水冷却器

水冷却器（精选八篇）

水冷却器 篇1

1 两种冷却器结构

1.1 风冷却器

风冷却器结构见图1。高温废气流过管内, 与管外的冷却介质 (冷空气) 进行热交换, 使高温废气的热量传输给空气, 从而达到降低废气温度的目的。

1.2 水冷却器

水冷却器结构见图2。冷却水从管内走, 高温废气从管外走, 废气流过管外与管内冷却水进行热交换, 废气的热量传输给水, 再通过水将热量带走, 达到降低废气温度的目的。

水冷却器在使用过程中考虑了3种方案:第1种方案为独立冷却运行, 也就是配套建设冷却水塔, 设计进水温度为25℃, 出水温度为42℃。循环水由无阀过滤器进行旁滤, 旁滤处理水量约10%。由于此处水温低于50℃ (实际运行温度低于35℃) , 水质按《循环冷却水处理》要求采用加阻垢剂的方式进行防垢处理, 不采用软化水。第2种方案是把循环水系统接入余热发电循环水系统中, 不建设独立的冷却系统, 靠余热发电循环水冷却系统进行冷却, 设计进、出水温度;水质处理和旁滤均由余热电站循环水系统考虑。第3种方案是设计进水温度70℃, 出水温度95℃, 采用热水循环泵闭式循环, 热水可用于采暖、制冷和其他工业利用等。由于此时水冷却器内的水温已经高于67.5℃ (水结垢温度) , 因此采用软化水, 补水量3%。这3种方案中的水冷却器结构变化不大。

2 两种冷却器比较

2.1 质量和造价

按废气流量正常580 000m3/h, 异常800 000m3/h, 废气温度正常250℃, 异常450℃, 进除尘器温度≤130℃计算, 风冷却器热交换面积需要5 300m2, 整体质量约280t, 总造价约450万元;水冷却器质量约100t, 总造价约330万元 (含配套建设第1种使用方案的冷却水塔) 。两者相比, 风冷比水冷的冷却器耗钢量多180t, 总造价约高120万元。

2.2 耗能

此规格风冷却器大约需要配置6台轴流风机用于强制冷却高温废气, 每台轴流风机电动机功率按37k W估算, 综合电耗222k Wh/h。此规格水冷却器循环水泵电动机功率按2台90k W计算, 综合电耗约200k Wh/h, 水冷比风冷的冷却器节约电量22k Wh/h。一年按280d生产时间计算, 可节电147 840k Wh, 合计节省费用十几万元。如果水泥生产线与余热发电同步建设, 水冷却器循环冷却水可以直接接入余热电站冷却系统中, 设计冷却水进口温度为25℃, 出口温度为42℃, 理论上计算所需要的冷却水量为1 500t/h (第2种使用方案) , 5 000t/d生产线配套余热发电循环水冷却塔规模为2×1 800t/h, 配4台循环水泵。当余热电站停运, 水泥生产线满负荷生产时, 处理废气需启动2台循环水泵;当余热发电和水泥线同时运行时, 由于阀门漏风的存在, 有部分废气漏入水冷却器, 此时循环冷却水流量为150t/h, 这样余热电站循环水系统装机容量不变, 能耗和造价的对比效果更加明显。

2.3 能源综合利用

风冷却器强制换热后的空气被排到大气中, 这部分热量大约为4.5×107k J/h, 合12 500k W, 完全得不到利用。如果熟料线未上余热发电系统, 此部分热量全部排放, 按冬季采暖热负荷0.1k W/m2计算, 可以提供125 000m2房屋的采暖需求, 也就是说这部分热量完全能够满足厂区和生活区采暖及生活用热水的需要, 如果再同步安装余热吸收式制冷机组, 办公区和生活区的夏季制冷问题也可同时解决。采用第3种方案, 水冷却器进水70℃, 回水95℃, 循环水量约450t/h, 这部分水量完全可以用于厂区和生活区的采暖、制冷和生活热水等。按国家热量综合计价考虑, 每年可以为厂区节省费用近600万元。对于已经上余热发电系统的, 由于阀门有5%~8%的漏风量, 此处温度也能高达近200℃, 回收的热量可用于采暖等。

2.4 占地面积

根据水泥生产企业现有的设备情况, 同等规格条件下, 风冷却器占地面积约15m×4m, 高20m, 水冷却器占地面积约12m×4.5m, 高4.5m。从占地面积和空间高度来说, 水冷却器具有很大的优势, 有利于水泥生产线主机设备的合理布置及非标管路的合理安装。

2.5 安全运行

篦冷机出口气体中含有大量直径达8μm的熟料颗粒, 当高含尘气体以15~22m/s风速进入管道内, 就如同喷砂机一样, 对风管和冷却器管道进行不间断磨蚀, 如果没有采取措施, 将很快使冷却器内管道磨透。风冷却器一般采用无缝钢管 (光管) , 进风口处设有沉降室结构;水冷却器一般采用无缝钢管 (翅片管) , 进风口处设有沉降室结构和防磨层, 设备的寿命也会更长些。

2.6 制作和安装

相比来说, 水冷却器由于结构紧凑合理, 更容易设备模块化设计与制作, 运输和整体组装安装, 因此, 安装周期短、费用低。

3 水冷却器的实际应用情况

水冷却器 篇2

针对电厂循环冷却排污水浊度高、含盐量高的水质特点,采用澄清/过滤/超滤/反渗透工艺进行处理,处理后淡水含盐量小于20mg/l满足锅炉预脱盐补充水的要求,可以作为锅炉补给水水源,浓水用于冲灰,实现电厂循环冷却排污水的零排放.

