книги из ГПНТБ / Хордас, Г. С. Техническое кондиционирование воздуха и инертных газов на судах

Если известна одна пара сопряженных значений Apt и L(. в коор­ динатах р—L, эта парабола может быть построена по точкам:

точки	Ар	L	№ ТОЧКИ	АР		L
1	1,21 А рх-		4	0 ,4 9 Д р г		0 ,7 Ц
2	1,0Ар,-	1.0 L i	5	0,25	Д р (	0 ,5 L [
3	0,81 Дp i	0 ,9 L i	6	0 ,0 6	Д р (-	0,25 L i

При согласовании параметров работы нагнетателей (вентилято­ ров) и трубопровода необходимо рассматривать все режимы работы систем. Особенно это важно при расчетах систем инертных газов, когда должна быть согласована их работа с работой грузовой си­ стемы.

Для систем инертных газов важно проанализировать следующие режимы:

—создание необходимого давления в грузовых цистернах при разгрузке сырой нефти и особенно нефтепродуктов;

—выпуск всего потока газов через трубу продувания носовой

грузовой цистерны (максимальное сопротивление сети;)

— выпуск всего потока газов через люк кормовой грузовой цистерны (минимальное сопротивление сети).

При определении необходимой величины давления газов в гру­ зовых цистернах следует помнить, что поступление жидкого груза к насосу происходит за счет разности между внешним давлением

вцистерне и пониженным давлением у входа в насос, создаваемым им, или иными словами, за счет потенциальной энергии [49].

Работа, затрачиваемая на подъем жидкости и преодоление потерь

втрубопроводе, приводит к уменьшению запаса энергии и падению давления в жидкости. При этом энергию на создание скоростного напора нельзя считать потерянной, так как он представляет собой преобразованную часть потенциальной энергии в кинетическую.

Для нормальной работы насоса необходимо, чтобы минимальное давление в потоке жидкости в области входа в колесо было больше упругости паров (давления насыщенных паров) перекачиваемой жидкости при данной температуре.

Если это условие не будет соблюдено, то жидкость в местах воз­ никновения минимального давления вскипит и нормальная работа будет нарушена. Удельная энергия потока на входе в насос должна быть достаточной для создания скоростей и ускорений в потоке при входе в колесо и для преодоления сопротивлений без падения давле­ ния до величины, ведущей к вскипанию жидкости. Поэтому важно не давление само по себе, не величина удельной энергии жидкости па входе в насос, а ее превышение AhK3 над величиной энергии, соответствующей упругости паров жидкости:

А/г =	Р,,х-	Рп	(70)
	£Рж	§Рж
где /?вх — давление на входе в насос,		Па;	жидкого груза при
рп — упругость паров	перекачиваемого
температуре в период разгрузки,			Па;

216

wBX— скорость во всасывающем патрубке насоса, м/с; рж — плотность жидкого груза, кг/м3.

Раскрыв значение	§Рж	запишем
г
AhК З			&РШ		+
			ЯРж	— К
' 2g	=	_Рц_ _	ДРш _	I	Р п	(71)
	gpx	gpM	gp/K	l r	gpM	’

где plx— давление газов в цистерне над уровнем жидкого груза, Па; Дpw— потери давления в приемном трубопроводе грузовой

системы, Па;

hr — геометрическая высота всасывания, м ст. жидк.

Для каждого режима насоса существует некоторое минимальное значение ААкр, ниже которого в насосе начинается местное вскипание жидкости.

Величину AhK3 называют кавитационным запасом, а вели­ чину AhKp— критическим кавитационным запасом, м. ст. жидк. [49].

