Содержание к диссертации
Введение
Глава 1. Обзор литературных данных по исследованию эффективности различных способов снижения материалоемкости и увеличения срока службы абсорбционных бромистолитиевых холодильных машин 12
1.1. Существующие схемы и циклы абсорбционных бромистолитиевых холодильных машин с двухступенчатой генерацией пара рабочего вещества 12
1.1.1. Схема и теоретический цикл АБХМД с прямоточным движением раствора 12
1.1.2. Схема и теоретический цикл АБХМД с противоточным движением раствора 17
1.1.3. Схема и теоретический цикл АБХМД с параллельным движением раствора 21
1.2. Абсорбционные бромистолитиевые холодильные машины и тепловые насосы нового поколения 25
1.3. Способы снижения материалоемкости и увеличения срока службы абсорбционных бромистолитиевых холодильных машин 28
1.3.1. Сложные поверхности тепломассопереноса 28
1.3.2. Совершенствование схем взаимного движения сред в аппаратах 28
1.3.3. Применение поверхностно-активных веществ (ПАВ) 31
1.3.4. Периодическая замена труб из углеродистой стали в аппаратах 35
1.3.5. Периодическая замена блоков аппаратов из конструкционной стали 36
1.3.6. Применение ингибиторов коррозии 37
Глава 2. Математическая модель расчета машины 41
2.1. Структурная схема формирования математической модели расчета АБХМД 41
2.2. Тепловой расчет теоретического цикла абхмд с прямоточной движением раствора через ступени генератора . 42
2.3. Методики расчета действительных циклов 44
2.4. Методики расчета термодинамических и теилофизических свойств воды 50
2.5. Методики расчета термодинамических свойств водного раствора бромида лития 53
2.6. Методики расчета теилофизических свойств водного раствора бромида лития 56
2.6.1. Удельная теплоемкость раствора 56
2.6.2. Плотность раствора 57
2.6.3. Теплопроводность 58
2.6.4. Вязкость 59
2.6.5. Поверхностное натяжение 60
2.7. Методики расчета свойств пав 60
2.7.1. Поверхностное натяжение 60
2.7.2. Плотность 61
2.7.3. Вязкость 61
2.8. Методики расчетов теплообменных аппаратов 62
2.8.1. Испаритель 62
2.8.2. Абсорбер 65
2.8.3. Тепловой расчет абсорбера при наличии ПАВ 67
2.8.4. Генераторы ступеней низкого и высокого давления 69
2.8.5. Теплообменники растворов 71
2.8.6. Конденсатор 75
2.8.7. Тепловой расчет конденсатора в присутствии ПАВ 77
2.9. Расчет массы тёплообменных аппаратов 80
2.10. Расчет количества б ром ида лития для за правки 82
2.11. Расчет срока службы машины 83
2.12. Расчет технико-экономических показателей 84
Глава 3. Алгоритмы и программы расчетов 90
3.1. Описание головной программы вptl1m 90
3.2. Описание подпрограммы bptl 1с 93
3.3. Описание подпрограммы вptlfp 97
3.4. Описание подпрограммы bptlfc 111
3.5. Проверка адекватности расчетных и опытных данных 123
Глава 4. Результаты вариантных расчетов и их анализ 136
4.1. Исходные данные для технико-экономических расчетов 136
4.2. Анализируемые комбинации способов снижения материалоемкости и увеличения срока службы 137
4.3. Сопоставлетгие фактической и расчетной массы АБХМ 140
4.4. Анализ снижения материалоемкости АБХМ 140
4.5. Анализ увеличения срока службы АБХМ 148
4.6. Технико-экономические расчеты 149
Основные выводы по работе 157
Литература 159
- Абсорбционные бромистолитиевые холодильные машины и тепловые насосы нового поколения
- Тепловой расчет теоретического цикла абхмд с прямоточной движением раствора через ступени генератора
- Методики расчета теилофизических свойств водного раствора бромида лития
- Анализируемые комбинации способов снижения материалоемкости и увеличения срока службы
Введение к работе
Среди современных глобальных проблем человечества в последние десятилетия для всех стран мира одной из важнейших является экономия топливно-энергетических ресурсов и охрана окружающей среды.