作 者：李江 鄢贵权 李福勤 LI Jiang YAN Gui-quan LI Fu-qin 作者单位：李江,LI Jiang(贵州大学资源与环境工程学院,贵州,贵阳,550003)

鄢贵权,YAN Gui-quan(贵州科学院,贵州,贵阳,550001)

李福勤,LI Fu-qin(河北工程大学城市建设学院,河北,邯郸,056038)

水冷却器 篇3

通过CFD计算,可以得到水套整个流场(速度、压力、对流换热系数等)分布。水套冷却液流动和冷却特性分析主要通过流动分布、对流换热系数(HTC)、压力损失进行评估。通过速度场分布可以识别出滞止区(死区)、速度梯度大的区域,通过对HTC的分布可以评估水套的冷却性能,通过压力分布可以显示出压力损失大的区域。

某型柴油发动机运行中机油温度高,经分析是机油冷却器水套散热不好,并对机油冷却器水套的原型方案进行了CFD计算,计算结果反映水套确实存在不合理的地方。现重新设计,我们分别对两种改进方案进行了CFD计算,并进行了对比分析,确定了最佳改进方案。

为了准确评价和最终确定改进方案,必须要进行整机的水套CFD计算。针对原型机油冷却器、改进机油冷却器及优化机油冷却器分别进行了四个计算:原始水套计算、原型机体缸盖水套加改进机油冷却器水套计算、改进机体缸盖水套加改进机油冷却器水套计算以及优化方案(优化机油冷却器)整机水套CFD计算。通过改进前后计算对比分析,结果显示改进效果良好,并提出了进一步改进建议。

1 计算模型和网格生成

四种计算方案的配置情况见表1,三维模型及网格对比见图1、图2、图3、图4、图5。

计算网格由FIRE自动网格生成器FAME HYBIRD生成,四种方案的网格数分别为2 960 099,3 538 357,2 904 391,3 073 965,网格主要是由六面体单元组成,另外还包括少量五面体和四面体。

2 边界条件

为使计算结果更有对比性,四种方案施加了相同的边界条件。

为考虑湍流的影响,FIRE提供了两个不同的湍流模型:k-ε模型和雷诺应力模型。本计算采用的是比较简单的k-ε模型。计算假定流体为不可压的。

由于在CFD计算之前不能从实验和计算中得到空间壁面温度分布,所以计算中均采用了假定的壁面温度场。

计算域初值定义为140 kPa,363 K。

假定壁面温度为:

机油冷却器壁面为393 K,机体壁面为373 K,垫片壁面为373 K。

缸盖下部壁面为393 K,缸盖上部壁面为383 K,出水管壁面为383 K。

水泵侧入口边界条件为:

计算流体:水和冷却剂(50/50)的混合物;流体入口温度为353 K。

标定点入口流量(质量流量)为9 kg/s。

出口边界条件:压力梯度为0。

3 计算结果及分析

3.1 压力分布

表2为四种方案的压力损失计算结果,图3为各个方案总压损失对比图。由表2及图3可以看出,方案3、方案4压力损失明显降低。

方案1和方案2机体缸盖水套均为原始方案,而机油冷却器水套为改进前后的方案,从计算结果看出,机油冷却器改进后整机水套压力稍降低了;方案4机体缸盖水套为全新改进方案,由计算结果看出,整机水套压力损失明显降低了很多,达25%。

3.2.2 机油冷却器部分速度计算结果

表3为四种方案下机油冷却器部分平均速度计算结果,可以看出,方案1平均流速偏低,方案2、方案3、方案4平均流速提高较多,提高幅度达38%,说明改进后的机油冷却器改进效果明显,可以改善机油的冷却问题。

3.2.3 机油冷却器各个方向速度分布

图5为机油冷却器部分各方向的速度分布对比,从图中可以看出,优化后的机油冷却器在各个方向上的速度都有所增加,相比原始方案有较大改善。

4 HTC分布

表4为HTC计算结果,可以看出方案2、方案3、方案4均有较大改善,说明机油冷却器改进效果良好,会较大改善机油温度高的问题。

HTC的分布与速度场分布一致,各芯片间的HTC也均有较大提高。

4.1 各缸流量分配

表5为三种方案各缸流量的计算结果,可以看出,改进方案3虽在HTC方面改进最好,但各缸均匀性不好,经优化后的改进方案4使得各缸流量均匀性得到较大改善。

5 结论

通过对某型柴油机机油冷却器水套改进前后模型进行三维CFD计算和分析,可以得到以下结论:

a.和原始方案相比,方案4的总压损失降低了约25%,从流阻上有较大改善。

b.和原始方案相比,方案2、方案3、方案4的HTC明显增加,且方案4最大值与最小值偏差小,有利于换热。

c.方案2、方案3、方案4的机油冷却器部分平均流速明显增加,达38%左右,较原型方案有较大改善。

d.方案4的各缸流量均匀性有较大改善,分配偏差较小,结构合理。

e.以上结果及试验结果均表明机油冷却器改进及优化效果良好。

参考文献

[1]板翅式机油冷却器的性能仿真与优化[J].上海交通大学学报,2006,40(2).

水冷却器 篇4

关键词：水电机组,保护回路,改进

镜泊湖发电厂新厂机组plc控制系统增加冷却、润滑水中断保护回路断线功能, 并对程控原理作部分改进 (如图1-3) 。

1 水电厂配置冷却、润滑水中断保护的作用及其重要性

水电厂的供水系统在整个发电生产过程中, 有着举足轻重的作用。主要表现在冷却、润滑两个方面。在机组转动过程中, 一但冷却、润滑水中断, 将直接导致各部瓦温升高, 若断水持续时间较长, 将进一步导致各部瓦研磨受损 (即烧瓦) , 后果是十分严重的。配置冷却、润滑水中断保护的作用在于一但冷却、润滑水中断, 靠冷却、润滑水中断保护直接作用于水机事故停机, 从而减小事故所造成的损失。

2 镜新厂3#--6#机冷却、润滑水中断保护程控原理

2.1 镜新厂4#机冷却、润滑水中断保护

程控原理简介:如图1所示, 当机组转速≥35%Ne时, 认为机组已处于转动状态。此时判断冷却水、润滑水任意一个无示流, 直接作用投备用冷却、润滑水电磁阀, 投入备用冷却、润滑水;同时继续判断冷却水、润滑水任意一个是否仍无示流, 若仍无示流且持续时间超过5S, 报冷却、润滑水中断, 并直接作用于水机事故停机。