Для обеспечения надежной работы насоса необходим некоторый

кавитационный запас, превышающий значение АДкр:
АЛКЗ = k A/iKp.	(72)

Коэффициент k в зависимости от продолжительности работы насоса, его назначения, допустимого уровня шума выбирают в пре­ делах 1,15—1,25 [49]. Для грузовых насосов принимается k = 1,2 [52]. Величина А/гкр может быть взята из кавитационной харак­ теристики, приводимой обычно в паспортах насосов на основе стен­ довых испытаний. Тогда

	Р ц — Я Р ж Фт + £	+	Ю + Рп + &Pw,	( 7 3 )
где h3— эксплуатационный		запас,	принимаемый	равным 1—
2	м ст. жидк., а для особо легких нефтепродуктов — свыше
2	м ст. жидк.
Подставив	/ir =	/lye?	^гр>	(74)

где hycT — высота установки насоса (горизонтальной оси приемного патрубка) над днищем судна, м; hrp — разница в отметках уровня груза и днища, при которой начинает работать зачистная система, м, получим

Р ц = £ р ж Ф у с т — K p + k А / г к р + / д - f pn + A pw.

( 7 5 )

По значению абсолютного давления рц нетрудно установить необходимое избыточное давление в цистернах. По данным компании Бритиш Петролеум, обычно избыточная величина ря составляет около 10 кПа (1000 мм вод. ст.).

С помощью зависимости (75) может быть решена и обратная задача — определение значений hycr и hrp при известной величине рц.

217

Величина рп дается в справочных таблицах. Часто бывает нужно находить упругость паров за областью, где произведены измерения.

Удобно производить экстраполяцию в координатах Ig р ----

В этих координатах кривая зависимости давления насыщенных паров от температуры почти точно прямолинейна для большинства веществ, и для ее построения необходимо знать хотя бы два значения зависимости /;„ - / ('/’).

Сопротивление приемного трубопровода грузовой системы (Па) можно ориентировочно оцепить с помощью формулы, аналогичной

(6 8 ) и	(69),
	Лда = 22рж^ 1;ч/11Л1.р.		(76)
Здесь	рж — плотность жидкого	груза, кг/м3;
	dmi — внутренний диаметр	приемного трубопровода, м;
	Lrp — производительность	грузового насоса,	м3/с.

1„ = I + (2н-3) V t,— приведенная длина приемного тру­ бопровода, имеющего длину / (м) и сумму местных

сопротивлений ^ £, м.

Порядок согласования работы системы инертных газов в целом с работой грузовой системы и согласования параметров работы нагне­ тателей и трубопровода может быть следующим.

1. На характеристике рст— L нагнетателя при значении L, равном производительности грузовых насосов, откладывают отрезок АВ, равный величине избыточного давления газов plv полученной с помощью формулы (75) (рис. 104). Отрезок АС в этом случае будет характеризовать давление, развиваемое нагнетателем, а отрезок ВС— потери давления в сети от места отбора газов до входа в носовую цистерну.

По координатам точки В можно определить еще несколько пар сопряженных значений Ар и L и построить характеристику сети в виде параболы, исходящей из точки с нулевой производитель­ ностью и давлением в месте отбора газов (в дымоходе котлов при использовании систем типов А, Б и В и после скруббера в системах

типов	Г, D и Е — см. гл. III) — точки D.
2.	С помощью полученной характеристики сети при производи­

тельности, равной спецификационной производительности аппара­

тов	Ара,	определяют сопротивление непосредственно	трубопро­
вода	Артр.	Для этого из давления, соответствующего	указанной

производительности, вычитают сопротивления аппаратов (скруббе­ ров, циклонно-пенных аппаратов в системах типов А, Б и В, палуб­ ных гидравлических затворов и др.), которые обычно приводятся

впаспортных данных. По величине Артр, используя формулы (66)

и(67), определяют внутренний диаметр трубопровода инертных газов dim.

3.Для режимов с выпуском всего потока газов через трубу продувания носовой грузовой цистерны и через люк кормовой цистерны при производительности нагнетателя, соответствующей

218

Рис. 104. Совместная работа нагнетателя инертных газов с трубопроводом, аппа­ ратами и выпускными устройствами (при­ мер системы супертанкера компании Бри­ тиш Петролеум).