Процессы получения холода неизбежно связаны со значительными энергозатратами. Рост цен на энергоносители делает актуальной задачей повышение эффективности холодильных машин.
Для целей кондиционирования воздуха и получения холодной воды для технологических нужд широко применяются абсорбционные бромисто-литиевые холодильные машины (АБХМ) [21, 54, 63]. Они позволяют, с одной стороны, осуществлять процессы охлаждения с высокой энергетической эффективностью, а с другой - использовать для работы вторичные энергетические ресурсы. Доля АБХМ в развитых странах мира среди водо-охлаждающих машин достигла в последние годы около 60 % [58].
Промышленные абсорбционные бромистолитиевые холодильные машины, выпускаемые в настоящее время, работают как с одноступенчатой генерацией пара рабочего вещества (воды) при обогреве генераторов источниками с температурой 65—130 °С [5, 37], так и с двухступенчатой генерацией при наличии греющих источников с температурой 160-180 °С [36], температура охлаждающей воды составляет при этом 22-32 °С. Использование в одноступенчатых АБХМ высокотемпературных греющих источников вызывает увеличение необратимых потерь, что приводит к снижению термодинамической эффективности [18]. Поэтому, при наличии греющих источников высокого потенциала, необходимо переходить на более эффективные циклы.
Величина теплового коэффициента АБХМ с одноступенчатой генерацией пара 0,68-0,72, а двухступенчатой - 1,1-1,2, что позволяет снизить потребление греющей среды примерно в 1,7 раза, охлаждающей воды в 1,2-1,3 раза и обеспечить эффективное использование этого типа машин.
Доказано, что работа АБХМ с одноступенчатой генерацией пара в системе котельной является энергетически невыгодной [83]. Поэтому, весьма перспективным является применение АБХМ с двухступенчатой генерацией пара (АБХМД).
В настоящее время применяются следующие типы АБХМД [89, 91, 84]:
- с прямоточным направлением движения раствора через генераторы;
- с параллельным направлением движения раствора через генераторы;
- с противоточным направлением движения раствора через генераторы.
По энергетической эффективности схемы с двухступенчатой генерацией пара и различными способами подачи раствора через ступени генератора близки между собой [22, 23, 58, 69, 90]. Использование в схеме дополнительной ступени генератора и теплообменника позволяет улучшить внутреннюю регенерацию теплоты в цикле и снизить необратимые потери.
Тем не менее, применение АБХМД ограничивается высокой материалоемкостью и низкой эксплуатационной надежностью этих машин, связанной с высокой коррозионной активностью водного раствора бромида лития.
Абсорбционные бромистолитиевые холодильные машины и тепловые насосы нового поколения
Производство первого поколения АБХМ и тепловых насосов в России было начато в конце 60-х годов. Серийно выпускались АБХМ мощностью 1000 и 3000 кВт (типов АБХА-1000 и АБХА-2500 соответственно). Были также освоены и модифицированные агрегаты: АБХА-2500 XT - для одновременной выработки холода и теплоты и АБХА-2500 ТН - для выработки только теплоты. В случае использования высокопотенциальных греющих источников температурой 160-180 С серийный агрегат АБХА-2500 снабжался высокотемпературной приставкой, состоящей из ступени генератора высокого давления и высокотемпературного теплообменника растворов (тип АБХА-2500-2В) [1, 3]. В качестве греющего источника в этих машинах использовался пар или горячая вода, основным конструкционным материалом для их изготовления являлась углеродистая сталь обыкновенного качества. При толщине стенок труб 2,5-3,0 мм реальный срок службы машин не превышал 5-7 лет. Так как в зарубежных АБХМ и тепловых насосах тешгообменные поверхности изготавливаются из медных или медно-никелевых сплавов с толщиной стенок не более 1,0 мм, они имеют существенно меньшие габариты, массу, требуют меньшего количества дорогостоящего бромида лития для зарядки растворных аппаратов, а срок службы их составляет более 25 лет, т.е. почти в три раза больше, чем у отечественных машин первого поколен ия [ 1 ].