程控原理评价:镜新厂4#机冷却、润滑水中断保护程控原理虽然在冷却、润滑水中断时, 能直接作用于水机事故停机, 起到保护作用。但由于开入plc控制系统的冷却水、润滑水示流点量均为空接点方式, 而4#机冷却、润滑水示流信号计输出至plc控制系统的空接点均为供水支路有示流时接点接通, 供水支路无示流时接点断开。故当plc控制系统示流点量开入端子松动、接触不良或回路断线时, plc控制系统将会误认为供水支路无示流, 进而将会造成冷却、润滑水中断保护误动作。

2.2 镜新厂3#、5#、6#机冷却、润滑水中断保护程控原理

程控原理简介:如图2所示, 当机组转速≥35%Ne时, 认为机组已处于转动状态。此时判断冷却水、润滑水任意一个无示流, 直接作用投备用冷却、润滑水电磁阀, 投入备用冷却、润滑水;同时继续判断润滑水是否仍无示流, 若仍无示流且持续时间超过5S, 报冷却、润滑水中断, 并直接作用于水机事故停机。

程控原理评价:镜新厂3#、5#、6#机冷却、润滑水中断保护程控原理在4#机冷却、润滑水中断保护程控原理的基础上有所改进。程序在投入备用冷却、润滑水后, 不再检测冷却水示流 (考虑无论常用供水管路还是备用供水管路, 都装有滤水器, 因此不存在供水支路堵塞现象, 即装有冷却水示流信号计的供水支路和装有润滑水示流信号计的供水支路要有水都有水, 要无水都无水, 故冷却水示流和润滑水示流二者检测其一即可。) , 而只把润滑水是否仍无示流作为水机事故停机判据, 从而使plc控制系统因示流点量开入端子松动、接触不良或回路断线而造成不正确动作的出现几率下降了50%。同时示流信号计输出的接点方式也作了改动, 3#、5#、6#机冷却、润滑水示流信号计输出至plc控制系统的空接点均改为供水支路有示流时接点断开, 供水支路无示流时接点接通。避免了当plc控制系统示流点量开入端子松动、接触不良或回路断线时, plc控制系统将会误认为供水支路无示流, 进而将会造成冷却、润滑水中断保护误动作现象发生。但这种方式同样存在弊端。

当plc控制系统示流点量开入端子松动、接触不良或回路断线时, plc控制系统将会误认为供水支路有示流, 进而将会造成在冷却、润滑水真正中断时, 冷却、润滑水中断保护拒动作, 将会导致烧瓦事故发生。

3 增加冷却、润滑水中断保护回路断线功能的必要性

通过对镜新厂3#--6#机冷却、润滑水中断保护程控原理的研究与分析, 可以看出, 当plc控制系统示流点量开入端子松动、接触不良或回路断线时, 都会产生不良的后果, 因此, 对镜新厂3#--6#机冷却、润滑水中断保护程控原理进行改进, 并增加冷却、润滑水中断保护回路断线报警功能是十分必要的。

4 实用的冷却、润滑水中断保护程控原理

水冷却器 篇5

某石油化工企业罐区设置1000 m3液化气球罐二台,进入球罐的液化气主要由丙烷、丁烯、丁烷等烃类易燃易爆气体组成,与空气混合能形成爆炸性混合物,一旦爆炸具有强大的破坏性。本文结合某石油化工企业液化气罐区的设计安装实践,在目前成套的钢制球形储罐消防冷却水雾装置的基础上,对其喷雾消防冷却水的环管和喷头布置进行了设计计算和优化改进。

1 液化气储罐发生火灾爆炸的特点

1)液化气储罐发生火灾的根源是液化气泄漏。液化气一旦泄漏,伴有液体向气体转化并慢慢蒸发扩散的过程,即便切断了储泄漏点气源,整个过程持续时间也会相对较长。

2)液化气储罐泄漏源着火后,将使储罐暴露于火焰之中,罐内液化气吸收热量并大量蒸发,会导致罐内温度升高、压力大幅度增加。在这种高温和高压情况下,液化气储罐罐壁处于超应力状态,极易致使储罐罐壁破裂,引发剧烈爆炸燃烧现象。

3)液化气储罐一旦着火,将对相邻储罐产生极为严重的辐射热甚至直接烧烤,非常容易导致相邻液化气储罐因温度升高,液体气化压力急剧升高罐体屈服限降低,从而引发相邻储罐的二次爆炸。

因此,液化气储罐设置固定水喷雾冷却装置是非常必要的,在夏季高温天气时或罐区发生火灾时对储罐壁将起到降温降压的作用。水喷雾冷却装置对储罐壁及时、有效的冷却,是防止液化气储罐发生破裂燃烧而引发剧烈灾难性爆炸事故的重要安全防范措施。

2 液化气球罐水喷雾冷却装置设计和优化

2.1 环管直径和高度

已知本1000 m3球形储罐项目球罐直径准12.30 m,《水喷雾灭火系统技术规范》GB50219-2014[1]中规定球罐喷头离管壁距离不大于0.7 m。厂家提供的钢制球形储罐消防冷却水雾喷淋装置样本中,1000 m3液化气球罐消防冷却水喷雾喷淋装置型号为QGLQ-1000,该装置已通过国家固定灭火系统和耐火构件质量监督检查中心检测合格,该喷淋装置环管离球罐表面的垂直距离为0.8 m,喷头离球罐表面的垂直距离为0.7 m,喷头雾化角θ为120°,喷头的额定流量为22 L/min,环管相关数据详见表1。

mm

规范[1]规定水雾锥沿径线方向相接。喷头所对最大圆心角为γ,详见图1。

图中喷头雾化角θ为120°,L1=0.70 m,通过计算得出γ=14.71°,环管数N=180/(2γ)=6.20,取环管数量为7层。样本环管1层和7层环管直径为3.5 m,喷头水雾锥底无法将球罐罐顶铺满,在球罐上极极点附近存在无法保护,因此,本设计中将第1层的环管直径减小,在保证球罐顶部被水雾铺满的同时,避开顶部和底部的人孔、各类阀门和设施,第1层和第7层环管直径定为3.10 m,其余5层均分剩余的圆弧。第1层和第7层环管与球罐中心连线和球罐赤道夹角为α(如图2),α=90-(arcsin1.65)/6.85=76°。