/ — при выпуске газов через трубу продува' ния носовой грузовой цистерны; 2 — в режиме разгрузки; 3 — при выпуске газов через люк кормовой грузовой цистерны; 4 — установоч­ ная мощность двигателя.

спецификационной производительности аппаратов, с помощью фор­

мул (6 8 ) и (69) определяют сопротивление трубопровода Ар			при
известном	значении	d,m.	ЛрТ|)
Следует	иметь в	виду, что сопротивление трубопровода

имеет определенные пределы, превышение которых может привести к значительному повышению давления в кормовых цистернах и выбросу жидкости из жидкостных предохранительных устройств. По мнению компании Бритиш Петролеум, оптимальное сопротивле­ ние составляет 2,5—3,0 кПа

(250—300 мм вод. ст.).

4. Исходя из того, что со­ противление аппаратов Лра так­ же подчиняется закономерно­ сти (68) 136, 61 I, полученные значения Артр и Ар., сумми­ руют

Лр,- = АрТ1, - I - Ара. (77)

По известной паре сопряжен­ ных значений Арг и Lt опреде­ ляют еще пять-шесть пар сопря­ женных значений, с помощью которых строят параболы, ис­ ходящие из точки D. Пересече­ ние парабол с характеристикой нагнетателя рст— L даст точки, характеризующие работу си­ стемы при рассматриваемых режимах. Если не обеспечи­ ваются заданные параметры работы системы, значения не­ которых величин (dBll, hrp и др.) могут быть изменены, а при необходимости и использованы другие механизмы и аппараты взамен намеченных.

Аналогичными методами решают задачи при других исходных данных. Например, при точно фиксированной производительности системы по инертным газам (см. § 18 настоящей главы) определяется расчетная точка работы принятого нагнетателя, являющаяся исход­ ной для определения значений dBH, ря и, следовательно, /tr|).

Одной из важных задач гидравлических расчетов является также

оценка гидродинамической устойчивости вакуумных холодильных машин.

Как показано в гл. IV, применяемые в настоящее время на судах пароводяные эжекторные холодильные машины предусматривают ступенчатое регулирование холодопроизводительности, осуществ­ ляемое разделением испарителя на секции. Регулирование холодопроизводителыюсти выполняется поочередным выключением или

219

включением		подачи пара на			группы эжекторов, расположенные
в верхней части каждой секции испарителя.
При отключении пара давления в полости неработающей секции
испарителя		и в	конденсаторе		уравновешиваются.
В целях предотвращения подогрева хладоносителя, поступаю­
щего из	системы,		эту	секцию	необходимо «запереть», т. е. пре­
кратить	поток через нее воды.				Это достигается с помощью гидра­
влического		затвора,		устанавливаемого на трубопроводе возврата
хладоносителя из системы.

Рис. 105. Схема совместной работы трубопровода хладоносителя и сек­ ционного испарителя.

/ — сливной стояк;		2 — потребители холода; 3 — напорный			стояк;	4 — сек­
ционный	испаритель; 5 — насос хладоносителя;		ри,	р , р	— соответственно
давления	в испарителе (работающая секция),		конденсаторе (неработающая
секция) и верхней		точке системы; w2 — скорость в		разветвлениях		системы
		(у потребителей холода).

Конструктивно водяной затвор выполняют следующим образом: отепленный хладоноситель поступает из системы в распредели­ тельный коллектор, а из него в секции испарителя (рис. 105). Рас­ пределительный коллектор располагают с занижением относительно разбрызгивающих труб. Перед ним устанавливают дроссельный клапан, назначение которого отрегулировать падение давления хладоносителя.

Соотношение занижения и степени дросселирования выбирают таким образом, чтобы циркуляция воды через работающую секцию происходила только лишь благодаря более низкому давлению в ней по сравнению с неработающей секцией.

