蒸发处理技术（精选8篇）
蒸发处理技术 篇1
“三高”废水是指符合含盐量高、氮磷含量高和COD浓度高等“三高”特征的化工污水[1]。近年来,化工行业每年生产的“三高”废水量与日俱增,其中染料、医药及中间体等的生产废水,因其浓度高、毒性大、难以降解而成为世界公认的问题[2～3]。因此如何提高处理效率,降低处理成本,减少污染对于高浓度、难降解的“三高”废水十分关键。而针对高浓度工业废水治理亟待解决的问题,开发高效处理技术、设备及组合工艺,建立合理的环保方案也一直是水处理和环保科技工作者所关注的焦点问题[4]。
我公司医药中间体生产装置每天粗品废水的生成量约为250t,废水水质:含盐约7.45%,氨氮约7000mg·L-1,COD约8000mg·L-1,是明显的“三高”废水,直接进入公用工程生化系统将无法处理。公司公用工程车间现有一套多效蒸发装置,设计能力为20t·h-1,主要用于蒸发含Na2SO4的废水,设计材质为SUS304和Q325。因医药中间体工艺生产中采用的是氨水而不是NaOH,废水中含盐成分是(NH4)2SO4,如仍用这套多效蒸发装置来处理粗品废水,则需要使用大量的NaOH预先将(NH4)2SO4转化为Na2SO4,而转化过程中产生的大量氨气会造成大气污染,且设计能力偏大,运行成本高。因此,根据医药中间体的废水现状及环保要求,为从根本上解决污水问题,节能增效,现提出利用精馏系统余热来蒸发处理“三高废水”的技术方案。
1 工艺方案
1.1 改造思路
综合利用医药中间体生产装置精馏系统甲苯精馏过程中的潜热及显热,用作一套三效蒸发装置的热源来蒸发处理医药中间体生产过程中产生的含(NH4)2SO4粗品废水[5～6]。
原设计,医药中间体生产装置精馏系统甲苯精馏塔出口110℃甲苯蒸气的热量是靠第一、第二级冷凝器中循环水移走的,循环水的热量再经循环水凉水塔移走。为了综合利用能源,拟在医药中间体精馏岗位北侧增加一套三效蒸发装置进行粗品废水的处理,利用甲苯蒸气的气化潜热直接作为三效蒸发装置中一效加热器的热源,经一效加热器吸热冷凝后的甲苯再经原第一、二冷凝器冷却降温,这样既减轻了医药中间体循环水的负荷,同时粗品的部分废水得到了处理,废水中含的(NH4)2SO4转化为副产品,可作为化肥出售,此外,还减轻了公用工程污水处理的负荷及费用,使整个公司污水的治理从根本上得到改善。
精馏岗位共有甲苯精馏塔10座,平均每座精馏塔消耗蒸汽约0.7～0.9t·h-1,满负荷时消耗蒸汽8t·h-1左右。改造后,先将粗品废水分别用成品甲苯及精馏系统回汽进行两级预热,再送至安装于现第一冷凝器前的一效加热器管程吸收甲苯蒸气的潜热,产生的二次蒸汽进入二效加热器壳程作为二效加热器的热源,二效加热器管程产生的闪蒸汽及壳程产生的冷凝水一同进入三效加热器的壳程作为其加热热源。精馏系统的综合热效率按80%计算,可回收利用的能量相当于蒸汽6.4t·h-1,每h可处理废水约10t,日处理废水约240t。
1.2 流程简述
精馏塔顶出的甲苯蒸气的热量经过三效蒸发装置的一效加热器回收热量后(管内走废水,管间走甲苯蒸气),管间的未冷凝气体及不凝性气体回原流程中一冷,成品甲苯冷凝液经原二冷后进入成品冷凝器(废水第一级加热器)继续降温。管程中的废水吸热、升温、浓缩,部分废水经减压变成蒸汽,经一效分离器分离后作为二效加热器的热源,未变成蒸汽的废水提高一定温度浓缩后,与一效分离器中的废水一起经一效泵加压,一路去一效加热器循环加热浓缩,另一路去二效加热器管程(此流量分配根据一效加热器出口废水浓缩后比重而定),二效加热器管程中的废水吸热、升温、浓缩,部分废水经减压变成蒸汽,经二效分离器分离后的蒸汽及二效加热器中产生的冷凝水一同进入三效加热器的壳程,作为三效加热器的热源,未变成蒸汽的废水经升温浓缩后,与二效分离器中的废水一起经二效泵加压,一路去二效加热器循环加热浓缩,另一路去三效加热器管程(此流量分配根据二效加热器出口废水浓缩后比重而定),三效加热器管程中高浓度的盐液通过由结晶器、三效泵(轴流泵)、三效加热器组成的循环回路继续吸热、蒸发浓缩,当盐水浓度达到一定数值后(盐水沉降比达45%左右),可开启三效泵出口或晶浆溢流罐的出料阀向离心机或吸滤槽放料,经离心机或吸滤滤脱液后的固体即为成品硫酸铵,滤液吸至母液罐,定期开启母液泵送至三效加热器(轴流泵出口)再次浓缩。三效加热器管间、结晶器、晶浆溢流罐产生的蒸汽送至间接冷却器(管内走循环水,管间走蒸汽)冷却成冷凝水,这部分冷凝水及三效加热器管外的冷凝液汇集至冷凝水贮罐,定期送至公用工程污水处理系统。
改造后精馏系统工艺流程方框图见图1。
2 改造效益核算
2.1 多效蒸发设备投资
改造后多效蒸发设备配置及投资见表1。
2.2 改造费用
精馏系统余热回收改造费用见表2。
2.3 经济效益核算
2.3.1 现余热回收装置运行成本
(1)人员工资:操作人员12人,可利用原多效蒸发装置人员,不另增加,每人3万元·a-1,共36万元。
(2)电耗:新装置冷水塔部分增加的电耗可与节约的循环水电耗相抵消,其它机泵按135k W计算,年电费:135×24×300×0.7÷10000=68.04万元。
(3)增加收入:副产硫酸铵240×300×7.45%=5364t,每t硫酸铵以350元·t-1计,则年可增加经济效益:5364×350÷10000=187.74万元。
(4)生化处理费:每t废水生化处理费30元,计300×240×30=216万元。
2.3.2 原多效蒸发装置运行成本
日处理废水量按240t计算。
(1)人员工资:操作人员12人,可利用原多效蒸发装置操作人员,不另增加,每人3万元·a-1,共36万元。
(2)电耗:每t废水耗电23k Wh,年生产300d,电费以0.7元·k Wh计,年所需电费为:240×300×23×0.7=115.92万元。
(3)增加收入:废水中含盐量(硫酸铵)约7.45%左右,转化成硫酸钠需耗30%NaOH:240×300×7.45%×80÷132÷0.3=10836t,硫酸钠生成量:240×300×7.45%×142÷132=5770t,副产品硫酸钠价格以100元·t-1计,年可增加效益:5770×100=57.7万元。
(4)生化处理费:每t废水生化处理费30元,共计:(300×240+10836×0.7)×30=238.76万元。
(5)碱耗:耗碱费用约628.49万元。
(6)蒸汽耗:每t废水消耗蒸汽量0.333t,全年处理240×300=72000t(全年以300d计),需耗蒸汽0.333×72000=23976(t),蒸汽价格以200元·t-1计,年耗蒸汽费用:23976×200=479.52万元。
2.3.3 经济效益对比
精馏系统余热利用装置与原多效蒸发装置效益对比见表3。从表3可看出,利用精馏系统余热回收装置相比启运原公用工程的多效蒸发装置处理粗品废水,每年可节约运行成本:1440.99-132.3=1308.69万元。
3 结论
本项目实施后,甲苯精馏的余热得到综合利用,医药中间体生产过程中产生的粗品废水基本得到处理,废水中的硫酸铵作为副产品销售,公用工程废水处理费用下降,年节约废水处理成本1308万元,半年多时间即可回收工程投资。此外,该余热综合利用废水处理装置实施后,还可避免原多效蒸发装置运行过程中由于产生废氨气排放而造成的二次污染,从根本上解决了粗品废水处理难的问题,确保了公司主产品医药中间体生产装置能连续、稳定运行。因此该项目无论从技术上、还是从经济效益和社会效益等方面来看,均具有可行性。
摘要：利用甲苯精馏余热处理医药中间体生产过程中粗品废水的原理,设计出一套合理的三效蒸发污水处理装置,并对其效益进行了分析。分析结果表明,利用此装置,甲苯精馏余热得到综合利用,生产过程中的粗品废水得到基本处理,废水中的硫酸铵也可作为副产品进行销售,因此废水处理成本大大降低。此外,此装置的利用还可以避免原多效蒸发装置运行过程中产生的废氨气造成的二次污染,具有一定的环保性。因此该项目在技术、经济和环保方面均具有可行性。
关键词：废水处理,三效蒸发装置,医药中间体
参考文献
[1]买文宁.生物化工废水处理技术及工程实例[M].北京:化学工业出版社,2003.1-10.