当第一层α为76°时,第2至第6层γ为12.67°,小于14.71°,可调整第2至第6层喷头和环管离罐壁的距离,在保证水雾锥沿径线方向相接的前提下,将第2至第6层环管离罐壁间距调整为0.75 m,喷头离罐壁距离调整为0.65m,通过调整,可以更好地保证水雾锥体形状。

mm

通过调整,环管布置见图3,环管相关数据见表2。

2.2 环管上喷头设计

2.2.1 主喷头的布置

主喷头除按《水喷雾灭火系统技术规范》GB50219-2014中的有关规定布置外,对于1000m3球形储罐来讲,单个固定水雾喷头的保护面积相对于整个球形储罐的外表面面积来讲很小。水雾喷头相对于罐体表面的布置有以下两种形式:水雾喷头的布置参考《水喷雾灭火系统技术规范》GB50219-2014[2]相关条款,水雾喷头的布置形式分为正方形和菱形两种。

1)正方形布置形式,即相邻4个喷头喷口中心连线为正方形(见图4)。

2)菱形布置形式,即相邻4个喷头喷口中心连线为夹角60°和120°的菱形(见图5)。

水雾喷头的喷洒半径计算,在《水喷雾灭火系统技术规范》GB50219-2014中已给出,计算公式为:R=L1·tan(θ/2)。式中符号意义详见《水喷雾灭火系统技术规范》GB50219-2014,式中θ取值范围[1]为30°、45°、90°和120°、通常取90°或120°,本1000 m3液化气球罐项目选用的水雾喷头雾化角为120°。式中L1为喷头距球罐罐壁之间的距离,本项目取L1=0.70 m。代入公式中计算可得R为1.21 m。

本1000 m3液化气球罐固定水喷雾冷却装置设计喷头采用矩形布置形式,采用矩形布置可以使每层环管布置喷头数量更为合理的,同时可以适当加大环管间距,横管上每2只喷头之间间距为1.4R,即每2个喷头间距为:1.4×1.21=1.69 m。本固定水喷雾冷却装置设计采用上下半球单独供水方式,每根环管采用两根立管进行供水,为了增加安全系数和满足喷淋环管喷头对称布置,在进行设计时可以适当减小喷头间距。通过计算,确定各层环管喷头数量布置表如表3所示。主喷头总数量为132个。样本中喷头数量见表4。

通过对比表3和表4,可以知道样本中每层喷头布置数量过于密集,通过优化设计,主喷头可以减少60个,为了保证冷却水供给强度,需将喷头流量增大。

依据《石油化工企业设计防火规范》GB50160-2008冷却水供给强度不应小于9 L/(min·m2)。该1000 m3球罐总冷却面积为:12.32×π=475.05 m2,主喷头冷却水量为:475.05×9=4275.46 L/min,依据规范[2]取安全系数为1.1,计算可得最后主喷头冷却水量为4275.46 L/min×1.1=4703 L/min。

每个喷头的喷射流量至少为35.60 L/min。确定主喷头喷射流量为40 L/min,压力为0.35 MPa,型号为ZSTWA-40-120。为方便采购施工,辅助喷头型号与主喷头相同。

2.2.2 辅助喷头的布置

对于罐体顶部操作平台、附件,尤其是液位计、罐体下部的进气阀和切水阀、罐体上部的安全阀等易发生泄漏的泄漏源、初期着火源,还应根据装置现场实际安装情况,按需要增设辅助喷头进行保护。增设辅助喷头应根据现场实际情况进行设计布置安装。

2.3 环管管径

《水喷雾灭火系统技术规范》GB50219-2014规定消防管道水流速度不大于5.0 m/s,为控制环管上喷头间的压差,取环管水流流速小于等于2.5 m/s[1]。

本1000 m3液化气球罐固定喷雾冷却装置设计每根环管采用2根立管供水,并将环管均匀分成4等分,通过计算,可以确定每层环管管径及管内流速,如表5所示。

通过计算优化环管径,每层环管管径都有较大的减小。

环管管径优化后结合管内流速进行水力核算,在查阅《给排水设计手册:第一册》[3]的基础上,可以计算出每一根环管上最不利点喷头(水压0.35 MPa)和离立管最近的喷头水流量,详见表6喷头水量对比。

喷头的水量可在额度流量上下波动3 L/min,由表6喷头水量对比,可以看出,环管管径优化后喷头水量没有较大变化,完全满足设计要求。

2.4 减压孔板设计

球罐上半球供水立管为第一层至第四层,总水量为201 m3/h,采用两根立管对称供水,则每根立管供水量为100.5 m3/h,取立管管径为DN100,立管内水流速度为3.5m/s,满足规范要求的管内流速小于等于5.0 m/s[1]。下半球为第五层至第七层,总水量为115.44 m3/h,单根供水量为57.72 m3/h,取立管管径为DN100,立管内水流速度为2.4 m/s,满足规范要求的小于等于5.0 m/s。球罐控制阀后水压有0.7 MPa,通过水力计算,各层环管与立管连接处压力见表7。

由表7,第一层最不利点喷头水压为环管与立管连接处压力减去1/4环管的水头损失,即0.353MPa,可满足最不利环管最不利喷头喷水要求,为保证喷水均匀,每二层至第七层环管与立管连接的地方加设减压孔板。减压孔板前后压力见表8。

MPa

MPa

3 结语

1)本文通过详细计算,确定单个1000 m3液化气球形储罐的水喷雾冷却装置水核定量为316.8 m3/h,喷洒球形储罐表面的冷却水供给强度为11.12 L/(min·m2),符合《石油化工企业设计防火规范》GB50160-2008中规定的最小冷却水供给强度为9 L/(min·m2)的要求。

2)通过本1000 m3液化气储罐工程设计计算,我们施工安装和设计人员发现,虽然厂家的设备样本给我们的工作带来很大的便利,但也存在很多不符合现场实际情况,不完善的地方。在今后的储罐设计及安装过程中,应对厂家设备样本进行详细核算和优化设计,以保证石油化工储罐工程设计的准确性和安全性,降低化工装置投入成本费用。

参考文献

[1]水喷雾灭火系统技术规范:GB50219-2014[S].

