствованы из кандидатских диссертаций
В. С. Агабабова (МЭИ, 1986 г.) и А. В. Рафаеляна (МЭИ, 1989 г.).
306

6
/
—. &---
::::$:::
—EC -
2~Ш =::
x~4
—gJ^yS"
7^L -
0,3
0,5 0,7
/,
„ ft
я—
■
»
"<B
2^
i
•
|
1*
J
1
J
J
J
J
1
1
>L
0,¥ 0,8 1,2 7,6 2 wi',M/c
Ш
]
1
W^M/C 0,£" 0,7 7
* wJWc
Рис. 13.6. Влажность пара в
зависимости от w'o при докрити-
ческих (кривые 1, 2 и 3) и за-
критических (кривая 4) солесо-
держаниях концентрата:
/, 2—соответственно р = 0,3 МПа,
р = 0,7 МПа, Аур = 0,14 м, Апр=0,72 м;
i, 4-/> = (), 15 МПа, Аур = 0,12 м,
А,,» = 1,41 м
Рис. 13.7. Влажность ш в
зависимости от w'o при сепарации
капель в горизонтальном жа-
люзийном сепараторе:
1—s*>sIV; 2—sw<s„ 0>=0,3 МПа,
Ау>, = 0,14 м, А„р = 0,72 м)
потоки пара над зеркалом испарения; жалюзийный сепаратор
устанавливается для того, чтобы отделять от потока капли
жидкости. На рис. 13.7 показаны зависимости, полученные при
наличии в паровом объеме горизонтального жалюзийного
307

сепаратора. Как видно из рисунка, до определенных значений
w'q (которые принято называть критическими) влажность
пара при наличии сепаратора существенно ниже, чем при
сепарации в свободном паровом объеме (см. рис. 13.6).
При закритических солесодержаниях концентрата в принятых
условиях ю = B,0ч-3,0) Ю-5, а при sK<s%p ниже значения А • Ю-5
и применявшемся методе измерения (по уносу ионов натрия,
концентрация которых в пробах пара и концентрата
определялись пламенным фотометром) ю не может быть измерено.
13.2. РАБОТА ПАРОРАСПРЕДЕЛИТЕЛЬНОГО
ДЫРЧАТОГО ЛИСТА
Погруженные дырчатые листы целесообразно применять
в качестве парораспределительных устройств в испарителях
и паропреобразователях с погруженными греющими секциями
(см. рис. 8.1) при длине труб греющей секции 3—4 м и более.
При отсутствии успокоительных устройств в таких греющих
элементах струя пароводяной смеси выбрасывается на большую
высоту, вследствие чего процесс отделения пара от жидкости
в паровом пространстве аппарата затрудняется. При наличии
погруженных дырчатых листов кинетическая энергия струи
гасится в водяном объеме до листа и над ним между
барботажным слоем и паровым пространством устанавливается
более спокойная поверхность раздела. Кроме того, при
правильно выбранном сечении отверстий в листе (соответствующих
скоростях пара в них) пар распределяется по сечению аппарата
достаточно равномерно, вследствие чего унос капельной влаги
с зеркала испарения уменьшается. Таким образом, применение
парораспределительных устройств в таких аппаратах весьма
целесообразно.
Когда расход пара небольшой, он протекает через отверстия
листа отдельными пузырями. При этом, если отверстия
небольшие, паровые пузыри формируются над ними и
отрываются один за другим (рис. 13.8, а); при относительно
больших отверстиях в листе (выше размеров пузырей) пузыри
свободно протекают через них (рис. 13.8, б).
= ^0"
Рис. 13.8. Схема
истечения пара через отверстие
погруженного дырчатого
листа при небольших
расходах пара:
а, 6—размеры пузырей
соответственно больше и меньше
диаметра отверстий d^

В процессе образования и роста парового пузыря у
отверстия листа (рис. 13.8, а) на него действуют подъемная сила
и конвективные токи, стремящиеся оторвать его от листа.
Силы поверхностного натяжения препятствуют этому. Если
вязкость жидкости невелика и влиянием конвективных токов
можно пренебречь, то
| гсЛ 3^ (Р' - Р") = 2ЯЛ! <т, A3.10)
где R0— радиус пузыря в момент отрыва; Яг —радиус отверстия.
Из A3.10) следует, что
В таком виде уравнение, определяющее отрывной радиус
пузыря R0, приводится в [13, 14]. При использовании этого
уравнения часто не учитывают того, что оно может применяться
только тогда, когда диаметр отверстия небольшой и радиус
пузыря R0 при отрыве больше радиуса Лг. При больших
J?! уравнение A3.11) недействительно. Рассчитанный по этой
зависимости радиус пузыря R0 оказывается меньше радиуса
отверстия Rt, что не может соответствовать действительности.
Так, в соответствии с A3.11) при барботаже пара через воду для
давления 0,1 МПа и температуры воды 100° С отрывной
диаметр пузыря превышает диаметр отверстия только тогда,
когда i?! ^ 3 мм. При более высоких давлениях размер радиуса
отверстия, при котором A3.11) остается справедливой, еще ниже.
Работа парораспределительного дырчатого листа, когда
протекание пара через отверстия листа при небольших
нагрузках происходит по схеме на рис. 13.8, а, подробно рассмотрена
С. С. Кутателадзе [13]. Автор исходит из того, что энергия
L, расходуемая на образование пузыря, затрачивается на
образование свободной поверхности и преодоление
сопротивлений перемещения пузыря во время его роста, т. е.
L = La + LF, A3.12)
где La и LF—энергия (работа), затрачиваемая соответственно
на образование свободной поверхности и преодоление
сопротивлений.
На образование пузыря расходуется кинетическая энергия
пара, втекающего в него за время его формирования тх.
Таким образом,
L =
Ь"<)
nR\w\dx; A3.13)
309