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[4]杨家村.应用高效三效蒸发技术处理高浓度废水[J].环境卫生工程,2007,15(3):35-40.
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[6]丁润发.三效热泵蒸发工艺在含氨废水处理中的应用及经济分析[J].广东化工,2006,5(33):86-88.
蒸发处理技术 篇2
关键词：煤直接液化 空冷管束 防腐 SHY-99
中图分类号：X703 文献标识码：A 文章编号：1674-098X（2015）06（c）-0119-02
煤直接液化催化剂废水蒸发器蒸发出来的蒸汽经过丝网除沫器进入空冷器内进行冷凝，由于丝网除沫器的特殊性，不能完全避免蒸发器蒸发出来的蒸汽产生雾沫夹带现象，导致产品蒸汽含有少量硫酸盐等杂质进入空冷管束内，对空冷管束管板与换热管的焊缝及换热管上部造成腐蚀。空冷管束如进行材质升级费用非常昂贵，价格是目前使用空冷器的8倍左右，椭圆管空冷管束目前了解只能做碳钢材质无法做成不锈钢材质的空冷管束，做圆管的空冷管束换热面积需重新核算、尺寸需要更改且进入冬季后圆管的空冷管束极易发生冻害，无法正常使用，所以对蒸发器空冷管束在内壁做防腐上进行了探索研究。
1 煤直接液化催化剂废水蒸发器空冷管束在存在问题及概况
1.1 煤直接液化催化剂废水蒸发器空冷管束概况
1.1.1 工作参数及材质
工作压力：64～86k；工作温度：93℃～103℃，主蒸汽管线材质：316L；主空冷入口管线及主空冷管束材质：碳钢。工艺介质分析指标。（见表1）
1.2 煤直接液化蒸发器空冷管束在使用中存在的问题
煤直接液化催化剂废水蒸发器空冷器为斜顶式空冷器每列空冷有24片管束共计两列，每4片空冷管束对应1台风机，空冷管束换热管为双层椭圆管。从2010年投用后空冷器管束频繁发生泄漏，停工后检查发现蒸发器空冷管束焊缝及内壁腐蚀严重，在空冷管束上管板焊缝及换热管内壁上有少量硫酸盐积存，上管板与换热管焊缝有明显腐蚀且换热管管壁明显减薄，蒸发器空冷管束每次发生泄漏的部位主要发生在上管板与换热管的焊缝处与靠近焊缝的换热管处，蒸发器产生的蒸汽无法被空冷器完全冷凝，蒸发器空冷负压无法正常维持，使整个蒸发系统处理负荷下降。
经过两次检修发现蒸发器内丝网除沫器上板结硫酸盐较多，分析空冷器上管板上少量积盐是由产品蒸汽通过丝网除沫器雾沫夹带产生，由于这种煤直接液化蒸发器特殊工艺，蒸发器蒸发出来的产品蒸汽只经过丝网除沫器直接进入空冷管束，如有操作不当、工况波动或丝网除沫器效果不好等原因，会使丝网除沫器产生硫酸盐板结加剧丝网a除沫器雾沫夹带的发生，造成蒸发器空冷管束的腐蚀。
蒸发器空冷管束腐蚀严重无法满足蒸发装置长周期稳定运行，根据上述情况准备对蒸发器空冷管束进行材质升级或更改形式，但经过调研发现对蒸发器空冷管束材质升级的价格是目前空冷管束的8倍左右，而且不锈钢椭圆管空冷无法制作，其中镀锌翅片施工难度较大。如将椭圆管空冷改为普通不锈钢圆管空冷需要重新核算换热面积，且在冬季运行中圆管空冷管束防冻难度极大，无法满足装置正常运行。经与多家换热器防腐单位沟通并针对现有蒸发器空冷管束使用介质、温度、压力及非正常工况下的了解，并特别对空冷管束导热系数做了要求，各防腐单位均有做好蒸发器空冷管束的想法。
2 煤直接液化蒸发器空冷管束防腐的选用
从运行成本及投资角度考虑，将在蒸发器空冷管束内表面做防腐层，经过与多家防腐公司沟通决定在将各公司做好的防腐挂片放置在空冷管束内进行试验。各个单位根据蒸发器空冷工况制作的挂片在运行一个周期后发现SHY-99防腐涂料的使用效果较好，根据价格等综合因素考虑决定将新购置的两片管束进行防腐。
2.1 SHY99防腐涂料特点介绍
SHY-99涂料是我单位与山东华仪科技开发有限公司针对蒸发器空冷管束的介质、压力、温度等工况选用的一种涂料由改性耐热、防蚀高分子合成树脂和耐热、耐蚀性、填料及特种添加剂，经特殊生产工艺加工研制开发的单组份新型冷换设备专用防腐涂料。该涂料除具有前两代涂料耐酸、耐碱、耐油、耐有机溶剂和盐、水溶液等介质腐蚀的特性外，还具有以下特点：（1）耐温性高，长期使用温度在240℃以下，能满足炼油企业中低温部位使用。（2）能耐240℃，10 kg蒸汽吹扫。能满足炼油厂开停工蒸汽扫线要求。（3）可根据介质的不同，进行配方微调，以满足炼厂不同介质要求。（4）硬度高，可耐一定强度的冲击涂层不脱落。（5）该涂料的物理指标及化学指标（见表2）。漆膜耐化学介质性能指标（见表3）。
2.2 适用范围及年限
适用于石油炼制、石油化工、化纤、化肥、氯碱、发电、冶金、食品、制药等行业生产所需的冷凝器、油冷器、换热器、空冷器、贮冷器、凝汽器及压力容器的腐蚀防护。
涂料使用温度、工作温度≤240℃。
2.3 SHY99防腐涂料的施工要求
进件验收及预处理；管束应已打压试漏，无可见漏焊等；管束应无可见磨伤、硌伤、列管弯曲、挤靠等机械损伤，发现上述情况及时通知设备制造商进行处理；管束应无影响正常施工的结构问题、材质问题。
2.3.1 表面化学清洗
（1）碱洗除油：将碱液通过循环泵泵入需清洗除油的设备后进行清洗，清洗完毕后中和并水洗，然后进行检验；设备工作表面应水膜完整并达到浸润状态。
（2）酸洗除锈：将碱液通过循环泵泵入需清洗除绣的设备后进行化学处理，处理完露出金属本色，除锈酸洗应达到JB/T6978中附录B“钢铁件酸洗后的表面状态”的要求。
（3）钝化：将设备吊入钝化液槽中进行钝化处理，时间为30 min。
（4）干燥：进加热炉进行烘干处理，一般干燥后24 h内涂刷第一道底漆。
2.3.2 管束涂装施工
（1）调漆：按施工技术要求将分装的SHY-99防腐涂料和专用稀释剂按比例混合搅匀，施工时采用40～100目筛网渐次过滤。（2）将调好的漆通过循环泵泵入设备内，保证设备灌满停留5 min放出涂料并控干。（3）涂装表面必须干燥。每道漆涂敷后应在空气中表干，判断漆膜实干的方法为以手指用力按压漆膜不出现指纹为准。（4）漆膜表干后，方可送入固化炉中按照步骤8的规定进行高温固化。固化合格后进行下一道漆的涂装。（5）升温速度控制在每小时小于30℃，第一层到此外层渐次升温，最后一道漆200±5℃恒温2 h。（6）涂第二遍漆：重复骤1和步骤2。（7）SHY-99涂料共涂装4遍，干膜总厚度不小于120 ?m。（8）质量检测：涂层均匀，总厚度不小于120 um；外观光洁平整，颜色正常，表面无油、无锈，不露金属本色。无流挂、滴坠。