Низкие потребительские качества машин первого поколения привели к необходимости создания отечественных АБХМ и тепловых насосов нового поколения с использованием современных наукоемких технологий
В 90-х годах Институтом теплофизики СО РАН и СПбГУНиПТ на Новосибирском металлургическом заводе были проведены испытания абсорбционного бромистолитиевого преобразователя теплоты с топкой на газовом топливе теплопроизводительностью 2000 кВт (тип АБТН-2000Г). На Барнаульском заводе синтетического волокна проведены пробные испытания генератора теплового насоса АБТН-2000М с топкой на мазуте. На Новосибирской ТЭЦ-4 с января 1999 г. находится в эксплуатации теплопасосный абсорбционный бромистолитиевый преобразователь теплоты мощностью
2000 кВт с паровым обогревом (тип АБТН-2000ГГ). Испытания указанных машин и опыт их эксплуатации позволили приступить к промышленному производству машин различных модификаций. [2]
Отечественные машины нового поколения имеют высокую надежность, длительный срок службы, низкую удельную металлоемкость, высокую компактность, полную заводскую готовность; для их зарядки требуется небольшое количество бромида лития. Это достигнуто путем выполнения теплообменных поверхностей аппаратов из тонкостенных медно-никелевых труб и использования новых ингибиторов коррозии, обеспечивающих практически 100%-ную защиту от коррозии всех элементов машин в различных рабочих фазах рабочего раствора. Для интенсификации тепломассопереноса используются поверхностно-активные вещества [11].
Применение машин нового поколения позволяет значительно снизить себестоимость получаемого холода. При использовании в качестве греющего источника сбросной низкопотенциальной теплоты (пара или воды температурой 85-110 С) себестоимость холода в 2-3 раза ниже, чем получаемого в парокомпрессионных холодильных машинах. Себестоимость получаемого холода в АБХМ, использующих в качестве греющего источника пар давлением 0,4-0,8 МПа, при существующих ценах на теплоту и электроэнергию, сопоставима с себестоимостью холода, получаемого в парокомпрессионных холодильных машинах. Себестоимость получаемого холода в АБХМ с топкой на природном газе на 30-40% ниже себестоимости холода, получаемого в парокомпрессионных холодильных машинах [1].
Таким образом, применение различных способов снижения материалоемкости и увеличения срока службы абсорбционных бромистолитиевых холодильных машин и тепловых насосов позволяет значительно повысить их эффективность, эксплуатационную надежность и снизить материалоемкость.
Классификация способов снижения материалоемкости и увеличения срока службы абсорбционных бромистолитиевых холодильных машин приведена на рис. 1.7. [72]
Применение развитых теплопередающих поверхностей увеличивает площадь наружной поверхности теплообмена, что, в свою очередь, увеличивает тепловой поток в аппарате.
Применение оребрения на трубах из конструкционной стали без антикоррозионной защиты нецелесообразно из-за коррозионных процессов. В настоящее время проведены исследования теплообмена в генераторе затопленного типа при использовании труб из медно-никелевых сплавов [60, 61,62].
Взаимное движение сред в аппаратах оказывает значительное влияние на эффективность работы аппарата и всей машины в целом.
В работах [56, 85] рассматривается влияние способа подачи рабочего вещества на термодинамическую эффективность генератора затопленного типа АБХМ. В абсорбционных бромистолитиевых холодильных машинах, как правило, применяются генераторы затопленного тина. Они менее эффективны, чем оросительные, однако позволяют существенно уменьшить интенсивность коррозии со стороны раствора бромида лития. Поступающий в генератор слабый раствор обычно несколько переохлажден. Поэтому, важно, каким образом он подводится в аппарат: сливается сверху или подается снизу в поддон - зону наибольшего перегрева.