[2]中国石油化工集团公司.石油化工企业设计防火规范:GB50160-2008[S].

水冷却器 篇6

关键词：罗茨真空机组,冷却塔,降温系统,工作原理,实施方式

罗茨水 (液) 环真空机组广泛应用于化工行业的真空蒸馏、真空蒸发、脱水结晶, 食品行业的冷冻干燥, 医药工业的真空干燥, 轻纺工业的涤纶切片, 高空模拟实验等的抽真空系统中。

实际生产中, 随着罗茨水 (液) 环真空机组的前级泵———水 (液) 环真空机长期运转发热, 温度升高, 致使罗茨水 (液) 环真空机组蓄水箱中水温上升, 当水温高于30℃时, 整个罗茨水 (液) 环真空机组的真空度会大幅下降, 满足不了生产工艺要求, 所以需要对蓄水箱中用水进行降温操作。

1 现罗茨水 (液) 环真空机组降温领域存在的缺陷

目前为罗茨水 (液) 环真空机组降温领域, 一般采用自来水直接降温与冷凝器降温两种方法。自来水直接降温法是将自来水管路直接接至罗茨水 (液) 环真空机组蓄水箱中置换原水箱中的用水, 达到降温效果。自来水直接降温法具有降温效果差、浪费水资源等缺点。冷凝器降温法是将低碳醇冷凝器放入罗茨水 (液) 环真空机组蓄水箱中, 通过冷冻机组为冷凝器输送低温低碳醇, 通过冷凝器与水箱中用水进行热量交换, 达到降温效果。冷凝器降温法具有成本高、耗能多、资源浪费严重等缺点。

2 冷却塔为罗茨水环真空机组降温系统的特点

冷却塔为罗茨水环真空机组降温系统, 通过采用冷却塔冷水对罗茨水环真空机组蓄水箱中水进行冷却置换, 被置换出的水通过水箱溢流管路汇集至一条具有倾斜坡度的总管路, 借助重力作用, 被置换出的水流入低点总汇集水箱, 再通过循环泵输送至冷却塔进行循环降温。此系统可以有效解决原罗茨水环真空机组降温操作中存在的降温效果差、成本高、耗能多、浪费资源等问题, 做到降温效果可靠、成本低、耗能少、对环境无污染;此系统循环泵及各阀门调试完毕后, 可实现整个罗茨水环真空机组降温系统的长期、自动、顺畅、平稳循环;同时该系统的安装、改造操作实施简单, 灵活性强。

3 冷却塔为罗茨水环真空机组降温系统工作原理图

冷却塔为罗茨水环真空机组降温系统工作原理图, 见图1。

图1中, 箭头表示罗茨水环真空机组降温系统中冷却水的流向, 各标号所代表的部件列表如下:1、罗茨水环真空机组蓄水箱, 2、冷却塔冷水总供管, 3、冷却塔, 4、冷却塔总回管, 5、冷水分配支管, 6、支管阀门, 7、罗茨水环真空机组蓄水箱溢流口, 8、蓄水箱溢流汇集总管, 9、低点总汇集水箱, 10、总汇集水箱溢流口, 11、循环泵入口阀门, 12、循环泵, 13、止回阀, 14、循环泵出口阀门。

4 冷却塔为罗茨水环真空机组降温系统的工作原理及实施方式

如图1所示, 冷却塔为罗茨水环真空机组降温的系统, 包括冷却塔3、罗茨水环真空机组蓄水箱1、低点总汇集水箱9、循环泵12和冷却塔总回管4;冷却塔3底部连通有冷却塔冷水总供管2, 冷却塔冷水总供管2连接有冷水分配支管5, 冷水分配支管5的末端伸入罗茨水环真空机组蓄水箱1的底部;罗茨水环真空机组蓄水箱1连接有蓄水箱溢流汇集总管8, 蓄水箱溢流汇集总管8的末端伸入低点总汇集水箱9的底部;低点总汇集水箱9通过管道与循环泵12进口相连, 循环泵12的出口与冷却塔总回管4相连, 冷却塔总回管4的末端伸入冷却塔3内。罗茨水环真空机组蓄水箱1和冷水分配支管5均设有多个且每个互相对应。每个冷水分配支管5均设有支管阀门6。可以根据每台罗茨水环真空机组的具体情况调节支管阀门6来调节对每台机组蓄水箱的冷却水供应流量。每个罗茨水环真空机组蓄水箱1与蓄水箱溢流汇集总管8的连接处设有罗茨水环真空机组蓄水箱溢流口7。低点总汇集水箱9与循环泵12之间的管道处设有循环泵入口阀门11。

低点总汇集水箱9还设有接至地下污水管道的总汇集水箱溢流口10。可将总汇集水箱溢流口10接至地下污水管道, 防止低点总汇集水箱9出现水漫现象, 损坏其他设备。冷却塔总回管4靠近循环泵12的一端设有循环泵出口阀门14和止回阀13。本系统中止回阀13、循环泵入口阀门11及循环泵出口阀门14是为了有效预防系统停机后冷却塔总回管4中的存水回流至低点总汇集水箱9中, 造成水箱溢流。蓄水箱溢流汇集总管8呈倒L型, 包括水平部分和竖直部分, 竖直部分的底端伸入低点总汇集水箱9的底部, 水平部分一端与罗茨水环真空机组蓄水箱1的顶部连接, 另一端与竖直部分的顶端相连, 水平部分从与罗茨水环真空机组蓄水箱1连接处向竖直部分发生倾斜, 倾斜的角度为5~30°。采用将罗茨水环真空机组所有蓄水箱溢流孔管路连接至同一根具有倾斜角度的蓄水箱溢流汇集总管8管路上, 倾斜管路中的水箱溢流水借助自身重力汇集至低点总汇集水箱9中。