3 煤直接液化蒸发器空冷管束使用现状
2012年将新购置的两台蒸发器空冷管束管内壁及上、下管板做了SHY-99涂料，安装后在使用过程中未发现冷却效果与其它空冷管束有明显差别，使用效果良好。在2013年装置大检修中对蒸发器空冷管束进行专项检查，发现做过SHY-99涂料的空冷管束换热管内表面及管板上防腐层完好未发现明显腐蚀，但未做过防腐层的空冷管束换热管内表面及管板均有不同程度的腐蚀。
4 结语
煤直接液化催化剂废水蒸发器空冷管束腐蚀经过多年的研究探索，根据蒸发器空冷管束做完防腐使用2～3年的试验效果，且SHY-99涂料在该工况下使用未发生鼓包、起皱、脱落等现象分析，SHY-99涂料在煤直接液化催化剂废水蒸发器空冷的工况下可以继续使用数年，要想使蒸发器空冷管束较长周期稳定运行还需要在蒸发器工艺操作的优化，SHY-99涂料的调制、施工工艺等方面进行进一步探索研究。
参考文献
[1]工业生产装置的防腐蚀工程设计[M].
蒸发系统超压分析及处理 篇3
青海盐湖化工分公司化肥厂一车间330kt/a尿素装置于2009年10月2日全面完成施工建设及管道吹扫试压工作。装置采用传统型二氧化碳汽提法工艺, 其蒸发系统流程如下:从尿液贮槽 (06F0101) 来的尿液, 经尿液泵 (06J0108) 送往一段蒸发器 (06C0109) 中蒸发、浓缩, 通过壳侧低压蒸汽和高压调温水的加热, 尿液温度从84℃升至130℃ (通过06C0109A的低压蒸汽管线上的PV1133阀的开度来维持在130℃) ;一段蒸发压力约30kPa (绝压;下同) 。出06C0109的尿液进入一段蒸发分离器 (06F0115) , 在分离器内, 气体从尿液中分离出来, 离开06F0115底部的尿液经过平衡压差的U形管进入二段蒸发器 (06C0110) , 其壳程加入0.88MPa蒸汽将尿液温度由130℃升至140℃;二段蒸发压力控制在3kPa。出06C0110的尿液进入二段蒸发分离器 (06F0116) , 在分离器内, 气体从尿液中分离出来, 分离出来的气体经升压器升压后进入二段蒸发器第一冷凝器 (06C0113) 壳程, 未冷凝的气体与动力蒸汽再经二段蒸发第一喷射器 (06L0103) 一起进入二段蒸发后冷器 (06C0114) 壳程, 在06C0114内将未冷凝的气体再次冷凝, 在这里大部分的气体被冷凝下来;未冷凝的气体与动力蒸汽经二段蒸发第二喷射器 (06L0104) 一起进入常压吸收塔 (06E0106) 。06F0116底部的尿液经熔融尿素泵 (06J0109) 送至造粒喷头造粒。
2 异常现象
2009年10月4日, 车间为了检验设备性能、仪表准确性、员工的实际操作能力及对装置现场熟悉程度, 进行了蒸发系统试抽真空。具体过程如下: (1) 启动06J0108向蒸发系统送水, 经调节阀 (FV-1134) 、一段蒸发器、二段蒸发器, 待06J0109进口管中液位在管道视镜中部时, 启动06J0109并打开循环三通调节阀 (HV1191A) 打循环; (2) 打开一、二段蒸发喷射器的动力蒸汽阀及升压器的蒸汽阀抽真空, 在此过程中保持两段之间的压差20~30kPa, 控制一段压力为30kPa, 二段压力为3kPa。
在抽真空的过程中发现, 06F0115的压力维持在50kPa左右, 始终未达到《青海100万吨钾肥综合利用项目日产1000吨尿素装置———操作原则》中真空试验设计指标30kPa或更低的要求, 且真空度应当在尽可能短的时间内 (约30min) 达到;而进蒸发系统的蒸汽冷凝液的温度为75℃, 06F0115出液温度为100℃, 进水量约为16t/h;06C0112的出液温度为50℃。
2012年12月17日13时尿素系统进行化工投料生产, 15时10分蒸发系统进料造粒, 但在抽真空的过程中发现06F0115压力在37~50kPa大幅波动, 06F0116的压力在30~49kPa波动, 一、二段蒸发系统压差在10~20kPa。
3 原因分析及应对措施
3.1 水运真空不达标分析及措施
一段蒸发系统真空度达不到指标, 经分析主要有以下原因: (1) 蒸发负荷重, 进料量大, 进料温度低, 尿液氨含量高; (2) 喷射泵抽吸能力差, 喷嘴有堵塞现象; (3) 各级表面冷凝器冷凝效果差, 冷却水温高, 或冷凝器有堵塞现象, 换热效果差, 冷凝器内有碳酸盐结晶; (4) 液封没有封住或注水不足; (5) 气相管线或设备、系统有泄漏处; (6) 仪表显示不准; (7) 冷却水量不足; (8) 低压分解系统温度过低, 压力过高; (9) 一、二段气相管处有结晶, 建议适当冲洗; (10) 设备安装布局及设计存在问题。
针对上述可能存在的因素, 对该装置进行检查确认。因装置为新建且未进行投料试车, 以及高低压系统水运完成后处于停运状态, 所以可以排除冷凝器内有碳酸盐结晶、一二段气相管处存在缩二脲或尿素结晶堵塞、进料氨含量高、低压系统分解温度过低及其压力控制过高等因素对真空度的影响;经过对真空系统各喷射泵的现场拆解, 并未发现喷射泵喷嘴有堵塞;对仪表重新校验, 并未发现仪表指示不准;调取DCS监控数据曲线, 显示循环水上水温度为在27℃左右, 现场观测回水温度维持在32℃左右, 从而可彻底排除原因 (3) ;调取DCS监控数据曲线, 显示总循环水流量维持在2 800~3 200m3/h, 符合设计指标 (2 885m3/h) 要求;调取氨水槽液位DCS监控数据曲线, 显示其维持在30%~40%, 从而保证真空冷凝系统下液有足够的液封;在试抽真空前, 整个蒸发系统进行水压及气密试验, 均未发现设备、系统、管道、阀门与法兰连接处存在泄漏现象。