Действительная разница уровней Дh в патрубках распредели­ тельного коллектора между работающей и неработающей секциями (при условии расположения дроссельного клапана на оси коллек­ тора) может быть определена зависимостью

Ah	Рк-Ри	2g	^££1 м	ВОД. ст.,	(78)
	£Рж		£Рж

где рк, ри — соответственно давления конденсации и испарения, Па; wH— скорость в приемном патрубке работающей секции

испарителя, м/с;

220

ЛРпат — потери давления в приемном патрубке, Па; рж— плотность жидкости (хладоносителя), кг/м3.

Однако формула (78) не учитывает инерционные силы, возни­ кающие при качке судна.

Как известно, на волнении судно испытывает три основных вида качки [9]:

—боковую — вращательное колебательное движение вокруг про­ дольной оси;

—килевую — вращательное колебательное движение вокруг по­

перечной оси;		поступательное движение
— вертикальную — колебательное
в вертикальном	направлении.	действия инерционных сил
Наибольший	интерес при оценке

на работу машин представляет движение судна перпендикулярного гребню волны, так как в этом случае проявляется действие и киле­

вой, и вертикальной качки.					при поступательном
Перемещения любой точки судна (в метрах)
и вращательном движении представим в виде
£д =	A cos от +		В sin от;		(79)
ф =	a	cos ат +	р sin от,		(80)
где т — время.		преобразовать к виду
Эти уравнения можно
£д =		£0 sin (от +		ф,);	(81)
ф =		ф0 sin (от +		ф2),	(82)
где

&>=1/Л 2 + Д2; Ф1 = arctg

Фо = У ос2 + Р2; ф2 = arctg-J-,

а величины а, А, В, а, (3, зависящие от размерений судна, могут быть получены по данным, приведенным в [9]. На основе формул (81) и (82) линейное и угловое ускорения определяются как

4 ф2Д- =	— £о° 2 sin (от-|-ф,);	(83)
=	— ф0п2sin (от ■!-ф2).	(84)

Понятно, что жидкость в судовых трубопроводах испытывает ускорение совместно с судном, следствием чего является перераспре­ деление давления из-за возникновения дополнительного инерцион­ ного напора. В замкнутых системах, т. е. не имеющих свободного уровня, это перераспределение практически не отражается на ра­ боте системы. В открытых системах, особенно с вакуумными маши­ нами, инерционным напором пренебрегать нельзя. Особенно зна­ чительный инерционный напор возникает в трубопроводах, удален-

221

ных от центра тяжести судна и имеющих высоту столба жидкости, превышающую 8— 10 м.

Выражение инерционного напора h: можно представить [6 6 ]

(85)

где hr — геометрическая высота жидкости в системе, м. Ускорение

жидкости в трубопроводе ~

в

рассматриваемом

случае

является

функцией двух величин

и

:

<Ь _

д%д ,

,

(86)

дт

дт2

дх2

’

где / — расстояние от центра

тяжести судна до сливного стояка

по продольной оси, м.

(в м ст.

жидк.).

Подставив

(8 6 )

в

(85),

получим

<>2?д

_й2ф

+ 1 дх2

К

- и

Зфф

(87)

/г,- =

d h r — е

дх2

дхI )

Отсюда, используя (83) и (84),

находим

hi =

—

~

[Со sin (от

<рг) -\~ hp0sin (от

|- ср2)] =

= ----

- У

Со Н (/фо)2-}

2Софо/COS (ф2 — qn) sin (от -]

ф), (88)

где

ф - a rc tp

sin Ф1+ /ф0 sin ф2

/

ох

(89)

'

CoCOSCp! -I- /фоСОвфз

V

’

Обозначив

У £о +

К — ^

(%)

+

2 Со'»МС0 з(ф2

фх),

(90)

получим

/г,- =

— /г0 sin (от - - ф).