如图1所示, 本系统安装完毕后, 应对罗茨水环真空机组蓄水箱1及低点总汇集水箱9进行装水调试。罗茨水环真空机组蓄水箱1中液位应接近罗茨水环真空机组蓄水箱溢流口7, 低点总汇集水箱9中液位应达到箱体高度的1/2。开启循环泵12后, 应根据每台罗茨水环真空机组实际情况及低点总汇集水箱9中液位变化情况调节各支管阀门6, 既满足降温效果同时要确保低点总汇集水箱9中液位基本稳定。由于在冷却塔风冷过程中会出现少量水流失, 应根据实际水位情况定期对系统进行加水操作, 杜绝循环泵12出现空转现象。

5 结语

通过近十年的使用及不断的改进, 此系统可以有效解决原罗茨水环真空机组降温操作中存在的降温效果差、成本高、耗能多、浪费资源等问题, 做到降温效果可靠、成本低、耗能少、对环境无污染;此系统循环泵及各阀门调试完毕后, 可实现整个罗茨水环真空机组降温系统的长期、自动、顺畅、平稳循环;同时该系统的安装、改造操作实施简单, 灵活性强。

水冷却器 篇7

关键词：循环冷却水,阻垢,缓蚀

1、概述

济宁运河发电厂始建于2000年, 现运行6台机组, 其循环冷却用水原设计为水质较好的运河水 (钙硬度126mg/l) , 现在实际用水是深井水 (钙硬度3 6 5 m g/l) , 系统现用药剂为ATMP、三聚磷酸钠和硫酸, 此配方属于早期无机酸性配方。聚磷酸盐在一定条件下有较好的缓蚀阻垢效果, 但在水体中易发生水解生成正磷酸盐, 其水解速度随浓度、温度的升高和PH的改变而加快。如当水温由0℃升高到100℃时, 水解速度增加10~100万倍, PH值大于7.5时也会加快。水解后的聚磷酸盐, 失去缓蚀阻垢效果, 而生成的正磷酸盐易与水中的钙离子生成危害更大的磷酸钙沉淀。另外, 聚磷酸盐还会促使菌藻滋生, 增加软垢沉积。

因此, 以目前的配方控制电厂现用超高硬度、高碱度水质, 难度较大, 只能加大排污、低浓缩倍数 (1.5~1.9) 运行, 但耗水量大、控制污垢效果差。为此, 济宁市城市排水管理处与电厂合作, 以#1、#2机组为对象, 通过多次试验, 选用出适于高硬度、高碱度循环水的水质稳定剂, 以确保水处理最佳效果并达到安全运行、节水节能的目的。

2、系统概况

2.1 系统参数

循环量:16000×2 m3/h

补水量:约300×2 m3/h

总排污量:约200×2 m3/h

浓缩倍数:1.5~1.9

系统进、出口端差:6℃

材质:A 3钢、铜

水源:回林、长沟深井水

2.2 水质分析及判断

2.2.1 水质分析报告 (以回林水为例, 见表一)

此水钙硬﹥300 Mg/L、总硬﹥500Mg/L、Ca2+硬度+总碱度为﹥600Mg/L, 属超高硬度、超碱度的劣质水。

2.2.2 水质判断

(1) 通过雷兹纳稳定指数对不同浓缩倍数时水质稳定趋势进行判断。 (表二)

由表二知, 随浓缩倍数的提高结垢倾向严重, 浓缩倍数大于3, 结垢倾向异常严重, 此水属严重结垢型水。

(2) 成盐趋势判断 (表三)

表三中显示:水中除碳酸盐硬度, 还有较多非碳酸盐硬度 (如C a S O4、M g S O4) 存在, 硫酸钙垢一旦形成, 清除难度较大, 因此在选择药剂时应考虑选用能分散阻止硫酸钙垢生成的药剂。

(3) 游离C O2对水质的影响:水中CO2通常以游离形式存在, 对PH值有一定影响, 平衡关系式如下:

此水中CO2含量较高, 运行时CO2极易从水中逸出, 当CO2减少时, 系统的H+随之降低, PH值不断升高。原水PH值已达到7.4, 运行中随浓缩倍数的提高PH值将逐渐提高到8.8以上, 虽然减缓了金属腐蚀, 但增加了结垢的趋势。

由此看来, 此水属超高硬度、超高碱度、高PH值水质, 既要抑制结垢, 又要减缓腐蚀;既要控制CaCO3垢生成, 又要重点抑制CaSO4垢;既要稳定水质, 又要逐步提高浓缩倍数, 实现经济运行, 因此处理难度较大。

3、运行方案的确定

3.1 方案分析

近年来, 各国都在进行新型高效阻垢缓蚀剂的研制。目前国内市售的一般水处理剂只能维持低浓缩倍数运行, 电厂补充水硬度大于500mg/l, 碱度大于260mg/l, PH大于8, 根据此水水质分析如下:

(1) 使用新型的高效阻垢分散剂。有效抑制CaSO4、CaCO3垢生成, 减缓金属腐蚀, 使系统浓缩倍数在2.5以内安全运行。

(2) 通过加酸控制PH在8±0.3, 改变和调整水质盐分组成, 降低循环水中的碳酸盐硬度, 使其低于极限碳酸盐硬度, 稳定C a (H C O3) 2, 从而减缓了结垢倾向, 达到防垢目的。此法不同于过去的加酸处理, 因聚磷酸盐阻垢剂在PH大于7.5时便会分解, 所以以往加酸既是降低水中的碱度, 更是防止聚磷酸盐的分解降效。