针对原因 (1) 进行分析。因进入蒸发系统的介质为蒸汽冷凝液而非尿液, 故进系统的量需要重新进行核算, 具体过程如下:进入一段蒸发器蒸汽冷凝液温度75℃, 冷凝液的流量为16t/h, 06C0112出液温度为50℃, 其热负荷为43.931 8GJ/h;因一段蒸发压力为0.05MPa, 出液温度为100℃, 经查该蒸汽为过热蒸汽, 其焓值为2 682.397 01kJ/kg, 汽化热2 304.935 1kJ/kg, Cp=2.015 507 819 925kJ/ (kg·℃) , 经计算, 设备最大冷凝量为8.698 6t/h;设计一段蒸发压力为0.03MPa, 当出液温度为100℃时, 该蒸汽 (为过热蒸汽) 焓值为2 684.939 732kJ/kg, 汽化热2 335.28kJ/kg, Cp=4.187 7kJ/ (kg·℃) , 经计算设备最大冷凝量为8.614 5t/h。将蒸发进液量由16t/h降至8.5t/h时, 一段蒸发的压力仍达不到设计指标, 故排除原因 (1) 。
通过上述分析, 问题在于一段蒸发分离器的设计布局。经查装置设备布置图和设备图纸发现, 一段蒸发分离器的标高低于二段蒸发分离器;当二段蒸发分离器出液时, 一段蒸发分离器已经处于满液状态, 由此造成一段蒸发真空度严重超标, 从而导致后续系统无法进行生产。
基于一段蒸发分离器安装位置过低, 造成蒸发系统及后续系统无法进行正常生产的问题, 经与设计院沟通, 重新核算, 决定将一段蒸发加热器及分离器的位置由原设计标高EL121500提升至EL128500 (见图1、2) 。由于一段蒸发加热器及分离器垂直提升到28.5m处的尿素主框架 (没有承重梁) , 不能满足其提升安装要求, 因此, 需要将蒸发分离器周围原设计的梁HM400×200×10×18mm更换为HN700×300×12×24mm的承重梁, 并且做垂直支撑加固。
3.2 试生产真空不达标分析及措施
由于蒸发系统已经过实物造粒检验及造粒前试抽真空 (均符合工艺要求) , 因此2012年12月17日蒸发造粒系统压力不达标的原因可能如下: (1) 蒸发负荷重, 进料量大, 进料温度低; (2) 各级表面冷凝器冷凝效果差, 冷却水温高; (3) 前系统二氧化碳转化率低, 汽提效率低, 低压系统严重超负荷, 造成负荷后移。
针对上述可能存在的原因, 逐一检查确认:经查进蒸发系统物料量控制在70%, 故可排除原因 (1) ;更换一、二段蒸发表冷器下封头垫片时, 并未发现换热器严重结垢, 此外, 调取循环水温度曲线, 水温控制在21~24℃之间, 从而排除原因 (2) ;二氧化碳转化率由59%降至26.7%, 外界供汽量不足, 致使汽提塔蒸汽压力控制在1.0~1.4MPa之间, 汽提效率极低, 造成低压系统超负荷, 即使低压系统压力调节阀及放空调节阀处于全开状态的情况下, 系统压力维持在0.3~0.38MPa。现场观测常压吸收塔放空流量计严重超量程, 尿液槽尿液氨浓度经分析化验发现超设计指标, 导致蒸发系统喷射器背压过高而造成真空度达不到指标。
车间经过讨论研究, 决定在一段蒸发喷射器及二段蒸发第二喷射器后分别增加一条DN100和DN50的管线至放空筒, 具体如图3所示;所需材料见表1。
4 结语
蒸发处理技术 篇4
1 强降水引发的蒸发异常
强降水时, 某时次蒸发量明显偏大, 有时与该时次的降水量相同, 此时可判断为强降水引起的蒸发异常, 因降水时段湿度大基本无蒸发, 该时次蒸发量可按0.0处理。因降水量较大, 接近蒸发传感器最高刻度线时必须进行人工取水处理, 并在业务软件上进行干预调整水位, 但可能会导致该时次蒸发自动缺测, 此时该时次蒸发量也可按0.0进行处理[1,2]。
2 蒸发桶内水被刮出引发的蒸发异常
下小雨或不下雨时, 特别是下雨时风大蒸发桶内水被刮出, 某时次蒸发量有时也会明显偏大, 这时该时次蒸发量要按缺测处理, 如果前后2 h蒸发正常, 该时次蒸发量可用前后2 h的蒸发数据内插求得, 该日蒸发量照常统计;如果前后2 h蒸发也异常, 则该时次蒸发量按缺测处理, 该日蒸发量可用人工观测值 (人工用测针测量的值) 代替, 在日数据维护中录入在19:00—20:00, 其他时次空白处理。没有人工观测值时则缺测处理。
3 人工加入的“降水量”引发的蒸发异常
检定雨量计加水时或清洁冲洗雨量传感器未断开雨量信号线时, 这些“降水量”虽在业务软件上人工删除了, 但采集器还是自动把它作为了真正的降水量参与蒸发量的计算, 致使该时次蒸发量不正确, 此时应从该时次显示的蒸发量中减去人工加入的“降水量” (此条对于人为加入的水量较少时可用, 当加入大量的水时蒸发会自动按缺测处理) , 才是该时次正确的蒸发量。
4 结冰引发的蒸发异常
使用期 (冬季) 某日内某几个时次 (多出现在强降温过程后或夜间) 出现结冰时, 这些时次的蒸发量不一定准确, 此时无需干预小时蒸发量, 只需判断该日蒸发总量, 如明显异常, 则该日蒸发量按缺测处理, 否则按正常记录处理。如自动站蒸发是缺测处理的, 则20:00应人工用测针进行测量来代替缺测的日蒸发量。如果为短期全日连续结冰, 则结冰时可停止观测, 各该日蒸发量栏记“B”;待某日结冰融化后, 测出停测以来的蒸发总量, 记在该日蒸发量栏内。但不得跨月、跨年。当月末或年末蒸发器内结有冰盖时, 应沿着器壁将冰盖敲离, 使之呈自由漂浮状后, 仍按非结冰期的要求, 测定自由水面高度。
5 蒸发桶渗水引发的蒸发异常
还有一种情况值得注意, 台站现用大型蒸发桶为塑钢产品, 老化以及冬季冻裂等原因导致其使用寿命较短, 当值班员发现一日内各时次蒸发量持续均匀偏大 (特别是在夜间, 湿度大, 蒸发应很小时) , 则有可能是蒸发桶渗水, 此时需进行扒土检查蒸发桶外壁是否有渗水处, 以确定蒸发桶是否破裂, 如有渗水, 则渗水时次的记录一律按缺测处理, 日蒸发量亦按缺测处理。此时应立即更换新蒸发桶, 如渗水不严重, 在无备份蒸发桶时可将原蒸发桶做修补处理暂时使用。冬季停用大型蒸发时, 一定要将蒸发桶水舀出清理干净, 最好将整个桶身和整个蒸发外圈都盖上, 以防冬季降水渗入土圈的土中, 降温后土壤冻结将蒸发桶冻裂。
6 清洁换水引发的蒸发异常
在清洁大型蒸发换水时, 如清洁换水时段较短, 此时蒸发可按正常处理, 如时间较长, 判断影响该小时蒸发量时, 可将该时次蒸发量缺测处理, 待下个小时整点后再用内插法求得代替。清洁大型蒸发换水时要注意换入水的温度应与原有水的温度相接近, 否则会导致因换入水水温低而连续好几个时次无蒸发量或者换入水水温高蒸发偏大的现象。