энергия, затрачиваемая на образование свободной поверхности,
La = AnR20o. A3.14)
Из уравнения сохранения массы nR2p"w"dx = pnR2dR
получим w'[ = 4 (R / R t J (dP / dx).
Приняв
dR/dx = cxm, A3.15)
получим
Rl(m+lJ
Из A3.15) следует, что
-FHt-1
*1—Г, 7Г,г'"'"- О3-16)
Л=^н- <13|7)
«_(» + £«.. A3.18)
так как при x = xt радиус пузыря R становится равным R0.
С. С. Кутателадзе допускает, что при турбулентном
обтекании пузыря в уравнении A3.12) LF можно пренебречь.
Тогда, подставив в A3.12) значения L„ и L, с учетом A3.16)
и A3.18) получим
(m+lKRl 1_0
8^Т^~7- ( }
Время формирования пузыря хх может быть определено
из зависимости
'■-Ш5? A3'20)
где w'{—средняя скорость пара в отверстиях листа за время х1.
Если пузыри не сливаются, то промежуток времени между
двумя последовательными отрывами т больше времени
формирования пузыря х1 и средняя скорость в отверстиях
w" = zw'[, A3.21)
где
б = т1/т. A3.22)
Подставляя значения хх в A3.19), с учетом A3.21) получаем
2(9w+7)a
W -E'l9(m+irp"R0 A323)
Когда е=1 [т = Т!, уравнение A3.22)], пузыри непрерывно
следуют один за другим и согласно [13] в этих условиях
310

Рис. 13.9. К определению e02So0o°o4>tWiUoU0&>Ve£— =^
скорости пара в отвер- —о о» °o00°(fto0-ft-ooooo
стиях дырчатого листа — -оо°0°о—ggg— °££°°
w'L» и размера паровой «&£_ -5,ро° 3?с2-
подушки под дырчатым *° й_
листом:
/—дырчатый лист; 2—от-
бортовка; 8под — толщина
паровой подушки
обеспечивается паровая подушка под листом, а следовательно,
и достаточно равномерное распределение пара по его
поверхности. Принимая ди = 0 при е=1 с учетом A3.11), автор
установил, что минимальная скорость в отверстиях листа
w'mhh, соответствующая непрерывному истечению пузырей,
определяется из выражения
; m-hVsh =1,25"/ " A3.24)
а условие vP"^Wm„h должно обеспечивать устойчивое
существование паровой подушки под листом.
При наличии паровой подушки под листом пар
распределяется по сечению аппарата равномерно (рис. 13.9).
Когда диаметр отверстия выше среднего диаметра пузырей
(рис. 13.8, б), барботирующих через жидкость под листом и над
ним, паровая подушка может образоваться, если пузыри под
листом сольются и через отверстия листа будет протекать пар
в виде сплошного потока. Конечно, в нем будет содержаться также
и некоторое количество жидкой фазы, однако при достаточно
устойчивой паровой подушке жидкость в потоке может состоять
лишь из отдельных капель и занимать относительно небольшое
сечение в потоке. Поэтому в дальнейших рассуждениях наличием
капель жидкости в паре будем пренебрегать.
Паровая подушка обеспечивает равномерное поступление
пара во все отверстия листа, поэтому кинетическая энергия
парового потока, протекающего через лист, может
рассчитываться по средней скорости пара в отверстиях. Эта энергия, так
же как при движении парового потока отдельными пузырями,
расходуется на образование свободной поверхности и
преодоление сопротивлений. Однако по такой схеме процесса пузыри пара
образуются в толще жидкости над листом, и при достаточно
большом слое жидкости и пренебрежении потерями на
преодоление сопротивлений вся энергия потока перейдет в поверхностную
энергию. При малых уровнях жидкости часть этой энергии будет
потеряна в паровом потоке над барботажным слоем.
311

Для погруженных дырчатых листов характерен режим
барботажа с зоной стабилизированных значений паросодер-
жания ф, где движение паровой фазы обусловливается лишь
действием подъемных сил [14]. Поэтому можно считать,
что процесс дробления пара в жидкости здесь протекает
до конца и вся кинетическая энергия потока переходит
в поверхностную. Тогда
■ nR\wMm^f^ = AnRlaN, A3.25)
или
KR{wMm—— = 4tlR*<3 - A3.26)
1 \ 1з)пко
где N—количество пузырьков пара, образующихся над
парораспределительным листом в единицу времени; R0—средний
радиус пузырьков.
Из A3.26) получим
й>ми„ = 2,44 —-. A3.27)
V Р «о
Аналогичная зависимость может быть получена из A3.23)
(при т = 0 и е=1), однако коэффициент в правой части
формулы окажется равным 1,25. Это показывает, что для
одних и тех же значений R0 скорость, при которой образуется
паровая подушка под листом при истечении пара через
отверстия листа отдельными пузырями, в 1,95 раза ниже
скорости, которая должна иметь место при истечении пара
сплошной струей.
Для определения абсолютных значений w" в этом режиме
необходимо располагать значениями R0. Процесс барботажа
над распределительным устройством в настоящее время еще
недостаточно изучен, и зависимости, определяющие средний
размер пузырьков, еще отсутствуют. Однако можно полагать,
что R0 должен быть близок к радиусу пузыря, образующегося
на хорошо смачиваемой обогреваемой поверхности, в момент
отрыва его (при небольших тепловых потоках). Эта величина
определяется выражением [13, 14]
/?0 = 0,01048 Г ° A3.28)
Vg(p -Р )
где 8—краевой угол, выраженный в градусах.
На рис. 13.10 приведены значения й>" при различных
давлениях, рассчитанные по A3.21) и A3.27). В расчетах по
A3.24) диаметр отверстий в парораспределительном устройстве
принимался таким, чтобы при этом отрывной радиус пузыря
312

