Абсорбционные холодильные установки (АХУ) нашли широкое применение в различных энерготехнологических системах производств химической промышленности.

В частности в агрегатах синтеза аммиака большой мощности, благодаря возможности утилизации низкопотенциального тепла, что существенно повышает экономичность технологических процессов.

Одним из основных аппаратов участка вторичной конденсации, в кото-ром собственно и происходит выделение продукционного аммиака из циркуляционного газа (ЦГ), является испаритель, включенный в схему работы двух АХУ. Опыт эксплуатации АХУ свидетельствует о неста-бильности их работы [1], что приводит к колебаниям температуры ЦГ в испарителе, с увеличением которой хотя бы на 1 0С энергозатраты ком-прессорной системы возрастают на 32 кВт/час. При среднегодовой ра-боте 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/тNH₃ и 7,36 кг/тNH₃ [2].

Особенность процесса испарения заключается в том, что жидкий хладагент, 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 R_З.

По результатам идентификации было установлено выражение для тер-мического загрязнения стенок RЗ (м²К/Вт) [3]:

R₃= - 3,14*10 ^–4 +5,6638×10^–5 M_СК ,          (1)

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

Как показывают результаты расчетов погрешность вычислений коэффициента 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 конденсата во внутритрубном пространстве и катализаторной пылью. Исследования по установлению характера и количественных зависимостей влияния расхода флегмы на эффективность процесса охлаждения осуществлялись по математической модели.

Разработанная модель испарителя включает в себя уравнения теплоотдачи, теплопередачи, материальных и тепловых балансов, учитывающих изменения расхода флегмы из испарителя, концентрации жидкой и газообразной фаз хладагента, термодинамические зависимости, формулы для расчета теплофизических свойств и ряд допущений и ограничений (насыщенность паров аммиака по всему объему, тепло гидравлических потерь пренебрежимо мало, отсутствие теплообмена с окружающей средой, равномерное распределение концентрации аммиака в объеме кипящей жидкости, среднелогарифмическая разность температур); основные из уравнений следующие: