Document 2281711

РЕФЕРАТ
Тихонов А.Н. «Исследование энергетики теплотехнологии озонирования воды с использованием вихревого эффекта»: выпускная квалификационна работа магистра. - Магнитогорск:
МГТУ им. Г. И. Носова, 2012. С. 114 ;Рис.58; Таблиц 5; Список источников 61; Графическая часть
- 6 листов.
ОЗОНИРОВАННИЕ ВОДЫ, ВИХРЕВОЙ ЭФФЕКТ, ГОРЯЧЕЕ ВОДОСНАБЖЕНИЯ.
Объектом исследования является процесс озонированния воды с использование для получение озона и смешения его с водой в контактной камере вихревого эффекта.
Целью работы является исследования энергетики теплотехнологий озонирования воды в системе горячего водоснабжения с использованием вихревого эффекта.
Использовались аналитические и экспериментальные методы исследования и лабораторная
установка с озонатором и вихревой трубой.
Получены новые научные результаты по определением параметров вихревой трубы на влажном воздухе и разработки условий включения вихревой трубы в схеме осушки воздуха, а так же
способов повышения эффективности генерации озона в озонаторах и условий смешения озона в
контактный камерах озонирования
Исследованные в работе способы работы установки по озонирование воды позволяют повысить энергетическую эффективность использования электрической энергии и повысить качество
озонированной воды.
На основе полученных данных рекомендовано использования вихревых труб в сочетании с
влагоотделителями и теплообменниками, уменьшения между электронного зазора и применение
кислорода в озонаторах и диспергирование озона в контактной камере эжекционно - вихревого
смесителя.
Полученные научные результаты могут использоваться в системах водоподготовки горячего
водоснабженья с озонированием воды для снижение энергетических затрат и повышения качества
воды.
Содержание
Введение ...................................................................................................................................................... 8
Глава 1. Анализ энергетики теплотехнологии процесса озонирования воды ...................................... 9
1.1. Анализ технологических схем озонирования воды ........................................................................ 10
1.2. Подготовка и осушка воздуха ........................................................................................................... 13
1.2.1. Осушка воздуха на выходе из компрессора в схемах с концевыми холодильниками ............. 19
1.3. Производство озона ........................................................................................................................... 29
1.3.1. Энергетика производства озона..................................................................................................... 29
1.3.2. Конструкции озонаторов ................................................................................................................ 35
1.4. Смешение озона с водой ................................................................................................................... 39
1.5. Обезвреживание или деструкция остаточного озона ..................................................................... 46
1.6. Утилизация остаточного озона ......................................................................................................... 49
Постановка задачи .................................................................................................................................... 51
Глава 2. Аналитическое исследования энергетики озонирования воды.Построение температурнотепловых графиков, схема энергосбережения и таблица энергоемкости .......................................... 52
2.1. Материальный и энергетический баланс процесса озонирования воды ...................................... 52
Глава 3. Экспериментальные исследования энергетики озонирования воды ..................................... 65
3.1. Описание экспериментальной установки и методика измерений ................................................. 65
3.1.1. Средства и методика измерения концентраций озона ................................................................ 67
3.2. Исследование осушки воздуха с помощью вихревой трубы ......................................................... 69
3.2.1. Разработка конструкции и определение энергетических характеристик вихревой трубы ..... 69
3.2.2. Исследование особенностей работы вихревой трубы на влажном воздухе.............................. 71
3.2.3. Выбор схемы осушки воздуха с использованием вихревой трубы ........................................... 77
3.3. Исследование энергетики синтеза озона ......................................................................................... 82
3.3.1. Исследование способов повышения энергоэффективности озонаторов ................................... 82
3.3.2. Сравнение энергоэкономичности синтеза озона из воздуха и кислорода................................. 85
3.4. Исследование обработки воды озоном ............................................................................................ 89
3.4.1. Закономерности растворимости и разложения озона в воде ...................................................... 89
3.5. Исследование термической деструкции остаточного озона с рекуперацией горячего воздуха из
вихревой трубы ....................................................................................................................................... 103
Выводы по главе: .................................................................................................................................... 106
Глава 4. Исследование эффективности процесса озонирования при подготовке питьевой воды для
условий очистных сооружений открытого водозабора г. Манитогорска из реки Урал .................. 107
Заключения .............................................................................................................................................. 110
Список использованных источников .................................................................................................... 112
Введение
Актуальность работы связанна с тем, что в настоящее время проблема повышения качества
питьевой воды и надежность систем водоснабжения приобретает [1-3] важное значение, особенно
при истощении подземных водоисточников, характерном для г. Магнитогорска, и при переходе на
поверхностные водоисточники, загрязненные органическими и промышленными соединениями.
Согласно Федерального закона и технического регламента «О питьевой воде и питьевом водоснабжении» [3] требования к качеству воды, предназначенной для населения, существенно повышаются. Особое внимание в этом документе уделяется удалению из воды органических загрязнений природного и антропогенного происхождения. Этим объясняется возросший интерес к озонированию воды со стороны организаций, обеспечивающих водоснабжение потребителей.
Однако существующие подходы к решению проблемы глубокой очистки природных вод озонированием не совсем полно учитывают энергетические затраты и возможность энергосбережения
при проработке технологических схем, что лимитирует применения озонирования.
Целью работы является исследования энергетики теплотехнологий озонирования воды в системе горячего водоснабжения с использованием вихревого эффекта.
Задачами работы являются:
1. Экспериментальное исследования процесса осушки влажного воздуха в вихревой трубе и
выбор рациональной схемы осушки воздуха с применением теплообменников - вымораживателей и влагоотделителей
2. Экспериментальное исследования процесса генерации озона с минимизированным межэлектродным промежутком и при использовании кислорода
3. Физическое и математическое моделирование процесса диспергирование озона в контактной камере при использование эжекционно – вихревого смесителя
4. Определения условий деструкции озона на выходе из контактной камере с помощью горячего потока вихревой трубы.
5. Разработка энергоэкономичной схемы озонирования воды в системе горячего водоснабжения путем утилизации теплоты с промежуточных холодильников компрессора и с системы охлаждения озонатора на предварительный нагрев озонирование воды.
Областью применения полученных научных результатов являются системы водоподготовки
с горячим водоснабжениям и озонирования воды.
Получены новые научные результаты по определением параметров вихревой трубы на
влажном воздухе и разработки условий включения вихревой трубы в схеме осушки воздуха, а так
же способов повышения эффективности генерации озона в озонаторах и условий смешения озона
в контактный камерах озонирования
Глава 1. Анализ энергетики теплотехнологии процесса озонирования воды
Интенсивное загрязнение поверхностных и подземных источников водоснабжения и повышение требований к качеству питьевой воды в отношении содержания в ней токсичных органических соединений и патогенных бактерий, а также периодически возникающие аварийные ситуации
на водозаборах требуют применения специальных технологий водоочистки в дополнение к традиционным методам. Одним из наиболее эффективных приемов очистки воды от органических загрязнений антропогенного происхождения является [1-3] озонирование воды. В настоящее время
около 95 % питьевой воды в Европе проходят озонную подготовку. В США активно идет процесс
перевода систем водоснабжения с хлорирования на озонирование. В России действуют [3] несколько крупных станций озонирования (в Москве, Нижнем Новгороде и др. городах).
Роль озона сегодня столь значительна, что Международная Антидиоксиновая Ассоциация
предложила оценивать степень промышленной развитости и цивилизованности государств по количеству произведенного и потребленного ими озона.
В качестве дезинфицирующего агента при обработке воды озон используется из-за его уникальных свойств:
озон самый сильный из используемых окислителей в водоподготовке, он окисляет как неорганические, так и органические вещества, находящиеся в воде;
озон – единственный дезинфектант, который не придает воде дополнительных привкусов и
запахов, т.к. после реакции окисления разлагается на кислород (время полураспада молекулы озона в воде при температуре +20 оС около 20 минут);

разлагаясь, озон обогащает воду кислородом, что улучшает ее вкусовые качества;

при окислении озоном органических соединений не образуется каких-либо опасных для здо-
ровья вторичных продуктов;

озон не меняет рН воды и не удаляет из нее необходимые организму ионы – Ca, Mg, K, Na;

на скорость взаимодействия озона с содержащимися в воде соединениями не влияют внеш-
ние условия, такие как температура воды, рН, присутствие каких-либо ионов;

озон губителен для любых микроорганизмов, которые могут встретиться в воде, в том числе
и устойчивых к другим дезинфицирующим средствам.
За рубежом и в отечественной промышленности озонирование на водоочистных станциях используется [1-3] уже почти 100 лет, но стоимость метода остается одной из самых высоких среди
классических способов обработки воды.
Экономичность озонирования в основном обусловлена затратами на подготовку и осушку воздуха, на синтез озона, на смешение озона с очищаемой водой и на деструкцию избыточного озона
или его рекуперацию.
1.1. Анализ технологических схем озонирования воды
Озон при озонировании воды используется как окислитель, получаемый непосредственно на
объекте применения, так как его концентрация при транспортировании (более чем на 100 м) значительно (на 10-15 %) уменьшается.
Принципиальная технологическая схема получения озона из воздуха и его использования для
озонирования воды [3] включает (рис. 1.1): генератор озона, источник электрического питания,
систему подачи воздуха (компрессорную группу), систему подготовки воздуха, систему отвода
отработанной озоновоздушной смеси и разложения остаточного газа.
Рисунок 1.1 – Принципиальная схема получения и использования озона
Основными элементами и трубопроводными системами схемы являются: 1 – глушитель; 2 –
воздушный фильтр; 3 – компрессор; 4 – концевой холодильник; 5 – воздухосборник; 6 – теплообменник; 7 - влагоотделитель; 8 – блок осушения воздуха; 9 – регулятор давления; 10 – генератор
озона; 11 – контактная камера; 12 – нейтрализатор озона; 13 – пост контроля загазованности; 14 –
система диспергации; 15 – пост контроля выброса в атмосферу; 16 – вентилятор; 17 - атмосферный
воздух; 18 – очищенный воздух; 19 – озоно-воздушная смесь; 20 - отработанная озоно-воздушная
смесь; 21 – озоно-воздушная смесь после разложения
При работе технологической схемы (рис. 1.1) атмосферный воздух, проходя через воздушный
фильтр для очистки от пыли и крупных включений, забирается компрессором, нагнетается в воздухосборник и далее проходит через теплообменник и влагоотделитель. Охлажденный и частично
осушенный воздух подается в блок осушения воздуха, состоящий из адсорбентов и пылевых
фильтров, а затем поступает в генераторы озона. Затем, полученная озоновоздушная смесь подается в контактную камеру, где смешивается с обрабатываемой водой. Собирающийся над поверхностью воды воздух с наличием в нем непрореагировавшего озона направляется в нейтрализатор
озона (аппараты каталитического или термического разложения), после чего выбрасывается в атмосферу.
Практически все озонаторностроительные фирмы выпускают разнообразное основное оборудование (генераторы озона) и широкий спектр вспомогательного оборудования. Используются
технологические схемы с прямой сушкой воздуха при высоком давлении и с обезвоживанием в
две стадии при низком давлении.
В схеме с обезвреживанием при высоком давлении (рис. 1.2) сжатый в компрессоре воздух под
давлением 0,4-0,7 МПа пропускают через охлаждаемый водой теплообменник с частичным отделением влаги.
Рисунок 1.2 – Технологическая схема озонаторной установки с обезвреживанием при высоком
давлении: 1 – манометр; 2 – баллон сжатого воздуха; 3 – компрессор; 4 - регулировочный вентиль;
5 – водяной теплообменник; 6 – воздушный фильтр; 7 – масляный фильтр; 8 – влагопоглотительный фильтр; 9 – расходомер; 10 – термостат; 11 – озонатор; 12 – трансформатор; 13 – патрубок для
отбора проб озонированного воздуха; 14 - обратный клапан
Перед влагопоглотительными колоннами установлены воздушный и масляный фильтры, которые позволяют задерживать частицы со средним диаметром 0,4-1 мкм, с эффективностью 99,9 %.
Частично осушенный и очищенный воздух поступает в адсорбционные влагопоглотительные
фильтры, представляющие собой колонны (одна эксплуатируется, а другая находится в стадии регенерации), заполненные гранулами селикагеля или алюмогеля, являющиеся эффективным сорбентом влаги. Схема обезвоживания при высоком давлении позволяет получать точку росы до – 50
С. При сушке воздуха выделяется теплота, поэтому его подвергают дополнительному охлаждению, пропуская через водяной теплообменник или охлаждают в самом адсорбере путем подачи
воды через змеевик, располагаемый непосредственно в селикагеле. Давление газа на входе в озонатор поддерживается в оптимальных пределах обеспечивающих максимальную производительность по озону – 0,055 и 0,08 МПа, соответственно для генераторов с частотой тока 50 и 600 Гц.
Преимущество системы при высоком давлении состоит в относительной простоте технологической схемы осушки воздуха, а к недостаткам следует отнести значительное потребление энергии
на компримирование воздуха.
В технологической схеме озонаторной установки с обезвоживанием при высоком давлении
сжатый осушенный воздух дросселируется перед подачей в озонаторы. Этот перепад давления
можно полезно использовать в вихревом охладителе для более глубокого охлаждения озонируемого воздуха без подвода дополнительной мощности.
При сушке воздуха в две стадии при низком давлении (рис. 1.3) используется воздух с давлением 0,08-0,1 МПа, который проходит две ступени охлаждения – водяные теплообменники и фреоновую холодильную установку.
Рисунок 1.3 – Технологическая схема озонаторной установки с обезвоживанием при низком давлении: 1 – воздушный фильтр; 2 – воздуходувка; 3 – манометр; 4 и 5 – трубопроводы для подачи и
отвода охлаждающей воды; 6 – водяной теплообменник; 7 – фреоновая холодильная установка; 8 –
термостат; 9 – термометры; 10 – влагоотделительные фильтры; 11 – обратный клапан; 12 – влагоанализатор; 13 – электрический воздушный расходомер; 14 – регулировочные вентили; 15 – озонатор; 16 – повышающий трансформатор; 17 - расходомер охлаждающей воды; 18 – штуцер для отбора проб озонированного воздуха
По завершении процесса охлаждения воздуха в водяном теплообменнике и фреоновой холодильной установке воздух пропускается через адсорбционные влагопоглотительные фильтры, а
для задержки частиц сорбентов, устанавливаются дополнительные воздушные фильтры. В данной
схеме обработки достигается достаточно высокая стабильность физических характеристик поступающего в озонатор воздуха, независимо от изменения качества забираемого компрессорами атмосферного воздуха.
На основе анализа существующих схем, Л.А. Васильевым с соавторами установлено [4-7], что
использование типовых решений по осушке воздуха в производстве озона с применением теплообменников, холодильных машин и адсорберов повышает энергоемкость процесса, снижает надежность эксплуатации оборудования, приводит к увеличению металлоемкости, требуемых площадей и себестоимости озонирования воды. Данными авторами предложены [5-7] высокоэффективные технические решения по замене в технологической схеме обработки воды озоном холодильных установок, работающих на фреоне, на вихревые трубы. В частности, имеются предложения по использованию воздушных вихревых труб в составе установок для озонирования воды. Например, установка [8], содержащая последовательно соединенные с помощью трубопроводов компрессор, теплообменник, холодильное устройство, адсорберы, фильтры, озонатор и контактную
камеру, с целью повышения надежности и эффективности работы, выполнена так, что теплообменник подсоединен к адсорберам и холодильному устройству, причем последнее выполнено в
виде вихревой трубы.
Установка для озонирования воды [9], содержащая компрессор, теплообменник с полостями
высокого и низкого давления, вихревую трубу, адсорберы, фильтры, озонатор и контактную камеру, последовательно соединенные между собой технологическими газопроводами, для повышения
эффективности использования, путем сокращения потерь холода, снижения влажности воздуха и
увеличения концентрации озона в озоно-воздушной смеси, выполнена так, что вихревая труба установлена внутри теплообменника по его оси и снабжена ресивером, при этом полость низкого
давления теплообменника выполнена в виде трубчатой спирали, размещенной вокруг вихревой
трубы.
Однако в известных работах [4-9] исследовались в основном вопросы, касающиеся технологических аспектов озонирование воды, причем применялись схемы включение вихревых труб без
использование горячего потока, что снижает энергоемкость их применения. Кроме того, в рассмотренных работах подробно не исследовались энергетика работы вихревой трубы в озонаторных установках. Поэтому, ориентируясь на перспективность использования вихревых труб при
озонировании воды, актуальной проблемой является исследование энергетики вихревых процессов на различных стадиях озонирования воды.
1.2. Подготовка и осушка воздуха
На стоимость процесса подготовки и осушки газа, используемого для озонирования, влияет в
основном его природа. Для получения озона может использоваться кислород, поставляемый в
баллонах или по кислородопроводу с кислородной станции, или атмосферный воздух. Большинство водоочистных станций в мире производят озон из атмосферного воздуха, что и дает преимущество методу озонирования перед реагентными методами обработки воды. При наиболее экономичном производстве озона из сжатого атмосферного воздуха капитальные затраты на подготовку
поступающего в озонатор воздуха складываются из стоимости эксплуатации холодильных агрегатов, масляных и пылевых фильтров, адсорберов и влагопоглощающей загрузки. В связи с этим актуальным вопросом является [10,11] экономия электроэнергии при выработке и применении сжатого воздуха.
Производство сжатого воздуха в процессе озонирования воды связано со значительными затратами энергии на компремирование и осушку. На основе обзора [12], выполненного А.П. Морозовым, выявлены следующие основные пути экономии при получении сжатого воздуха:
- рациональный подбор типа и производительности компрессорных установок в зависимости
от необходимого давления и загрузки потребителя;
- применение эффективной и экономичной схемы осушки воздуха;
- утилизация теплоты сжатого воздуха.
На озонаторных станциях для водоподготовки возможны [2] два вида осушки воздуха: при высоком давлении с применением компрессоров на 0,5-0,7 МПа и при низком, когда используются
компрессоры с давлением ниже 0,08 МПа. Для сжатия и транспортировки воздуха применяют [13] ротационные и поршневые компрессоры с рабочим давлением 0,6-1,0 МПа. При применении
компрессоров со смазкой цилиндров предусматривается маслопоглотительный фильтр и используются осушители безнагревного (короткоциклового) типа. При применении сухих винтовых компрессоров используется двухступенчатая система осушки – холодильная машина и нагревные адсорбционные осушители.
При известном [13] соотношении между давлениями (Р1 = 0,1 МПа и Р2 = 0,6 МПа) и температурами (Т1 = 300 К и Т2 = 450 К) в начале и конце процесса политропного сжатия затрачиваемую
удельную полезную работу L (Дж/кг) и потребляемую компрессором мощность N (кВт) можно
оценить по уравнениям:
(Р1/Р2) = (Т2/Т1)n/(n – 1); L = [n/(n – 1)](P1/1)[(T2/T1) – 1]; N = QL/(1000oм);
(1.1)
где n = 1,4 – показатель политропы;  - плотность воздуха, поступающего в компрессор, кг/м3; Q –
объемная подача компрессора, м3/с; o = 0,9 – объемный коэффициент, учитывающий потери объема газа через зазоры уплотнений; м = 0,98 - механический КПД компрессора.
При этом на производство 1 м3 воздуха при давлении 0,6 МПа затрачивается 0,57-0,143
кВтч/м3, в зависимости от типа компрессора.
При эксплуатации озонаторных установок станций различной пропускной способности определенно [3], что при использовании компрессоров высокого давления затраты энергии на подготовку и осушку воздуха составляют 0,1-0,11 кВтч/м3 воздуха, а при низком давлении – 0,06
кВтч/м3, т.е. почти в 2 раза меньше. Однако сушка при высоком давлении благодаря простоте
конструктивного исполнения и эксплуатации аппаратов, а также их компактности, более предпочтительна, особенно для малых и средних станций озонирования.
Известно [13], что термодинамическое совершенство центробежных компрессоров определяется изоэнтропным КПД равным а = 0,8, причем для приближения процесса сжатия к наиболее экономичному используют промежуточные и концевые охладители газа. Поэтому процесс подготовки и осушки воздуха на озонаторных установках включает последовательное охлаждение воздуха
водой в промежуточных и концевых теплообменниках и во фреоновых холодильных установках, а
также его обезвоживание путем адсорбции. При этом тепловые потоки в цепочке сооружений теплообменников, холодильной установки и адсорбционной колонны необратимо теряются с охлаждающей водой и сконденсировавшейся влагой. В результате полезно на сжатие расходуется всего
15-20 % подведенной энергии, а остальная (до 0,08 кВтч/м3 воздуха) теряется с охлаждающей водой. Экономичное использование данного резерва энергосбережения ограничено низкой температурой охлаждающей воды (не более 40-50 С).
Осушка воздуха при синтезе озона необходима для достижения следующих целей:
- повышения производительности озонатора, так как производительность генератора озона обратно пропорциональна содержанию водяных паров. Отечественные и зарубежные данные показали [3], что точка росы - 40 °С обеспечивает производительность генераторов озона, близкую к
максимальной, а - 50 °С гарантирует достижение этого максимума;
- повышения диэлектрической прочности диэлектриков; наличие водяных паров приводит к
искрению разряда и возникновению дуги, что помимо ухудшения конечного продукта снижает
прочность диэлектриков и вызывает их разрушение; поддержания в хорошем состоянии котлаозонатора.
Термодинамический анализ закономерностей снижения влажности газов, выполненный на основе известных работ [14-18], показал, что сжатый воздух может быть осушен при подборе соответствующих тепловых процессов, при которых изменяются параметры влажного воздуха и выделяется некоторое количество влаги. Конденсацию может вызвать понижение температуры, а, при
постоянной температуре влажного газа, уменьшение его объема увеличивает удельный вес пара в
смеси и приближает его к состоянию насыщения. Протекание всякого теплового процесса в момент, когда относительная влажность φ достигает 100 %, претерпевает резкое изменение.