Для оценки эффективности способа подачи раствора были проведены исследования на экспериментальном стенде ЛТИХП [56] в генераторе затопленного типа, в который слабый раствор подводили под поверхность нагрева. Предусматривалась возможность осуществления рециркуляции раствора для изменения его скорости в межтрубном пространстве. Были определены коэффициент теплопередачи и действительные потери в генераторе затопленного типа с нижней подачей раствора. Полученные данные сопоставлены с аналогичными для генератора с верхней подачей раствора [56].
Анализ полученных результатов показал, что в генераторе затопленного типа с нижней подачей раствор интенсивно кипит лишь в его верхней части. Раствор, поступающий в генератор, смешивается с раствором, находящимся в межтрубном пространстве. Так как в нижней части генератора температура раствора ниже равновесной, соответствующей давлению столба раствора, то в нижних слоях при подводе тепла от греющего источника раствор только нагревается, т.е. к нему подводится лишь теплота перегрева. Нижняя часть аппарата служит в качестве подогревателя даже в тех случаях, когда раствор поступает в генератор в перегретом состоянии по отношению к температуре, соответствующей давлению в паровом пространстве. В верхних слоях раствор интенсивно кипит за счет теплоты перегрева и подвода тепла от греющего источника.
Тепловой расчет теоретического цикла абхмд с прямоточной движением раствора через ступени генератора
Характер изменения параметров теоретического цикла АБХМД с прямоточным движением раствора через ступени генератора принимается в соответствии с рис. 1.2, При этом соблюдаются следующие условия: - в теплообменниках растворов осуществляется полная рекуперация теплоты, т.е. разность температур на «холодной» стороне теплообменников растворов ступеней низкого давления отсутствует ( = г8н); - отсутствуют разности температур между высокотемпературным греющим источником и высшей температурой раствора в генераторе высокого давления (/4В = ) температурой конденсации вторичного пара и высшей температурой раствора в генераторе низкого давления (/кв = н); - отсутствуют разности температур между температурой конденсации пара в конденсаторе и температурой окружающей среды (?кн = /и,), низшей температурой абсорбции и температурой окружающей среды (h = fH,), а также температурой охлажденной среды и температурой кипения воды в испарителе (ts = /0); - отсутствует недонасыщение раствора в абсорбере (А а = 0%), недовыпаривание раствора в ступенях генераторов низкого (А г) и высокого (ДЕ ) давлений, а также гидравлические сопротивления движению водяного пара из межтрубного пространства испарителя в межтрубное пространство абсорбера (PQ=PQ)I из паровых пространств генераторов высокого и низкого давлений в соответствующие паровые пространства конденсаторов (р в ркв яр ц Ркц) - потери теплоты из элементов ЛБХМД в окружающую среду и теплопритоки теплоты к элементам АБХМД из окружающей среды отсутствуют; - отсутствуют рециркуляция воды через испаритель и рециркуляция слабого раствора через абсорбер. На основании принятых допущений и заданных температур внешних источников теплоты, расчет параметров теоретических циклов осуществляется при наличии соответствующих термодинамических свойств водного раствора бромида лития по формулам (1.1)-(1.10) и (1.17)-(1.24).