16
m
tz
10
в
в
¥
г
~г
3= :
V
Ч^*-
-" Z
а,г о,9 цв op w 1,г iff ifiP^na
Рис. 13.10. Средние значения w'l,m для
водяного пара в зависимости от
давления:
/ — по A3.27); 2—ао A3.24) при Л„/Я,=3
R0, рассчитанный по A3.11),
превышал радиус отверстия
в 3 раза. В этих условиях,
как показано в [14, 41 ],
потерями на преодоление
сопротивлений можно пренебречь,
и формула является
достаточно достоверной.
При определении R0 по
A3.28) краевой угол 8 принят
равным 65°.
Из сравнения кривых
7 и 2 видно, что при
небольших диаметрах отверстий,
когда истечение происходит
отдельными пузырями,
минимальная средняя скорость й>мин, обеспечивающая равномерное
распределение пара, примерно в 2 раза ниже скорости
струйного течения. Это показывает, что при определении й>мин по
A3.27) значение R0 в первом приближении можно установить
по зависимости A3.28).
В теплотехнике (в испарителях, паропреобразователях,
парогенераторах и пр.) в качестве парораспределительных
устройств применяют погруженные дырчатые листы с
диаметром отверстий 8—12 мм, так как при меньших диаметрах
отверстия могут забиваться шламом. Поэтому наименьшая
скорость в них, обеспечивающая равномерное распределение
пара по сечению аппарата, должна определяться по A3.27)*.
При истечении пара через отверстия листа отдельными
пузырями давление под листом р складывается из давления
жидкости на уровне листа рж и перепада давления,
необходимого для преодоления сопротивления в отверстиях и
создания избыточного давления внутри пузыря. Таким образом,
давление под листом равно
2ст , p"w
/>=Рж + -йг-Котв—:—■
В утопленном листе, имеющем отбортовку, разность
давлений р—рж уравновешивается разностью гидростатических
давлений на уровнях нижней поверхности подушки и листа.
Отсюда толщина газовой (паровой) подушки
я - р~Рж -1 7S
°ПОД / , „\ 1,1 J
g(p -р)
+S
p"w"
(p'-p'URi ^°TB2g(p'-p")-
A3.29)
* Формула A3.27) получена Л. С. Стерманом. Им же проведен описанный
здесь анализ работы парораспределительного дырчатого листа.
313

4oJ,«M
/
г
/
28
го
IS
/г
О 2 Ч Б 8 10 IZ If IB 18 Р,МПа
Рис. 13.11. Толщина паровой подушки,
рассчитанная по значениям ч'^„„,
установленным по различным формулам:
1 — по A3.27); 2—по A3 24) при R0/Ri = 3
о? о,ч 0,6 0,8 f„e
Рис. 13.12. Коэффициент сопротивления Ь,оть в зависимости от относительной
площади сечения отверстий дырчатого листа /01В
При истечении пара сплошной струей
2а р w
/>=P*c+-jr + SoTB Z ,
Л1 1
К - 2(J I P P"W"
°под g(p'-p")Rj^g(p'-p"y
A3.30)
Ha рис. 13.11 приведены значения 8под, рассчитанные по A3.29)
и A3.30) при наименьших значениях скорости пара в отверстиях
vPmhh Для рассмотренных выше двух режимов истечения
(отдельными пузырями и паровой струей). В расчетах ^отв определялся
по графику, приведенному на рис. 13.12. Как видно из рисунка, во
всех случаях толщина паровой подушки невелика.
Дырчатый лист не может быть установлен строго
горизонтально. Чем выше возможные отклонения плоскости листа от
горизонтали А/ггор, тем большее значение 5под следует выбирать.
Значение 8под целесообразно принимать выше расчетного
также при больших неравномерностях распределения скорости
пара по сечению аппарата до дырчатого листа. Для аппаратов
большого диаметра B—3 м) с отверстиями диаметром 8—
12 мм можно рекомендовать толщину подушки
5ПОД = A,5-2,0)8П
A3.31)
где 5П
, — толщина подушки, определенная по A3.30).
Тогда средняя скорость в отверстиях листа определится
выражением
й>"*A,2-1,4)^;асч, A3.32)
314

где й>расч — скорость, рассчитанная по A3.27).
В A3.31) и A3.32) более высокие значения коэффициента
выбираются при больших неравномерностях парового потока
и когда возможные значения A/irop соизмеримы с размерами 5под.
13.3. ГИДРОДИНАМИЧЕСКАЯ УСТОЙЧИВОСТЬ БАРБОТАЖНОГО
СЛОЯ В ПАРОПРОМЫВОЧНЫХ УСТРОЙСТВАХ
В настоящее время в испарителях применяются в основном
паропромывочные устройства, выполненные в виде простых
дырчатых листов с переливами (см. рис. 8.1—8.3). В таких
устройствах жидкость удерживается над листом только тогда,
когда через отверстия листа проходит пар. При этом скорость
пара должна быть выбрана такой, чтобы жидкость
удерживалась на листе и стекала только по сливным линиям, т. е. чтобы
устанавливался так называемый беспровальный режим.
При работе испарителей в переменных режимах могут
потребоваться устройства, в промывочном слое которых
уровень воды сохраняется примерно одним и тем же при любых
расходах пара, а также в процессе изменения режима (давления)
в аппарате. В устройствах такого типа, выполненных по схеме
на рис. 8.4, а, часть сечения аппарата перекрыта, вследствие
чего скорости пара над зеркалом испарения возрастают. Это
приводит к увеличению уноса капельной влаги и понижению
эффективности промывки. В устройстве;, показанном на
рис. 8.4, б, промывка пара проводится практически по всему
сечению аппарата и эффективность сохраняется высокой при
всех режимах. Однако по конструкции это устройство является
более сложным (особенно по сравнению с промывочным
дырчатым листом, рис. 8.2) и применять его следует лишь
тогда, когда промывка пара даже на весьма короткий период
не должна ухудшаться.
Зависимость, определяющая минимальное значение скорости
пара в отверстиях паропромывочного дырчатого листа w'^m,
которая обеспечивает работу при беспровальном режиме,
может быть установлена из следующих соображений [18].
При скоростях пара, проходящего через отверстия листа,
близких к значениям \у'^ян, пар проходит через часть отверстий,
в то время как над другой частью находится жидкость,
удерживаемая на листе разностью давлений пара под листом
и над ним Ар. Таким образом, в момент, предшествующий
прорыву пара через данное отверстие, устанавливается
равенство
F*, = F,+F9. A3.33)
Здесь сила FAp создается разностью давлений Ар, Fg—столбом
жидкости, a F„ — поверхностным натяжением жидкости.
315

