Абсорбционные холодильные установки (АХУ) нашли широкое применение в агрегатах синтеза аммиака большой мощности, благодаря воз-можности утилизации низкопотенциального тепла, что существенно повышает экономичность технологических процессов.

Одним из основных аппаратов участка вторичной конденсации, котором собственно и происходит выделение продукционного аммиака из циркуляционного газа (ЦГ), является испаритель, включенный в схе-му работы двух АХУ. Опыт эксплуатации АХУ свидетельствует о нестабильности их работы [1], что приводит к колебаниям температуры ЦГ в испарителе, с увеличением которой хотя бы на 1 0С энергозатраты компрессорной системы возрастают на 32 кВтчас. При среднегодовой работе агрегата 8 тыс. часов общее энергопотребление увеличивается на 256 тыс. кВт. При этом расходные коэффициенты по природному газу и обессоленной воде увеличиваются соответственно на 0,77 нм3/тNH3 и 7,36 кг/тNH3 [2].

Особенность процесса испарения заключается в том, что жидкий хлада-гент, поступающий в испаритель, содержит некоторое количество воды, и весовая концентрация хладагента на входе по проекту составляет 0,998 кг/кг. При абсолютном давлении кипения 0,29 МПа в испарителе накапливается вода, удаление которой, как правило, предусматрива-ется периодическим дренированием в виде флегмы. Однако данные по влиянию процесса дренирования флегмы из испарителя отсутствуют, как и отсутствуют в литературе данные по количественным зависимо-стям и их характеру на эффективность охлаждения ЦГ в испарителях АХУ.

С целью установления вышеуказанных зависимостей и их характера была проведена статическая идентификация математической модели испарителя на основе данных, полученных путем пассивного регистра-ционного эксперимента. Целью идентификации было установление ос-новного параметра связи – коэффициента теплопередачи К, определяе-мого коэффициентами теплоотдачи и термическим загрязнением стенок труб RЗ.

По результатам идентификации было установлено выражение для тер-мического загрязнения стенок RЗ (м2К/Вт) [3]:

R3= - 3,1410 –4 +5,663810 –5MСК ,          (1)

где МСК – средний расход аммиачного конденсата внутритрубного про-странства испарителя, т/час.

Как показывают результаты расчетов, погрешность вычислений коэф-фициента загрязнений не превышает 10-12 %, а сама его величина выше общепринятых значений, рекомендуемых в литературе и заложенных в проектный расчет. Это обусловлено, по всей видимости, наличием кон-денсата во внутритрубном пространстве и катализаторной пылью. Ис-следования по установлению характера и количественных зависимостей влияния расхода флегмы на эффективность процесса охлаждения осуществлялись по математической модели.

Разработанная модель испарителя включает в себя уравнения теплоот-дачи, теплопередачи, материальных и тепловых балансов, учитываю-щих изменения расхода флегмы из испарителя, концентрации жидкой и газообразной фаз хладагента, термодинамические зависимости, форму-лы для расчета теплофизических свойств и ряд допущений и ограниче-ний (насыщенность паров аммиака по всему объему, тепло гидравличе-ских потерь пренебрежимо мало, отсутствие теплообмена с окружаю-щей средой, равномерное распределение концентрации аммиака в объе-ме кипящей жидкости, среднелогарифмическая разность температур); основные из уравнений следующие:

- уравнение материального и энергетического балансов для двухфазного пространства
      

- уравнение покомпонентного материального баланса

В процессе эксплуатации основное возмущающее воздействие на рабо-ту испарителя оказывают: тепловая нагрузка ЦГ, давление в межтруб-ном пространстве, концентрация и расход аммиака на входе в испари-тель и расход флегмы. Эти параметры выбраны как независимые пере-менные для дальнейших исследований в соответствии с разработанным алгоритмом [4], позволяющим вычислить количество трубок, погру-женных в хладагент, и изменение уровня хладагента при различных условиях тепломассонагрузок на испаритель.