Понижение температуры при постоянном объеме вызывает увеличение влажности воздуха,
причем это изменение тем интенсивнее, чем ниже температура газа. При охлаждении влажного
воздуха при постоянном объеме, его давление падает быстрее, чем у сухого газа. В процессах при
постоянном давлении изменение относительной влажности при изменении температуры имеет тот
же характер, как и при постоянном объеме, но идет более интенсивно. Например, при повышении
температуры, одновременно увеличивается объем газа, что способствует еще большему уменьшению относительной влажность φ, а при охлаждении – уменьшается объем, что также вызывает более сильное увеличение φ. В частности, при сжатии атмосферного воздуха, с температурой 20 °С и
относительной влажности 60 %, до давления 0,8 МПа и охлаждении до 15 °С, получают насыщенный воздух (с относительной влажностью 100 %) и капельную влагу в количестве до 10 г на каждый килограмм сжатого воздуха.
Конденсация влаги из сжатого воздуха происходит в том случае, если паросодержание сжатого
воздуха, на рассматриваемом участке пневмосети, больше его предельного значения. При этом,
количество продуктов конденсации, определяемое как разность между паросодержанием сжатого
воздуха и его предельным значением, называют конденсатообильностью системы пневмоснабжения. Например, для температур атмосферного воздуха от –45 до +35 °С, рабочего давления воздуха – 0,5 МПа, относительной влажности воздуха – 99–50 %, влагосодержания атмосферного воздуха в паровой фазе – dатм = 0,08–18,4 г/кг и влагосодержания сжатого воздуха, при его охлаждении до температуры атмосферного воздуха, d сж.min = 0,01–5 г/кг, конденсатообильность системы
составляет 0,07–13,4 г/кг. Под конденсатообильностью, в данном случае, понимается то количество конденсата, которое выделяется из сжатого воздуха при его охлаждении до температуры атмосферного воздуха при условии, что паросодержание сжатого воздуха на выходе из концевых холодильников компрессоров равно паросодержанию атмосферного воздуха, засасываемого компрессорами.
При температуре окружающего воздуха ниже –22 °С и   95 % в трубопроводах сжатого воздуха с избыточным давлением Ризб = 0,6 МПа влага может выделяться только в твердой фазе в ви-
де снега. При этом снег проходит по трубопроводам не налипая на стенках и не накапливаясь в
трубах, а попадая в помещения с температурой выше 0°С, такая влага переходит в парообразное
состояние, минуя жидкую фазу, существенно не влияя на работу пневмомагистралей. При температуре окружающего воздуха от –22 до 0°С влага выпадает из сжатого воздуха частично в виде
жидкости, при его охлаждении до 0 °С, и, при дальнейшем охлаждении, частично в виде снега. В
летний и переходные периоды года, когда температура атмосферного воздуха выше 0 °С, происходит наибольшее выделение конденсата в пневмосистеме – в виде жидкости.
Влагосодержания воздуха d = 622Ps / (PB – Ps), в зависимости от его давления PB и температуры
t при относительной влажности  = 100 %, представлены в таблице 1.1 (где Ps – абсолютное давление водяных паров, приведенное в таблице 2).
Таблица 1.1 - Зависимость влагосодержания воздуха d (г/кг) от давления Рв и температуры t
t,°C
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
Давление, Рв, МПа
0,098
3,9
7,9
15,2
28,1
50,5
89,6
158,5
289,7
580,9
1560
-
0,196
1,9
3,93
7,5
14
24
42
71
117,5
197,9
346,0
622,0
0,294
1,2
2,62
5,0
9
16
27
45
74
119,3
194,0
311,0
0,392 0,490
0,9
0,7
1,96
1,56
3,5
3,0
6,7
5,4
12
9,49
20
16
33
26
54
42
85
66
135,0 104,0
207,0 155,0
0,588
0,6
1,3
2,48
4,5
7,89
14
22
35
54
84
124,0
0,689
0,5
1,11
2,12
3,8
6,75
12
19
30
46
71
104,0
0,787
0,4
0,97
1,8
3,3
5,9
9,9
16,2
25,7
30
61,0
89,0
Таблица 1.2- Зависимость давления и массы водяного пара от температуры воздуха [10]
Из зависимостей, приведенных в таблицах 1.1 и 1.2 по данным [10,11] следует, что чем выше
температура воздуха при фиксированном давлении, тем больше водяных паров может содержаться в нем до полного насыщения, и чем холоднее воздух, тем меньше в нем влаги.
Диаграмма зависимости влагосодержания насыщенного воздуха ( = 1) от давления и температуры (рис. 1.4) может быть использована для определения количества конденсата, выпадающего в
пневмосистемах при охлаждении сжатого воздуха [19].
Рисунок 1.4 - Диаграмма t-d зависимости влагосодержания от температуры и давления
воздуха (при φ = 1)
Например, если температура всасывающего атмосферного воздуха + 20 °С при влажности  =
0,8, то при сжатии и охлаждении воздуха до давления 0,7 МПа и температуры +30°С, влагосодержание dна насыщенного атмосферного воздуха при температуре +20°С составляет 15 г/кг, а при  =
0,8 влагосодержание dA = dна = 12 г/кг. Влагосодержание dн насыщенного сжатого воздуха при
давлении 0,73 МПа и температуре +30°С, составляет 3,3 г/кг. При этом избыток влаги d = dA – dн
= 10,5 г/м3 сконденсируется.
Принципиально осушка воздуха может осуществляться перед компрессорами и на выходе из
компрессора [12]:
1. Перед компрессором - со снижением температуры воздуха на всасе, например в холодильной установке или благодаря закрутке воздуха в дозвуковом сопле с последующим внезапным
расширением в корпусе.
Охлаждение всасываемого компрессором воздуха повышает его плотность, в результате чего
существенно возрастает массовая производительность компрессора прямопропорционально изменению абсолютной температуры воздуха без увеличения затрачиваемой мощности, т. е. уменьшение температуры на 3 °С увеличивает производительность компрессора примерно на 1 %. Так как,
в атмосферном воздухе всегда содержится некоторое количество водяных паров, которое при постоянном давлении с повышением температуры увеличивается, а с понижением температуры –
уменьшается, то при определенной температуре и давлении воздух может содержать максимальное количество водяных паров. Если содержание водяных паров в воздухе при данной температу-
ре и давлении превышает максимальное количество, то их избыток конденсируется и выпадет в
виде капель жидкости. Наличие во всасываемом компрессором воздухе водяных паров в незначительной степени уменьшает его производительность. Пока водяные пары в компрессоре не конденсируются, они вместе с воздухом при его расширении могут совершать работу и не оказывать
заметного влияния на производительность компрессора и на работоспособность сжатого воздуха.
Если же в процессе сжатия с охлаждением часть паров конденсируется, то производительность
компрессора уменьшается на значение, равное объему охлаждаемых паров, конденсирующихся
при сжатии. При этих условиях удельный расход электроэнергии компрессора возрастает, так как
часть энергии, затраченная на сжатие водяных паров, теряет при конденсации свою работоспособность. При охлаждении всасываемого компрессором воздуха влага и примеси из воздуха осаждаются перед компрессором, что позволяет исключить из схемы фильтр на всасывании, концевой
холодильник, влагоотделитель и холодильник–осушитель на нагнетании.
Температура предварительного охлаждения зависит от температуры точки росы воздуха и может составлять –510 °С летом и до –40 °С зимой. В качестве предварительных охладителей возможно использование испарителей холодильных машин. Для оттайки испарителей рекомендуется
[12] использовать два попеременно работающих испарителя, причем при температуре атмосферного воздуха выше 10 °С оттайка осуществляется засасываемым воздухом, который последовательно охлаждается в обоих испарителях. При низких температурах оттайка осуществляется горячими парами хладоагента. Например, компрессорная установка для получения сухого сжатого
воздуха [20] включает расположенные последовательно холодильную станцию, воздушный
фильтр и компрессор. В холодильной станции воздух охлаждается до –30 °С и в нем остается в
виде водяного пара 0,3 г/м3 влаги. Остальная влага (15,7 г/м3) выделяется в виде кристаллов льда.
После воздушного фильтра при коэффициенте очистки 0,99 в воздухе остается в виде ледяных
кристаллов 0,2 г/м3 влаги. После сжатия в компрессоре до 1,1 МПа в воздухе содержится 0,5 г/м3
водяного пара. При этом температура точки росы сжатого воздуха составляет +2 °С, что исключает его дальнейшую осушку. Для непрерывной работы установки предлагается использовать два
параллельных фильтра, причем в период работы одного фильтра второй находится на регенерации.
При этом в данной схеме охлаждения, кроме осушки воздуха достигается повышение КПД
компрессоров на 20 %, по сравнению с традиционными схемами. При высоких исходных влагосодержаниях влага в виде капель, тумана и аэрозолей без труда предварительно удаляется различными фильтрами–влагоотделителями. При дальнейшем понижении температуры и влагосодержания удаление влаги в виде паровой фазы возможно только охлаждением или адсорбцией. Причем
охлаждение является наиболее дешевым способом отделения паровой влаги, однако применение
этого способа возможно в пневмосетях только до точки росы осушенного воздуха не ниже –18 °С.
1.2.1. Осушка воздуха на выходе из компрессора в схемах с концевыми холодильниками
В схеме с концевым холодильником и однократной циркуляцией воды (рис. 1.5, а) сжатый воздух последовательно проходит через концевой холодильник 1, где происходит его охлаждение до
температуры, превышающей температуру охлаждающей воды на 7–10 °С, влагоотделитель 2 и
воздухосборник 3 (на компрессорных станциях с турбокомпрессорами и магистральных трубопроводах большой протяженности последний не используется). Схема обеспечивает точку росы сжатого воздуха в зимнее время года от 17 до 25 °С, и в летнее – от 32 до 40 °С.
Рисунок 1.5 - Схемы осушки сжатого воздуха на выходе из компрессора в концевых
теплообменниках
3
Если в 1 м атмосферного воздуха при 25 °С и 70 %-ой влажности содержится 16 г воды, то со
сжатым воздухом, подаваемым в пневмосеть компрессором с производительностью 54 м3/мин при
давлении 0,7 МПа, будет попадать 52 л/ч влаги (если температура окружающего воздуха будет 40
°С, поступление воды увеличится до 115 л/ч). При наличии достаточно эффективного концевого
охладителя содержание влаги уменьшается с 52 до 36 л/ч, а при дополнительном использовании
механических влагоотделителей – до 16 л/ч. Дальнейшее удаление влаги возможно в осушителях
рефрижераторного типа при tрс= +3 °С – до 2,2 л/ч, при tрс= –40 °С – до 0,05 л/ч, а максимальный
эффект достигается в адсорбционных осушителях при tрс= –70 °С – до 0,002 л/ч.
Анализ работы промежуточных и концевых холодильников в качестве конденсаторов влаги
показывает [11], что для выпадения в них влаги требуется сочетание высокой температуры атмосферного воздуха и низкой температуры охлажденного.
В условиях г. Магнитогорска только в летние месяцы температура атмосферного воздуха поднимается до 30 °С, а температура сжатого воздуха в промежуточном холодильнике по условиям
теплообмена между воздухом и водой не снижается ниже 30 °С, поэтому в летний период практически при любом режиме работы промежуточного холодильника конденсация влаги в нем отсутствует. Условия работы концевых холодильников не отличается от условий работы промежуточных холодильников и эффективность осушки сжатого воздуха в концевом холодильнике зависит
от минимальной температуры его охлаждения, поэтому их роль в осушке воздуха также ограничена.
Для анализа условий выпадения влаги и определения количества влаги сконденсирующейся в
промежуточных и концевых холодильниках, а также в воздухопроводах, используют [11] номограмму (рис. 1.6), которая охватывает различные случаи режимов работы компрессорных машин
низкого давления.
Рисунок 1.6 - Номограмма для расчета количества водяных паров, конденсирующихся в охладителях воздушных компрессоров и трубопроводах сжатого воздуха
Например, возможны следующие режимные области (рис. 1.6):
1) при исходных параметрах атмосферного воздуха ta = 10 C и  = 60 %, абсолютная влажность Ya = 5,5 г/м3 (квадрант А);
2) при параметрах сжатого воздуха после первой ступени за промежуточным охладителем – tc
= 30 C; Pc = 0,196 МПа и влагоемкости, приведенной к условиям всасывания, – Vспр = 11,0 г/м3
(квадранты Б, В и Г), так как Ya < Ycпр, то воздух в промежуточном холодильнике не осушается;
3) при параметрах сжатого воздуха после второй ступени за концевым холодильником – tc = 30
C и Pc = 0,784 МПа, откуда Ycпр = 3,5 г/м3, то в концевом холодильнике будет происходить конденсация влаги в количестве Y = Ya – Ycпр = 5,5-3,5 = 2 г/м3;
4) если параметры сжатого воздуха перед потребителями – tc = 20 C и Pc = 0,588 МПа, откуда
Ycпр = 2,5 г/м3, то в трубопроводе конденсация составляет: 3,5 – 2,5 = 1г/м3, таким образом, в концевом холодильнике сконденсируется (2,0/5,5)100 = 36 %, в трубопроводной системе: (1,0/5,5)100
= 18 % влаги, а 46 % влаги остается в сжатом воздухе не удаленной;
5) если состояние концевого холодильника неудовлетворительное и температура сжатого воздуха за ним повысилось до tc = 60 C при Pc = 0,784 МПа, то в этом случае при исходных параметрах атмосферного воздуха величина Ycпр = 18 г/м3 и конденсация влаги отсутствует.
Для создания наиболее благоприятных условий, способствующих интенсивному выпадению
влаги из сжатого воздуха необходимо соблюдать следующие условия:
– температура сжатого воздуха, выходящего из промежуточного холодильника, не должна
превышать температуру выходящей охлаждающей воды более чем на 20 °С;
- поверхность охлаждения промежуточных холодильников должна в точности соответствовать
расчетной;
– трубы, давшие течь, нельзя выключать из работы холодильника путем установки на них заглушек, а обнаруженная дефектная труба должна заменяться новой;
- холодильники сжатого воздуха не должны пропускать воду, их плотность должна проверяться гидравлическим давлением;
– охлаждающиеся поверхности 1 раз в 3 месяца должны подвергаться промывке от ила и грязи
и один раз в 6 месяцев – очистке от накипи.
В схеме с концевым холодильником и повторной циркуляцией воды (см. рис. 1.5, б) охлаждение сжатого воздуха в концевом холодильнике 5 производиться вентилятором 1 путем подачи на
поверхность холодильника воздуха с распыленной водой. Подача воды в поток воздуха производиться насосом 6 через распылитель 2. Удаление конденсата из сжатого воздуха производиться во
влагоотделителе 4. Температура сжатого воздуха на выходе из концевого холодильника около 30–
35 °С. Холодильник 3 в схеме предназначен для охлаждения воды из промежуточного холодильника компрессора.
Данный принцип осушки реализован в конструкции осушителя сжатого воздуха [21], обеспечивающего охлаждение до температуры ниже температуры сухого термометра без затрат мощности компрессора, в патрубок 2 (рис. 1.7) подается сжатый газ и к нему как к коллектору подсоединены трубки 1, образующие пятислойный змеевиковый теплообменный аппарат в цилиндрическом корпусе 14.
Рисунок 1.7 - Конструкция осушителя сжатого воздуха
Охлаждение сжатого воздуха, протекающего по трубкам 1, осуществляется разбрызгиванием
на их поверхность воды из форсунок 4. Вода стекает по трубкам 1 и вновь закачивается из сборника в нижней части 5 корпуса 14 осушителя насосом 7 по линии 6 в форсуночный распределитель 4.
По оси осушителя располагается сепаратор 8, в который сжатый воздух поступает снизу из кол-
лектора 3 с подсоединенными к нему на выходе из теплообменника трубками 1. Отделение влаги
из охлажденного сжатого воздуха осуществляется на поверхностях 9, затем – в отбойнике 10, а
отбор сухого воздуха производиться через патрубок 11. Влага и загрязнения из сепаратора 8 отводятся через дренажи 12 и 17. Интенсивность испарительного охлаждения змеевика теплообменника повышается за счет прокачки поступающего через прорези 16 атмосферного воздуха воздуходувкой 15 противотоком стекающей воде.
Если стоимость первой рассматриваемой схемы (см. рис. 1.5, а) принята за 100 %, то стоимость
данной схемы (см. рис. 1.5, б и рис. 1.7) составляет 110–180 %.
3. Осушка воздуха на выходе из компрессора в схемах с холодильными установками рефрижераторного типа. В схеме с холодильной установкой рефрижераторного типа (рис. 1.5, в)
сжатый воздух предварительно охлаждается в концевом холодильнике 1, а конденсат удаляется во
влагоотделителе 2. Затем воздух поступает в испаритель 3, где происходит его глубокое охлаждение за счет испарения хладагента, циркулирующего в змеевике. Из испарителя воздух проходит во
влагоотделитель 4 и далее в концевой холодильник 1, где температура его повышается, а относительная влажность падает из-за отбора тепла от сжатого воздуха, поступающего из компрессора.
Точка росы сжатого воздуха на выходе – от 2 до 10 °С. Относительная стоимость схемы (см. рис.
1.5, в) по отношению к первой схеме (см. рис. 1.5, а) составляет – 160200 % [12].
Осушка охлаждением сжатого воздуха до температуры 0–4 °С может осуществляться непосредственным охлаждением холодильной машиной или с применением хладоносителей, например
охлажденной воды. При этом, после концевого холодильника воздух (с температурой 25 °С) охлаждается в осушителе до 3 °С и после отделения влаги направляется в противоточный теплообменник, где подогревается. Подобные осушители сжатого воздуха фирм Sabroe и Alfa Laval используют принцип холодного осушения на хладагентах R134. При этом воздух предварительно охлаждается в концевом холодильнике атмосферным воздухом, с автоматическим отделением конденсата, а затем в теплообменнике – испарителе насыщенный воздух охлаждается до точки росы с удалением выпавшей влаги.
Считается [19], что применение холодильных осушителей (до tрс= +3 °С) по сравнению с адсорбционными осушителями уменьшает расход энергии на осушку с 14 до 3 %. Двухступенчатые
холодильные осушители могут обеспечивать температуру точки росы +2 °С, причем в первой ступени (теплообменнике «воздух–воздух») сжатый воздух предварительно охлаждается, а во второй
ступени расположен герметичный холодильный контур, в котором в качестве хладагента используется фреон R134a.
4. Осушка воздуха на выходе из компрессора с применением сорбционных осушителей. Схема с использованием адсорбирующих веществ (рис. 1.8, а) обычно комплектуется из концевого
холодильника 1, влагоотделителя 2, фильтра 3, адсорберов 4 и 5 и аппаратуры для обеспечения
автоматического цикла регенерации адсорбента. Для предотвращения выноса в сеть пыли адсорбента рекомендуется устанавливать фильтр 6. Включение распределителей 7 и 8 обеспечивает
осушку воздуха в адсорбере 5. Точка росы сжатого воздуха зависит от свойств адсорбирующего
вещества (силикагель, алюм огель и цеолиты) и режима работы установки и может достигать (–40)
– (–50) С. Относительная стоимость схемы с силикагелем –275325 %, а с молекулярным ситом –
600750 % (по сравнению со схемой на рис. 5, а).
Рисунок 1.8 - Схемы осушки сжатого воздуха с помощью сорбционных осушителей
Адсорбционные осушители, реализующие физическую адсорбцию твердыми сорбентами, могут выполняться с холодной регенерацией, с внутренним и внешним подогревом промывочного
воздуха, а также с подогревом за счет использования теплоты сжатия. Регенерация активного материала адсорбционных осушителей может осуществляться методом холодного, горячего или вакуумного восстановления. При горячем восстановлении через адсорбент пропускают нагретый
воздух для его осушки, что приводит к ускоренному износу насадки. При вакуумной регенерации
используют нагретый воздух с более низкой температурой, что увеличивает срок службы адсорбента. В осушителях с холодной регенерацией используется часть (от 14 до 25% в зависимости от
требуемой точки росы) осушенного воздуха.
Установлено [12], что адсорбционная способность сорбентов тем ниже, чем выше температура
и влажность. В случае использования силикагеля она составляет 20 % при 5-10 °С и 8-10 % при 25
°С, в зависимости от абсолютной влажности.
Принципиальная схема установки для адсорбционной осушки воздуха состоит (рис. 1.8, а) из
устройств предварительной очистки воздуха, адсорберов, подогревателя (для горячей регенерации) и аппаратуры автоматического цикла работы. Для регенерации используется часть осушенного, подогретого до температуры 150–200 С воздуха. Для горячей регенерации используется 10–
15 %, а для холодной –2025 % общего расхода воздуха.
Установка для адсорбционной осушки воздуха типа УОВ – 100 содержит (рис. 1.9): 1 – водомаслонагреватель; 2 – блоки масляных фильтров (адсорбент коксовый орешек); 3 – адсорбер (с
синтетическими адсорбентами в виде гранулированного мелкозернистого силикагеля марки КСМ
по ГОСТ 3596-54 и алюмогеля марки А–1 по ГОСТ 8136–56 или природного цеолита – клиноптелолита); 4 – электроподогреватель воздуха; 5 – фильтр для очистки воздуха от пыли (паронитовый
фильтрующий стакан); 6 – буферная емкость; 7 – клапан вертикальный; А1 и А2 – адсорбер на стадиях осушки и регенерации, соответственно.
Рисунок 1.9 - Принципиальная схема установки для адсорбционной осушки воздуха
Технические характеристики адсорбционных установок для осушки воздуха, выпускаемых
Курганским заводом химического машиностроения, например типоразмера У0В–100 следующие
[18]: номинальная производительность –100 м3/мин; точка росы осушенного воздуха – (–40 С);
количество адсорбента (силикагеля) – 1120 кг; расход воздуха на регенерацию 14 м3/мин; расход
воды на охлаждение–30 м3/час; потребляемая мощность – 87 кВт (мощность электроподогревателей воздуха 37 кВт); давление воздуха на входе в установку – (0,8–1,6) МПа; температура воздуха
на входе и выходе (не более) –25 и 30 С.