Сила FAp равна силе гидравлического сопротивления при
прохождении пара через отверстия листа и слой воды и
определяется выражением
^ = и^пЛН^^^Л?, A3.34)
где £отв и £,сл — коэффициенты сопротивления при прохождении
пара через отверстия дырчатого листа и слой воды; Н—
действительная высота барботажного слоя.
Сила поверхностного натяжения
F„ = 2nR1a, A3.35)
а сила, вызываемая силой тяжести столба жидкости,
Fe = nRigp'hyp, A3.36)
где hYP — весовой уровень жидкости над дырчатым листом.
Воспользовавшись приведенными зависимостями, легко
установить формулу, определяющую значение скорости й'„ин, для
которой действительно равенство A3.33). Эта формула имеет вид
£р V Rigp
IT
где £ = &„, + &„ — .
Можно предполагать, что сопротивление проходу пара
через барботажный слой в рассматриваемых условиях мало
по сравнению с сопротивлением листа. Тогда
<Ин= /^ 7^77 + Лур- A3.38)
При расчете по A3.38) скорость w" окажется выше
необходимой. Из этого следует, что если выбрать площадь
сечения. отверстий такой, чтобы при этом в каждом из них
скорость была не ниже этого значения, то беспровальный
режим заведомо будет обеспечен.
Уравнение A3.38) можно также записать в виде
<нн= /5Р? /#A-ф)+-^, A3.39)
V £от»Р V ' RlgP
где ф—среднее паросодержание слоя промывочной воды.
Когда известна высота перелива Апер, расчеты удобно вести
по A3.39), так как действительный уровень превосходит
.пер ненамного и практически при всех нагрузках можно
принимать Н=йпер + E -=-10) мм.
316

Для аппаратов, работающих при давлениях, близких к
атмосферному, среднее объемное паросодержание промывочного
слоя может быть определено по формуле [1 ]
<p = l/(l+JL), A3.40)
где число Fr = w'o2/(^yp), или из зависимости
Ф2/A-ф) = </(£Я). A3.41)
В табл. 13.1 приведены значения н^ин, рассчитанные по
A1.39), когда ф определялось из зависимости A3.41) для
давлений до 0,5 МПа. Высота перелива в расчетах принята
равной 60 мм, диаметр отверстий — 6 мм, действительная
высота уровня на промывочном листе — 65 мм, а приведенные
скорости в аппарате такие, какие обычно имеют место
в испарителях электрических станций. Большие значения
^мин отвечают меньшим нагрузкам (меньшим значениям w'o).
Уменьшение скорости, при которой устанавливается
беспровальный режим, связано с тем, что с ростом w'o, когда
Н остается практически неизменной, уменьшается весовой
уровень hyp.
Таблица 13.1. Скорости в отверстиях промывочного листа h>^„ при
беспровальном режиме
Давление,
0,1
0,2
0,3
0,5
МПа
Приведенная
под
скорость
дырчатым листом,
м/с
1,0—
0,8 —
0,7—
0,5—
1,5
1,3
1,2
1,0
Скорость в
отверстиях
при беспровальном режиме,
м/с
13,8-
10,5-
9,0-
7,6-
-16,7
-13,1
-12,4
-9,7
13.4. МЕТОДИКА ОПРЕДЕЛЕНИЯ КАЧЕСТВА ДИСТИЛЛЯТА
Солесодержание дистиллята не может быть определено
с большой точностью. Это прежде всего связано с тем,
что унос капельной влаги с паропромывочных устройств,
эффективность промывки, унос при солесодержаниях, когда
sk>skP, а также эффективность жалюзийного сепаратора при
установке его над паропромывочным устройством изучены
недостаточно полно. Однако результаты многочисленных
испытаний показывают, что эффективность паропромывочных
устройств и жалюзийного сепаратора для условий, при которых
обычно работают испарители, могут оцениваться
коэффициентами, которые имеют следующие значения: коэффициент
промывки на листе со слоем питательной воды т|пр1 = 0,90 -=-0,95;
317

коэффициент промывки на листе со слоем конденсата (при
наличии промывки питательной водой) 1^2 = 0,8-^0,85;
коэффициент очистки жалюзийного сепаратора т|ж с = 0,85.
С помощью этих коэффициентов можно установить
диапазон значений sa, который при принятых условиях охватывает
возможные значения солесодержания дистиллята.
Пример 13.1. Провести расчет паропромывочного устройства и определить
качество дистиллята для испарителя диаметром Dm = 3000 мм при
производительности Д,сп = 20 т/ч. Давление вторичного пара />вт = 0,12 МПа,
приведенные солесодержания: концентрата s% = 50 000 мг/кг, питательной воды
5п..= Ю00мг/кг.
Как было показано выше, в беспровальном режиме средняя скорость пара
в отверстиях паропромывочного листа должна быть не ниже значения,
определяемого уравнением A3.39). В этом выражении среднее объемное
паросодержание промывочного слоя ф зависит от приведенной скорости w'o [см.
A3.41)], которая может быть установлена по расходу пара, поступающего на
паропромывочное устройство Д*,,,. Величина D„em определяется выражением
где AD—количество пара, сконденсировавшегося в промывочной воде в
процессе барботажа; Ршр — продувка испарителя. При заданных условиях
sa. 1000
Рпр= ^—100 = 100 як 2,0%.
s-p-V. 50000-1000
Обычно в испаритель вода поступает из деаэратора, в котором
поддерживается давление 0,117 МПа. Поэтому энтальпия питательной воды
испарителя А„ = 436 кДж/кг, тогда
,439,4-436,0
И<Лш = 20 000 + 20 000 A + 0,02) =20 040 кг/ч,
2244,4
а приведенная скорость пара
Али, 20040
w'k = г-= г= 1,126 м/с.
3600р,785£2„ 3600 0,7-0,785-3,02
В 'соответствии с A3.41) среднее паросодержание определится из
зависимости
ф2/A-ф) = и>/(£Я)=1,1262/(9,81 0,065),
в которой действительная высота уровня на паропромывочном листе Н принята
равной 0,065 м.
Решив данное уравнение, получим ф = 0,731.
В зависимость A3.39) входит также коэффициент сопротивления 4отв-
Значение этой величины выбирается по относительной площади сечения
отверстий /от
318