Конечными результатами расчетов каждого из рассматриваемых теоретических циклов являются величины тепловых коэффициентов С, и кратностей циркуляции растворов а в широком диапазоне изменения температур внешних источников теплоты. Для осуществления расчетов действительных циклов необходимо располагать исходной информацией о назначении АБХМД, холодопроизводительности, характере изменения температур внешних источников и их виде, специфики технологических процессов производств, которые должны обслуживать АБХМ, а также о возможном конструктивном выполнении основных аппаратов машин [16], На основе этого предварительно принимаются величины необратимых потерь в аппаратах. По принятым разностям температур в аппаратах определяются высшая температура раствора в конце процесса кипения в генераторе, низшая температура в конце процесса абсорбции в абсорбере; давления конденсации пара в конденсаторе, кипения раствора в генераторе, кипения рабочего вещества в испарителе и абсорбции его пара в абсорбере; по принятой разности температур в теплообменниках определяются температуры крепкого и слабого растворов на выходе из аппаратов. Испытания лабораторных, опытных и промышленных типов АБХМ с различными растворами позволили выявить основные отклонения действительных процессов от теоретических. Слабый раствор в абсорбере не достигает своего равновесного состояния, а крепкий раствор в конце процесса кипения в генераторе не достигает теоретического состояния. Для обеспечения заданных плотностей орошения трубных пучков испарителя и абсорбера в них может вводиться, соответственно, рециркуляция воды через испаритель, слабого раствора через абсорбер [69, 90, 91, 92]. В действительном процессе абсорбции в результате конечной скорости процесса, ограниченных поверхностей и времени контакта пара и абсорбента происходит недонасыщемие раствора в абсорбере (рис. 2.2) Рециркуляция раствора снижает, в свою очередь, высшую температуру абсорбции. Кипение раствора в генераторе протекает при переменном давлении и конечной скорости процесса, что приводит к недовыпариванию раствора (рис. 2.2) Кипение воды в испарителе протекает при давлении р . Разность давлений (JJQ - ра) возникает вследствие потерь давления, т.е. имеют место гидравлические сопротивления прохождения пара. Эта разность давлений складывается из гидравлических сопротивлений в межтрубном пространстве испарителя Арм ИС1, жалюзийной решетки Арж , в соединительном тракте между испарителем и абсорбером Аритр и Ар и в межтрубном пространстве абсорбера Дрм й$с , т.е.
Методики расчета теилофизических свойств водного раствора бромида лития
Определение удельной теплоемкости раствора при расчете аппаратов АБХМ в основном производится по данным работ [59, 42, 88, 76]. Области применимости значений с„ по указанным работам установлены в пределах: по температуре 0 t 130 С [59, 42, 88]; 0 140С[76]; по концентрации 0 60 % [59, 42, 88]; 30 63,5%[76]. В работе [58] проведено объединение этих данных. Требуемые для нахождения теплоемкости сведения имеются в работе [101], в которой приведены уравнения для расчета энтальпий водного раствора бромида лития в пределах 0...180 С. На их основе можно определить значения удельной теплоемкости путем следующего перехода к пределу в уравнении Полученные таким образом данные, представляющие интерес для расчета АБХМД в области высоких температур раствора, приведены в табл. Их анализ показывает, что величины с лишь незначительно зависят от изменения температуры раствора, и положение линий постоянных значений с„ определяется в основном концентрацией раствора. Уравнение для нахождения удельной теплоемкости раствора имеет вид, кДж/(кг К):
Заявленная относительная погрешность, возникающая при аппроксимации данных табл. 2.3 уравнением (2.48), при концентрации 50 % составляет 0,06-1,24 %, при концентрациях от 50 до 60 % не превышает 0,29 %, а для концентрации 65 % составляет 0,56 % в области 30-155 С и 1,12 % при температурах свыше 155 С. Имеющиеся экспериментальные данные по плотности водного раствора бромида лития охватывают область температур от 0 до 100 С [24, 101] и до 150 С [55] и концентраций от 0 до 65-70 %. Такой набор данных позволяет экстраполировать значения плотности в область более высоких температур раствора с незначительной погрешностью. Динамическая вязкость раствора исследована до температуры 100С [101, 32], причем в последней работе экспериментальные значения сглажены и проэкстраполированы с использованием характерной для вязкости зависимости Френкеля до 130С [58]. Для построения линий и, = [і (,, t) в области температур от 130 до 170С за реперное значение приняты данные для воды [32].