(91)

Таким образом, величина hi меняется по синусоидальному за­ кону, являясь функцией времени. На основании этого может быть определена и закономерность изменения скорости в приемном кол­ лекторе в период качки судна. Запишем уравнение движения жид­ кости для системы, изображенной на рис. 105,

_Р'2_	ш 2	Ри	2ё + h +	ДРг	h,.	(92)
ёРж	2F	еРж		&Рж

222

В целях упрощения дальнейших выводов примем w2 - 0, имея в виду, что скорость в разветвленной системе несравнимо мала относительно скорости в магистральном трубопроводе. Тогда

= 1/2Д У Рз~ Р; , " Ар'шт Ь К - h ± h t .

(93)

При ускорении судна, направленном вниз, в напорном стояке происходит увеличение сопротивления, вызывающее уменьшение производительности насоса. Одновременно в сливном стояке действие ускорения совпадает по направлению со скоростью движения рабо­ чей воды и инерционный напор увеличивает скорость протока жид­ кости. Однако разрыва струи не происходит по той причине, что это явление продолжается за время, равное полупериоду качки (2—5 с), в связи с чем разница в расходах может компенсироваться емкостью системы (трубопроводов, охладителей воздуха, расширителей и т. д.).

При ускорении судна, направленном вверх, происходит обратная картина: производительность насоса увеличивается, а скорость жидкости в сливном стояке уменьшается (система аккумулирует жидкость).

Приняв

	Р-1 —	Рн —	Ар„ат	h r —		li = а ,	(94)
		g P >к
где а — постоянная	величина, выражение (93) можно преобразо­
вать к виду
w n = 4,42 У	a ±	h [ = 4,42 \ г а			] /	1 ± - f sin (от \- Ф).	(95)
Таким образом,	значение		wu,	так	же	как и величина h t ,	изме­

няется по синусоидальному закону.

Расчеты показывают, что даже для небольшого судна водоизме­

щением около 940 т, имеющего размерения	/ =	49 м, b = 9,0 м и
осадку около 4,0 м при скорости хода —7 уз,		коэффициенты А,
В, а, р и о могут достичь таких значений	19 J,	при которых отно­

шение — будет 14 и более.

Тогда скорость в патрубке на входе в работающую секцию в мо­ мент максимального возрастания величины sin (от + ф) достигнет 6 м/с вместо расчетного значения, равного 1,5 м/с. Для судна с боль­ шими размерениями из-за увеличения I и h r возрастание скорости wK будет превышать 6 м/с.

Такое периодическое увеличение скорости w n влечет нарушение равновесия в распределительном коллекторе, так как возрастание

ш2

величины -g"- [(см. формулу (78)] сводит на нет разность давлений

рк — ри> за счет чего в неработающей секции образуется пульсирую­ щий поток. Этот поток отепляется в неработающей секции и обусло­ вливает повышение температуры хладоносителя па выходе из машины.

223

Пользуясь приведенными формулами и зная размерения судна и места расположения машины и трубопровода, можно рассчи­ тать скорость хладоносителя на входе в испаритель и оценить устой­ чивость работы машины.

Немаловажное значение для обеспечения гидродинамической устойчивости имеет правильное расположение отливного коллектора. При недостаточном снижении отливного коллектора по отношению к отливным патрубкам испарителя возможен прорыв пара в коллек­ тор из неработающей секции, где давление уравнивается с давлением

конденсатора (см. гл. IV).		1
Отливной коллектор должен быть занижен на расстояние (м)
	о
hКОЛ > Р к - Р и	А р пат	(96)
ёРж	ёРж	’

где обозначения те же, что и в формуле (78), но применительно к от­ ливному патрубку работающей секции испарителя.