(3) 补充水软化处理:一是石灰处理法。将生石灰加入水中, 除去大部分碳酸盐硬度, 起到软化作用;二是利用弱酸阳离子树脂及树脂联合工艺等技术, 有控制的除去水中钙硬度和溶盐。

3.2 方案确定

弱酸阳离子树脂处理在技术、经济方面都具有较大优势, 阻垢、缓蚀效果好, 实现高浓缩倍数运行不受限制至零排放。但此法一次性投资大, 一般难以实现。选用新型高效阻垢分散剂, 并配合加酸调整水质, 进行碱性水处理, 可降低碳酸盐硬度, 抑制重碳酸盐分解, 减缓碳酸盐和硫酸盐垢, 实现安全稳定运行。

4、实验方法及数据

4.1 阻垢缓蚀性能测试

按《冷却水分析和实验方法》的401、404进行, 浓缩倍数分别为2、3,

缓蚀实验温度:40±1℃

阻垢实验温度:80±1℃

实验时间:72小时

试片:A3和铜 (不预膜)

转速:120转/分

实验水样:以回林水做配水

药剂:采用新型高效阻垢分散剂和阻硫酸盐垢较好的水处理剂。

4.2 筛选阻垢缓蚀剂

经过静态挂片及动态模拟实验, 筛选出了以HW—232为主的阻垢缓蚀剂。结果如表四。

5、产品简介

5.1 缓蚀阻垢剂

采用HW—232缓蚀阻垢剂, 它是由胺基、膦羧酸基等多功能基化合物、唑类及璜酸类聚合物复合而成的全有机水质稳定剂。对碳酸盐和硫酸盐有较好的阻垢分散能力, 其中的胺基、膦酸等成分可与金属形成保护膜, 防止金属腐蚀。

5.2 杀菌灭藻剂

选用氧化型杀菌灭藻剂和非氧化型杀菌灭藻剂交替使用, 它与所选用的阻垢分散剂配伍性好、能很好的杀灭各种细菌、藻类, 控制粘泥滋生效果显著。

6、浓缩倍数的选择

提高循环冷却水的浓缩倍数, 可以降低补充水量, 减少排污量, 从而节约水资源, 减少环境污染。以电厂循环量为16000m3/h系统为例, 温差为6℃, 如表五。

由表五可知, 当浓缩倍数由1升到2时, 节水效果最明显, 节水量高达96.5%, 而由2升高到4时, 节水量变化趋缓, 由4至5, 节水意义就不大了, 而且过多地提高浓缩倍数, 会使水中硬度、碱度和腐蚀性离子 (如:C l-、S O42-等) 升高, 结垢、腐蚀趋势增大, 处理难度变大, 处理费用增加。

7、系统预处理方案

根据系统现状, 本着保证效果, 节约费用的原则, 采取处理措施, 进行物理和化学清洗。

7.1 系统清洗

7.1.1 物理法清洗

新系统经过几个月的运行, 如有轻微结垢、少量污泥沉积, 可用物理法 (如胶球) 清洗凝汽器, 然后用不停车化学清洗。

7.1.2 化学法清洗

(1) 系统水容量控制在最低限。关闭排污阀或限制排污, 用H2SO4调PH至6~7, 投加杀菌灭藻剂HW—401、污泥剥离剂HW—501, 用药量100~150ppm, 连续运行24~48小时。通过检测PH值、浊度的变化, 确定清洗时间, 根据水体浊度大小, 确定是否换水排污。

(2) 若系统设备结垢严重、锈蚀物多, 需先进行锈垢清洗, 加酸调PH值至6~7, 向系统加入酸洗缓蚀剂和清洗剂, 系统PH值控制在4~5, 连续运行8~24小时, 清洗过程检测PH、Ca2+、Fe3+、浊度等指标, 每小时检测一次, 根据检测数据确定结束时间, 结束后, 大排污水并补清水至浊度小于10 mg/l止。

若系统设备仅有少量锈垢, 则采用不停车清洗预膜一步处理。

7.2 清洗预膜法

系统排污, 浊度小于10mg/l, 限制排污, 保持低水位。加硫酸控制PH 7~7.5, 投加不停车清洗预膜剂H W—5 0 5300~400ppm, 分2~3次投入, 连续运行48小时后, 转入正常运行。因预膜效果与水温、时间、药剂浓度有关, 具体操作条件据实际情况另行制订。

此预膜过程可以清洗、预膜一步进行, 又能使碳钢、铜材表面同时预膜, 不必再进行亚硫酸铁预膜处理。

7.3 预膜结束后, 转入正常排污、补

水, 2 4小时后按正常用药量加药, 至系统各项运行指标达到要求后, 按规定指标进行正常操作。

8、结论

(1) 配方的改变, 使系统可以长期、安全、稳定运行, 降低了不必要的清洗、维修、换件等费用。 (2) #1、#2机组经过6个月的运行试验, 大大降低了用水量, 有效减少了废水排污量, 通过检查凝汽器, 管路通畅, 无明显积垢, 拟在其余4台机组推广应用。

单位:mg/l

参考文献

[1]肖作善, 王蒙聚.热力发电厂水处理.中国电力出版社[M].2003.

[2]郑淳之, 梅建.水处理剂和工业循环冷却水系统分析方法[M].北京:化学工业出版.2000.

[3]吴吉春, 张景飞.水环境化学[J].中国水利水电出版社.2009.