Экстраполяция осуществлена с помощью экспоненциального уравнения, содержащего на одни член больше по сравнению с [32] Расхождение проэкстраполиро ванных данных [101] с [32] при температурах 140 и 180 С составило соответственно 1,63 и 3,37% [58]. Путем аппроксимации получены зависимости типа ц = ц ( , і) для 20 Заявленное расхождение расчетов по зависимостям (2.54) и (2.55) с опытными данными не превышает 2-3 % при , = 55 % и t = 20 С; = 60 % и / = 35 С; \ = 65% и / = 50С. Погрешность расчетов по зависимостям (2.54) и (2.55) при экстраполяции до 140-150С составляет 10 %, а при экстраполяции до 170-180С находится в пределах 15-20% [58]. Для ПАВ поверхностное натяжение является основным свойством, позволяющим рассчитывать многие характеристики (адсорбция, поверхностная активность и т.д.) В работе [10] на основании обработки экспериментальных данных получено уравнение для расчета коэффициента поверхностного натяжения а водного раствора бромида лития (, = 54,6 %) в зависимости от температуры и концентрации Ш,1Н,5Н-октафторпентанола-1, мН/м
Заявленная погрешность аппроксимации не превышает 0,5 %. Теоретический расчет может базироваться на точном решении о совместном тепломассопереносе при пленочной абсорбции [33, 65] и производится на основе модели пограничного слоя при следующих допущениях [10]: физические параметры, такие как коэффициент теплопроводности, теплоемкость и т.д. постоянны в рассматриваемом диапазоне температур и давлений; паровая фаза однокомпонентна; интенсивность процесса абсорбции полностью определяется диффузией абсорбируемого вещества в жидкой фазе; характерное время диффузии много больше времени установления термодинамического равновесия в системе абсорбированное вещество - жидкий раствор - граница раздела фаз; вся теплота абсорбции идет на нагрев жидкой фазы. Диффузией ПАВ в паровой фазе пренебрегается, считая его концентрацию по длине пленки неизменной. Профиль температуры по толщине пленки принимается линейным. Выражения для средних значений плотности теплового потока, коэффициента теплоотдачи от пленки к стенке, теплового числа Нуссельта по длине пленки L, соответственно Из-за большого числа допущений результаты расчетов по вышеуказанному выражению превышают значения, полученные в ходе экспериментов [10] . Поэтому, для реализации расчета конечных величин в рамках математической модели целесообразно использовать аппроксимационные зависимости, полученные на основании обобщения экспериментальных данных. При п = 0,03 % получена зависимость [10]
Анализируемые комбинации способов снижения материалоемкости и увеличения срока службы
Снижение материалоемкости агрегатов за счет применения ингибиторов коррозии и, как следствие, уменьшения толщины теплообменных труб, составляет порядка 30 %. Это, в свою очередь, приведет к уменьшению массы раствора бромида лития в среднем на 17 %. Изменение направления подачи раствора в генераторы уменьшает их массу на 15 %, а массу машины в среднем на 4 %. Совместное использование двух рассмотренных способов позволяет уменьшить общую массу машины более чем на 45 %.
Применение медно-никелевых теплообменных труб с толщиной стенки 1,0 мм при использовании эффективных ингибиторов коррозии позволяет уменьшить сухую массу машины на 60 %, а массу раствора - на 21 %.
Использование ПАВ в рабочем растворе интенсифицирует процессы тепломассопереноса в абсорбере и конденсаторе АБХМ на 35-40%, что позволит уменьшить массу абсорбера и конденсатора. Сухая масса машины с теплообменными трубами из медно-никелевых сплавов, нижней подачей раствора в генераторы, ингибиторами коррозии и ПАВ в этом случае уменьшится почти на 68 %, а масса раствора - на 26 %. Для оценки влияния ПАВ на общую массу машины проведено сравнение машин с ПАВ и без ПАВ (вариант 4 с вариантом 3). Из полученных результатов следует, что применение ПАВ уменьшает сухую массу машины в среднем на 19 %, а массу раствора - на 10 % в заданном диапазоне изменения температуры кипения. При этом масса абсорбера сокращается более чем на 32 % , а конденсатора - на 24 % по сравнению с машиной варианта 3.