Средний удельный расход электроэнергии на адсорбционном осушителе составляет 0,0145
кВтч/м3 воздуха, а из него – 0,0062 кВтч/м3 на регенерацию.
В схеме с использованием абсорбирующих веществ (см. рис. 1.8, б) очистка сжатого воздуха
производится путем последовательного прохождения его через концевой холодильник 1, влагоотделитель 2, воздухосборник 3 и устройство осушки с абсорбентом 4 (CaCl2,CaSO4 и др.), а также
осушитель 5 с активированным углем. Точка росы на выходе, при давлении 0,7 МПа и температуре на входе от 20 до 35 С достигает соответственно 5–20 С. Относительная стоимость подобных
схем достигает 180–200 % (по отношению к схеме на рис. 1.5, а). Осушка воздуха с помощью хемосорбции возможна на жидких абсорбентах (растворах, например, хлорида лития) или на твердых абсорбентах (например, хлорида лития на твердом носителе). В целом, процесс абсорбционной осушки поглощением влаги жидкими или твердыми сорбентами достаточно эффективен, но
относительно дорог и требует громоздкого оборудования.
5. Осушка с применением мембранных технологий. В мембранных осушителях основным
рабочим элементом является [12] пучок тонких полых полимерных волокон (например, марки
Polysulfon), фиксируемых алюминиевыми бандажными кольцами и заключенных в корпус из по-
лимерного материала. При этом пары воды выходят наружу через мелкие поры мембран, а молекулы воздуха остаются в полостях волокон. Преимуществами таких осушителей являются независимость от источника энергии и низкая температура точки росы, например, при давлении воздуха
0,7 МПа и температуре окружающей среды 20 С, достигающая – tp = 40 С, а также в них отсутствует такая энергоемкая процедура, как регенерация адсорбента. Такие осушители имеют малые
габариты и просты в обслуживании. Осушка воздуха осуществляется также с помощью диффузионных мембран типа Гравитон, полых волокон типа Карбоксил и рулонных мембран типа Серагель. При этом воздух под давлением направляется внутрь волокон, а температура точки росы
воздуха изменяется с –20 до –33 С или с –5 до –25 С. Недостатками мембранной осушки являются относительно высокая стоимость мембран и невысокая единичная производительность (от 0,5
до 200 м3/час), а также высокая чувствительность мембран к загрязнениям воздуха.
Таким образом, проведенный анализ показал, что традиционно в технологии озонирования воды для осушки влажного воздуха применяют [1-3] два основных метода: глубокое охлаждение и
использование пористых адсорбентов.
В связи с тем, что метод глубокого охлаждения имеет существенные недостатки (большая
стоимость хладагентов и эксплуатационных расходов), в состав оборудования должно входить удвоенное количество теплообменников или испарителей, чтобы производить периодическое размораживание. Для размораживания также необходимы оборудование и сложная аппаратура по
управлению и регулированию мощности охлаждения.
Для снижения влагосодержания воздух пропускается через адсорбционную установку, работающую в нагревном или безнагревном режиме и обеспечивающую поддержание температуры
точки росы в выходящем воздухе на уровне, не превышающем минус 60 С при давлении 0,1 МПа.
Особое внимание обращается на состояние сорбента, который относительно быстро выходит из
строя при наличии в воздухе избыточной влаги и пыли. Эффективность работы адсорбционной
колонны достигается при использовании 1 т влагопоглощающего агента (силикагеля) для обработки 1000 м3 воздуха в 1 час. Так как процессы сорбции сопровождаются выделением тепла, наиболее полная и быстрая десорбция загрузки (в период регенерации) достигается при ее обработке
теплым воздухом, создающим равномерный нагрев.
Применение адсорбентов обеспечивает получение приемлемых результатов по осушке воздуха. Длительный период эксплуатации адсорберов на различных водопроводных станциях показал,
что они надежны и безопасны в работе. Однако и этот процесс не лишен недостатков: большой
удельный расход энергии, отнесенный к количеству воды, поглощенной за время цикла, во время
регенерации – 2-6 Втч/г влаги; наблюдается изменение адсорбционной способности гелей с изменением температуры поступающего воздуха. Несмотря на эти недостатки в настоящее время все
промышленные системы осушки воздуха базируются [3] на методе короткоцикловой безнагревной
адсорбции.
Многолетний опыт эксплуатации устройств технологий воздухоподготовки на озонаторных
станциях в нашей стране и за рубежом показал [1-3], что наиболее рациональное решение состоит
в том, что процессу адсорбции должна предшествовать предварительная обработка воздуха. Это
повышает производительность адсорберов и увеличивает степень осушки воздуха.
6. Применение вихревых воздухоосушителей в качестве первой ступени осушки. В качестве предварительной ступени осушки воздуха могут использоваться вихревые трубы различной
конструкции [22, 23]. Имеются предложения [24] по использованию вихревых генераторов холода
для отделения капельной влаги из сжатого воздуха. Например, используется [25] вихревой охладитель типа РВТК–16/1, представляющий собой пластинчато-ребристую вихревую трубу с камерой энергоразделения в форме пакета пластин-ребер, чередующихся с кольцевыми прокладками.
При этом сжатый воздух, закручиваемый в вихревой трубе центробежного влагоотделителя, подвергается сепарации в условиях, когда турбулентность вихревого потока еще не вносит значительного выравнивания влагосодержания по сечению трубы. Влага извлекается с помощью стандартных влагоотделителей и собирается в сборниках конденсата с последующим сливом через игольчатый клапан.
Другой вариант установки для осушки воздуха [26], использующий вихревой эффект, включает два компрессора 1 и 2 (рис. 1.10), два теплообменника 3 и 4, и вихревую трубу 5.
Рисунок 1.10 - Схема установки осушки воздуха с помощью вихревой трубы
Сжатый воздух после компрессора 1 поступает в теплообменник 3, где охлаждается окружающим воздухом, а затем охлажденный воздух поступает в теплообменник 4 в пространство между
трубами 6 и 7. При этом внутренняя труба 7 теплообменника 4 имеет винтовую нарезку, и воздух
в пространстве между трубами 4 движется по винтовой линии и интенсивно охлаждается воздухом, который течет внутри трубы 7. По выходе из теплообменника 4, воздух попадает во влагомаслоотделитель 8, а затем в вихревую трубку 5.Часть воздуха, охлажденная в вихревой трубе, отводится по трубопроводу 9 в трубу 7 теплообменника 4, в которой подогревается, а затем подается
в компрессор 2 и из него к потребителю. Вихревая труба рассчитывается так, что воздух на выходе
10 из теплообменника 4 имеет относительную влажность ниже 16 %, что является допустимым
для воздуха на входе в адсорбционный осушитель. Однако данная схема (рис.10) включает два
компрессора, и по результатом энергетического баланса схемы требует в 1,8 раза больше энергии
на сжатия воздуха.
Известны технические решения по использованию вихревых труб для осушки сжатого воздуха
при озонировании воды. Например, устройство для осушки [27] содержит цилиндрический корпус, разделенный на камеры высокого и низкого давления, теплообменную трубу высокого давления, размещенную в камере низкого давления и соединенную одним концом с камерой высокого
давления, а другим концом – с входным патрубком, вихревую трубу, сопловой вход которой сообщен с камерой высокого давления, а вывод холодного газа – с камерой низкого давления. Причем, для улучшения осушки газа конец теплообменной трубы высокого давления, выходящий в
камеру высокого давления, изогнут по дуге окружнсти концентрично корпусу.
Установка для осушки газа [28] содержит теплообменник с полостями высокого и низкого давления, конденсатосборник, сообщенный с полостью высокого давления, и вихревую трубу с камерой энергетического разделения, соединенную сопловым вводом с полостью высокого давления, а
выходом холодного газа – с полостью низкого давления. Для повышения эффективности осушки
путем охлаждения вихревой трубы с помощью рубашки, последняя подсоединена к выходу из полости низкого давления теплообменника и в ней дополнительно установлена соединенная с конденсатосборником змеевиковая испарительная трубка, снабженная на входе дроссельным устройством. Данное дроссельное устройство может быть выполнено в виде местного сужения испарительной трубки, которая имеет тепловой контакт со стенкой камеры энергетического разделения и
на выходе снабжена регулировочным вентилем.
Устройство для осушки сжатого газа [29], содержащее адсорберы, теплообменник и вихревую
трубу, для снижения эксплуатационных затрат за счет повышения компактности устройства, выполнено так, что теплообменник и адсорберы расположены по обе стороны от вихревой трубы,
при этом верхние полости адсорберов соединены через теплообменник с холодным концом, а
нижние полости – с горячим концом вихревой трубы.
В установке синтеза озона [6] применен трехступенчатый компактный воздухоосушитель конструкции Нижегогородского инженерно-строительного института, схема которого представлена
на рис. 1.11.
Рисунок 1.11 – Устройство для воздухоподготовки на основе вихревой трубы
Устройство содержит теплообменник 1, расположенный внутри цилиндрического корпуса 2,
соосно которому размещен внутренний цилиндр 3 с днищем 4, крышкой 5 и горизонтальными перегородками 6, выполненными из пористого фильтрующего элемента, вихревой трубы 7 с сопловым вводом 8 и дроссельным вентилем 9. Внутренний цилиндр 3 снабжен вертикальной радиальной перегородкой 10, образующей совместно с днищем 4, крышкой 5 и горизонтальными перегородками 6 пары независимых камер: верхнюю 1 и 12 - предварительно осушенного газа, среднюю
13 к 14 - заполненные адсорбентом, нижнюю 15 и 16 - окончательно осушенного газа. Камеры 11,
14 и 15 составляют левый адсорбер, а камеры 12, 14 и 16 - правый адсорбер. В кольцевом пространстве между корпусом 2 и цилиндром 3 расположены межтрубная полость 17 высокого давления и трубная полость 18 низкого давления. Трубная полость 18 низкого давления соединена
снизу патрубком 19 с холодным концом 20 вихревой трубы 7, а сверху с верхними камерами 11 и
12 патрубками 21, 22 и 23. Патрубки 24, 25 и 26 соединяют верхние камеры 11 и 12 с атмосферой.
Горячий конец 27 вихревой трубы 7 соединен патрубками 28 и 29 с нижними камерами 15 и 16, из
которых осушенный газ поступает к потребителю по трубопроводам 30 и 31. Нижняя часть корпуса 2 образует коническое днище 32 со сливным устройством 33. Влажный газ подается в устройство через трубопровод 34 исходного влажного газа. Воздухоподготовка осуществляется в три этапа: предварительная осушка в теплообменнике, осушка в вихревой трубе и доосушка на адсорберах. В данном устройстве адсорберы расположены внутри теплообменника, что существенно
уменьшает его габариты и длину соединительных трубопроводов. В результате этого уменьшаются потери холода и тепла при движении холодного потока от вихревой трубы к теплообменнику и
горячего потока к адсорберу соответственно. Для регенерации адсорбента используется непосредственно горячий поток с вихревой трубы, что повышает энергоэкономичность устройства.
При исходном влагосодержании 3,1-4,2 г/м3, давлении Рс = 0,8 МПа и температуре tс = 18-22 С
воздуха и соотношении расходов горячего и холодного потоков Gг/Gх = 0,6 данное устройство
(рис. 1.11) обеспечивает [6] после вихревой трубы влагосодержание – 0,069-0,082 г/м3 (точка росы
– 8-10 С), а после адсорбера – 0,026-0,03 г/м3 (точка росы – 50-60 С).
Анализ показал, что вихревые аппараты можно использовать как источник холода в системах
осушки воздуха охлаждением. Применение их диктуется следующими соображениями: простотой
эксплуатации и малой стоимостью изготовления системы; отсутствием сложного холодильного
оборудования, соответствующего по параметрам и условиям эксплуатации пневматической системы; стремлением к полезному использованию энергии, теряемой в дросселях, которые предусмотрены технологической схемой процесса обработки и использования газа.
Таким образом, литературный обзор[6,22-29] показал перспективность и достаточную эффективность предварительной осушки воздуха с помощью вихревой трубы. Однако для обоснования
ее применения необходимы дополнительные исследования по энергетике осушки воздуха в вихревой трубе применительно к процессу озонирования воды.
1.3. Производство озона
1.3.1. Энергетика производства озона
В настоящее время в промышленных масштабах озон получают [30-35] в устройствах (озонаторах), основанных на плазмохимическом синтезе с использованием барьерного разряда. Принципиально такие озонаторы представляют собой два электрода подключенные к источнику переменного тока (с напряжением 3-20 кВ) и разделенные диэлектрическим барьером, через которые пропускается воздух (или кислород) с определенной скоростью. Озонаторы работают при атмосферном или повышенном давлении воздуха (что благоприятствует образованию озона), причем с повышением частоты питающего напряжения возможно снижение сопротивления разряда и напряжения питания, и в итоге повышение выхода озона.
Конструктивно электроды озонаторов выполняются в виде концентрично расположенных цилиндров разного диаметра (на рис. 1.12, а: 1 – электрод низкого напряжения в виде трубки из нержавеющей стали; 2 – стеклянная трубка; 3 – электрод высокого напряжения в виде фольги) или в
виде двух параллельных пластин (на рис. 1.12, б: 1 – стеклянная диэлектрическая пластинка; 2 –
профилированная пластинка; 3 – полая пластинка из листового алюминия).
Рисунок 1.12 – Схемы размещения электродов и диэлектрика в трубчатом (а)
и пластинчатом (б) озонаторах и способы расположения электродов и диэлектрика (в-д)
Для получения барьерного разряда электроды разделяют диэлектриком с возможно большими
удельным поверхностным сопротивлением и диэлектрической постоянной. При этом диэлектрический слой (стекло, эмаль, керамики) исключает образование искры или дуги, обеспечивает равномерную структуру разряда и служит реактивным буферным сопротивлением, ограничивающим
ток в цепи разряда. В зависимости от способа расположения электродов и диэлектрика воздушная
разрядная прослойка П может выполняться между электродом Э и диэлектриком Д (рис. 1.12, в),
между обоими диэлектриками (рис. 1.12, г), либо между диэлектриком посредине и электродами
по бокам (рис. 1.12, д). По данным [35] концентрация озона у диэлектрика выше, чем у металлического электрода, поэтому в том случае, когда требуется высокая концентрация озона, используют
озонаторы с двумя диэлектрическими барьерами.
В основе промышленного получения озона лежит реакция расщепления молекулы кислорода
на атомы под действием тихого электрического разряда с последующим присоединением к молекуле одного атома кислорода:
О2 + 490,7 кДж = 2О; 2О2 + 2О = 2О3 + 206,8 кДж.
Из термохимических условий при термодинамическом равновесии (100 %-ной эффективности)
и наличии атомарного кислорода реализуются реакция синтеза озона:
О2 + О = О3 + 103,32 кДж/моль.
Молекула озона весьма неустойчива и легко диссоциирует на атом и молекулу кислорода. Образующийся атом кислорода вступает в реакцию с озоном с образованием молекулы кислорода:
О3 + О = 2 О2 + 390,6 кДж/моль.
Для получения суммарного уравнения реакции синтеза озона из кислорода исключим из предыдущих уравнений атомарный кислород, являющийся промежуточным продуктом реакции, путем вычитания из первого уравнения второго:
3О2 = 2О3 – 287,28 кДж/моль.
Отсюда следует, что тепловой эффект при образовании моля озона (48 г-экв) из кислорода составляет 143,64 кДж. Таким образом, теоретическое значение затрат энергии на получение одной
молекулы озона, выраженное через электрон-вольты (1 эВ = 4,4510-26 кВтч), составляет W = 1,47
эВ, при выходе озона 1,220 кг О3/кВтч или затратах энергии – (1 / 1,22) = 0,82 кВтч/кг О3.
По данным исследований физики барьерного разряда [31,32], озон возникает при воздействии
электрического разряда на пропускаемый через электродный промежуток воздух. При прохождении электронов, возникающих в электрическом пробое, через озонообразующий газ, происходит
возбуждение, диссоциация и ионизация молекул газа, на что расходуется подводимая от источника питания энергия. Установлено [31], что существуют три основных канала реакций с участием
атомарного кислорода, приводящих к образованию озона:
1. Молекула кислорода диссоциирует при электронном ударе на два атома в нормальном состоянии. Для этого требуется 6,0 эВ или W = 3,0 эВ, при выходе озона 598 г О3/кВтч или затратах
энергии 1,67 кВтч/кг О3 и эффективности процесса 49 %.
2. Молекула кислорода также диссоциирует при электронном ударе на два атома, но один из
атомов образуется в возбужденном состоянии. Для этого требуется 8,4 эВ или W = 4,2 эВ, при выходе озона 427 г О3/кВтч или затратах энергии 2,34 кВтч/кг О3 и эффективности процесса 35 %.
3. Атом кислорода в воздухе возникает после столкновения молекулы кислорода с возбужденной электронным ударом молекулой азота. Для этого требуется 6,17 эВ или W = 3,1 эВ, при энергетическом выходе озона Gэн = 581 г О3/кВтч или минимальных затратах энергии Эмин = 1,72
кВтч/кг О3 и эффективности процесса 48 %.
Видно, что, по сравнению с идеальными термодинамическими условиями синтеза озона, затраты энергии при электросинтезе в 2-2,86 раза выше, а эффективность и выход озона на такую же
величину меньше. Кроме того, приведенные величины энергопотребления являются минимальными значениями, так как в реальных процессах всегда существуют другие каналы потерь энергии, поэтому приведенные цифры должны быть увеличены в 1,7-2,0 раза. В частности, в связи с
тем, что 85-95 % потребляемой озонатором электроэнергии затрачивается на тепловыделение,
электродную систему необходимо охлаждать, поскольку озон при повышенной температуре более
50 °С быстро разлагается.
При возрастании концентрации озона в озоновоздушной смеси энергорасход резко увеличивается. Например, по данным [3] фирмы «Озония» для воздушных озонаторов средний прирост относительных энергозатрат Эотн = (Эп/Эмин)100 %, где Эп – затраты энергии при повышенной концентрации озона, в зависимости от весовой концентрации озона в озоновоздушной смеси CO (вес.
%) определяется соотношением: Эотн = 1,86 exp(0,837CO) + 127. Таким образом, концентрация генерируемого из газовой смеси озона оказывает определенное влияние на потребление электроэнергии.
Приводимый в литературе [3] и рекламных проспектах минимальный удельный расход электроэнергии в озонаторах обычной конструкции при технически обоснованных концентрациях озона (15-25 г О3/м3 воздуха) составляет 3,8-4,6 кВтч/кг О3, однако необходима определенная осторожность при оценке этих значений.
По результатам последних исследований [3] минимальное потребление электроэнергии достигается при концентрации озона в газовой смеси около 18 г О3/м3 воздуха. На практике чаще используются более высокие концентрации (до 20 г О3/м3), несмотря на увеличение стоимости процесса, так как при повышенных дозах озона полнее и интенсивнее протекают реакции окисления
загрязнений обрабатываемой воды.
В отечественной и зарубежной практике озонирования воды используют [1-3] озонаторы, вырабатывающие озон в количестве 15-20 г О3/м3 воздуха, при потреблении электроэнергии соответственно 13-18 кВтч/кг О3. При этом эксергетический КПД реализованных процессов электросинтеза озона достигает всего 1-2 %.При современных требованиях по производительности озонаторных установок для озонирование воды [3] при объеме перерабатываемой воды на порядок больше
действующих (103 м3/сут), важнейшими задачами производства озона являются снижение затрат
на его синтез и утилизация низкопотенциальной теплоты с водоохлаждаемых элементов озонаторов.
Производительность озонаторов прямо пропорциональна потребляемой мощности, однако на
их коэффициент полезного действия оказывают значительное влияние физические свойства используемых для синтеза озона воздуха и кислорода (влажность, температура, давление), а также
температура охлаждающей электроды воды.
Для оценки возможностей энергосбережения при производстве озона рассмотрим основные
технологические параметры процесса.
1. Влияние температуры газа в разрядном промежутке. Температура газа на входе в озонатор не должна превышать 35 С, а электроды охлаждаются водой с оптимальной температурой 15
С. При подведении энергии к разрядному объему озонатора только часть ее расходуется на образование озона, а основная ее часть превращается в теплоту, которая нагревает озоновоздушную
смесь и часть ее удаляется через водоохлаждаемые электроды. Поскольку озон является термически нестабильным газом (выше 60-70 С он быстро разлагается), то организация эффективного охлаждения разрядного промежутка в озонаторе является чрезвычайно важной проблемой.
Известно [3] полуэмпирическое выражение связывающее увеличение температуры газа, проходящего через разрядную зону (Tгаз = (tв вых – tв вх)/Ԏ,( °С/с); где tв вх и tв вых – входная и выходная
температуры воздуха, °С), величину разрядного промежутка (d, м) и значение плотности мощности P/S, где Р – мощность (Вт), а S – площадь электродов(м2), соответственно, для одного электрода с односторонним охлаждением и для обоих электродов при двухстороннем охлаждении:
Tгаз = (1/3)(d/г)(P/S) и Tгаз = (1/12)(d/г)(P/S),
(1.2)
где г – коэффициент теплопроводности газа, кДж/м•°С
На основе уравнений (1.2) установлено [33], что в трубчатых озонаторах с длиной электродов
около метра подъем температуры происходит на начальном участке электрода ( 10 % длины), а
затем температура газа остается постоянной. Если для одностороннего охлаждения толщина разрядного промежутка d = 1 мм, то повышение температуры газа в 50 С с учетом температуры охлаждающей воды (15-20 С) достигается при P/S = 1,5-2,0 кВт/м2.
Принципиальное значение для эффективной работы озонаторов имеет способ охлаждения
электродов и диэлектрика. В настоящее время в промышленности реализуются два метода водяного охлаждения – одностороннее и двухстороннее.
Классический вариант одностороннего охлаждения используется в конструкции Велсбаха –
имеющей озоногенерирующий элемент коаксиальной сборки, когда в тонкостенную трубу, охлаждаемую с внешней стороны водой, вставлена диэлектрическая труба, металлизированная изнутри
для подводки высокого напряжения. Несмотря на высокую технологичность такая конструкция
имеет относительно низкую плотность мощности и высокую металлоемкость. Вариант конструкции Велсбаха, когда охлаждается наружная металлическая труба, остекленная изнутри, а центральная труба металлическая, менее технологичен при обслуживании, но реализует более высокий теплоотвод (на 10-15 %), так как значительная часть теплоты в барьерном разряде выделяется
вблизи диэлектрического электрода.
Двухстороннее охлаждение увеличивает теплоотвод в 4 раза, что позволяет работать с повышенными частотами и выходом озона. Возникающую при этом проблему охлаждения электрода,
который находится под высоким напряжением, решают следующими способами [3]: охлаждением
водой, подводимой через изолирующие (пластмассовые) спирали; охлаждением диэлектрическими жидкостями (деионизированной водой высокой чистоты, маслами, полимерными субстанциями). Недостатками данных способов охлаждения являются низкая электрическая стойкость увлажненных пластмасс, необходимость установки дополнительных теплообменников или холодильных машин.
Кроме упомянутых промышленных способов охлаждения в литературе описаны [3] другие – с
помощью тепловых труб, воздушно-капельное и воздушное.
На основе анализа уравнений (1) можно сделать следующие выводы:
- увеличение температуры газа в разрядном промежутке линейно зависит от величины разрядного промежутка и величины плотности мощности;
- двухстороннее охлаждение позволяет ввести в разрядную зону озонатора в 4 раза больше
энергии, чем одностороннее, при прочих равных условиях;
- понижение входной температуры воздуха tв
вх
= tв вых – (dP/3гS) позволяет повысить плот-
ность мощности и производительность озонатора.
Тепловыделение в разрядном промежутке имеет сложный характер, причем по данным [34]
большая часть теплоты выделяется вблизи электрода, покрытого диэлектриком.
Определенным критерием качества охлаждения является перепад температуры охлаждающей
воды на входе и выходе из озонатора. На основе практики использования озонаторов рекомендуют
[3] допустимый перепад в 4-5 С, причем охлаждение с меньшей скоростью воды, приводит к существенному разложению озона, а с большей – к нерациональному расходованию воды.
3. Влияние давления газа и величины разрядного промежутка. Данные параметры являются важнейшими характеристиками, определяющими эффективность работы озонатора. Это связано с тем, что в воздушном озонаторе озон образуется при столкновении трех частиц: атомарного и
молекулярного кислорода, а также молекул азота, уносящих избыточную энергию. Скорости данных взаимодействий определяются давлением газа в квадратичной зависимости, т. е. повышение
давления благоприятно сказывается на скорости образования озона. Однако, одновременно с увеличением давления растет величина пробойного напряжения, меняется структура разряда и повышается температура газа. По данным различных исследователей [31-35] для синтеза озона из воздуха имеется оптимальное соотношение между давлением и величиной разрядного промежутка:
(ргd)опт = 20,615 кПасм; где рг – давление газа, кПа.
Считается [3], что уменьшение величины разрядного промежутка является практически обязательным для всех наиболее совершенных конструкций озонаторов, работающих как на воздухе,
так и кислороде. Это связывают как с улучшением охлаждения разрядной зоны озонатора, так и с
тем, что при малых разрядных промежутках порядка 0,1-0,3 мм синтез озона происходит более
эффективно при одних и тех же значениях P/S (и, следовательно, при одинаковых величинах
Тгаз), чем при более широких промежутках (0,5-1,5 мм).
Детальные закономерности влияния параметра ргd на эффективность синтеза озона неизвестны, что требует дополнительных исследований.
4. Влияние влажности воздуха. Присутствие влаги в межэлектродном пространстве существенным образом влияет на производительность и срок использования озонаторов. В классической
работе [32] по электросинтезу озона показано, что стабильной работы озонатора необходимо использовать предварительно осушенный воздух до точки росы – 60 С или ниже. При большей
влажности производительность озонатора постепенно падает, причем, тем быстрее, чем выше
влажность. Это связано с образованием на поверхности диэлектрика проводящих пленок, за счет
растворения в пленке воды оксидов азота и увеличения поверхностной проводимости диэлектрика.
При использовании оптимально осушенного воздуха концентрация озона обычно составляет
1,5-2,5 вес. % ( 20-35 г О3/м3 воздуха), а удельные энергозатраты на его получение (при концентрации озона 2 вес. % ) – 13-16 кВтч/кг О3.
5. Влияние частоты питающего тока. Озонаторы в составе установок для озонирования воды
традиционно [1] питаются током частотой 50/60 или 600 Гц. При использовании переменного тока
частотой 50 Гц производительность регулируется изменением приложенного напряжения, например с помощью автотрансформаторов. Однако величина соs  при этом не превышает 0,4. Поэтому преимущества использования переменного тока с частотой  600 Гц заключаются в следующем: возрастает мощность аппаратов, что позволяет уменьшить их габариты; достигается повы-
шение cos  до 0,9, т.е увеличивается активная мощность; обеспечивается возможность эксплуатации озонаторов при более низком напряжении с одновременным повышением их коэффициента
полезного действия. Опыт эксплуатации различных систем электропитания озонаторных установок показал [2], что по экономическим соображениям для водоподготовительных станций малой
производительности (до 7 кг/ч по озону) более выгодно использование напряжения с частотой тока 50 Гц, а для больших станций – 600 Гц.
1.3.2. Конструкции озонаторов
Озонаторы промышленного типа отличаются [30] друг от друга конструктивным оформлением, средствами охлаждения электродов и диэлектрика, а также используемым напряжением и частотой тока. В технологии обработки воды применяются [1-3] два основных типа озонаторов: трубчатые (горизонтальные и вертикальные) и плоские пластинчатые. Наибольшее распространение
получили трубчатые озонаторы с горизонтально расположенными электродами (рис. 1.13).
Рисунок 1.13 – Схема трубчатого озонатора конструкции Велсбаха: 1 – электрод низкого напряжения; 2 – диэлектрик; 3 – электрод высокого напряжения; 4 – стеклянная трубка;
5 - трансформатор
Такие озонаторы состоят из цилиндрического корпуса, разделенного на три секции, и съемных
сферических днищ. Для закрепления размещаемого в корпусе пакета электродов в нем установлены вертикальные опорные решетки. В средней секции расположены трубчатые электроды, между
которыми циркулирует охлаждающая вода, а крайние секции служат для подачи сухого воздуха и
вывода озона. Каждая разрядная трубка представляет собой два соосно расположенных электрода:
заземленный электрод низкого напряжения в виде трубки из нержавеющей стали и электрод высокого напряжения в виде стеклянной трубки с нанесенным на ее внутреннюю поверхность слоем
токопроводящего покрытия из графита, графито-медной смеси или алюминия. С помощью центрирующих колец каждая трубка устанавливается строго по оси стальной трубки с воздушной
прослойкой 2,5 мм.
Производительность современных трубчатых генераторов по озону составляет по данным [3]
до 200 гО3/ч на 1 м2 площади диэлектрика при частоте тока 50 Гц и температуре охлаждающей воды 15 С. В 1 м3 озонированного воздуха в среднем содержится 12-20 г озона. Озонатор практически потребляет потребляет в среднем к13-18 кВтч/кг О3, а энергозатраты всего поста озонирования – 20-30 кВтч/кг О3, что в 30,5 раз больше чем теоретическое затрат энергии (0,82 кВтч/кг О3).
Для отвода теплоты из зоны разряда внешние электроды охлаждаются водой с температурой
20 С, которая повышается, как правило, не более чем на 6-8 С, причем расход воды составляет 35 м3 на 1 кг озона. Поскольку, по данным [3], качество воды в электродах из нержавеющей стали
не изменяется, то ее можно применять для технологических целей и хозяйственно-питьевого водоснабжения, что важно для энергосбережения.
Пластинчатые озонаторы выполняют из прямоугольных параллельно размещенных в закрытой
емкости и охлаждаемых циркулирующей водой пустотелых алюминиевых или чугунных элементов 1-4 (рис. 1.14) между которыми попарно установлены стеклянные пластины 2 на расстоянии 3
мм друг от друга.
Рисунок 1.14 – Схема пластинчатого озонатора конструкции Отто
К внешней поверхности элементов плотно прилегает слой фольги или металлической краски 3
(рис. 1.14), выполняющий роль электрода. Элементы 1-4 через один подключены к источнику питания (20 кВ и 500 Гц), а остальные – заземлены. Воздух поступает в кожух озонатора, проходит
через разрядное пространство 5 и отводится в выпускной патрубок. Расход электроэнергии в таких
озонаторах на образование 1 кг озона составляет 18,1 кВтч.
Французская фирма «Трейлигаз» выпускает пластинчатые озонаторы с продольной циркуляцией воздуха. При этом удлиненная прямоугольная форма электродов и расположение каждого
разрядного элемента в собственном кожухе позволяет повысить производительность по озону по
сравнению с озонаторами трубчатого типа на 50 %.
Обзор современных конструкций озонаторов и их характеристик приведен в работах [3(2007),
30, 32, 35]. Важнейшими технологическими и энергетическими параметрами озонаторов являются:
производительность по озону Go (кг О3/ч) при концентрации озона Соз (г/м3); номинальная концентрация образующегося озона Сон (г О3/м3 воздуха); энергопотребление Э (кВтч/кг О3) при концентрации озона Соз (г/м3); удельная производительность Уп (кг О3/чдм2) при концентрации озона Соз
(г/м3).
За рубежом существует более сотни фирм, производящих озонаторное оборудование, и их количество постоянно увеличивается. Основными производителями озонаторного оборудования
различных типоразмеров для обработки воды являются французские фирмы Трейлигаз и Дегре-
мон, фирма LITHA (Бельгия), фирма Вельсбах (США), фирмы «Тошиба», «Фуджи» и «Сумитомо»
(Япония) и др. Мировыми лидерами производства озонаторов на сегодняшний день являются
транснациональные концерны «Озония» (Швейцария) и «Ведеко-Шмидинг» (поглотила фирму
«Трейлигаз»).
На отечественном рынке основным производителем озонаторов является ОАО «Курганхиммаш», которое выпускает 10 типоразмеров озонаторов конструкции Велсбаха с f = 400-880 Гц; Соз
не более 20-35 г О3/м3 при разрядном промежутке 1,5-2,0 мм, Gо = 0,63-25,8 кг/ч; Э = 10-13,5
кВтч/кг О3; Уп = 1,0-1,61 г О3/чдм2.
Серийные и экспериментальные трубчатые и пластинчатые озонаторы выпускают [3] также
НПП «Техозон» (г. Дзержинск), КБ «Химавтоматика» (г. Воронеж), ГУП «Космический центр им.
М.В. Хруничева (г. Москва), НПП «Сиэл-озон» (г. Москва), МП «Московские озонаторы» и др. В
целом российские озонаторы имеют рабочие характеристики близкие к достигаемым в мире.
В России и за рубежом проводятся интенсивные исследования по разработке новых конструкций озонаторов и по повышению их энергетической эффективности. Можно выделить основные
направления работ в этой области:
1. Выбор материалов для изготовления электродов (нержавеющая сталь, титан, анодированный
алюминий) и диэлектрических барьеров с минимальным разрядным промежутком. Например,
использование нестеклянных диэлектриков (эмали, оксид алюминия) с высокой геометрической
точностью, что позволяет выдерживать разрядные промежутки в 0,3-0,45 мм.
2. Создание озонаторов, работающих на повышенных частотах, благодаря чему достигается
более высокая производительность на единицу объема, по сравнению с низкочастотными. Для питания таких озонаторов применяют полупроводниковые преобразователи на основе параллельных
и последовательных инверторов, в частности на основе IGBT транзисторах.
3. Совершенствование системы охлаждения электродов. Охлаждение обоих электродов позволяет увеличивать частоту тока до 3 кГц без перегрева электродов и, следовательно, без снижения
эффективности работы генератора. Прямое охлаждение двух электродов увеличивает до максимума потребление количества теплоты, выделенной в электрическом разряде, что приводит к уменьшению до минимума потребление мощности.
4. Имеется долговременная тенденция по использованию в качестве исходного газа для получения озона кислорода. По данным [3] применительно к России реальным является метод адсорбционного обогащения воздуха кислородом путем селективной сорбции азота на пористых адсорбентах с получением концентраций кислорода на уровне 93-95 %.
5. При создании озонаторных установок высокой производительности актуальной становится
проблема энергосбережения, так как энергетический КПД озонирования воды по данным [3] не
превышает 5-10 %, в частности необходима внутренняя регенерация потоков энергии в техно-
логической схеме озонирования воды и экономичная утилизация сбросной низкопотенциальной теплоты охлаждающей воды.
Озонаторы с применением вихревой трубы. Известно применение вихревых труб в конструкциях генераторов озона. Например, генератор озона [36], имеющий корпус с вводом сжатого
газа и выводом озона, для повышения эффективности и упрощения конструкции, снабжен вихревой камерой (рис. 1.15, а), выполненной из диэлектрика и снабженной токопроводящим элементом, установленным на торце камеры и размещенным напротив нее осевым диффузором, изготовленным из диэлектрика. Диффузор снабжен выходным щелевым соплом, торец которого выполнен из токопроводящего материала, а ввод самого газа - в виде тангенциального сопла.
Рисунок 1.15 – Конструкции озонаторов на базе вихревых труб
Генератор озона [37] содержит (рис. 1.15, б) корпус с тангенциальным вводом сжатого газа и
выводом озона, осевой диффузор, выполненный из диэлектрика с торцом выходного щелевого сопла из токопроводящего материала, он снабжен также заглушкой, из диэлектрического материала
с центральным токопроводящим стержнем, установленной в корпусе напротив осевого диффузора.
Данные озонаторы [36,37] требуют применения специальных форм электрических разрядов, горящих по оси вихревой трубы.
Высокочастотный генератор озона [38] с внутренним охлаждаемым электродом, включающий
вихревую трубу, разработан во ННГАСУ (г. Нижний Новгород) и содержит (рис. 1.16) корпус 1,
высоковольтный 2 и низковольтный 6 электроды, патрубки подвода сжатого осушенного газа 7 и
отвода озон-воздушной смеси 10, элемент подачи высокого напряжения 13.
Рисунок 1.16 – Высокочастотный генератор озона с вихревой трубой
Для увеличения производительности генератора и упрощения конструкции высоковольтный
электрод выполнен в виде вихревой трубы 2 с сопловым вводом сжатого осушенного воздуха 3 и
трубопроводом отвода горячего потока 4. Вихревая труба 2 снабжена газо-направляющим кожу-
хом 5 из токопроводящего материала и установлена коаксиально в полости низковольтного электрода 6. При этом область высокого давления вихревой трубы соединена с патрубком подвода
сжатого осушенного газа 7, а область низкого давления через патрубки холодного воздуха 8 - с газо-направляющим кожухом 5. Генератор озона содержит также разрядную камеру 9, патрубки
подвода и отвода охлаждающей воды 11 и 12, а корпус 1 выполнен с охлаждающей рубашкой.
В данной конструкции реализуется водяное охлаждение внешнего электрода с диэлектрическим барьером и воздушное охлаждение внутреннего металлического электрода. При работе сжатый газ через патрубок 7 и сопловый ввод 3 попадает в вихревую трубу 2, где за счет интенсивности закрутки происходит охлаждение газовоздушной смеси. Далее холодный газовый поток через
патрубки 8 поступает в газонаправляющий кожух 5, находящийся под высоким напряжением, и,
охлаждая как вихревую трубу 2, так и сам газонаправляющий кожух 5, попадает в разрядную камеру 9, где под действием электрического коронного разряда происходит синтез озона. Теплоту,
выделяемую в результате синтеза озона, отводят с охлаждающей жидкостью, подаваемой в камеру
охлаждающей воды 14 через патрубок 11 и отводимой через патрубок 12. Горячий газовоздушный
поток отводится от генератора озона через трубопровод 4 и используется для регенерации адсорбентов, которые применяются в системе воздухоподготовки.
При концентрации озона в озоно-воздушной смеси более 20 О3/м3 и производительности в
диапазоне 100-1000 г О3/ч данные озонаторы потребляют по данным [6] до 1,5-13 кВтч электроэнергии.
Основным недостатком данной конструкции с охлаждением внутреннего металлического электрода холодным потоком из вихревой трубы является повышение температуры воздуха на входе в
межэлектродный промежуток, что снижает выход озона.
1.4. Смешение озона с водой
Одним из важнейших вопросов использования озона является проблема введения его в воду в
оптимальных условиях и с минимальными потерями. Наиболее полное растворение газообразного
озона в воде, подлежащей очистке или обеззараживанию, является одной из основных задач техники озонирования, так как чаще всего только в растворенной форме озон способен воздействовать на загрязнения. Критерием эффективности процесса смешения озонированного воздуха с водой служат число и тип устройств, осуществляющих диспергирование озона в воде, и потребление
ими электроэнергии. Эта проблема остается предметом многочисленных исследований [1-3] и к
настоящему времени можно говорить о существовании следующих технических решений по диффузии и растворению озона в воде:
1. Смесители с насадочными (или безнасадочными) колонами – представляют собой башни
загруженные гранулированной насадкой с развитой площадью контакта, причем вода стекает по
поверхности насадки тонкой пленкой, на поверхности которой и происходит переход озона из газа
в жидкость. В безнасадочных колоннах или контакторах вода разбрызгивается под давлением через диффузоры в атмосфере озона, который диффундирует в капли жидкости. В современных условиях такие устройства практически не применяются для введения слабо растворимого озона в
воду в связи со значительными габаритами, невысоким коэффициентом массопереноса в жидкой
пленке и относительно высокими энергозатратами – до 15-40 Втч/г О3 [3].
2. Статические смесители – представляют собой стационарную погружную трубу, в которой
расположены специально рассчитанные лепестки с острыми кромками. При этом газ эжектируется
в высокоскоростной поток воды на входе смесителя и по мере продвижения по длине трубы происходит диспергирование пузырьков газа. В зависимости от требуемой степени поглощения озона
водой длина смесителя может колебаться от 0,5 до 2-3 м, причем эффективность смешения в значительной мере зависит от скорости потока воды. Средние энергозатраты на статические смесители составляют [3] 4-5 Втч/г О3.
3. Смесители с U-образными трубками или с падающим потоком воды – отличаются тем,
что эжектируемый озон попадает в верхнюю часть нисходящего потока воды и погружается вместе с последним на определенную глубину (до 20 м), а затем поднимается вместе с восходящим
потоком воды. Средние энергозатраты на смесители с падающим потоком воды составляют 4-5
Втч/г О3.
4. Турбинные погружные механические смесители для диспергирования озона – требуют
установки в контактной камере ротационного механического эмульсатора в виде полого перфорированного цилиндра-ротора, снабженного сверху электродвигателем и вращающегося в воде вокруг оси со скоростью 2900 об/мин. За счет вакуума, создаваемого в результате вращения цилиндра, озонированный воздух, подаваемый снизу по оси, выходит через отверстия ротора в радиальных направлениях и смешивается с окружающей водой. Такие смесители создают наиболее гомогенную смесь озона с водой при минимальном времени смешения, малых габаритах и высокой
эффективности в плане полноты поглощения озона (до 75-85 %). Однако, турбинные смесители
требуют достаточно много энергии для перемешивания воды (до 7-10 Втч/г О3) и, кроме того, наличие подвижных частей и высококоррозийной озонсодержащей среды неизбежно ставит вопрос о
ресурсе всего устройства.
5. Пористые или перфорированные диффузоры или диспергаторы в стационарных камерах – являются наиболее распространенными на озонообрабатывающих станциях и реализуют
барботаж и диспергацию газообразного озона на пористых материалах, располагаемых в контактных камерах (фильтросных трубах, пористых дисках). В СССР и России распространение получили [2] мелкопузырчатые распылители озоно-воздушной смеси, выполненные в виде фильтросных
пластин или труб изготовленных из пористой керамики (стеклокерамики) или металлопорошков с
диаметром пор 40-100 мкм. Интенсивность распыления на единицу площади пористых распыли-
телей принимается равной 15-90 м3/(м2ч). Пористые диспергаторы позволяют получать пузырьки
озонированного воздуха с диаметром 2-3 мм, для которого характерна наименьшая скорость
всплывания, способствующая наиболее полному растворению озона. Преимуществами данных
смесителей является стационарность и независимость работы от величин потоков воды и газа. К
недостаткам можно отнести значительные габариты и нарушения работы при кольматации (закупорке) пор минеральными и органическими загрязнителями воды, что требует их регенерации.
Применение пористых диффузоров, по сравнению с механическими эмульгаторами или турбовентиляторами, связанно с меньшими энергетическими затратами, но требует использование воздуха
с большим давлением. Средние энергозатраты составляют 2-3 Втч/г О3.
На практике для водоподготовительных станций для смешения озона с водой преимущественно используют контактные камеры, работающие при атмосферном или повышенном давлении, в
сочетании с различными смесителями. Современные конструкции контактных бассейнов представляют собой (рис. 1.17) резервуары из железобетона, разделенные перегородками на три (или
четыре) последовательно соединенные реакционные камеры (,  и ) и газотделитель. Озон вводится во вторую и третью по ходу движения воды камеры со смешением озона и воды по принципу барботирования в противотоке.