Предполагая /„„=0,075, принимаем ^,„ = 2,6 (см. рис. 13.12). Тогда в
соответствии с A3.39)
/2-9,81-954,6 / , , 2-5,8-10
»С.= / /0,065 1-0,731)+ =14,92 м/с.
V 2,60,7 V 0,003-9,81-954,6
Здесь диаметр отверстий в дырчатом листе принят равным 6 мм. Тогда
общая площадь отверстий
/U. _ 20040 =
3600p"<T, 3600 0,7 14,92
а относительная площадь живого сечения отверстий
^„„ 0,533
/отв= ^4" = : г=0,0754,
0,7855 »2„ 0,785-3,02
что достаточно хорошо согласуется с принятым значением /"„„.
Для определения качества дистиллята установим сначала влажность пара
в сечении непосредственно под промывочном листом. Воспользуемся для
этого формулой
qFr'-38r / а I0-92
а>=6,1109 —у -п -Н\
Аг1Л LV g(p -Р ')/ J
[см. A3.4)]*. Здесь
Fr = <2/(g#)=l,1262/(9,81-0,8) = 0,16;
.i /-Ms
Лг= Vvg(p'-p")/ p'-p"
9,81
5,8-Ю"
9,81 954,6-0,7 / .,954,6-0,7
' L ' -LL- Ю12—^—^- = 2,63 • 109;
0,282 0,7
,(Р'-р-о/я=7^^)/0'8=3'1,-,°
при высоте парового пространства от истинного уровня до дырчатого листа
Я=0,8 м.
Тогда влажность пара на входе в отверстия промывочного листа
* Формула A3.4) получена для условий, когда солесодержание воды s%,
из которой образуется пар, ниже критического sxv. В испарителях
солесодержание концентрата всегда выше критического. Поэтому действительный унос
здесь может иметь более высокие значения. Но так как расчет основывается
на данных, полученных при испытании многих испарителей при различных
режимах, ошибки, связанные с недостаточной точностью формулы в данных
условиях, компенсируются соответствующим выбором коэффициентов,
оценивающих эффективность очистки пара в промывочных устройствах и сепараторе.
319

Ю = 6'1 ■109 B,631610T-'C<11' 10~ЭH'92 = 0'104-10_3-
При данном значении со солесодержание 1 кг пара, поступающего на
паропромывочное устройство, определяется как
,$п! = омк = 0,104 • 1 (Г 3 ■ 50 000 = 5,2 мг/кг.
При коэффициенте промывки г|пр1=0,9 солесодержание на промывочном
листе, на который подается питательная вода,
J..P..1 =■*„.. +Лпр1*„1 = 1000 + 0,9 -5,2= 1004,7 мг/кг.
Унос с этого листа
s„2 = .s,.i(l-n..pi)+«tfnp..i = 5,2A-0,90)+
+0,104-10~3-1004,7 = 0,625 мг/кг.
Для испарителя с одноступенчатой промывкой при т|ж.с=0,85
солесодержание дистиллята
•УД1=^п2A-Пж.с) = 0,625A-0,85)«0,095 мг/кг = 95 мкг/кг.
При двухступенчатой промывке солесодержание пара перед вторым
паропромывочным устройством *п2 = 0,625 мг/кг. Обычно расход конденсата
£>., подаваемого на это устройство, составляет 3—5% производительности
испарителя. При D» = 0,04£>исп и rj„p2 = 0,8 солесодержание промывочной воды
А™ 20
•?по в2=^п2 Лт>2 = 0,625 0,8= 15,6 мг/кг*,
пр..2 „2 ^ |пр2 0,04 20
а солесодержание пара на входе в жалюзийный сепаратор
■$„з = *п2 A - ЛпР2 ) + аипр.в2 =
= 0,625A -0,8)+0,104 ■ Ю-3 • 15,6 = 0,127 мг/кг= 127 мкг/кг.
Тогда солесодержание дистиллята при двухступенчатой промывке
5д2=«пзA-П«.с)= 127A-0,8)*25 мкг/кг.
В расчете мы принимали наиболее низкие значения г|пр. Проведя
аналогичный расчет при наиболее высоких значениях этих величин, установим,
что в этом случае *д1;»40 мкг/кг, а яд2 = 8,5 мкг/кг. Таким образом,
солесодержание дистиллята при одноступенчатой промывке находится в пределах
40—95 мкг/кг, а при двухступенчатой — в пределах 10—25 мкг/кг.
* Значением солесодержания, подаваемого на лист конденсата,
пренебрегаем.
320