Использование развитых теплообменных поверхностей в генераторах затопленного типа (вариант 5) позволят дополнительно уменьшить сухую массу машины по сравнению с машиной варианта 4 в среднем на 5 %, а массу раствора - на 2 %. АБХМД с теплообменными трубами из медно-никелевых сплавов, нижней подачей раствора и улучшенными теплообменными поверхностями в генераторах, ПАВ и эффективными ингибиторами коррозии имеет сухую массу на 70% меньше и для ее заправки рабочего раствора требуется на 30% меньше.
В АБХМД с генераторами оросительного типа (вариант 6) масса раствора уменьшается на 69 %, а сухая масса машины - почти на 67 % по сравнению с машиной из углеродистой стали. По сравнению с аналогичным агрегатом с затопленными генераторами, масса раствора меньше на 55%, а сухая масса - выше на 10%.
Таким образом, наиболее эффективным способом снижения сухой массы АБХМД является применение тонкостенных труб из медно-никелевых сплавов в теплообменных аппаратах. Максимальное снижение сухой массы машины (до 70%) достигается при использовании тонкостенных труб из медно-никелевых сплавов, оребренных труб в генераторах, ингибиторов коррозии, ПАВ и нижней подачей раствора в генераторы.
Применение оросительных генераторов в АБХМД позволяет значительно снизить массу водного раствора бромида лития. При условии использования оросительных генераторов с теплообменными трубами из медно-никелевых сплавов, ингибиторов коррозии и ПАВ, масса раствора снижается почти на 70%. Для полноты анализа различных комбинаций способов снижения материалоемкости и увеличения срока службы, к рассмотренным выше вариантам 1 -4 добавлены: Вариант 7.
Машина из медно-никелевых сплавов (МЇІЖ Мц 30-1-1 - в генераторах, МНЖ 5-І - в остальных аппаратах), без использования новых ингибиторов коррозии. Вариант 8. Машина из медно-никелевых сплавов (МНЖ 5-1 - во всех аппаратах), без использования новых ингибиторов коррозии.. Варианты 7 и 8 также моделируют ситуацию, когда эксплуатация машины производится неправильно и в растворе не поддерживается необходимая концентрация ингибиторов коррозии. На рис. 4.6. представлены расчет срока службы различных вариантов АБХМД. Анализ данных по скорости коррозии конструкционных материалов показал, что для достижения нормативного срока службы (20-25 лет) теплообменные поверхности аппаратов необходимо изготавливать из медно-никелевых сплавов при обязательном использовании эффективных ингибиторных композиций. Срок службы агрегатов, теплообменные трубы которых выполнены из углеродистых сталей, составит 7-10 лет при использовании новых эффективных ингибиторов коррозии. На рис. 4.7. представлено сравнение себестоимости производства холода для различных вариантов АБХМД. Капитальные затраты приведены на рис. 4.8., а эксплуатационные издержки — на рис. 4.9.
АБХМД из углеродистой стали демонстрирует самую высокую себестоимость производства холода и эксплуатационные издержки, что связано с коррозионным разрушением тешюпередающих поверхностей в аппаратах и периодической заменой генератора ступени высокого давления. Высокая металлоемкость агрегата, связанная с большой толщиной теплообменных труб в аппаратах, определяет значительные капитальные затраты на производство АБХМД,
Снижение толщины стенки стальных труб за счет использования эффективных ингибиторов коррозии позволяет примерно на 30% снизить капитальные затраты и себестоимость производства холода (вариант 2).
Похожие диссертации на Оценка эффективности различных способов снижения материалоемкости и увеличения срока службы абсорбционной бромистолитиевой холодильной машины