Рисунок 1.17 – Схема контактной камеры: ,  и  - соответственно первое, второе и третье отделения; 1 – водослив; 2 – проозонированная вода на угольные фильтры; 3 – струенаправляющие перегородки; 4 – диспергаторы-диффузоры (или другие смесители); 5 – механический смеситель; 6 –
исходная вода; 7 – выпускной клапан отвода воздуха на деструктор остаточного озона;
8 - турбовентилятор
Обычно камеры состоят из нескольких отделений, где с целью повышения степени растворения озона вода может циркулировать попеременно вдоль потока диспергируемого газа и противотоком. Барботажные устройства в виде мелкопузырчатых аэраторов располагают равномерно по
площади камер. Для создания противоточного движения камеры разделяют между собой вертикальными или горизонтально-наклоненными струенаправляющими перегородками, обеспечивающими движение воды только в направлении сверху вниз. Назначение третьей камеры – рекуперация остаточного озона из второй и третьей камер для преозонирования воды. Накапливающийся
под перекрытием камер озонирования воздух с остаточным озоном отсасывается турбовентилятором и турбинным смесителем диспергируется в виде пузырьков в воде третьей камеры, что позво-
ляет дополнительно использовать 7-8 % озона. Воздух с непрореагировавшим озоном выпускается
через стояки, установленные на перекрытии камеры преоозонирования и подается на деструктор.
При работе контактных камер регулируют следующие параметры: продолжительность контакта воды с озоном – 7-12 мин, в зависимости от качества исходной воды, считая суммарное время
ее пребывания в трех отделениях; высота слоя воды в камере – не менее 4,5 м; регулирование соотношений количества озона, подаваемого по камерам; потери напора в контактной камере – 0,5
м.
Учитывая определенные недостатки пористых аэраторов выявленные в [4] (высокое сопротивление, кольманация (забивание) пор, потери озона через неплотности стыковых швов) перспективны конструкции контактных камер, исключающих применение диспергаторов. При этом смешение озона с водой осуществляется с помощью компактных статических или эжекторных смесителей, погруженных в воду в контактной камере или расположенных за ее пределами. В этом случае весь поток воды (или ее часть, отбираемая инжекторным насосом) подается на статический
смеситель, куда эжектируется озоно-воздушная смесь, а водо-озоновая эмульсия диспергируется в
контактную камеру. При этом контактная камера не имеет перегородок и служит только для создания контакта озона с водой и окисления загрязнений. В качестве статических смесителей могут
использоваться рассмотренные выше, а также мембранные и различные варианты эжекторных.
6. Мембранные смесители – перспективный способ введения озона в воду через селективные
мембраны, позволяющие [3] производить растворение озона в молекулярной форме, минуя стадию
образования пузырька. Такие смесители представляют собой герметичную камеру, разделенную
мембраной (в виде полых волокон) на две части, с одной стороны мембраны пропускается под
давлением озоновоздушная смесь, а с другой – вода. Данные смесители находятся на стадии лабораторных исследований, но предварительно понятно, что они будут чрезвычайно чувствительны к
кольманации пор мембран.
7.
Эжекторные
смесители
(или
гидравлические
эмульсаторы)
–
считаются
[39(1986г),3(2007г)] одними из самых перспективных типов смесителей. Очищаемая вода под давлением, создаваемым насосом, проходя сужающуюся часть эжектора увеличивает скорость движения с падением давления в данном месте, что обеспечивает эжектирование озонсодержащей газовой смеси с интенсивным ее перемешиванием с водой. Преимуществами эжекторных смесителей являются: простота конструкции, малые габариты и отсутствие подвижных частей; быстрота
контакта газ-вода; эжектор не требует подвода дополнительной энергии для смешения, кроме
энергии струи воды. Недостатками таких смесителей являются высокая чувствительность к коррозионным отложениям, которые искажают геометрию водяного рабочего сопла и кольцевого входа
газа, имеющие критические размеры, что резко снижает производительность эжектора. Обычно,
из-за потерь озона эффективность смешения находится [3] на уровне 70 %, поэтому для введения
высоких доз озона в воду (до 10-15 мг/л) после эжектора требуется установка устройства для увеличения поглощения озона. При введении переменных и высоких доз озона используют [3] эжекторы с подвижным игольчатым регулятором, установленным по оси рабочего сопла. В целом
эжекторные устройства для смешения озона с водой, как любые струйные аппараты, весьма чувствительны к стабильности скоростей потоков воды и газа, и при их колебаниях возможен значительный проскок озона. Средние энергозатраты на эжекторное смешение озона с водой составляют 15-20 Втч/г О3.
Одним из вариантов эжектора-смесителя для озонирования воды являются [3] так называемые
эжекционно-струйные аппараты с опускными трубами или гидравлические эмульсаторы, отличающиеся (рис. 1.18) тем, что после засасывания озоно-воздушной смеси через эжектор газоводяная смесь поступает в погруженные под уровень воды опускные трубы.
Рисунок 1.18 - Схема ввода озона в контактную камеру с помощью гидравлического эжекционного эмульсатора (а) и его конструкция (б)
При этом озонированный воздух по трубе 1 (рис. 18, а) и обрабатываемая вода по трубе 2 одновременно вводятся в эмульсатор 3, смешиваются и отводятся по вертикальной трубе 4 в контактную камеру 5. Гидравлический эмульсатор представляет собой (рис. 1.18, б) водяной насосинжектор, в котором при прохождении обрабатываемой воды возникает разряжение, вызывающее
засасывание озонированного воздуха, что исключает возможность утечки озона наружу. Нисходящий поток газожидкостной смеси выносит нерастворившийся озон на определенную глубину
слоя жидкости под трубами и равномерно распределяет смесь по поперечному сечению контактной емкости. Таким образом, газовые пузырьки проходят путь в жидкости практически в 2 раза
больший, чем в аппаратах с обычным вводом газовой смеси. Проозонированная вода поднимается
в верхнюю часть камеры и переливается через перегородку в боковой сборный канал 6. Непрореагировавшая часть озона отводится через вытяжной стояк 7. Суммарная продолжительность контакта озоно-воздушной смеси с водой составляет около 5 мин. Энергорасход подобных установок
связан с преодолением сопротивления эжектора и слоя воды в контактной емкости и достигает [3]
70 Втч/г О3, при степени использования озона – 90 %.
Имеются предложения [3] по использованию в системах озонирования воды эжекторовсмесителей, работающих в режиме с кавитацией. При этом кавитация может реализовываться в
самом эжекторе или на выходе из него, с помощью кавитаторов различной конструкции, обзор которых представлен в работе А.П. Морозова с соавторами [40]. Например, в установке для очистки
воды озонированием [41] на выходе из эжектора внутри камеры смешения располагают кавитатор
в виде двух установленных друг под другом с зазором и жестко скрепленных между собой дисков
одинакового диаметра, причем в верхнем диске выполнен центральный сквозной канал жестко соединенный с трубопроводом, связывающим камеру смешения с эжектором. При этом на обращенных друг другу поверхностях дисков выполнены выступы, расположенные концентрично и сужающиеся к зазору. В данном случае кавитация и дополнительное диспергирование озона реализуются в зазоре между дисками и на выходе из него в камере смешения.
При смешении озона с водой в кавитирующем эжекторе на цилиндрическом участке камеры
смешения, где захватывается озон течение поддерживается сверхзвуковым, а в диффузорном участке - статическое давление резко возрастает и течение переходит в дозвуковой режим. Причем
это изменение давления происходит скачкообразно с образованием волны разряжения, поэтому за
фронтом скачков уплотнений реализуется активная зона кавитации по всему объему. Сочетание
обоих факторов - образование двухфазной сверхзвуковой струи и воздействие на нее скачков уплотнения, сопровождающихся звуковыми и ультразвуковыми возмущениями, которые способствуют интенсификации процесса окисления примесей воды в условиях озонирования. Считается
[2], что кавитационные аэраторы, не требующие глубоких контактных камер и использующие явление кавитации для интенсификации процесса растворения озона в воде, являются перспективным и достаточно экономичным способом, позволяющим достигать 95-99 %-ного использования
озона. Такие эжекторы смесители позволяют [3(2007г)] потенциально уменьшить расход озона в
20-100 раз в зависимости от природы загрязнений и снизить продолжительность процесса очистки
до 3 мин. Однако опытов по реализации таких технологических преимуществ неизвестно, что требует экспериментальной проверки в лабораторных условиях при озонировании воды различного
качества.
В последние годы (1985-2009) в нашей стране и за рубежом проводятся исследования [42-47]
по изучению и внедрению диспергирования озоновоздушной смеси непосредственно в технологическом трубопроводе с помощью статических смесителей. Статические смесители отличаются
компактностью и высокими коэффициентами массопередачи, так как смешение газа и жидкости
осуществляется созданием интенсивной закрутки потока жидкости и газа за счет использования
кинетической энергии жидкости. Интенсивная закрутка потока в статических смесителях связана с
созданием вращательного движения жидкости на определенных участках трубопровода, располо-
женного за смесителем. Действие таких устройств основано на использовании энергии потока
смешиваемых сред для создания высоких локальных напряжений сдвига.
Интенсификация процесса растворения озона в воде за счет закрученного потока рассматривается как наиболее экономичный и перспективный способ, позволяющий достигать 95-99 % использования озона.
Кафедрой
водоснабжения
и
водоотведения
НАСИ
(Новгородского
архитектурно-
строительного института) разработано [47] и испытано [6] устройство по смешению озона с водой
в технологическом трубопроводе (рис. 19).
Рисунок 1.19 - Аппарат для смешения жидкостей и газов в технологическом трубопроводе
Принцип действия аппарата основан на создании закрутки жидкого потока в целях смешения
водной и газовой сред при обработке природных вод озоном. Аппарат включает трубопровод 1
подачи жидкости, распределители жидкости 2, трубопровод 3, установленные последовательно на
одной оси камер смешения 4, 5 первой и второй ступеней соответственно. Камера 4 первой ступени включает в себя конфузор 6 с диффузором 7, соединенные патрубком со щелями 9 и окруженные камерой 8 ввода газа.
Камера смешения 5 второй ступени соединена подающими трубами 10 с распределителем потока 2. В стенках камеры смешения 5 выполнены каналы 11, подключенные к подающим трубам
10 и выполненные по винтовой линии под углам α = 60 - 75° к оси камеры. При этом выходные
отверстия 12 каналов 11 расположены от входного отверстия 13 камеры смешивания первой ступени на расстоянии Н, равном 2,5-4 диаметра камеры смешения первой ступени. Камера 8 снабжена патрубком ввода газа 14.
При работе аппарата жидкость подается по трубопроводу 1 в распределитель потока 2, откуда
часть ее через подающие трубы 10 поступает в камеру смешения 5 второй ступени. Основной поток жидкости подается по трубопроводу 3 в камеру 4 первой ступени смешивания. Поступая в
конфузор 6, жидкость через отверстия 9 захватывает газ, поступающий из патрубка 14. В диффузоре 7 смесь расширяется, после чего смесь поступает в камеру смешения 5 второй ступени, куда
через трубы 10 и каналы 11 подаются из распределителя жидкости 2. За счет винтового направления каналов 11, расположенных под углом 60-75° к оси камеры, потоки добавляемой жидкости
движутся в камере 5 по винтовой траектории и смешиваются с газо-водяной смесью поступающей
из камеры смешения 4 первой ступени.
По данным [6] диспергирование озоно-воздушной смеси в эжекторном смесителе с дополнительным перемешиванием в вихревом потоке воды отличается высокой эффективностью, но в связи со сложностью протекающих процессов требует дополнительных исследований.
Таким образом, выбор способа диспергирования озона в воду зависит от качества обрабатываемой воды, т.е. предназначения озонирования (преозонирование, дезинфекция), требующего
разные степени дисперсности, дозы озона и продолжительности контакта с водой. На выбор системы диффузии оказывают влияние и энергетические затраты на диспергирование озона.
1.5. Обезвреживание или деструкция остаточного озона
При использовании наиболее совершенных систем диспергирования озона в обрабатываемую
воду достигается [2] относительно высокая степень (до 92-97 %) его растворения. Количество непрореагировавшего озона с учетом утечек (5 %) составляет, таким образом, 8-13 % общей производительности поста озонирования. Учитывая, что озон является токсичным газом и оказывает
сильное воздействие на легкие человека [5], возникает проблема защиты обслуживающего персонала очистных станций от вредного воздействия газа. Согласно ГОСТ 2874-82, содержание остаточного озона после выхода воды из камеры смешения должно быть 0,1-0,3 мг О3/л. Безопасной
для человека, работающего в зоне интенсивного выделения озона, является концентрация, не превышающая 0,1-0,2 мг/м3 при условии 8 часового рабочего дня.
Борьба с остаточным озоном ведется [2] в двух направлениях (рис. 1.20): деструкцией газа или
разбавлением до безопасных концентраций и выбросом в атмосферу.
Рисунок 1.20 - Способы обезвреживания остаточного озона
Деструкция (пиролизом, катализом в газовой фазе, адсорбцией, УФ-излучением, инфракрасным облучением, каталитическими реакциями в водной среде и др.) требует применения дополнительных технологических процессов, что ведет к значительному удорожанию метода озонирования. Разбавление озона при выбросе в атмосферу является наиболее простым и доступным способом, однако, учитывая экологические условия и значительные затраты на производство озона и
постоянно растущую стоимость электроэнергии, этот метод является нерентабельным. В настоящее время выдвигается вопрос [3] об утилизации остаточного озона (рис. 20), образующегося в
цикле обработки вод, например для преозонирование, промежуточное озонирование и постозонирование (в первом отделении контактной камеры).
Для каталитической и термической деструкции остаточного озона используются [2] термические деструкторы (без рекуперации и с рекуперацией энергии) и каталитические с предварительным нагревом.
Остаточный озон из воздуха может быть извлечен из газовой смеси с помощью адсорбции при
пропускании через фильтрующие адсорбционные колонны, заполненные гранулированным активированным углем с диаметром зерен 1-6 мм. Уголь, адсорбируя летучие органические соединения, подвергается вместе с ними медленному сгоранию при окислении загрязнений содержащимся
в воздухе озоном. В среднем количество потребляемого активированного угля составляет 0,45 кг
на 1 кг озона, что требует периодической дозагрузки фильтра углем. Несмотря на достаточную
эффективность и отсутствие затрат энергии, существенным недостатком данного метода является
то, что при скоплении озона в загрузке (концентрации озона в воздухе свыше 10 %) и применении
сухих угольных фильтров, работающих под давлением, необходимо принимать меры предосторожности во избежание взрыва, который может произойти при реакции озона со следами летучих
органических соединений.
Применение катализаторов позволяет понизить температуру разложения озона вплоть до комнатной. Деструкция озона методом катализа достаточно эффективна при значительных концентрациях озона в обрабатываемом воздухе и состоит в быстром разложении газа на кислород и атомарный кислород в присутствии катализатора при температуре 60-120 С для уменьшения влияния
влаги, содержащейся в обрабатываемом газе. Установки для каталитической деструкции озона
представляют собой фильтры, заполненные слоями плетѐнной сетки из каталитических металлов
(например, платины) или гранулированными солями марганца (соединениями типа «гопкалит»), с
продолжительностью контакта озона с катализатором 0,5-1 с. Преимущество этого способа состоит в незначительных затратах энергии. Однако нельзя не учитывать стоимости катализаторов, которая существенным образом увеличивает затраты на процесс деструкции озона. К недостаткам
метода каталитического разложения следует отнести сложность управления процессом, в частности соблюдение строгого контроля за влажностью газа, так как влага, конденсируясь на сетке или
гранулах, оказывает отрицательное влияние на эффективность деструкции, вступая в реакцию с
катализатором. Нежелательным является также присутствие в обрабатываемом воздухе оксидов
азота, которые неизбежно образуются в озонаторе и оказывают химическое воздействие на катализатор, выражающееся пассивацией последнего из-за образования каталитически неактивных солей. Кроме того, требуется периодическая регенерация катализаторов в специальных безокислительных печах при температуре 500 С в течение 6-7 часов.
Пиролиз или термическая деструкция применяется при незначительных концентрациях озона в
воздухе и основан на свойстве озона эффективно разлагаться при повышенных температурах. Для
достижения безопасной концентрации озона в воздухе (менее 0,2 мг/м 3) параметры обработки
должны быть [2] следующими: температура 340-350 С, продолжительность обработки 3 с.
В практике озонирования воды эксплуатируются [2,3] аппараты для термического разложения
на основе использования тепловой энергии, выделяющейся в электропечах или при сжигании газов и других топлив, как с рекуперацией, так и без рекуперации энергии. Так термодеструкция
требует высокого расхода энергии, (более 50 Вт•ч/м3) то наибольшее распространение получили
[2,3] электрические термодеструкторы с рекуперацией энергии, выпускаемые фирмой «Трелигаз»
и содержащие (рис. 1.21) кожухотрубчатый поверхностный теплообменник 1 с трубками 2 и перегородками 3, камеру электронагрева 4 и вентилятор 5.
Рисунок 1.21 - Принципиальная схема термического деструктора остаточного озона
Принцип действия подобных термических деструкторов основан на том, что смесь газов подается в межтрубное пространство теплообменника, где происходит ее нагрев за счет теплообмена с
уже очищенным от озона теплым воздухом, проходящим в трубках теплообменника. Нагреву до
рекомендуемой [2] температуры 285 С способствует интенсивное перемешивание потока, создаваемое промежуточными перегородками. Из теплообменника смесь газов направляется в камеру
электронагрева, где температура смеси поднимается до 350 С и происходит разложение озона.
Скорость движения газовой смеси в электрокамере выбирается такой, чтобы контакт происходил в
течение 3-4 секунд. Очищенный от озона воздух отдает свое тепло поступающим в теплообменник
новым порциям газовой смеси и выбрасывается вентилятором 5 (рис. 1.21) в атмосферу. Рекуперация тепловой энергии, осуществляемая в теплообменнике деструктора, позволяет достичь значений экономии электроэнергии на разложение озона в 3-4 раза, по сравнению с затратами на эксплуатацию подобных аппаратов без теплообменников. Однако, с учетом использования вентилятора среднее потребление электроэнергии в установленном режиме работы достигает по данным
[2] 35 Втч/м3 обрабатываемого воздуха.
При этом капитальные и эксплуатационные затраты определяются расходом подлежащего обработке газа, причем на каталитическое окисление они одинаковы с затратами на деструкцию без
рекуперации и на 50 % выше затрат на деструкцию с повторным использованием тела. Эксплуатационные затраты при катализе на 60 % ниже, чем при термической деструкции без рекуперации, и
на 40 % - с рекуперацией энергии.
1.6. Утилизация остаточного озона
Рециркуляция остаточного озона, содержащегося в воздухе после контактных камер, требует
дополнительных капитальных вложений на компрессоры, турбовентиляторы и др., составляющих
10-12 % общей стоимости применения озонирования. Для восполнения потерь необходимо, чтобы
расход повторно диспергируемого окислителя хотя бы соответствовал производительности генератора озона. Этого, разумеется, достичь невозможно, учитывая относительно небольшое содержание озона в рециркулируемом воздухе и невысокую степень растворимости окислителя в воде
при малой его концентрации, т. е утилизация остаточного озона в существующих схемах озонирования является нерентабельной.
Повторное диспергирование остаточного озона определяется незначительными его концентрациями и высокими энергетическими затратами на вторичную диффузию, так как давление газовой
смеси, покидающей контактные камеры, равно или несколько превышают атмосферное. В зарубежной практике озонирования используется два типа систем повторной диффузии - нагнетательная и аспирационная.
К нагнетательной относятся турбовентиляторы и водокольцевые компрессоры, с помощью которых повышается давление воздуха, содержащего остаточный озон, до величины, позволяющей
диффундировать его в нижнюю часть контактной колонны (39-49 кПа). Повышенная влажность
повторно используемого воздуха затрудняет работу нагнетателей и повторный ввод через пористые диффузоры.
В аспирационных системах повторного диспергирования используются механические и гидравлические эмульсаторы. Механические эмульсаторы представляют собой полый конический
перфорированный цилиндр, погруженный в воду и вращающийся вокруг вертикальной оси с частотой 4000 мин-1. При этом в цилиндре создается вакуум, что приводит к всасыванию воздуха, поступающего из камер озонирования, который выходит через перфорацию в погружной части цилиндра в радиальном направлении и смешивается с массой воды контактной камеры.
Гидравлические эмульсаторы представляют собой водяные инжекторы, в которых возникает
пониженное давление при прохождении потока обрабатываемой воды через суженное сечение.
Данное сечение соединено с верхней частью камеры смешения трубопроводом, по которому остаточный озон инжектируется в эмульсатор и смешивается с водой.
Преимущество аспирационных систем связано с тем, что они гарантируют достаточно высокий
процент перехода остаточного озона из газовой фазы в жидкую. К недостаткам относится то, что
через гидравлический эмульсатор необходимо пропускать значительную массу обрабатываемой
воды с давлением не менее 50 кПа. Кроме того, гидравлические эмульсаторы крайне чувствительны к малейшим изменениям расхода воды, а механические потребляют значительное количество
электроэнергии.
Повторная
диффузия
озона
в
обрабатываемую
воду
за
рубежом
применяется
[2(1984г),3(2007г)] в энергосберегающих схемах озонирования воды, использующих камеры преозонирования. При этом воздух, содержащий остаточный озон, выделившийся после контактных
камер поста озонирования или постозонирования, диффундируется турбовентилятором в камеру
преозонирования. При этом диспергирование воздуха, содержащего остаточный озон, способствует увеличению процента удаления растворенных органических загрязнений, дополнительному осветлению при последующей коагуляции и отстаиванию воды.