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Азбель Д. С. Гидродинамика барботажных процессов // Химическая
промышленность. 1962. № 11. С. 854-857.
1а. А. с. 779731 СССР, М. Кл3 F 22 Ь37/00. Паропромывочное
устройство/В. А. Берсенев, Е. К. Голубев и др.//Открытия. Изобретения. 1980. № 42.
2. Бартоломей Г. Г., Алхутов М. С. Определение истинного паросодержания при
барботаже на участке стабилизации//Теплоэнергетика. 1967. № 12. С. 80—83.
3. Белоусов Н. П., Браудо М. М., Зачинский Г. А. Типовая инструкция по
обслуживанию водоподготовительных установок, работающих по схеме
химического обессоливания. М., ОРГРЭС, 1975. 151 с.
4. Берсенев В. А., Голубев Е. К. Испарители мгновенного вскипания к
энергоблокам 500 и 800 МВт//Энергомашиностроение. 1982. №8. С. 34—36.
5. Бессточное комбинированное производство обессоленной и умягченной
воды/И. И. Боровкова, Г. К. Фейзиев, А. М. Кулиев, М. Ф.
Джалилов//Теплоэнергетика. 1985. № 8. С. 63—65.
6. Внхрев В. Ф., Шкроб М. С. Водоподготовка. М.: Энергия, 1973. 420 с.
7. Водоподготовка. Процессы и аппараты/Под ред. О. И. Мартыновой.
М.: Атомиздат, 1977. 328 с.
8. Гидравлический расчет котельных агрегатов (нормативный метод)/Под
ред. В. А. Локшина, Д. Ф. Петерсона, А. Л. Шварца. М.: Энергия, 1978. 256 с.
9. Дуров С. А. Физико-химические основы пенистого переброса котловой
воды. М.: Академиздат, 1948. 190 с.
10. Живилова П. М., Максимов В. В. Автоматизация водоподготовительных
установок и управления воднохимическим режимом. М.: Энергоатомиздат,
1986. 279 с.
11. Идельчик И. Е. Справочник по гидравлическим сопротивлениям. М.:
Машиностроение, 1975. 559 с.
12. Кутателадзе С. С. Основы теории теплообмена. Новосибирск: Наука,
1970. 383 с; М.: Атомиздат, 1979. 415 с.
13. Кутателадзе С. С, Стырикович М. А. Гидравлика газожидкостных
систем. М.: Госэнергоиздат, 1958; Энергия, 1976. 296 с.
14. Кутепов А. М., Стерман Л. С, Стюшин Н. Г. Гидродинамика и
теплообмен при парообразовании. М.: Высшая школа, 1986. 448 с.
15. Лабунцов Д. А., Корнюхин И. П., Захарова Э. А. Паросодержание
двухфазного адиабатного потока в вертикальных каналах//Теплоэнергетика. 1968.
№ 4. С. 62—65.
16. Лейбовский М. Г., Ушаков Л. Д. Современное оборудование для
очистки воды в электрическом поле. М., ЦИНТИХимнефтемаш, 1980. 86 с.
17. Мартынова О. И., Васина Л. Г., Богловский А. В. Моделирование
процессов образования твердой фазы при упаривании воды//Тр. МЭИ. 1979.
Вып. 405. С. 28—35.
321

18. Можаров М. А., Лавыгин В. М., Копеин В. Н. Устойчивость работы
паропромывочных дырчатых листов испарителей и паропреобразователей // Изв.
вузов. Энергетика. 1971. № 1. С. 72—76.
19. Методические указания по проектированию обессоливающих установок
с сокращенными расходами реагентов и сокращенными стоками. МУ 34-
70-126-85. М., Союзтехэнерго, 1987. 63 с.
20. Нормы технологического проектирования тепловых электрических
станций. М., МОТЭП, 1981. 122 с.
21. Ньюмен Дж. Электрохимические системы. М.: Мир, 1977. 463 с.
22. Обработка воды на тепловых электростанциях / Под ред. В. А. Голуб-
цова. М.: Энергия, 1966. 448 с.
23. Обработка воды обратным осмосом с ультрафильтрацией/А. А. Яс-
минов, А. К. Орлов, Ф. Н. Карелин и др. М.: Стройиздат, 1978. 121 с.
24. Оликер И. И., Теилякова Т. И., Шашкова Ж. К. Исследование работы
вакуумного деаэратора взамен декарбонизатора//Водоподготовка, водный режим
и химконтроль на паросиловых установках. М.: Энергия, 1972. Вып. 4. С. 148—151.
25. Опыт трехлетней эксплуатации 34-ступенчатого адиабатного
испарителя/А. П. Егоров, Н. К. Токманцев, В. Б. Чернозубов и др.//Вопросы атомной
науки и техники. Опреснение соленых вод. Свердловск, 1976. Вып. 1 (8). С. 8—14.
26. Опытно-промышленная установка комплексной переработки соленых
шахтных вод на дистиллят и солепродукты / Г. А. Чернозубова, Б. В.
Филиппова, Л. А. Минухин и др.// Вопросы атомной науки и техники. Сер. Опреснение
соленых вод. Свердловск, 1977. Вып. 2 A0). С. 23—^29.
27. Правила технической эксплуатации электрических станций и сетей. М.:
Энергия, 1977. 288 с.
28. Покровский В. Н., Аракчеев Е. П. Методы непосредственного выделения
примесей // Итоги науки и техники. Сер. Охрана природы и воспроизводство
природных ресурсов. Подготовка воды и очистка сточных вод. М., ВИНИТИ,
1978. Т. 2. 104 с.
29. Покровский В. Н., Аракчеев Е. П. Очистка сточных вод тепловых
электростанций. М.: Энергия, 1980. 252 с.
30. Покровский В. Н., Жигун А. М./ Сб. научн. трудов № 130. М.: Изд-во
МЭИ, 1987. С. 24—27.
31. Прузнер С. Л. Экономика теплоэнергетики СССР. М.: Высшая школа,
1975. 320 с.
32. Расчеты водно-химических режимов теплоэнергетических
установок/О. И. Мартынова, Т. И. Петрова, В. Л. Меньшикова и др. М., МЭИ,
1985. 152 с.
33. Рыков А. П. Применение термического метода водоподготовки на
ТЭС, работающих в переменной части графика электрической нагрузки
энергосистемы: Автореф. дис. ... канд. техн. наук. М., 1982.
34. Слесаренко В. Н. Дистилляционные опреснительные установки. М.:
Энергия, 1980. 244 с.
35. Смагин В. Н. Обработка воды методом электродиализа. М.:
Стройиздат, 1986. 171 с.
36. Соболев Е. А., Копырин В. А., Филиппов С. Н. Применение опреснителя
мгновенного вскипания для приготовления подпиточной воды из стоков
Ферганской ТЭЦ//Вопросы атомной науки и техники. Сер. Опреснение
соленых вод. Свердловск, 1977. Вып. 2 A0). С. 18—22.
37. Стерман Л. С. К теории паросепарации//ЖТФ. 1958. Т. XXVIII. Вып. 7.
С. 1562—1568.
38. Стерман Л. С. Испарители. М.: Машгиз, 1956. 68 с.
39. Стерман Л. С, Лавыгин В. М. Разработка и исследование испарительной
установки с разделенными водяным и паровым объемами//Тр. МЭИ. 1974.
Вып. 188. С. 140—143.
40. Стерман Л. С, Можаров Н. А., Лавыгин В. М. Технико-экономический
анализ работы многоступенчатых испарительных установок//Теплоэнергетика.
1968. № 11. С. 26—30.
322