7 气温变化较大引发的蒸发异常
另外, 工作中还发现当外界温度变化较大 (如天气晴朗时, 日出后的2~3 h) 小时蒸发量都偏大, 但通过和人工测量的日蒸发量比较相差不大, 考虑可能是蒸发桶体和水体受热膨胀 (或收缩) 不一致造成的, 此时的小时蒸发量可视为正常。
8 蒸发异常处理方法
以上记录处理, 因降水导致小时蒸发异常, 需0.0处理代替的, 在整点地面数据维护中进行处理保存上传;小时蒸发异常偏大需要按缺测处理的, 也要在整点地面数据维护中进行处理保存上传;仅缺测一个时次, 当时按缺测处理的, 在下一个时次小时整点数据出来后, 要用内插法求得并在正点地面数据维护中重新保存上传[3,4];需要人工代替日蒸发量的在日数据维护中进行处理。以上蒸发异常的处理均要在观测簿与月报表中详细备注。只要分类处理好各种不同情况出现的蒸发异常记录, 就能保持资料的完整性和准确性。
摘要：通过对CAWS 600型自动气象站蒸发传感器原理进行介绍, 分析台站蒸发出现异常的几种情况, 针对不同情况给出蒸发异常时的数据处理方法, 保证了蒸发资料的完整性和准确性。
关键词：蒸发传感器,蒸发异常,自动气象站,数据处理,备注
参考文献
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[2]李黄.自动气象站实用手册[M].北京:气象出版社, 2007.
[3]屈卫栋, 张红安, 张占良.自动站大型蒸发的观测和维护[J].山西气象, 2006 (1) :24.
蒸发处理技术 篇5
随着我国核能事业快速发展, 国内核燃料元件厂生产能力也逐年提高, 并在生产过程中产生大量低放射性废水。现阶段燃料元件厂废水处理工艺仅能将水中铀离子处理到0.05mg/L, 且缺乏对水中大量酸、碱、重金属离子等有毒有害物质的必要处理手段, 排放后对环境及公众安全造成长期而严重的危害。为满足国家环保要求, 亟需解决核工业低放废水的有效处置和合理减排问题。由于目前国内尚无成熟的工程案例以供借鉴, 本文选取国外较为先进的蒸发处理工艺和国内正在研发的高压反渗透处理工艺, 从其原理、性能、能耗、生产规模等方面出发加以比较, 探讨其在我国核工业生产中的适用性。
1 技术原理
1.1 蒸发处理工艺原理
蒸发处理工艺利用外加热能将低放射性废水加热气化, 对蒸汽进行清洗去污后导出系统, 作为蒸汽冷凝水回收或排放。蒸汽进入去污装置后首先通过旋风分离器去除较大的悬浮液滴, 然后通过多级淋洗去除蒸汽中的气溶胶微粒, 最后通过液封和鼓泡方式分离蒸汽中夹带的可溶性放射性气体, 完成低放射性废水的最终处理。
1.2 高压反渗透处理工艺原理
高压反渗透处理工艺利用外部压力克服原水渗透压, 使渗透过程逆向进行, 将低放射性废水通过反渗透膜进行分离, 其中水分子透过反渗透膜后被收集成为清相水, 包含放射性核素在内的多种盐分留在废水中成为浓缩液。
2 工程规模及相关参数
2.1 工程规模及配套设施
蒸发工艺处理设备需要设计独立的设备操作间, 并配套设计送、排风系统。其中处理量0.5m3/h的典型厂房面积要求为15m×10m, 最低高度需达到6.5m, 建议总净高度为10m。
高压反渗透工艺处理设备占地面积很小, 处理量0.5m3/h的设备尺寸仅为2100 mm×1500 mm×1877 mm, 且无需其他辅助系统支持。
2.2 工艺及工程设计要求
根据目前所掌握的技术资料, 蒸发处理工艺对操作环境温、湿度具有较高要求, 但尚未获得准确的数据范围。在我国北方环境随季节变化较大的地区, 对于维持设备稳定运行所需的室内环境设计存在不小的挑战。此外, 系统运行过程中允许温度和压力的波动范围较小, 对工艺系统的设计精度及自控仪表的灵敏度要求较高。
高压反渗透处理工艺对操作环境要求较宽泛, 在原水p H=2~11, 供电系统波动<5%, 接地电组≤4Ω, 空气最大相对湿度≤85%条件下即可正常工作。其中, 设备的适宜运行温度为23℃~30℃, 但是当环境温度低至10℃左右时仍能保持较好的水质处理效果[1]。
2.3 设备的经济性及可操作性
目前, 蒸发处理工艺在我国尚未开展工艺设计, 相关科研院所也缺乏相应的技术储备, 设备需要进口或通过国内代理商进行采购, 定价权掌握在外企手中, 工艺设备全套报价约为2000万欧元。相较而言, 高压反渗透处理工艺已经处于工程验证阶段, 样机造价约为96万元人民币, 产品价格相差悬殊。
蒸发处理工艺设备运行过程中耗能组件包括热交换器中的2套9k W加热器和1台37k W热泵, 其中2×9k W加热器在设备启动阶段提供系统升温所需的热能, 当系统进入正常运行阶段后可关闭加热器, 仅靠热泵维持系统运转。高压反渗透处理工艺设备耗能组件包括1台输料泵和1台高压泵, 总功率15k W。
蒸发处理工艺设备和高压反渗透处理设备均采用集成PLC控制, 运行过程中无需操作人员干预, 仅装卸料液和日常维护阶段需要人工操作。一般1~2人即可完成所有工作。
2.4 设备性能及生产能力
上述两种工艺方法均针对低放射性废水的处理, 其中蒸发处理工艺蒸残液浓度一般设定为33% (理论范围值30%~35%) , 处理后蒸汽冷凝水的放射性活度浓度低于106Bq/m3, 蒸残液的放射性活度浓度约为1012Bq/m3, 核素及可溶性离子去除率推测可达到99.5%以上。蒸发设备的处理能力可调节范围小, 适用于废水处理量变化不大的工程方案, 如需扩大生产只能增加设备台套数。
高压反渗透装置浓缩液浓度一般可达到20%~25%, 正常生产条件下系统脱盐率≥96%, 其中铀离子去除率99%~99.9%。设计水回收率50%~80%、处理能力 (1.0~1.5) m3/h, 可通过PLC连续调节, 操作压力随操作参数自动调节。根据现场试验经验, 当环境温度较低或原水浓度较高时, 系统脱盐率会降至92%~93%, 但不影响回用于水喷射吸收及酸雾净化塔等设备。
3 分析及结论
根据对蒸发处理工艺及高压反渗透处理工艺各项性能参数的对比分析, 蒸发处理工艺具有较高的放射性核素及离子去除率, 同时具有较高的水回收率, 在回收利用水资源及低放射性废物减容方面具有较大优势, 但其设备采购费用昂贵, 运行环境要求严苛, 在当前阶段不利于大规模工业化应用。如果能够引进吸收该项技术并进行自主化设计制造, 同时解决工艺及自动化设计方面的瓶颈, 将成为未来低放射性废水处理工艺的首选方案。