С учетом качки это расстояние должно быть больше. Так как машины устанавливают вдоль диаметральной плоскости судна, а отливные патрубки располагают вдоль испарителя, для обеспе­ чения устойчивой работы машины в условиях качки величина сни­ жения

Рк-Ри	^Рпат
£Рж	2 g £Рж

(97)

1Фкр

где ср — угол крена, . . . °.

§ 18. ОСОБЕННОСТИ ПРОЕКТИРОВАНИЯ

При проектировании систем технического кондиционирования воздуха и инертных газов кроме расчетов по технико-экономиче­ скому обоснованию типа системы и состава оборудования, а также тепловлажностных и гидравлических расчетов должны быть рас­ смотрены следующие вопросы:

—производительность систем по воздуху и инертным газам и параметры последних;

—расположение основного оборудования и возможности его

агрегатирования;

— способы воздухораспределения в грузовых помещениях (трю­ мах и твиндеках) и способы подачи инертных газов в грузовые цистерны.

Применительно к рассматриваемым системам указанные вопросы имеют ряд особенностей.

Объемный расход воздуха Lrp, поступающего в трюмы и твиндеки, нормируется кратностью воздухообмена п в зависимости от объема

VTp (м3) пустых трюмов и твиндеков. Величина	LTp, таким образом,
выражается в виде	(98)
Ltp= m Q -4 V Tp.

224

В соответствии с действующими нормативами в зависимости от типа судна кратность воздухообмена принимается следующей:

Тип судна	п , 1/ч
Морские сухогрузные суданеограниченногорайона плавания	3
Морские сухогрузные суда ограниченного района плавания, со­
вершающие рейсы в одной климатическойз о н е ......................	2
Балккэриеры и контейнеровозы, перевозящие неохлаждаемые
контейнеры .....................................................................................	2
Речные сухогрузные су д а ..................................................................	2
Сухогрузные суда, предназначенные в основном для перевозки
овощей и ф р у кто в ..............................................................................	25
Несколько отличные значения кратности воздухообмена в зави­
симости от конкретного груза принимаются за рубежом, в частности
фирмой Свенска Флектфабрикен:
Груз	и ,1/ч
Негигроскопический — изделия из металла, стекла, фарфора
и пластмасс.....................................................................................	5
Гигроскопический — бумага, бумажная масса, джут, кожи, тек­
стиль, хлопок, лес, табак, сахар и др........................................	5
З е р н о ....................................................................................................	5
Овощи и фрукты...................................................................................	15—30
Следует иметь в виду, что задаваемая кратность воздухообмена
обусловлена возможностью вентиляции грузовых помещений без
дополнительной тепловлажностной обработки воздуха.
Сложнее обстоит вопрос с нормированием производительности
систем инертных газов.
Регистр СССР, исходя из возможности использования автоном­
ных генераторов инертных газов в качестве основного средства по­
жаротушения для сухогрузных трюмов, устанавливает, что произ­
водительность генераторов должна обеспечивать выработку газов
в количестве, достаточном для заполнения не менее 25% объема
наибольшего охраняемого помещения в течение 1 ч работы генера­
тора с момента начала его пуска, а запасы топлива должны обеспе­
чивать указанную производительность в течение не менее 72 ч. Что же
касается использования газов в качестве предупредительного сред­
ства против возникновения пожара в грузовых цистернах нефте­
наливных судов, то производительность генераторов устанавли­
вается проектантом и является в каждом случае предметом специаль­
ного рассмотрения Регистром.
За рубежом при выборе производительности системы в качестве
критериев применяют превышение подачи инертных газов над про­
изводительностью грузовых насосов и кратность газообмена. Однако
единый подход к определению этих величин отсутствует. Так, фирма
ЖАКО считает, что производительность системы должна лишь на
10% превышать скорость разгрузки [79]. В системах	компании
Бритиш Петролеум это превышание колеблется в пределах 20—80%.
По мнению компании, в среднем оно должно приниматься равным
33%. По правилам Регистра Ллойда эта величина составляет 25%

15 Г. С. Хордас

225