41. Стерман Л. С, Покровский В. Н. Химические и термические методы
обработки воды на ТЭС. М.: Энергия, 1981. 232 с.
42. Стерман Л. С, Абрамов А. И., Седлов А. С. Засоление сбросных вод
при термическом и химическом методах водоподготовки//Тр. МЭИ. 1978.
Вып. 354. С. 96—102.
43. Стерман Л. С, Шарков А. Т., Тевлин С. А. Тепловые и атомные
электростанции. М.: Атомиздат, 1975. 496 с.
44. Стырикович М. А., Мартынова О. И., Миропольскнй 3. Л. Процессы
генерации пара на электростанциях. М.: Энергия, 1969. 312 с.
45. Тебенихнн Е. Ф. Безреагентные методы обработки воды на
энергоустановках. М.: Энергия, 1978. 183 с.
46. Теплотехнический справочник. М.: Энергия, 1976. Т. 2. 744 с.
47. Токманцев Н. К., Чернозубов В. Б., Егоров А. П. Опытно-промышленная
34-ступенчатая опреснительная установка мгновенного
вскипания//Водоснабжение и санитарная техника. 1973. № 7. С. 27—29.
48. Тихонов В. М. Экспериментальное исследование уноса и сепарации
капель в вакуумных опреснителях: Автореф. дис. ... канд. техн. наук. М., 1978.
49. Юрьева Г. К., Подберезный В. Л. Комбинированная опреснительная
установка // Вопросы атомной науки и техники. М., ЦНИИатоминформ. 1975.
Вып. 1G). С. 51—59.
50. 10-корпусная опытно-промышленная опреснительная установка/Е. А.
Соболев, С. В. Рючин, С. И. Голуб и др.//Водоснабжение и санитарная техника,
1973. № 7. С. 30—32.

ПРЕДМЕТНЫЙ УКАЗАТЕЛЬ
Анионирование воды 96—98
Беспровальный режим 315
Вакуумные деаэраторы 145—148
Взвешенный слой осадка 61—63
Включение испарителей без потери
тепловой экономичности 175
в систему регенеративного
подогрева 173
от нерегулируемого отбора 173
от регулируемого отбора 173,
259
по двухступенчатой схеме 260
по заводской
(запроектированной) схеме 261
Водородный показатель 19
Газовая (паровая) подушка 313
Гидравлическое сопротивление 262
Гидродинамическая устойчивость бар-
ботажного слоя 315
Движущий напор 267
Дзета-потенциал 39
Динамика ионного обмена 81—83
Доза извести 54—56
— соды 59
Дозированная подача реагентов 65—
68
Жалюзийный сепаратор 203
Жесткость воды 30
Затравка 165
Защитное действие фильтра 69
324
Избирательная десорбция газа 148
Ионные пары 293—294
Ионообменные мембраны 136
Испарители 163
— в системе подогрева сетевой воды 182
регенеративного подогрева
173, 181, 185, 194
— кипящего типа 185, 186, 198
— мгновенного вскипания 185, 190,
210, 214
— многоступенчатые 167, 186
— одноступенчатые 163, 168, 173
— с вынесенной зоной испарения 165,
187, 208
орошаемой набивкой 207
разделенными паровым и
водным объемами 213
Катионирование воды 89—96
Качество дистиллята 170, 317
— концентрата 171
— питательной воды испарителей
163, 171
паровых котлов 171
Классификация примесей воды 22
Коагулянты 41—42
Константа Генри 142—143
Коэффициент выхода по току 135
Критическое солесодержание 303
Кругооборот воды 14
Механизм образования накипи 298—
299
Недовыработка электроэнергии 175,
198, 208

Обратноосмотические аппараты 128—
131
Обратный конденсат 168
Объемное напорное паросодержание
305
Осмотическое давление 122—123
Паропреобразователи 168
Паропромывочные устройства 201
Парораспределительный дырчатый
лист 308
Питательная вода испарителей 167, 171
Плотность тока 134, 137—138
Показатели экономичности 225
общей 217
тепловой 216
Полезный напор 269
Предельно допустимая концентрация
примеси 17
Продувка в испарителях 172
— оборотной системы охлаждения
155—156
Программа расчета на ЭВМ
гидродинамики и теплообмена в
испарителе (ISP) 285
температурного напора
в испарителе (DTI) 178
установки с испарителями
кипящего типа (MIU4)
мгновенного вскипания
(IUMW) 248
Производительность ВПУ 34—35
— осветлителя 64—65
Регенерация ионнообменных
фильтров 86—89, 91, 94—98
Рекарбонизация охлаждающей воды
157-159
Сбросы засоленных вод 254
— солей 254
Себестоимость дистиллята 217
Селективность обратноосмотических
мембран 126 —127
Сепарация влаги в жалюзийном
сепараторе 307
паровом объеме испарителя
300
Системы охлаждения воды 153—155
Строение ионитов 78—79, 83—84
Схемы обессоливания воды 105, 108—
109
Тепловой расчет испарителя кипящего
типа 220
—: мгновенного вскипания 238
Термическое обессоливание воды 163
Углекислотное равновесие 24—28
Удельные приведенные затраты на
производство дистиллята 220, 252
Уменьшение сбросов 255
Умягчение воды, методы 164
Установки комбинированные 192
— паропреобразовательные 196
Устойчивость коллоидной системы 38
Утилизация сбросов 257
Характеристика вод рек Советского
Союза 32, 252
Циркуляционные контуры 268
Щелочность воды 30
Электродиализные аппараты 138—139
Электрокоагуляция воды 47—48

ОГЛАВЛЕНИЕ
Предисловие 3
Введете 5
8.1. Методы обработки воды на тепловых электростанциях 5
8.2. Типы тепловых электростанций 6
8.3. Схемы конденсационных электростанций 7
8.4. Схемы теплоэлектроцентралей 11
8.5. Потери пара и конденсата, восполнение потерь 12
Глава 1. Примеси природных вод и показатели качества воды 14
1.1. Поступление примесей в воду 14
1.2. Характеристика примесей природных вод 19
1.3. Показатели качества воды 28
1.4. Классификация природных вод 31
1.5. Выбор водоисточника и производительности водоподготовитель-
ной установки 33
Глава 2. Предварительная очистка воды 35
2.1. Общие положения 35
2.2. Коагуляция коллоидных примесей воды 37
2.3. Известкование, магнезиальное обескремнивание и солирование
воды 53
2.4. Фильтрование воды 68
Глава 3. Обработка воды методом ионного обмена 78
3.1. Физико-химические основы ионного обмена 78
3.2. Ионообменные материалы и их характеристики 83
3.3. Технология ионного обмена 89
3.4. Оборудование ионообменной части ВПУ 98
3.5. Схемы ионообменной части ВПУ j 104
3.6. Эксплуатация ионообменных установок 114
3.7. Автоматизация схем ВПУ 117
Глава 4. Безреагентные методы подготовки воды в схемах ВПУ ... 120
4.1. Общие положения 120
4.2. Обратный осмос и ультрафильтрация 121
4.3. Электродиализ 134
4.4. Десорбция газов из воды 142
4.5. Химические методы удаления газов из воды 151
326

Глава 5. Обработка охлаждающей воды на ТЭС 153
5.1. Системы охлаждения и стабильность охлаждающей воды 153
5.2. Предотвращение образования минеральных отложений 155
5.3. Обработка охлаждающей воды в магнитном и акустическом
полях 160
5.4. Предотвращение биологических обрастаний системы охлаждения 162
Глава 6. Метод термического обессоливания воды 163
6.1. Термическое обессоливание в испарителях кипящего типа 163
6.2. Получение дистиллята в испарителях мгновенного вскипания 169
6.3. Качество дистиллята испарителей 170
Глава 7. Схемы испарительных и паропреобразовательных установок 173
7.1. Испарительные установки, включенные в системы подогрева
питательной воды паровых котлов и сетевой воды ТЭЦ 173
7.2. Схемы многоступенчатых испарительных установок 185
7.3. Паропреобразовательные установки 196
Глава 8. Конструкции испарителей 198
8.1. Испарители кипящего типа 198
8.2. Испарители мгновенного вскипания 210
Глава 9. Основы тепловых расчетов. Показатели экономичности
установок 215
9.1. Задачи теплового расчета. Основные показатели тепловой и
общей экономичности 215
9.2. Тепловой расчет испарителей кипящего типа и паропреоб-
разователей 220
9.3. Тепловой расчет испарителей мгновенного вскипания 238
Глава 10. Сравнение термического метода обработки добавочной воды
с методом глубокого обессоливания. Влияние режима работы
установки на ее показатели 251
10.1. Сопоставление удельных приведенных затрат на подготовку
воды химическим и термическим методами 251
10.2. Сбросы засоленных вод при химических и термических методах
обработки воды. Уменьшение сбросов 254
10.3. Работа испарительных установок при пониженных мощностях
турбоагрегата. Влияние схемы включения установки на ее
показатели 258
Глава 11. Расчет гидродинамики и теплопередачи в испарителях 262
11.1 Определение гидравлических сопротивлений 262
11.2. Определение скорости воды в трубах греющей секции
испарителей с естественной циркуляцией 267
11.3. Расчет теплопередачи 271
Глава 12. Водный режим испарительных установок 290
12.1. Общие положения 290
12.2. Основы расчета водного режима испарителей 292
12.3. Методы предотвращения накипеобразования в
испарителях 299
Глава 13. Очистка пара в испарителях и паропреобразователях 300
13.1. Сепарация влаги в паровом объеме испарителей и паропре-
образователей 300

13.2. Работа парораспределительного дырчатого листа 308
13.3. Гидродинамическая устойчивость барботажного слоя в паро-
промывочных устройствах 315
13.4. Методика определения качества дистиллята 317
Список литературы 321-
Предметный указатель 324
Учебное издание
Стермаи Лев Самойлович
Покровский Вадим Николаевич
ФИЗИЧЕСКИЕ И ХИМИЧЕСКИЕ МЕТОДЫ
ОБРАБОТКИ ВОДЫ НА ТЭС
Зав. редакцией И. В. Волобуева
Редактор издательства Н. Н. Сошникова
Художественные редакторы: В. А. Гозак-Хозак, А. А. Белоус
Технический редактор Т. Ю. Андреева
Корректоры: М. Г. Гулина, Л. А. Гладкова
ИБ № 2949
Сдано в набор 31 01.91. Подписано в печать 28.05.91. Формат 60х88\/16. Бумага офсетная
Jfe 2. Гарнитура Тайме. Печать офсетная. Усл. печ. л. 20,09. Усл. кр.-отт. 20,33. Уч.-изд.
л. 22,32. Тираж 5000 экз. Заказ 2066. Цена 1 р.
Энергоатомиздат. 113114 Москва, М-114, Шлюзовая наб., 10
Ордена Октябрьской Революции и ордена Трудового Красного Знамени МПО «Первая
Образцовая типографиях Государственного комитета СССР по печати. 113054, Москва,
Валовая, 28