Таким образом, повторное использование воздуха, содержащего непрореагировавший озон,
может быть эффективным лишь для преозонирования, так как концентрация окислителя в воздухе
относительно невелика. Рассмотренные системы деструкции (см. глава.1.5) и повторного использования озона не позволяют отдать предпочтение или рекомендовать к применению тот или иной
способ обезвреживания токсичности газа. Поэтому критериями выбора метода могут служить требования, предъявляемые к исходной и обработанной воде, т.е. к технологической схеме озонирования (например при переменном составе исходной воды в различное время года), а также количество подлежащей обработке газовой смеси и концентрация в ней озона. Например, по данным [2]
при расходе озонированного воздуха 150 м3/ч соотношения стоимостей капиталовложений на основные способы обезвреживания озона составляют следующие величины: метод с использованием
гидравлического эмульгирования – в 4 раза, термодеструкция с рекуперацией энергии – в 7,7 раза,
а механическое эмульгирование – в 10 раз дороже, чем разбавление с выбросом в атмосферу. Если
в расчетах исходить из потребления электроэнергии (на 1 м3 воздуха) при реализации различных
способов, то соотношение несколько изменится (в Втч): 6-12 при разбавлении и выбросе газовой
смеси в атмосферу; 30 – при термической обработке; 45 – при механическом эмульгировании и 70
– при использовании турбовентиляторов.
Постановка задачи
На основе аналитического литературного обзора сформулированы следующие основные задачи исследования, реализуемые в главе 2:
а) оценить эффективность процессов озонирование и резервы энергосбережения;
б) определить возможные направления использования низкопотенциальной теплоты охлаждающей воды в процессе компремирования воздуха и его озонирование в системе ГВС ;
в) подобрать и разработать новую энергосберегающую схему озонирование воды с помощью
вихревой трубы.
Глава 2. Аналитическое исследования энергетики озонирования воды.Построение температурно-тепловых графиков, схема энергосбережения и таблица энергоемкости
Для достижения поставленных целей в главах 2 и 3 использовались методы решения основанные на положениях методологии интенсивного энергосбережения в теплотехнологиях [59], а
так же экспериментальные исследования. При этом решались следующие задачи:
1. Для наиболее подробного исследования применялся термодинамический анализ, который
включал в себя построение температурно-тепловых графиков. Для проведения расчетов и построения температурно-тепловых графиков в работе были применены пакеты сертифицированных программ MathCad, Excel и WaterSteamPro.
2. Разработать экспериментальную установку по озонированию воды с использованием вихревого эффекта.
3. Предложить средства и методики измерений основных параметров процесса.
4. Проведение исследований по особенностям работы установки на влажном воздухе и осушки воздуха с помощью вихревой трубы.
5. Выбрать способ осушки воздуха с использованием вихревой трубы.
2.1. Материальный и энергетический баланс процесса озонирования воды
Сырьем для технологии озонирования воды является природная вода с различным исходным
содержанием вредных веществ, которые необходимо удалить в процессе обработки. Сырьем для
синтеза озона является атмосферный воздух (или кислород, полученный из воздуха). Требования,
предъявляемые [3] к сетевым источникам воздуха для питания генераторов озона следующие: давление (избыточное) – 0,07-0,08 МПа; температура – не выше 20 С; влажность (точка росы) - - 5570 С; содержание масла – 1-2 кл. по ОСТ 92-1577-78; для охлаждения элементов озонаторной установки используется вода питьевого качества с температурой + 5- + 25 С; температура сливаемой воды – не более 40 С.
Укрупненный материальный баланс процесса озонирования воды складывается из расхода
подвергаемой очистке воды и атмосферного воздуха, из которого получают реагент – озон. По
опыту эксплуатации зарубежных озонаторных станций [48(1987г.),3(2007г)] на обработку воды с
расходом 6875 м3/ч используется 24 кг О3/ч при дозе озона 2 г/м3 воды, т.е. полезно используется
13,75 кг О3/ч или 57 %. Потери озона связаны с частичным его разложением при транспорте озоно-воздушной смеси в контактную камеру и с выбросом остаточного озона в атмосферу. При концентрации озона в озоно-воздушной смеси 20 г О3/м3 воздуха и принятых дозе озона и расходе обрабатываемой воды, необходимый расход воздуха составляет 1200 м3/ч, а для получения 1 кг озона требуется 50 м3 воздуха. Количество образующегося озона составляет 0,5-2,0 мас. % пропускаемого через озонатор воздуха, что соответствует содержанию 5-20 г озона в 1 м3 озонированного
воздуха. При нормальном атмосферном давлении и температуре 20 С в среднем расход воздуха
на получение 1 кг озона составляет 70-80 м3 [39].
Основным используемым энергоносителем в технологии озонирования воды является (рис.2)
электроэнергия, которая затрачивается на сжатие воздуха в компрессорах, на нагрев воздуха в калориферах при регенерации адсорбционных осушителей, на синтез озона в озонаторах, на электронагреватель и на привод вентилятора термического деструктора остаточного озона, на привод
турбовентилятора при утилизации озона, а также на привод, по крайней мере, четырех групп электронасосов.
Энергетический баланс процесса озонирования воды составлялся для схемы с подготовкой
воздуха при высоком давлении, на примере обеззараживания воды для открытой системы горячего
водоснабжения в пересчете на 1 м3 потребляемой воды.
Основные расчетные данные: расчетный расход озонируемой воды Qчас = 2000 м3/ч; максимальная доза озона qозмакс = 5 г/м3 и средняя годовая qозср = 2,6 г/м3; максимальный расчетный расход озона - 10,1 кг О3/ч; продолжительность контакта воды с озоном t - 6 мин.
Принят озонатор трубчатой конструкции производительностью Gоз = 5500 г/ч. Для того чтобы
выработать озон в количестве 10,1 кг/ч, озонирующая установка должна быть оборудована двумя
рабочими озонаторами. Кроме того, необходим один резервный озонатор такой же производительности (5,5 кг/ч).
Активная мощность разряда озонатора U (Вт) является функцией напряжения и частоты тока и
может быть определена по формуле проф. Ю. В. Филиппова [32]:
U = (2/) up[Cэ(uа – up) – Спup];
(2.1)
где up – напряжение в разрядном промежутке, В;  – круговая частота тока, Гц; Сэ и Сп - электрическая емкость, соответственно электродов и разрядного промежутка, Ф; ua - рабочее напряжение,
подводимое к озонатору, В.
Для определенного озонатора при установленных рабочих условиях величины Сэ, Сп и up имеют постоянные значения независимо от напряжения или частоты тока. Поэтому расход электроэнергии пропорционален частоте тока  и максимальному напряжению тока ua. Напряжение тока в
озонаторе принимается по опытным данным. Производительность озонатора увеличивается с повышением частоты тока , но вместе с тем возрастает расход электроэнергии трансформатором и
преобразователем частоты. Значения Сэ и Сп определяются по обычным формулам для расчета емкости плоского конденсатора; их величины весьма невелики и выражаются в микрофарадах. Например, для заданных условий принимаем: uа = 20000 В;  = 50 Гц; Св = 26,1 мкФ и Сп = 0,4 мкФ.
Величина потенциала разряда через разрядный промежуток составляет 2000 В на каждый его линейный миллиметр. Так как в озонаторе принятого трубчатого типа ширина разрядного промежутка составляет 2,5 мм, то потенциал разряда будет up = 2,52000 = 5000 В. Тогда активная мощ-
ность разряда озонатора согласно формуле (2.1) равна U = 62 кВт. Емкостный коэффициент мощности определялся как е = U/Ua, где Ua – вольтамперная мощность, кВА. При известных [49]
значениях  e = 0,52 мощность трансформатора будет U a = U: e = 62: 0,52 =120 кВА.
Основной деталью рассматриваемого озонатора являются стеклянные диэлектрические
трубки, заплавленные с одного конца и имеющие на внутренней повер хности графитовые
покрытия. В стальные трубки внутренним диаметром d 1 = 92 мм вставлены стеклянные
трубки наружным диаметром d 2 = 87 мм. Концентрический зазор между трубками шириной 2,5 мм служит разрядным промежутком.
Площадь поперечного сечения кольцевого разрядного промежутка равна:
f р = (/4)(d 1 2 – d 2 2 ) = 0,785 (0,092 2 - 0,087 2 ) = 0,0007 м 2 .
Скорость прохода сухого воздуха через кольцевой разрядный промежуток в целях на ибольшей экономии расхода электроэнергии рекомендуется [3] в пределах v в = 0,150,2
м/с. Тогда из уравнения неразрывности расход сухого воздуха через одну трубку озонатора q в составит: q в = f p v в 3600 = 0,5 м 3 /ч.
Поскольку заданная производительность одного озонатора G оз = 5,5кг/ч, то при коэффициенте весовой концентрации озона К оз =20 г/м 3 количество сухого воздуха, необходимого для электросинтеза, составит: Q в = G оз /К оз = 275 м 2 /ч. Следовательно, количество
стеклянных диэлектрических трубок в одном озонаторе должно быть n тр = Q в : q в = 275:0,5
= 550 шт. Стеклянные трубки длиной по 1,6 м размещены концентрично в 275 стальных
трубках, проходящих через весь цилиндрический корпус озонатора с обоих его ко нцов.
Тогда длина корпуса озонатора будет l = 3,6 м.
Производительность каждой трубки по озону: q оз = G оз : n тр = 5500/550 = 10 г/ч.
Энергетический выход озона: Э оз = G оз : U = 5,5 : 62 = 0,088 кг/кВтч.
В отечественной и зарубежной практике озонирования воды используют [1-3] озонаторы, вырабатывающие озон в количестве 15-20 г О3/м3 воздуха, при потреблении электроэнергии соответственно 13-18 кВтч/кг О3.
Суммарная площадь поперечных сечений 275 трубок d i = 0,092 м составляет f тр =
2750,7850,092 2 = 1,83 м 2 . Площадь поперечного сечения цилиндрического корпуса оз онатора должна быть больше на 35 %, т. е. F к = 1,35f тр = 1,35I,83 = 2,47 м 2 . Отсюда внутренний диаметр корпуса озонатора будет равен: D = 2(Fк/)0,5 = 1,78 м.
По данным [3] учитывалось, что 85-90 % электроэнергии, потребляемой для производства озона, затрачивается на тепловыделение при водяном охлаждении электродов озон атора. Расход воды для охлаждения принимался 35 л/ч на одну трубку или суммарно Q охл =
55035 = 19250 л/ч или 5,35 л/с.
Средняя скорость движения охлаждающей воды при температуре t = 10°С составит:
Uохл = Qохл/(Fк - fтр) = 30 м/ч или 8,3 мм/с.
Для электросинтеза озона необходимо подавать 275 м3/ч сухого воздуха на один озонатор принятой производительности. Кроме того, надо учесть расход воздуха на регенер ацию адсорберов, составляющий 360 м3/ч для серийно выпускаемой установки АГ-50. Тогда общий расход охлаждаемого воздуха составит:
V ов = 2275 + 360 = 910 м3/ ч или 15,2 м3/мин.
Для подачи воздуха принимаем воздуходувку ВК-12 производительностью 10 м3/мин.
Тогда необходимо установить 15,2:10 = 1,52 или 2 рабочие воздуходувки и одну резер вную с электродвигателями А-82-6 мощностью 40 кВт каждая. На всасывающем трубопроводе каждой воздуходувки устанавливают висциновый фильтр производ ительностью до
50 м3/мин, что удовлетворяет расчетным условиям. При использовании компрессоров высокого давления затраты энергии на подготовку и осушку воздуха составляют 0,1 кВтч/м3 воздуха.
Первая ступень осушки воздуха осуществляется при помощи фреонового холодильного
агрегата. Атмосферный воздух охлаждается с 26 до 6°С вследствие испарения фреона -12
(при температуре – 15 °С).
Количество холода, необходимого для охлаждения воздуха составит:
Q o.в = V o.в γ cΔt,
(2.3)
где Vo,в - количество охлаждаемого воздуха, м3/ч; с = 1,05 кДж/(кгС) - теплоемкость сухого воздуха; Δt - перепад температуры, принимаемый обычно 20°С; γ - вес 1 м3 воздуха,
равный 1,293 кг.
Следовательно, в данном случае количество холода равно:
Q o.в = 9101,2931,05 (26 - 6) = 6,6 кВт.
Объем воздуха V в общем виде вычисляют по формуле:
V = VовТРат/ТоРраб = Vов (Т + t)Рат/ТоРраб.
(2.4)
Тогда при рабочих параметрах воздуха, поступающего в теплообменник с t 1 = 26°С и
Р раб = 0,2 МПа и выходящего из него с t2 = 6 °C и Рраб = 0,2 МПа, по формуле (4) объемы
воздуха составят: V1 = 514,8 м3/ч и V2 = 480,2 м3/ч.
Количество влаги в воздухе q в общем виде определяют по формуле
q =d•V,
(2.5)
где d - влагосодержание в воздухе при данной температуре, кг/м 3 .
При t 1 = 26°С величина d1 = 0,02686 кг/м 3 , а при t 2 = 6 °С d2 = 0,007474 кг/м 3 . Тогда q1 =
13,8 кг/ч и q2 = 3,6 кг/ч. Количество влаги, выделяющейся в аппарате холодильной уст ановки, qап = q1 – q2 = 10,2 кг/ч.
Количество холода, необходимого для охлаждения паров влаги в аппарате определяются по формуле (2.1), считая от средней температуры tср = (26 + 6)/ 2 = 16°С до конечной
t 2 = 6°С, составит q о•вл = 0,12 кВт.
Количество холода для конденсации влаги, задержанной в х олодильнике:
q конд = q ап  к = 10,2 • 0,7 = 7,1 кВт;
(где  к = 0,7 кДж/кг - теплота конденсации водяных паров).
Общее количество холода для всех операций с учетом 15 % на потери:
Q хол = 1,15 (Q ов + q о.вл + q конд ) = 1,15 (6,6 + 0,12 + 7,1) = 15,9 кВт.
Принимаем по данным [50] к установке фреоновые холодильные агрегаты марки АКФВ-30/15 холодопроизводительностью 8,15 кВт (при температуре испарения фреона 15°С) при мощности электродвигателя 4,5 кВт и числе оборотов n = 480 об/мин. Количество таких агрегатов должно быть n = 13620 : 7000 = 2 шт. Принимаем два рабочих и один
резервный агрегат той же марки.
Вторая ступень осушки воздуха принимается в виде адсорбирующей установки. После
охлаждения и осушки во фреоновом холодильнике воздух пост упает на окончательную
досушку в адсорберы автоматического действия марки АГ -50. Количество осушаемого
воздуха для двух рабочих озонаторов составляет QОВ = 2275 = 550 м3/ч. Продолжительность рабочего цикла адсорбции принимаем  = 10 ч.
Вес адсорбента Рал (кг) при равной высоте двух слоев загрузки - алюмогелем и силикагелем - должен быть: Pад = kQов(q2 – q3)100/1000S; где k – коэффициент, учитывающий вид
материала загрузки адсорбера (для алюмогеля k = 0,41, для силикагеля k = 0,59); q3 - количество влаги на выходе из адсорбера, при t3 = -50°С равное 0,05 г/м 3 ; S - влагопоглощаемость адсорбента, % к его весу.
Тогда вес алюмогеля Рал и силикагеля Рсил будет: Рал = 420 кг и Рсил = 301 кг. Суммарный вес
загрузки составит Рад =420 + 301 = 721 кг. При указанном выше насыпном весе адсорбера и при
высоте каждого слоя h = 400 мм в одну башню АГ - 50 можно загрузить: алюмогеля (нижний слой)
р'ал = 267 кг и силикагеля (верхний слой) р'спл = 188 кг. Суммарная загрузка башни рδ = 267 + 188 =
455 кг. Следовательно, для досушки воздуха нужно иметь установок АГ-50 в количестве n = рад : рδ
= 721 : 455 = 2 шт (две рабочих), и дополнительно одну резервную. Средний удельный расход
электроэнергии на абсорбционном осушителе составляет 0,0145 кВтч/м3 воздуха, а из него –
0,0062 кВтч/м3 на регенерацию.
Расчет контактной камеры для смешения озоно-воздушной смеси с водой производился по методике [49] с определением необходимой площади поперечного сечения контак тной камеры в плане:
Fк = Qчаск/nH;
(2.6)
где Qчас - расход озонируемой воды, м3/ч;  к - продолжительность контакта озона с водой
(принимается в пределах 5-10 мин); n - количество контактных камер; Н - глубина слоя
воды в контактной камере (принимается обычно 4,5-5 м).
При Q час = 2000 м3/ч, к = 0,1 ч, n = 2 и H = 5 м значение F к = 20,2 м2. Для равномерного
распыления озонированного воздуха у дна контактной камеры размещают перфорирова нные трубы, например в виде керамических пористых труб. Каркасом служит труба из нержавеющей стали (наружный диаметр 57 мм) с отверстиями диаметром 4-6 мм (рис. 2.1).
На нее надевается фильтросная труба - керамический блок длиной l = 500 мм, внутренним
диаметром 64 мм и наружным 92 мм.
Рисунок 2.1 – Конструкция фильтросных труб: 1 – каркас-труба из нержавеющей стали; 2 - отверстия d = 46 мм; 3 - фильтросная труба (керамический блок); 4 - прижимное устройство; 5 приварной фланец; 6 - прокладки; 7 - резьба
Активная поверхность блока, т. е. площадь всех пор размером по 100 мкм на керамической трубе, занимает 25 % внутренней поверхности трубы, тогда f п = 0,25πD в l =
0,253,140,0640,5 = 0,0251 м2.
При вводе озона в контакт с водой способом барботажа количество подаваемого воздуха не находится в жесткой зависимости от количества обрабатываемой воды, что п озволяет регулировать подачу воздуха. Производительность воздуходувок обычно подб ирают [49] так, чтобы, включая в действие одну, две или три воздуходувки, можно было
изменять отношение объема газовой смеси к объему обрабатываемой воды. Величины
этого отношения  обычно принимают равными - 0,27; 0,5 или 1. В данном случае  =
Q о.в :Q час = 550:2000 = 0,27. Тогда количество озонированного воздуха, подаваемого по
распределительным трубам, составит q оз.в = 20000,27 = 550 м3/ч или 9,17 м3/мин или
0,158 м3/с.
Площадь поперечного сечения магистральной (каркасной) распределительной трубы
внутренним диаметром d = 49 мм равна: f тp = 0,00188 м2 = 18,8 см2. Принимаем в каждой
контактной камере по четыре магистральных распределительных трубы, уложенных на
взаимных расстояниях (между осями) по 0,9 м. Каждая труба состоит из восьми керамических блоков. При таком размещении труб размеры контактной камеры в плане равны
3,7  5,4 м.
Расход озонированного воздуха, приходящегося на живое сечение каждой из четырех
труб в двух камерах, будет qтр = qоз в/4n = 0,002 м3/с, а скорость движения воздуха в трубопроводе равна: v = q тр /f тр = 0,02/0,00188 = 10,7 м/с (рекомендуемая [49] скорость 1015 м/с).
Суммарная активная площадь пор всех керамических труб, уложенных в одной кам ере, f п = mfп = 480,0251 = 0,8 м2 (где 4 - количество магистралей; 8 - количество керамических труб). Расход озонированного воздуха, поступающего в воду через п ористую
поверхность всех труб одной камеры, равен: q = qоз в/nf п = 5,73 м3/(минм2).
Общее давление, которое должно быть на входе в распределительную систему озоновоздушной смеси, определяется по формуле Ю. Б. Багоцкого [ 49]:
Н = Н гидр + γ в δ(v 2 /2g) + 0,001 Aq + Р изб ;
(2.7)
где Н гидр - гидростатическое давление в м вод. ст. (равное высоте слоя воды в камере);  в
- плотность воздуха; δ – коэффициент сопротивления (δ = [(2,2/К  2 ) + 1]); K  = o / конструктивное отношение (рекомендуется принимать равным примерно 0,5); 0 - площадь одного отверстия на каркасной трубе, м2;  - площадь сечения распределительной
каркасной трубы, м 2 ; А - коэффициент, зависящий от условного диаметра пор на керамической трубе d = 100 мкм (равный А = 210 4 /d 1,9 ); Р изб = 0,3 м вод. ст. = 2,94 кПа - избыточное давление.
В данном примере при диаметре одного отверстия d = 0,005 м o = 0,0000196 м2, при 50
отверстиях на 1 пог. м ∑o = 0,00096 м2, а  = f тр = 0,00188 м2. Следовательно, K 
=0,00096:0,00188 = 0,52. Таким образом, H = 5,39 м вод.ст. = 528,5 кПа.
Суммарный расход энергии на смешение озона с водой в контактных камерах принимался по
данным [3] на уровне 3,0 кВтч/кг О3.
Расход электроэнергии на получение 1 кг озона для озонаторов различных типов по данным
литературного обзора (глава 1) составляет для хорошо осушенного воздуха 13-26 кВтч, для технического кислорода 6-12 кВтч, а для неосушенного воздуха 43-57 кВтч. Средний расход электроэнергии на осушку воздуха и его компрессию для получение 1кг О3 составляет 6-10 кВтч.
Таким образом, при принятой концентрации озона в озон-воздушной смеси 2,0 вес. % или
 20 г О3/м3 воздуха, для получения 1 кг озона при данной концентрации на входе требуется
33,3 м3 воздуха, количество охлаждающей воды – 2,7 м3, расход электроэнергии на синтез озона –
13,3 кВтч, расход энергии на компрессию и осушку воздуха – 4,7 кВтч, расход энергии на разложение озона – 0,8 кВтч, суммарный расход энергии – 18,8 кВтч; суммарная доза озона на озонирование 5 г О3/ м3 воды.
При использовании оптимально осушенного воздуха концентрация озона обычно составляет
1,5-2,5 вес. % ( 20-35 г О3/м3 воздуха), а удельные энергозатраты на его получение (при концентрации озона 2 вес. % ) – 13-16 кВтч/кг О3.
Полученные значения статей расходов энергии при озонировании воды представлены в таблице 3. Пересчет расхода электроэнергии в тепловой эквивалент производился из условия 1 кВтч =
(103 Дж •3600 c) /c = 3,6106 Дж.[10-11].