高压反渗透工艺在处理效果上不及蒸发处理工艺, 但是仍具有较好的水处理能力, 在废水回收利用和低放废物减容方面具有良好的经济效益和社会效益, 同时其采购价格较低, 环境适应性较好, 可以满足大部分核工业系统运行需要, 在当前阶段仍可作为低放射性废水处理的最优化方案。
摘要：本文对低放射性废水蒸发和高压反渗透处理工艺进行论述, 分析其运行特性及工程适用性, 尝试找出适用于我国核工业低放射性废水处理的方法。
关键词：低放废水处理,蒸发处理,反渗透处理
参考文献
蒸发处理技术 篇6
此外如果发生地下水渗入,或采用厂外注水等方式实现堆芯冷却时,也会导致大量的外来水被污染而变为需要处理的放射性废水,此类废水往往成分复杂,且含有一定量的高毒(如Sr90,Co60),极毒(如Pu239)组核素,因此必须进行严密监测和妥善处理。此外,为了尽可能减少放射性废物量,尽可能减轻事故影响,处理方案的减容效果也是一个十分重要的指标。蒸发法是一种在核工业领域广泛应用废水处理技术,除碘-131、氚等少量挥发性核素外,其对大部分放射性物质均有很好的分离效果,且工艺路线成熟,设备来源广。是一种广泛应用的放射性废液处理技术,在核设施废水处理系统中占有重要地位。
就核电站严重事故废水应急处理而言,以日本福岛第一核电站为例,根据IAEA的统计,事故发生后,福岛第一核电站必须管理的污染水总量高达800 m3/天[1],图1是福岛核事故后,东电公司用于对污水进行处理和回用的污染水管理系统示意图。其中,文献[2]指出,先进放射性废水处理系统中包含一套蒸发处理系统,用以对除锶铯的中低放废液进行浓缩减容,最终生产的浓液则去浓缩废液储藏区,做固化或其他方式以实现最终处置。
依据蒸发料液的含盐情况、厂房情况,一般在放射性废水处理领域有釜式蒸发器,升膜式蒸发器、自然循环式蒸发器以及红外加热式蒸发器应用[3]。然而直接供热需要消耗大量的一次蒸汽或电能,据中国原子能科学研究院测算[4],采用传统蒸发方式处理1吨低放射水平废水,需要消耗1.2~1.5 t的120℃蒸汽,折合能耗约762 kW h/t水,是典型的高耗能过程,且冷凝过程消耗大量冷却水,导致系统庞大,设计复杂,难以实现系统的小型化,因此此类蒸发装置大多为固定设计,难以实现移动化和模块化,客观上也不适合用于设计核应急使用的移动式蒸发设备。
1 MVR技术的发展及原理
在19世纪30年代便有科学家提出了MVR的技术设想,但直到1925年,一家奥地利企业才生产出第一台工业应用的MVR装置,我国自20世纪70年代对该项技术开展技术研发和引进工作,研究和示范项目体现出了该技术巨大的节能潜力,但因为技术和成本等原因,技术成熟较慢,且蒸汽压缩机等核心设备及相关核心技术专利长期为美国GE、德国GEA等大公司垄断,因此2000年前鲜有该技术在国内的应用报道,直到现在,国内外节能降耗压力加大,国内方重视对该技术的研究开发,该项技术才在国内制盐、食品、环保等领域取得较为广泛的应用[5]。在我国核电领域,位于浙江三门的采用美国第三代核电技术的AP1000机组以及广东台山的采用欧洲第三代核电技术的EPR机组设置了MVR蒸发装置用于化学废水处理[6],但未见该装置采用国产化设备的相关报道。
该技术实际是一种开式热泵,流程图2是一台自然循环式升膜式MVR蒸发装置工艺流程图。工艺流程为:(1)来自界区的原水首先经原料预热器与从冷凝水罐出料的高温冷凝水进行换热,进入分离室浓液出口与浓液混合。(2)浓缩液-原液混合液进升膜蒸发器,与蒸汽进行热交换,温度升高,部分气化后汽水混合物经循环管进入分离室,加热蒸汽冷凝水进入冷凝水缓冲罐。(3)分离室内进行汽水分离,蒸汽从上部出分离室去过滤器,浓液自下部出分离室去与原液汇合。(4)分离室出蒸汽经两级雾沫分离,然后进蒸汽压缩机进行压缩,热焓提高后作为加热蒸汽去蒸发器内做加热蒸汽。
和传统的蒸发技术相比,MVR的主要区别在于:(1)将原有的界区蒸汽/电加热改为由压缩机提升蒸汽热焓,回收了蒸汽潜热,除开工的一次性能耗和定期少量补热外,基本不需外界供给能量,以真空操作下的某蒸汽量为1 t/h的MVR蒸发工艺过程部分热力学过程进行分析,温度为86.61℃,压力为61.32 kP a(绝压)的二次蒸汽压缩至71.93 kP a(绝压)时,其出口温度达101℃,此时消耗理论绝热功率为7.58 kW,然而被提高热焓的过热蒸汽在加热室中再度冷凝时,其在对应压力下可放出的潜热达639.36 kW,即用少量的电能即可实现蒸汽潜热的回收。(2)蒸汽凝液直接用于对原料液进行预热,取消了传统蒸发的冷凝水供给。采用以上设计为蒸发系统带来了以下好处:蒸发热源不是界区蒸汽,而是经压缩后的二次蒸汽,压缩机压缩蒸汽回收潜热与直接加热单效蒸发相比,节能优势显著,且减少了热污染,此外由于没有大量工艺蒸汽相关的保温、配管设置,系统紧凑,在实现低能耗的同时利于实现小型化,移动化。
不过MVR技术仍存在以下一些特征和局限,需要设计操作人员予以特别注意:(1)由于蒸汽比容大,因此应当在低真空度下运行蒸发系统。(2)由于该系统中的核心装置蒸汽压缩机是一台结构相对复杂的动设备,存在泄露的风险,且真空泵抽气,不凝气中可能含有H3,I131等放射性物质,因此在设计、制造、加工以及屏蔽设置时对防止泄露措施应予以高度重视,且操作过程中应该尽量保证压缩机处于最佳工况,并严防发生蒸汽泄露等事故。
2 蒸发装置蒸发模拟废液试验结果讨论
为检验MVR技术对典型放射性活化产物的去除效果,并考察MVR装置的蒸发能耗等装置性能指标,故利用一套50 L/h MVR小试装置设计开展了8 h连续蒸发试验,试验原水为配制的含锶铯钴离子各1 g/L或0.1 g/L的模拟废水,试验时以系统温度压力稳定后运行8 h的相关数据为分析依据,蒸发1 g/L模拟废水的8 h试验的关键工艺参数列表如下:
上述对应条件下,要对设备的放射性污染去除能力进行考察,系统去污因子是工艺系统去污能力的核心指标,分别对当天进料原水、每小时蒸发系统出冷凝液以及浓水进行取样,检测水中锶铯钴离子含量,计算系统出冷凝液中锶铯钴含量。进而计算平均系统去污因子(DF),系统去污因子计算公式如下:
其中DFis代表核素i的去污因子;Ci冷代表冷凝液中i核素的质量浓度,单位为mg/L;Ci原代表原液中i核素的质量浓度,单位为mg/L。对小试装置进行8 h蒸发试验测得的系统平均去污因子为DFi锶=1.34×106,DFi铯=7.25×105,DFi钴=7.26×105。出水模拟核素含量低,水质稳定,能够达到深度净化的要求。
对系统蒸发能耗进行统计后发现,当前的蒸发装置蒸发每吨水的折合能耗在86.26 KW/h左右,相比传统蒸发节能88.7%,但和当前国内投产的工业级MVR装置相比,吨水能耗还有进一步的优化空间。分析系统后我们认为,由于小型单螺杆压缩机的多方效率较低(仅达30%),因此在未来设计制造更大的MVR工艺系统时,应当选用性能更好的设备,以实现更好更经济的节能性能。
3 结论
本文作者利用一套50 L/h的MVR热泵蒸发装置开展了对含锶铯钴核素的模拟废水进行了模拟蒸发试验,试验表明,MVR装置对三种不挥发核素的平均去污因子能达到7×105以上,装置出水水质稳定,节能效果显著,是一种极具潜力的放射性污水去污技术。
参考文献
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[5]庞卫科.机械蒸汽再压缩热泵系统的理论分析和试验研究[D].北京:中国科学院大学,2013.
蒸发冷却空调技术的应用现状 篇7
1 直接蒸发空气冷却器
利用循环水直接冷却送风的过程叫直接蒸发冷却 (Direct Evaporative Cooling, 简称DEC) 。
直接蒸发冷却的饱和效率ηDEC为:
式中:tgw——入口空气干球温度, ℃;
tgo——出口空气干球温度, ℃;
tsw——入口空气湿球温度, ℃。
饱和效率与入口空气迎面风速、填料种类、填料厚度有关, 通常能达到70%~95%。
由于单元式直接蒸发空气冷却器实质上也是一种直流式 (全新风) 空调系统。所以在干燥炎热地区可以用作舒适性空调。但由于直接蒸发冷却在降温的同时, 还对送风进行了加湿, 所以单元式直接蒸发冷却空调器很难在中湿度以上地区单独用于舒适性空调。但目前在我国的一些沿海地区的一些工业厂房、或一些大发热量机房, 在对湿度控制不严格的地区, 越来越多地使用这种外接风道的单元式直接蒸发冷却器。另外单元式直接蒸发空气冷却器也常用于动物圈舍的通风冷却以及农作物、花卉大棚的加湿降温。
2 间接蒸发空气冷却器
间接蒸发冷却器通过间壁将被冷却空气 (一次空气) 与淋水侧的空气 (二次空气) 隔开, 在湿通道中喷淋循环水, 水与二次空气相接触, 蒸发产生冷却效果, 干通道中的一次空气只被冷却而不被加湿, 使蒸发冷却空调技术的应用范围扩展到中湿度以上地区。
目前, 间接蒸发冷却器的形式主要有板翅式、管式和热管式三种。
板式间接蒸发空气冷却器与一般的板式换热器结构相同, 一次空气与二次空气交叉流过相间的换热通道。板式间接蒸发冷却器具有换热效率高, 体积小等优点。在新疆地区的蒸发冷却空调过程中, 以前多采用板式间接蒸发冷却, 通过对项目的跟踪调查, 发现板式间接蒸发冷却存在有很大的不足:1) 由于流道窄小, 因而流道容易堵塞, 尤其在空气含尘量大的场合, 随着运行时间的增加, 换热效率急剧降低, 流动阻力增大;2) 另外由于流到狭窄, 很难做到布水不均匀、传热面浸润能力差;3) 金属表面结垢, 不易清洗;4) 一次空气和二次空气容易出现漏风, 伴随有漏水现象;5) 成本高。
管式间接蒸发空气冷却器一次空气在管内流过, 在管组上方由布水装置淋水, 在管外壁形成水膜, 二次空气自下而上横掠管束, 与管外水膜发生热、湿交换, 冷却管内一次空气。尽管管式间接蒸发空气冷却器的紧凑性不及板式, 但它刚好能弥补板式的不足, 即:1) 管式间接蒸发冷却器通过合理设计布水装置, 做到布水均匀, 形成稳定水膜, 有利于蒸发冷却的进行;2) 流道较宽, 不会产生堵塞, 因而流动阻力小;3) 容易清洗;4) 成本低。目前蒸发冷却空调工程中越来越多地使用管式间接蒸发空气冷却器。
因热管式间接蒸发冷却器具有无需外部动力来促使流体循环, 较常规换热器更安全、可靠, 可长期连续运行, 且冷热段结构位置布置灵活, 结构紧凑, 流动阻力小。目前对热管换热器用于蒸发冷却还处于研究阶段, 同时因其制作成本高, 还没有工程应用实例。
由于空气的密度小、导热系数小, 所以间接蒸发空气冷却器一次侧的换热热阻很大, 导致单一的间接蒸发空气冷却器的降温能力是非常有限的。
3 复合式蒸发冷却空调系统
直接蒸发冷却器和间接蒸发冷却器各有利弊, 若两者单独使用, 空气的温降是很有限的。对于湿球温度较高的高湿度地区, 使用相对简单的直接蒸发冷却器不能获得足够低的室内温度, 而且相对湿度高。因而需将直接蒸发冷却器与间接蒸发冷却器加以结合, 构成复合式蒸发冷却器。
复合式蒸发冷却器常见的复合形式有以下三种:1) 间接蒸发冷却器+直接蒸发冷却器;2) 冷却塔供冷型间接蒸发冷却器+其他形式间接蒸发冷却器+直接蒸发冷却器;3) 间接蒸发冷却器+机械制冷空气冷却器+直接蒸发冷却器。
就目前的工程应用来看, 大型工程中三种复合式蒸发冷却空调系统都有应用。应用实践表明, 复合式蒸发冷却空调系统的节能性归根到底还是取决于基本的直接蒸发冷却和间接蒸发冷却单元的性能, 在彻底掌握直接蒸发冷却和间接蒸发冷却单元的性能的基础上, 根据工程具体情况进行优化组合, 并配置相应的控制系统, 才能充分体现出蒸发冷却空调超过机械制冷空调的有势。
摘要：蒸发冷却空调在我国应用越来越广泛。蒸发冷却空调包括直接蒸发空气冷却器、间接蒸发空气冷却器和复合式蒸发冷却空调系统。单元式直接蒸发空气冷却器实质上是一种直流式 (全新风) 空调系统, 所以在干燥炎热地区可以用作舒适性空调。间接蒸发空气冷却器使蒸发冷却空调技术的应用范围扩展到中湿度以上地区。复合式蒸发冷却空调系统根据工程具体情况进行优化组合, 并配置相应的控制系统, 才能充分体现出蒸发冷却空调超过机械制冷空调的有势。
关键词：蒸发冷却空调,复合式蒸发冷却空调
参考文献
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[2]杨秀贞, 黄翔, 程刚.臭氧处理蒸发冷却空调水的实验研究[J].西安工程科技学院学报, 2006.