水冷却器 篇8

1 除磷脱氮工艺基本原理

在水环境下, 微生物在其繁殖进程中能够吸收大量的可溶性磷盐, 然后在机体内部经反应合成多聚磷酸盐并加以累积, 备以对数生长期所用。而对数生长期结束后, 微生物内部包括氮源、硫源以及碳源在内的各类营养物质基本消耗一空, 这对微生物增长繁殖进程造成了影响和阻碍。此种状态下的细胞仍携带一定能量, 具有从外部环境中吸收邻的能力, 继而转化为多聚磷酸盐储存与细胞内部。若将好氧微生物在厌氧环境下培养 (细菌压抑状态) , 累积于微生物内部的多聚磷酸盐随之发生分解与释放, 成为不利环境下微生物维持自身生命活动所需能量, 此时的微生物表现为“磷饥饿”。若将此类细菌细胞置于营养丰富的培养基内, 同时保持充足的氧供, 则微生物在此环境下能够对其中含有的可溶性磷酸盐以及有机物加以快速充分吸收, 并将大量的磷累积在菌体内部, 然后在沉淀池内沉降活性污泥, 实现除磷目的。

脱氮则是以硝化以及反硝化反应机理为理论基础, 硝化过程是在好氧菌影响下氨氮发生氧化效应分解为NO3-和NO2-;反硝化则为脱氮过程, 氧所产生的有机物氧化反应为NO3-和NO2-所替代, 有机碳分解后转化为CO2, 继而达到脱氮效果。

2 ERP-SBR工艺流程

EPR-SBR的全称是External recycle process of aerobic sludge inSBR system, 中文全称是好氧污泥外循环-序批式活性污泥法, 它除磷脱氧的工艺流程如图1所示, 在图1中我们可以看出SBR系统中有3个主要的反应器, 这些反应器分别为化学除磷池、SBR主反应器和强化厌氧释磷池, 在污水的整个处理过程中, SBR主反应器首先采用传统的生物除磷脱氧技术进行运行, (即上文的技术原理) , 但是在周期结束的时候, 排出的好氧污泥要在厌氧释磷强化池强化释磷, 待释磷工作完成以后, 其污泥再泵回SBR系统参与磷的好氧吸收过程, 在此同时, 要把厌氧池富磷上清液要导入到化学除磷池中, 从而完成磷的化学固定工作, 然后对于已被除磷的清液要汇入到试验雾水中, 让后再次进入SBR反应器去除COD和NH3-N.

3 生物除磷脱氮过程中存在的主要影响因素与应对

(1) A/O、A2/O通过水中微生物实现氮和磷的消除, 其中除磷过程实际上是好氧与厌氧的过程。在厌氧环境下微生物释放出磷, 而好氧环境下则吸收过量的磷, 所以有效控制溶解氧具有重要作用。厌氧与缺氧之间存在的唯一差异是缺氧段有关于DO的限制。厌氧段无需对厌氧污泥层加以控制, 因而无需供氧, 应控制溶解氧<0.3mg/L;此数值咋缺氧段则应保持为<0.7mg/L。在兼性氮菌影响下, 水中含碳有机物 (含BOD成分) 为供体, 将好氧池中含有亚硝酸盐以及硝酸盐的混合液还原为氮气继而逸出, 达到脱氮效果。与常规活性污泥处理法相比, 好氧段具有更高的需氧量, 因为吸磷、硝化反应需要高氧条件, 而NH3-N氧化反应也离不开氧, 因而好氧段溶解氧浓度应≥2mg/L。

(2) 除氮过程中微生物通过硝化以及反硝化反应实现脱氮的目的。而硝化过程需要氧供支持, 反硝化则属于厌氧或缺氧过程, 因而其过程应为硝化———反硝化;而除磷过程则恰恰相反, 其属于先缺氧而后好氧, 这也就解释了为什么脱氮过程中通常将反硝化系统后置。反硝化阶段需求足量的有机碳, 而BOD则在消化后降低, 导致有机碳匮乏, 进而造成反硝化进程减缓, 所以应将硝化处理后的污水回流至缺氧或者厌氧段, 补足有机碳源。此外还应对回流量加以合理调整。

(3) A2/O除磷时必须保证处于完全反硝化环境, 若回流污泥以及出水中所含硝态氮具有过高含量, 除磷效果则会随之减弱。

(4) 反硝化脱氮以硝化反应为前提, 其中好氧的专性微生物是硝化反应的主要媒介, 其生长所需混合条件需保持足够长的时间, 所以应对泥龄加以控制, 严格参考设计限值来对总污泥量中非曝气污泥量所占最大比值加以控制。

(5) 硝化菌生长速度往往会受温度下降影响而逐渐变缓, 所以好氧污泥泥龄最低值需保持在设计最短泥龄以上。

(6) 非曝气污泥量所占比值直接决定反硝化效果, 过小的比值必然导致无法去除硝化进程中制造的硝态氮, 所以可通过泥龄的延长来增加此比值, 同时对好氧污泥的最短泥龄加以维持。此间只需根据硝化反应需求来对最短泥龄加以控制, 但无法同时满足除氮和脱磷二者的需求。

4 各反应段维持时间的控制

(1) 厌氧段主要是磷的释放, 根据额定释放量以及释放速度可计算释放所需时间。厌氧段中回流污泥内部含有的硝态氮所需反硝化时间并不在考虑范围内, 而水力停留时间则可为反硝化时间与磷释放时间之和。

(2) 缺氧段以设计硝态氮去除总量为依据, 并结合反硝速率完成反硝化过程所需时间的计算, 也就是缺氧段水力停留时间, 反硝速度受水流影响较大, 所以其计算标准应取最低温度环境下的反硝化速度。

(3) 好氧段中需要完成硝化、磷吸收以及有机物降解三个反应, 硝化阶段前应完成磷吸收以及有机物降解。所以好氧段维持时间由硝化反应时间决定, 除磷脱氮工艺各段维持时间通常控制在:好氧段———3h~5h;缺氧段———1h~2h;厌氧段———0.6h~1.0h;硝 (下转第199页) (上接第162页) 化———4.0h~7.0h;无硝化———1.8h~2.5h。

5 结语

在一天中, 污水水质变化存在较大差异, 而污水处理厂处理水量的大小同样有较大变化。所以在运行管理工作人员在重视监测城市排水中C/P、C/N、P、N含量变化时还应对现场存在的问题进行细致观察分析, 并定期进行生物相观测、水质监测以及生物菌监测, 由此指导并支持污水处理工作, 确保除磷脱氮工艺效果保持最佳。

参考文献

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[4]李长东, 张兴文, 王栋, 等.热电厂再生水回用工艺分析[J].环境工程, 2009, 27 (5) :68-70.