Таблица 2.1 - Энергетический баланс существующей схемы озонирования воды
Статьи расхода энергии
1. На компрессию воздуха
2. На сушку воздуха
- на адсорбционные осушители
- на регенерацию адсорберов
3. На производство озона
4. На смешение озона с водой
5. На деструкцию озона
6. Суммарный расход энергии
7. Суммарные потери энергии
8. На нагрев воды с 10 до 70 С
кВтч/м3
воздуха
кВтч
на кг
О3
Втч
на м3
воды
кДж
на м3
воды
0,1
0,0145
0,0073
0,0062
0,035
-
3,3
0,48
0,28
0,20
13,3
3,0
1,17
-
16,5
2,40
1,40
1,00
66,5
15,0
5,85
-
59,4
12,6
7,2
5,4
239,4
54
21,1
377,5
251400
Потери
энергии
кДж на м3
воды
47,5
5,4
215,5
268,4
-
С учетом приведенного баланса энергии и тарифов на электроэнергию (за 2012 год) суммарная
стоимость озона полученного из воздуха составляет 51,7 руб/кг О 3. Средний расход электроэнергии, затрачиваемый на производство и использование озона, составляет 21 кВтч/кг О3 [3(2007г)].
Увеличение стоимости синтеза озона может быть компенсировано экономией электроэнергии
на процессах обезвоживания воздуха вследствие снижения потребности в нем. Причем имеется
тенденция экономически выгодного использования меньшего количества озонаторов большей
производительности, нежели большее число менее мощных. При этом снижаются капитальные
затраты на установку озонаторов, уменьшается стоимость 1 кг производимого озона и появляется
возможность утилизации теплоты, выделяющейся в озонаторе.
При расходе энергии на производство озона 239,4 кДж/м3 воды, и КПД преобразование энергии по данным [3] 10% потери энергии составит 215,5 кДж/м3 воды. При расходе энергии на компрессию воздуха 54,4 кДж/м3, и КПД процесса 20% потери энергии составит 47,5 кДж/м3. При
расходе энергии на осушку воздуха 12,6 кДж/м3, с учетом КПД процесса на адсорберов потери
энергии составит 5,4 кДж/м3.
Таким образом, согласно данным, приведенным в таблице 2.1, суммарный укрупненный потенциал энергосбережения в существующих схемах (рис.1.3) озонирования воды суммарные поте-
ри энергии составляет 268,4 кДж на 1 м3 обрабатываемой воды. При расчетной производительности озонаторной станции Q = 2000 м3/ч экономия потребляемой мощности составит:
(2000 м3/ч •268,4 кДж/ м3 )/3600c=150 кВт.
(3.1)
Для оценки энергетики озонирование воды производилось построение температурных графиков нагрева воды в существующей схеме и схеме энергосбережения, а так же график изменения
температуры воздуха. На рисунке 1 представлен температурный график и схема нагрева воды
Рисунок 2.2 - Температурный график и схема нагрева воды
А - существующая схема; Б – предлагаемая схема.
1 – исходная вода; 2 – контактная камера; 3 – система охлаждения озонатора;
4 – промежуточный теплообменник для охлаждения воздуха при компрессии ; 5 – подогрев
в водонагревателя ГВС.
Согласно рисунка 1 в обоих случаях нагрев исходной воды в контактной камере осуществляется с 10 до 20 °С. В существующей схеме (рис 2.2,А) дальнейший нагрев воды производится в
водонагревателе (топливном или электрическом) до температуры 70°С с подводом в адиабатических условиях теплоты, количестве Q1 = 209,5 МДж/м3 воды.
В предлагаемой схеме (рис.2.2,Б) вода после контактной камеры (20°С) подается на охлаждении озонатора и нагревается до температуры 40°С а затем подается на охлаждения воздуха в
промежуточном холодильнике нагреваясь до 60°С. Дальнейший нагрев осуществляется до температуры 80°С с затратой тепловой энергии в количестве Q2=84 МДж/м3 воды.
Таким образом использование предлагаемой схемы с утилизации сбросной теплоты на нагрев воды позволяет либо увеличивать температуры нагрева при фиксированном Q1 либо снижать
расход теплоты на водонагревателе в 2-2,5 раза.
Аналогичным образом рассматривалось изменение температуры воздуха по основным этапам технологического процесса озонирование воды (рисунок 2.2).
По существующей схеме (рисунок 2.2,А) воздух со средне годовой расчетной температуры
10°С сжимается в компрессоре до 0,6 МПа с нагревом до 120°С. Затем воздух охлаждается в промежуточном и концевом холодильнике до 30°С и поступает в адсорбционный осушитель, где нагревается до 35°С. Для регенерации насадки адсорбционного осушителя используется воздух нагретый до 130-150°С, и затратой тепловой энергии Qрег. Осушенный воздух направляется в озонатор в нагревом до 40°С, а затем в контактную камеру озонирование воды с охлаждением до 30°С.
Перед выбросом воздуха в атмосферу производится разложения остаточного озона с нагревом
воздуха до 350°С и затратой тепловой энергии Qгп.
А - существующая схема
Компрессор
Теплообм. охл.
воздуха
Адсорбционные
осушит.
Озонатр
Конт.
камера
Дистр.
Остаточ
О3
Б – предлагаемая схема
Компрессор
Теплообм.
охл. воздуха
Вихре
вая
труба
Адсорбционные
осушит.
Озон
атр
Конт.
камера
Дистр.
Остаточ
О3
Рисунок 2.3 - График изменения температуры воздуха
А - существующая схема; Б – предлагаемая схема.
1 – исходный воздух (среднегодовая расчетная температура); 2 – после компрессора; 3 – после
промежуточного теплообменника; 4 – воздух на входе адсорбционный осушитель (по схеме А)
или на входе в вихревую трубу (по схеме Б); 5, – воздух на выходе из адсорбционного осушителя;
5,, -холодный воздух из вихревой трубы,5,,, - горячий поток из вихревой трубы. ;6 – воздух на выходе из озонатора; 7 – воздух на выходе из контактной камеры; 8 –нагрев воздуха в установке для
разложения остаточного озона; 9 – выброс в атмосферу.
В предлагаемой схема (рисунок 2.3,Б), воздух с температуры 30°С после концевого теплообменника подается на вход вихревой трубы с получением холодного потока (5,,) с температурой 40°С и горячего потока (5,,,) с температурой 120°С.
Холодный поток воздуха подается на адсорбционный осушитель и озонатор с нагревом до
-20°С и далее озонированный воздух поступает в контактную камеру на выходе из которой воздух
имеет температуру 30°С. Перед выбросам воздуха в атмосферу он нагревается до 350°С с разложением остаточного озона.
Реализация адсорбционной осушки озонирование воздуха в озонаторе, и озонирование воды в контактной камере в диапазоне температур от -40 до 30°С позволяет повысить эффективность озонирование.
Использования горячего потока с вихревой трубы для регенерации адсорбционного осушителя и нагрева воздуха в установке для разложения остаточного О3 позволяет уменьшить затраты
тепловой энергии Qрег и Qгп.
На основе температурных графиков воды и воздуха (рисунок 2.2 и 2.3) составлена технологическая схема с возможным потенциалом энергосбережения (рисунок 2.4)
Таблица 2.2- Энергоемкости озонированной воды и резервы энергосбережение
Материалы и энергия на м3 озонированной воды
Расход
ед./м3воды
Энергетические эквиваленты кг У.т./ед.
кг У.т./
м3 воды
-0,135
0,422
0,09
0,06963
-0,012
0,0024
-0,231
0.422
0,04
0,001
-0,01
0,665
-17,5
0.422
0,09
0,28
-1,575
0,015
0,422
0,006
0,00585
0,422
0,0025
69,8
0,422
29,5
29,85913
28,26213
1,597
компрессию воздуха
Электроэнергия на сжатие воздуха, кВт•ч/м3 воды
Техническая вода на охлаждения воздуха кг/м3 воды
0,165
Осушка воздуха
Электроэнергия, кВт•ч/м3 воды
затраты воздуха на регенерацию адсорберов, м3/ м3воды
На производство озона
Электроэнергия кВт•ч/м3 воды
Воды м3/ м3воды
На смешение озона с водой
Электроэнергия, кВт•ч/м3 воды
На деструкцию озона
Электроэнергия, кВт•ч/м3 воды
На нагрев воды с 10 до 70 С
Электроэнергия, кВт•ч/м3 воды
Энергоемкость озонированной воды в системе ГВС по сущ. Технол.
Энергоемкость озонированной воды в системе ГВС по предлагаемой. тех.
Первичное заключение по повышению эффективности(Энер. сбер)
Рисунок 2.4 - Схема энергосбережения объекта
Согласно рисунка 2.4 основные потери энергии с схеме озонирование воды приходятся на
производство озона 215,5 кДж/м3 воды, а так же на компрессию воздуха 47,5 кДж/м3и осушку воздуха 5,4 кДж/м3.
Таким образом анализ энергетической схемы и энергоемкости процессов при озонирование
воды выявил следующие пути энергосбережения требующее дополнительных исследований:
1.Утилизация теплоты охлаждающей воды в промежуточных и концевых холодильников
компрессоров
2.Уменьшение затрат электроэнергии на регенерацию насадок адсорбера.
3.Снижение расхода электроэнергии на процесс получение озона из воздуха.
4.Утилизация теплоты охлаждающей воды с озонатора.
5. Снижение затрат на смешение озона с водой в контактной камере.
6.Уменишение затрат электроэнергии на деструкцию остаточного озона.
Глава 3. Экспериментальные исследования энергетики озонирования воды
3.1. Описание экспериментальной установки и методика измерений
Комплекс экспериментальных исследований производился в плазменной лаборатории кафедры
ТиЭС МГТУ, в период 2010-2011 годов. На лабораторной установке, смонтированной с участием
автора.
Лабораторная установка включает (рис. 3.1): систему подготовки воздуха (компрессор, воздушно-водяной теплообменник-охладитель, вихревую трубу и адсорбционные силикогельалюмогель осушители); озонатор с источником питания; колону озонирования с пористым диспергатором; колонну преозонирования с эжекторным эмульгатором остаточного озона; систему
термической деструкции остаточного озона после колонны преозонирования (рекуперативный
воздушный теплообменник, электронагреватель с источником питания и воздушно-струйный компрессор); циркуляционный насос и насос системы охлаждения; а также систему стационарных и
переносных контрольно-измерительных приборов, позволяющих регистрировать основные параметры в узловых точках схемы (температуру, давление и расход воздуха и воды, влажность воздуха, концентрацию озона в воздухе и воде, расход электроэнергии на компрессор, озонатор, насосы
и электронагреватель деструктора, а также ток, напряжение, cos  и частоту тока на озонаторе).
Рисунок 3.1 – Схема лабораторной экспериментальной установки:
1 – компрессор; 2 – воздушно-водяной теплообменник; 3 – вихревая труба; 4 – адсорбционные
осушители; 5 – озонатор; 6 – источник питания озонатора; 7 – колонна озонирования; 8 – колонна
преозонирования; 9 – водо-воздушный струйный эжектор-эмульгатор; 10 – циркуляционный насос; 11 – насос системы охлаждения; 12 – рекуперативный воздушный теплообменник; 13 – воздушно-струйный компрессор; 14 – электронагреватель; 15 – источник питания деструктора; Т –
датчики температуры; Р – манометры; G – расходомеры; В – датчики влажности воздуха;
О – датчики концентрации озона в воздухе и воде; Э - электросчетчики
Лабораторная установка позволяет изучать энергетику основных процессов озонирования воды и отдельных ее систем (рис. 3.2).
Рисунок 3.21 – Общий вид лабораторной установки в режиме исследования вихревой трубы: 1 компрессор; 2 – вихревая труба; 3 – адсорбционный осушитель; 4 – озонатор;
5 – источник питания; 6 – колонна озонирования
Использовался лабораторный однотрубный озонатор с центральным высоковольтным электродом, представляющим (рис. 3.1) собой кварцевую стеклянную трубку с металлизированной внутренней поверхностью, а наружным в виде металлической трубы, охлаждаемой водой.
Параметры, характеризующие работу озонатора: производительность по озону – 1-30 г/ч, при
концентрации озона – 20-40 г/м3; площадь и ширина разрядной зоны – 9 дм2 и 0,51,5 мм; потребляемая мощность 0,3-1,0 кВт; расход воздуха 1-4 м3/ч; расход воды на охлаждение 0,07-0,5 м5/ч;
энергопотребление на синтез озона 4-13 кВтч/кг О3; общее энергопотребление 18 кВтч/кг О3;
удельная производительность 0,05-1,3 кг О3/чдм2 поверхности электрода. Напряжение питающего
тока 3-10 кВ при силе тока 0,5-1,0 А и частоте от 50 Гц до 10 кГц.
Для получения сжатого воздуха использовался безмаслянный компрессор, обеспечивающий
максимальное давление 1,0 МПа. При использовании в качестве озонообразующего газа кислорода, он подавался из кислородного баллона с редуктором.
Расход электроэнергии на компрессор, озонатор, электронагреватель деструктора и электронасосы производился электросчетчиками типа СО-505.
Требования к воздуху для питания озонатора: давление – 0,070,08 МПа, точка росы – (-55 70 С), температура – не выше 20С. Содержание влаги в воздухе контролировалось с помощью
влагомера-гигрометра типа «Байкал-4М.
Расход осушенного воздуха перед озонатором определялся с помощью газового счетчика типа
СГБМ-1,6 с максимальным рабочим давлением 0,1 МПа, диапазоном измерения 0,04-1,6 м3/ч и
классом точности 1,5.
Температура воды и воздуха определялась ртутными термометрами с ценой деления 0,1 С и
хромель-алюмелиевыми термопарами.
Для охлаждения элементов озонаторной установки использовалась вода питьевого качества с
температурой от 2 до 25 С, а температура сливаемой воды – не более 40 С. Расход холодной воды (до 30 С) измерялся расходомером типа КВх-1,5, а горячей воды – КВг-1,5 при давлении до
1,0 МПа. Расход электроэнергии на насосы – 0,2-0,8 кВтч/м3 воды. Производительность лабораторной озонаторной установки по воде составляет 50 л/ч или 13,9 г/с.
Озон подавался в контактную колонну высотой 0,5 м и диаметром 50 мм (рис. 3.1). Введение
озона осуществлялось снизу, а равномерное распределение озона по площади колонны обеспечивалось пропусканием его через пористую металлокерамическую пластину, устанавливаемую на
погружной трубке. Исходная вода в колонну озонирования подается сверху перетоком из колонны
преозонирования, и тем самым обеспечивается противоточное движение обрабатываемой воды и
озона. Непрореагировавший в камере озонирования озон, концентрация которого измерялась датчиком, вводился с помощью эжекторного эмульгатора в нижнюю часть колонны преозонирования.
Непрореагировавший озон из последней поступает на установку термической деструкции и далее
выбрасывается в атмосферу.
3.1.1. Средства и методика измерения концентраций озона
Доза озона определялась по известной методике [3] по разности между количеством озона,
введенного из озонатора в контактную камеру, и количеством остаточного озона, зафиксированного в ловушке после камеры озонирования. При этом дозой считалось количество озона в мг/л
воды, необходимое для окисления определенного ингредиента до требований нормативов. Разность между дозой и концентрацией остаточного озона в воде определяет величину озонопоглощаемости воды, обусловленную содержанием в ней веществ, способных окисляться озоном и характеризующую степень загрязненности воды. Доза озона варьировалась в пределах от 0 до 20
мг/л в зависимости от качества исходной воды и способности загрязнений окисляться озоном и
регулировалась временем введения озона (продолжительностью контакта и высотой слоя воды в
контактной камере) или концентрацией озона в озоновоздушной смеси.
Содержание озона в озоно-воздушной смеси после озонатора и остаточного или непрореагировавшего озона после контактной камеры определялось по способу йодометрии в нейтральной среде (рН = 6,8-7,0) или NBKI [2]. При этом озонированный воздух пропускался через водный рас-
твор KI, в который добавлялся фосфатный буфер. При реакции взаимодействия озона с йодидом
калия образуется йод, кислород и оксигидрат калия:
О3 + 2KI + H2O  I2 + O2 + 2KOH.
Характерным признаком реакции служит появление желтой окраски, вызванной присутствием
молекулярного йода. Далее свободный йод титруется раствором тиосульфата натрия по реакции:
I2 + 2S2O32-  2I- + S4O62-.
При этом количество израсходованного на титрование тиосульфата натрия соответствует определенной дозе озона в исследуемой пробе воздуха, т.е. количеству озона, пропущенному через
раствор KI в единицу времени. Метод обеспечивает достаточную точность замера при концентрации озона более 0,2 мг/м3 воздуха. Для более точного замера озона в диапазоне концентраций
0,01-0,2 мг/м3 вместо фосфатного буфера применялся боратный (метод BKI). В целом йодометрия
обеспечивает точность результатов, полностью соответствующих замерам по способу спектрофотометрии.
Для более точного определения концентрации озона в газовой фазе использовался оптический
метод, основанный на спектральных свойствах молекулярного озона максимально поглощать в
ультрафиолетовой области спектра на длинах волн 254 нм. При этом между приемником и источником света помещается оптическая кювета определенной толщины, через которую пропускается
газовая смесь, содержащая озон. Использовался газоанализатор УФ поглощения серии ОЗОН-5
производства Ангарского ОКБА с диапазоном измеряемых концентраций озона от 0 до 200 г/м3.
Для измерения концентрации озона в воде использовались два метода – прямого оптического
УФ поглощения и электрохимический метод. Первый основан на свойстве растворенного в воде
озона поглощать УФ излучение аналогично тому, как это происходит в газовой фазе. Для определения степени озонирования воды использовался оптический измеритель концентрации озона в
воде типа «Озон-В» производства Ангарского ОКБА. Диапазон измерений концентраций озона –
0-5 г/м3 с пределом допустимой погрешности  0,25 г/м3. Использовалась схема с двумя оптическими кюветами, одна из которых содержит озон, а вторая не содержит, что позволяет калибровать сигнал и компенсировать помехи.
Для более точных замеров концентрации озона в воде использовался электрохимический метод
с применением амперометрического мембранного измерителя озона типа АВ-2 производства фирмы «ОПТЭК» г. Санкт-Петербург. Электроды датчика помещались в пробу воды и по калиброванной разности потенциалов определялась концентрация озона. Диапазон измерения озона составлял
0-20 мг/л погрешностью  1 %, с временем отклика 8 с и с автоматической компенсацией измерений по температуре (0-50 С).
3.2. Исследование осушки воздуха с помощью вихревой трубы
3.2.1. Разработка конструкции и определение энергетических характеристик вихревой трубы
Вихревая труба встраивается в существующую схему подготовки воздуха при озонировании
воды. Поэтому параметры давления рс и температуры Тс в месте подвода сжатого воздуха определяются типом компрессорного оборудования. Тип конструкции вихревой трубы выбирался с учетом литературных данных [22, 23, 50, 51] по конструированию наиболее простых и одновременно
эффективных вихревых аппаратов, а также с учетом технологических возможностей схемы озонирования [1-3] и результатов собственных опытов [52, 53, 54]. Расчет и выбор всех геометрических
соотношений выполнялся в строгом соответствии с рекомендациями авторов [51] используемых
аппроксимирующих зависимостей для данного типа конструкции вихревой трубы.
Расчет производился по методике А.П. Меркулова [22] с использованием исходных данных:
рабочее тело — воздух;
температура холодного газа tx = - 8°С;
холодопроизводительность вихревой трубы Qo = 1570 Вт (1350 ккал/ч);
начальное давление сжатого газа pc = 0,6 - 106 Па (6 кгс/см2);
температура сжатого газа на входе в трубу tc = 20°С;
давление холодного потока рх = 0,1 МПа (1 кгс/см2).
Для получения геометрических размеров вихревой трубы использовалась система полуэмпирических уравнений (3.1):
1.
Расход сжатого воздуха G=Q0/q
2.
Критическая скорость потока
(3.1)
α* =
Относительное давление при критической скорости
*=
3.
Проходное сечение круглого сопла
4.
Размеры прямоугольного сопла при отношении сторон b
h:
Высота сопла h = 0,75
Ширина сопла b = 1,51
трубы в сопловом сечении Dт = 4,15
Внутренний диаметр цилиндрической части трубы
Dц = 1,37 Dт
На основе расчета спроектирована конструкция вихревой трубы, состоящая из корпуса 1 (рис.
3.3), в кольцевой полости которого установлен сопловой ввод в виде тангенциального улиточного
прямоугольного канала шириной b и высотой h.
Рисунок 3.3 - Конструкция вихревой трубы
С внешней стороны канала к корпусу припаян штуцер 2 для подвода сжатого воздуха. В
кольцевой полости корпуса закреплена трубка 3 с цилиндрической полированной внутренней
поверхностью. С другой стороны корпуса устанавливается улитка 4, так, что ее пропил совпадает
с каналом и образует сопловой вход. Внутренняя поверхность улитки выполнена по спирали
Архимеда с минимальным радиусом, равным внутреннему радиусу трубы 3, и тщательно
полируется. В эту же полость корпуса устанавливается диафрагма 5 с центральным круглым
отверстием Dд = 9мм и герметизирующая прокладка 6, поджимаемая специальной 8 и упорной 7
гайками. В противоположном конце трубки 3 на расстоянии L = 160мм плотно устанавливается
четырехлопастная крестовина 9, закрепляемая винтом, и дроссель. Дроссель состоит из сопла 10,
припаяному к трубке 3, стакана 11, закрепленному на сопле установочной гайкой 7.
Конусообразный дроссель 12 укрепляется на конце болта 14, с помощью гайки 15. К стакану
припаивается трубка 13, для отвода горячего потока. Во избежании перетекания сжатого газа
боковые поверхности улитки 4, корпуса 1, диафрагмы 5 плотно подгоняются. На рис. 3.4
представлен общий вид вихревой трубы.