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[4]黄翔.空调工程[M].北京:机械工业出版社, 2006.
蒸发处理技术 篇8
常规使用滑动轴承的箱式电机, 滑动轴承的冷却一般采用轴承自身散热冷却 (简称自润滑) 、外部润滑油循环冷却 (简称强制润滑) 、轴承强迫空空冷却、轴承空水冷却等。自润滑是在滑动轴承内安装甩油环, 靠油环带油润滑及轴承本体散热;强制润滑需配备外部润滑油站, 会占用场地、增加成本、使用不当易造成轴承漏油、烧瓦等事故;轴承强迫空空冷却需增加外部风扇或根据电机结构设计导引风装置, 结构复杂散热效果有限;空水冷却需在轴承室内增加进出水密封回路通入循环冷却水, 若冷却水泄露到轴承室内会造成润滑不良损坏轴瓦。所以自润滑相较其它轴承冷却方式而言可节省成本、操作便利、降低风险。
但是在大功率高速的箱式电机上由于轴承安装方式、载荷及散热等原因, 很难实现电机滑动轴承的自润滑。因此结合滑动轴承箱式电机的结构, 重力型分离式热管蒸发冷却技术的特点, 对箱式电机及其使用的滑动轴承采取适当且经济的改进措施, 以保证滑动轴承的冷却效果, 实现箱式电机滑动轴承的自润滑具有重要的市场和应用价值。
1 新型箱式滑动轴承电机结构
该新型箱式滑动轴承自润滑电机 (见图1和图2) 包括:电机冷却器1、泄压阀2、压力表3、蒸汽管4、滑动轴承5、蒸发器6、排气阀7和8、回液管9、积液阀10、冷凝器11、温度计12、电机机座13。
1、电机冷却器2、泄压阀3、压力表4、蒸汽管5、滑动轴承6、蒸发器7、排气阀8、排气阀9、回液管10、积液阀11、冷凝器12、温度计13、电机机座
蒸发器6 (见图3) 的吸热管61浸泡在滑动轴承5的油室内, 蒸发器6的安装板62固定在滑动轴承5的接口处。蒸发器6的2个出气口63、64分别安装排气阀7和8后再并联为1个出气口, 并联后的出气口通过蒸汽管4与冷凝器11顶部的接口连接, 并在此接口处设置压力表3。蒸发器6的回液口65通过回液管9与冷凝器11底部的接口连接, 并在此接口处设置积液阀10。冷凝器11固定在电机机座的两侧壁处, 顶端设置泄压阀, 顶部安装压力表, 底部安装温度计。
61、吸热管62、安装板63、出气口64、出气口65、回液口
电机前后端滑动轴承的油室内分别安装2个充注冷却介质的蒸发器6, 共计4个蒸发器分别与安装在电机机座13两侧壁的4个冷凝器11连接。电机运行时轴承内部产生的热量使蒸发器6内的冷却介质受热气化吸收热量, 通过阀门7和8切换或同时调节蒸发器的出气口, 蒸汽沿蒸汽管4上升到冷凝器11中冷却为液态, 在重力的作用下冷却的液体通过积液阀10调节流量, 沿回液管9流入蒸发器6内。在冷却介质循环气化液化的过程中, 达到滑动轴承5的强化散热, 从而实现箱式电机滑动轴承自润滑的功能。
2 重力型分离式热管蒸发冷却技术
重力型分离式热管冷却技术, 利用特定介质在蒸发器内吸热蒸发, 蒸汽由管路进入冷凝器由气态凝为液态, 在重力的作用下冷凝的液态介质由管路再流回蒸发器, 实现热量的循环传递。
重力型分离式热管蒸发冷却装置一般由蒸发器、冷凝器、管路结构、特定介质、温度计、压力表、阀门等组成。蒸发器和冷凝器通过管路连接, 管路上设置阀门便于流量调节。通过监控温度、压力数值判断重力型分离式热管冷却装置的运行状态。当蒸发器受热异常、冷凝器冷凝不畅或管路堵塞等异常情况发生时, 通过安装在冷凝器上的泄压阀排气泄压, 保证装置内部的安全压力, 避免因压力过大装置爆裂。
3 试验内容及结果
为验证基于重力型分离式热管蒸发冷却技术的新型箱式滑动轴承自润滑电机的性能, 研制出了采用A型11-90端盖式滑动轴承的YWKK560-2 2500k W 6k V新型箱式电机, 并进行了如下对比试验:
对研制出的新型箱式电机, 不采用重力型分离式热管蒸发冷却技术进行出厂试验, 记录新型箱式电机轴伸端和非轴伸端滑动轴承自润滑的温升数据。
对研制出的新型箱式电机, 轴伸端滑动轴承采用重力型分离式热管蒸发冷却技术, 对重力型分离式热管蒸发冷却系统内部充气加压, 压力表刻度5h内保持不变, 气密性验证完毕后加注蒸发冷却介质进行电机的出厂试验, 记录新型箱式电机轴伸端滑动轴承蒸发冷却自润滑和非轴伸端滑动轴承自润滑的温升数据, 试验结果见表1。
注:a:标准限值参考《JB/T 10315.1-2013高压三相异步电动机技术条件第一部分:YKS、YKS-W、YQF系列 (机座号355~630) 》.
4 结论
根据箱式电机及A型端盖式滑动轴承结构、结合重力型分离式蒸发冷却技术设计了新型箱式滑动轴承自润滑电机。
试验结果表明采用重力型分离式蒸发冷却技术的箱式电机轴伸端轴承温度降低6℃, 重力型分离式蒸发冷却技术对轴承的冷却能起到一定的效果。
通过试验分析可从降低蒸发冷却介质沸点、增强轴承室内部润滑油流动、提高冷凝器换热效率等方面对冷却效果进一步提升。
基于重力型分离式热管蒸发冷却技术的新型箱式滑动轴承自润滑电机, 还需加强对非轴伸端滑动轴承的试验。采取降低蒸发冷却介质沸点、增强轴承室内部润滑油流动、提高冷凝器换热效率等方面并进一步提升冷却效果。
摘要：本文以采用重力型分离式热管蒸发冷却技术的新型箱式滑动轴承自润滑电机为研究对象, 通过试验验证, 结果表明, 重力型分离式热管蒸发冷却技术在新型箱式滑动轴承自润滑电机应用方面有实用价值。
关键词：新型箱式电机,滑动轴承,自润滑,重力型分离式热管
参考文献
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