Рисунок 3.4- Общий вид вихревой трубы
Вихревая труба работает следующим образом: сжатый газ, расширяясь в сопле, разгоняется,
как правило, до скорости звука и интенсивно закручивается. При этом в рабочем объеме
соплового ввода формируется высокоскоростной вихревой поток, в котором за счет градиента
давления, а также интенсивной турбулизации, и возникает эффект температурного разделения.
Приосевые охлажденные слои закрученного газа отводятся через отверстие в диафрагме
(холодный поток), а в противоположном направлении в виде горячего потока отводится
периферийная (подогретая) часть вихря.
3.2.2. Исследование особенностей работы вихревой трубы на влажном воздухе
Для оценки предельных возможностей по осушке воздуха с помощью принятой конструкции
вихревой трубы (рис. 3.4) на лабораторной установки (3.1) экспериментально определялись зависимости относительного количества влаги σ = (Gвл.отд/Gвл)100, отделенной вихревым охладителем,
от перепада давления π = Рс/Рх (рис. 3.5, а), где Рс – давление воздуха на входе в вихревую трубу,
Рх – давление в холодном потоке; Gвл.отд, Gвл – количество отделенной влаги и оставшейся в осушенном воздухе, а также от относительного влагосодержания воздуха d = Gвл/Gс (рис. 3.5, б); где
Gc – массовый расход воздуха через вихревую трубу, определяемый по ротаметру (рис.3.1).
Рис. 3.5. Зависимость эффективности влагоотделения  от отношения давлений воздуха на входе и
на выходе вихревой трубы  (а) и от относительного влагосодержания d
при различных перепадах  (б)
Полученные результаты показывают, что при значениях Р с = 0,5-0,6 МПа вихревая труба обеспечивает минимальную удельную влажность воздуха на уровне 0,2-0,5 г/м3 (рис. 3.5, а) при исходной влажности воздуха dисх = 3,0-5,0 г/м3. Причем, практическим с точки зрения существенного
влагоотделения является интервал значений перепада давления 1,02 ≤ π ≤ 1,2 (рис. 3.5, б). Предельная глубина осушки достигала 80-90 %, кроме того, наблюдались затруднения в работе вихревой трубы, связанные с намораживанием влаги на патрубке холодного потока. Поэтому проводились исследования по повышению эффективности работы на влажном воздухе.
Известно [51], что на эффективность работы вихревых труб значительное влияние оказывает
влажность воздуха. Однако строгое аналитическое описание процессов, протекающих в камере
разделения вихревых аппаратов для влажных газов, отсутствует. Поэтому для определения осо-
бенностей работы вихревой трубы принятой конструкции на влажном воздухе необходимо проведение экспериментальных исследований.
Для оценки влияния влажности воздуха использовались следующие известные [51] предпосылки:
1. При изоэнтропийном расширении влажного воздуха в сопловом вводе эффект снижается под
действием возникающих фазовых переходов, причем конденсация и образование твердой фазы
(частиц льда при Тх < 273 К) происходят после выхода газа из сопла. Образовавшийся в приосевых
сечениях конденсат из-за малых размеров капель переохлажденной воды и высокой турбулентности потока практически не сепарируется и поступает в охлажденный поток. В результате влагосодержание охлажденного потока и сжатого воздуха на входе в сопло практически одинаковое, а условия для охлаждения, накопления капельной влаги и образования корки льда возникают на диафрагме, в патрубке и в объеме на выходе холодного потока. Для учета влияния влажности А.П.
Меркулов предложил [22] зависимость: Tx = qв/ср; где Tx – снижение перепада температур на
охлажденном конце вследствие фазовых переходов; qв = (dc – dx) + (icв – iхв); dc и dх - влагосодержания, соответственно, воздуха перед соплом и насыщенного воздуха при р = рх и Т = Тх; iсв и iхв –
удельные энтальпии, соответственно, паров воды в сжатом воздухе и воды, образующей капли
жидкости или частицы льда после выхода из диафрагмы. При обычной конструкции вихревой
трубы влияние влажности учитывается перепад температур на охлаждаемом конце трубы Тх сух
при работе на сухом воздухе, а затем рассчитывается поправка Tx, учитывающая влияние фазовых переходов воды в охлаждаемом потоке. Далее находят перепад температур при работе на
влажном воздухе: Тх = Тх сух - Tx.
2. Снижение температуры подаваемого воздуха начинается при его ускорении в сопловом канале, однако при высоких градиентах температуры по длине канала (от 40 до 100 К/см) водяные
пары переохлаждаются и возможность появления здесь конденсата исключается. Метастабильное
состояние нарушается за пределами соплового канала, когда начинается быстрая конденсация паров с возникновением скачка конденсации. Часть конденсата на начальном участке камеры разделения с высокой радиальной составляющей скорости газа поступает в приосевой поток и выходит
через диафрагму, т. е. уносится охлажденным потоком. На остальной части камеры центробежные
силы превалируют над радиальными и капли движутся по траекториям, удаляющимся от оси.
Часть капель пересекает границу между приосевыми и периферийными потоками, испаряется, а
пары вновь возвращаются в приосевой поток для повторной конденсации. Термодинамическая необратимость процессов конденсации и испарения приводит к уменьшению кинетической энергии,
затрачиваемой на механизм температурного разделения и снижает температуру воздуха периферийного потока.
3. Негативное влияние влажности возрастает с увеличением длины и уменьшением диаметра
цилиндрической камеры разделения, а также при использовании развихрителей. Для повышения
эффективности процесса энергетического разделения при работе на влажном воздухе и уменьшения содержания капельной влаги в охлажденном потоке рекомендуются [51] вихревые аппараты с
наклонным удлиненным сопловым вводом и с конструкцией диафрагмы диаметром Dх, выполненной в виде трубки, выступающей в камеру разделения на (1,5-3,0) Dх и имеющей коническую наружную поверхность с углом конусности  = 3,5-7. При этом увеличивают длину соплового ввода так, чтобы градиент изменения температуры по длине камеры не превышал 25 К/см. Это способствует уменьшению степени переохлаждения паров и приближению скачка конденсации к срезу сопла.
Проводились испытания вихревой трубы (рис. 3.3) на сухом (dc = 1-2 г/м3) и влажном (dс = 9,814,7 г/м3) воздухе. Зависимость эффекта температурного разделения от доли холодного потока 
для сухого и влажного воздуха определялась при рс = 0,3 МПа и Тс = 290 К (рис. 30).
Рисунок 3.6 - Зависимости температурного эффекта для горячего Тг (а) и холодного Тх (б) потоков вихревой трубы от доли холодного потока  для: 1 – сухого воздуха; 2 – влажного воздуха
Использование влажного воздуха снижает Тг (рис. 3.6, а) и повышает Тх (рис. 3.6, б) примерно в 1,5 -2 раза. При этом снижение эффекта температурного разделения зависит от доли охлажденного потока , причем наибольшее уменьшение эффекта наблюдается в диапазоне изменения , соответствующего режиму работы с максимальным коэффициентом температурной эффективности, до значения в режиме работы с максимальным КПД.
Для увеличения КПД вихревой трубы и уменьшения содержания влаги в охлажденном потоке
использовалась конструкция спирального удлиненного соплового ввода с конической поверхностью, наклоненной по отношению к оси камеры разделения под углом  (рис. 3.7) и с конструкцией диафрагмы диаметром Dх, выполненной в виде трубки, выступающей в камеру разделения на
(1,5-3,0) Dх и имеющей коническую наружную поверхность с углом конусности  = 3,5-7.
Рисунок 3.7 - Схема вихревой трубы для работы на влажном воздухе: 1 – сопловой ввод;
2 - диафрагма; 3 – камера разделения
Расчет вихревой трубы с удлиненным сопловым вводом и сепарационным участком в камере
разделения проводился по методике А.П. Лепявко и А.А. Полякова [51]. Исходными данными являются расход Gх, давление рх, заданная температура Тх охлажденного воздуха, давление рс, температура Тс и влажность dc сжатого воздуха. В расчете определялись искомые - доля охлажденного потока , расход сжатого воздуха Gс и геометрические параметры трубы.
Определение режима работы.
1. Разность энтальпий воздуха на входе в сопло и на выходе из диафрагмы iх = ic – ix.
2. Безразмерный эффект охлаждения (1 – Qx) = ix/(cpTc); где Qx = Tx/Tc – для сухого воздуха.
3. Доля охлажденного потока  находилась по номограмме (рис. 3.10).
Рисунок 3.8 - Номограмма для расчета вихревой трубы, работающей на влажном воздухе
4. Расход сжатого потока Gc = Gx/.
Определение геометрических параметров.
1. Относительный диаметр диафрагмы определялся по значению Do:Dx = 0,46 + 0,2 при Do 
0,042 м;Dx = 0,36 + 0,35 + (3,1 – 4,7) при 0,01 м < Do < 0,042 м;Dx = 0,36 + 0,35 при Do  0,01
м. Геометрические параметры соединения диафрагма-патрубок выбирались из соотношений: длина вылета – l = (1,53,0)Dx; угол конусности патрубка – 3,57.
2. Относительная площадь проходного сечения соплового вводаFc = 0,001 + 0,2-0,6Dx1,7Do-0,2;
при расчете предварительно задается значение диаметра Do в сопловом сечении.
3. Сопловой ввод профилировался таким образом, чтобы скорость охлаждения потока не превышала 20-25 К/см. При критическом режиме истечения из сопла площадь его поперечного сечения равна: Fc = Gc(Tc)0,5/(0,04cpc); где с = 0,92 – коэффициент расхода для профилированного соплового ввода.
4. Площадь поперечного сечения вихревой трубы в сопловом сечении: Fo = Fc/Fc.
5. Диаметр вихревой трубы в сопловом сечении Do = (4Fo/)0,5. После определения Do проводился уточненный расчет методом итераций по пунктам 2, 4 и 5.
6. Высота и ширина соплового ввода прямоугольного сечения (в наименьшем сечении) соответственно: h = (0,5Fc)0,5 и b = 2h.
7. Длина камеры разделения: L = (1214)Do.
8. Угол конусности вихревой камеры выбирался в пределах  = 34.
9. Диаметр отверстия диафрагмы Dx =DxDo.
По результатам расчета внесены изменения в конструкцию вихревой трубы (рис. 3.3) с учетом
выявленных рекомендаций (см. рис. 3.7) и экспериментально определена зависимость эффективности охлаждения i сухого (кривая 1 на рис. 3.9) и влажного (кривая 2 на рис. 3.11) воздуха и эффективность осушки  = (dc – dх)/dc (где dc и dх – влагосодержание сжатого и охлажденного воздуха) охлажденного потока (кривая 3 на рис. 3.9) от доли охлажденного потока . Эксперименты
проводились при следующих геометрических и режимных параметрах: Do = 20 мм;L = 12; рс = 0,5
МПа; средняя влажность сухого воздуха dс = 1,8, влажного – 10,1 г/м3.
Рисунок 3.9 - Зависимость эффективности охлаждения i сухого (1) и влажного (2) воздуха и эффективности осушки  охлажденного потока (3) от доли охлажденного потока 
Исследуемая конструкция вихревой трубы (рис. 3.9) позволяет повысить эффективность работы на влажном воздухе. Сравнение эффективности охлаждения i для сухого (кривая 1 на
рис.3.11) и влажного (кривая 2 на рис. 3.11) воздуха показывает, что наличие влаги в потоке приводит к незначительному снижению эффективности только при  < р = 0,4. Это связано с тем, что
начальный участок камеры разделения фактически является сепаратором жидкой фазы, образовавшейся за срезом сопла, где капли влаги смещаются к наружной стенке камеры. Благодаря этому приосевой поток формируется из слоев воздуха с уменьшенным влагосодержанием, а снижение
эффективности при малых  вызвано повышением температуры воздуха из-за конденсации влаги.
Другим фактором является снижение температуры воздуха в периферийном потоке, которое усиливается при уменьшении . При равновесном режиме, когда  = р, положительное влияние второго фактора полностью компенсируют потери холода от повышения температуры воздуха на
входе в камеру разделения и возможной конденсации влаги в приосевом вихревом потоке. При
других параметрах сжатого воздуха равновесию соответствуют другие значения . При значениях
 > р конденсат не может выходить через боковую поверхность приосевого вихревого потока и
он образуется в центральных слоях и испаряется во внешних слоях этого потока, т. е. прекращается циркуляция влаги из одного вихревого потока в другой и обратно. Благодаря этому исключаются потери холода от повторной конденсации паров воды и при  > р соблюдается равенство КПД
при работе трубы на сухом и влажном воздухе.
Анализ изменения относительной влажности воздуха  (кривая 3 на рис. 3.9) показывает, что
во всем диапазоне изменения  влагосодержание охлажденного воздуха меньше, чем сжатого, независимо от исходной влажности. Минимальное влагосодержание в охлажденном потоке достигнуто при  = 0,98 и  = 0,3 на уровне 0,1-0,12 г/м3. Поэтому основным преимуществом вихревых
аппаратов рассмотренной конструкции следует считать то, что в них удается уменьшить содержание капельной влаги в охлажденном потоке. Это достигается отводом основной части капельной
влаги в пристеночные слои вихря, в которых радиальная составляющая скорости направлена от
оси к стенке, а пары, образующиеся при испарении жидкости в этих слоях, не могут попасть в
приосевой поток (если пренебречь турбулентными пульсациями и диффузией).
Исследовалось изменение влагосодержания воздуха в холодном потоке из вихревой трубы dх и
после адсорбционного осушителя dад от исходного влагосодержания воздуха dисх при параметрах
на входе в трубу: давлении Рс = 0,8 МПа, температуре tс = 20 С и соотношении расходов горячего
и холодного потоков Gг/Gх = 0,6 (рис. 3.10).
Рисунок 3.10 – Изменение влагосодержания воздуха в холодном потоке вихревой трубы dх и после
адсорбционного осушителя dад от исходного влагосодержания воздуха на входе
в вихревую трубу dисх
В исследованном диапазоне исходной влажности воздуха dисх = 3,0-5,0 г/м3 наблюдается абсолютное снижение влажности воздуха в холодном потоке вихревой трубы до 0,06-0,085 г/м3, т. е. в
50-60 раз (с достижением точки росы – 810 С. При этом, глубина осушки повышается с ростом
исходной влажности воздуха. Дальнейшая глубокая осушка холодного потока воздуха на адсорбционном фильтре позволяет снизить влажность до 0,025-0,03 г/м3. Таким образом, применение
вихревой трубы в качестве первой предварительной ступени осушки воздуха позволяет снизить
нагрузку на адсорбционный фильтр и уменьшить затраты на его регенерацию.
Необходимо учитывать, что предложенные конструктивные решения позволяют повысить
КПД вихревого охладителя только при работе на влажном воздухе. Так как увеличение длины канала соплового ввода и организация сепарационного участка в камере разделения вызывают дополнительные потери кинетической энергии, то поэтому КПД трубы данной конструкции при работе на сухом воздухе всегда меньше КПД аппаратов с обычными соплами и камерой разделения.
С учетом того, что в реальных сезонных условиях исходная влажность воздуха изменяется в широких пределах необходимо использование вихревых труб с различными комбинациями теплообменников и влагоотделителей.
3.2.3. Выбор схемы осушки воздуха с использованием вихревой трубы
Как отмечалось (см. гл. 1.2.), наличие влаги в сжатом воздухе исключает его использование в
целях озонирования. Для отделения влаги на первой стадии подготовки воздуха применяют [1-3]
влагоотделители различных конструкций [12], устанавливаемые за концевыми холодильниками
компрессоров. В реальных влагоотделителях удаляется 60-95 %, т. е выходящий поток воздуха содержит капли конденсата и пары влаги. При этом количество отделяемой влаги зависит от температуры воздуха, так как влагоотделители удаляют только жидкую фазу. В технологических схемах
озонирования воды используют способ обработки сжатого воздуха с его охлаждением и последующим удалением образовавшегося конденсата во влагоотделителях. В более сложных системах,
предусматривается вымораживание влаги из воздуха в периодически переключающихся теплообменниках-вымораживателях.
Вихревые аппараты рекомендуют [51] использовать как простой и достаточно эффективный
источник холода в системах осушки сжатого воздуха. При этом возможны три схемы (рис.
33)осушителя с применением вихревых аппаратов:
Рисунок 3.11 - Схемы осушителей с вихревыми охладителями с трехпоточным (а) и двухпоточным
(б) рекуператором и с вымораживанием влаги (в)
1. В первой схеме (рис. 3.11, а) сжатый воздух поступает в первый влагоотделитель 1 для предварительного отделения конденсата, охлаждается в трехпоточном теплообменнике-рекуператоре 2
и поступает во второй влагоотделитель 3. Основная часть сжатого воздуха возвращается в рекуператор 2, охлаждая исходный воздух, и подается на потребление. Часть сжатого воздуха после второго влагоотделителя направляется на вихревой охладитель 4, из которого холодный поток воздуха поступает в рекуператор, охлаждает потребительский воздух и сбрасывается в атмосферу, так
же как и горячий поток.
2. Во второй схеме (рис. 3.11, б) для рекуперации холода используется двухпоточный теплообменник 2, в котором теплота поступающего воздуха отводится только к потребительскому потоку
сжатого газа, а теплообменник 5 предназначен для дальнейшего охлаждения сжатого воздуха холодным потоком из вихревого охладителя.
В рассматриваемых схемах (рис. 3.11, а и б) охладителей минимальная температура поступающего во влагоотделитель воздуха выше 0С, поэтому для надежной работы осушителей необходимо исключить возможность образования слоя льда на теплопередающих поверхностях рекуператоров.
Для достижения точки росы ниже 0 С необходимо устанавливать за теплообменником 2, в котором сжатый газ охлаждается до температуры выше 0 С, дополнительный влагоотделитель 6
(рис. 3.10, в) и после отделения конденсата в нем воздух охлаждают в одном из двух теплообменником-вымораживателей 7 до температуры ниже 0 С. При выборе размеров и формы теплопередающей поверхности вымораживателя необходимо стремиться к исключению возможности образования кристаллов льда в потоке, т. е. вся выделяющаяся влага должна оставаться на стенках в
виде слоя льда. Во время работы одного вымораживателя, другой обогревают с удалением влаги,
образовавшейся при плавлении льда. При противоточной схеме движения воздуха и хладоагента
получают более равномерный слой льда на теплопередающей поверхности, но прямоточная схема
обеспечивает наибольшую разность между температурой на выходе из вымораживателя и точкой
росы осушенного воздуха.
Необходимо учитывать особенности использования вихревых аппаратов в осушителях несколько снижающих эффективность их применения. Во-первых, для работы осушителя используется лишь часть холода, произведенного в вихревом охладителе, в частности для схемы на рис. 35,
а используемая часть холодопроизводительности равна:
Qo = Qх – Qн – Qнг – сpGc [Tх - Тн – (1 - )Тр];
(3.2)
где Qх = срGcTx – холодопроизводительность вихревого охладителя; Qн = срGcTн – потери холодопроизводительности из-за недогрева холодного потока в рекуператоре; Qнг = (1 - )срGcTр –
потери холодопроизводительности из-за охлаждения в рекуператоре воздуха, который в дальнейшем образует нагретый поток; Тн – температурный напор на теплом конце рекуператора; Тр =
Т1 – Т2 (Т1 и Т2 – температуры поступающего на осушку воздуха на входе и выходе из рекуператора).
Во-вторых, это работа вихревого охладителя на реальных режимах, не совпадающих с режимом с максимальным КПД. Согласно (3.2) максимально используемой холодопроизводительности
соответствует   опт (где опт – доля охлажденного потока, соответствующая режиму максимального КПД охладителя).
При этом расход сжатого воздуха через вихревой охладитель равен [51]:
Gc = {Gг[cpTн + (d1 – d2)(r + cрпТр)10-3] + Qос}/
{cp[(Tx - Tн) – (1 - )Тр] – (d1 – d2)(r + cрпТр)10-3};
(3.3)
где Gг – расход осушенного воздуха; Tн - разность температур прямого и обратного потоков на
теплом конце рекуператора; d1 и d2 – влагосодержание воздуха соответственно на входе в рекуператор и выходе из водоотделителя осушителя; r – скрытая теплота парообразования; срп – удельная
теплоемкость паров воды при постоянном давлении; Qос – теплопритоки из окружающей среды к
аппаратам осушителя.
Экономичность схемы осушения можно оценить долей сжатого воздуха, потерянного в осушителе, т.е. n = Gc/(Gг + Gc). Применительно ко второй схеме (рис. 35, б) получим:
Qo = cpGc[(Tx - Tн) - Тр];
(3.4)
Gc = {Gг[cpTн + (d1 – d2)(r + cрпТр)10-3] + Qос}/
{cp[(Tx - Tн) – Тр] – (d1 – d2)(r + cрпТр)10-3};
(3.5)
где Тн - температурный напор на конце теплообменника 5, на котором организован выход из аппарата охлаждающего потока.
Из уравнений (3.4) и (3.5) следует, что потери холодопроизводительности во второй схеме
(рис. 3.13, б) больше, чем в первой (рис. 3.11, а), так как теряется холод, необходимый для охлаждения в рекуператоре всего потока, направляемого в вихревой охладитель. Во второй схеме охладитель иакже работает в режиме, отличном от режима с максимальным КПД при  < опт и ее ра-
ционально использовать, когда исключается возможность применения трехпоточного рекуператора.
При проектировании теплообменников 5 (рис. 3.11, б) необходима проверка условия незабиваемости, т.е. Тст = (тFтТтп + хFхТхп)/(тFт + хFх) > 273 К; где Тст – температура теплопередающей поверхности; Ттп и Тхп – температуры теплого и холодного потоков воздуха в рассматриваемом сечении; т и х – коэффициенты теплоотдачи со стороны теплого и холодного потоков; Fт и
Fх - площади теплопередающих поверхностей, омываемых потоками.
В осушителях с вымораживателями (рис. 3.13, в) конденсат из сжатого воздуха отделяется на
выходе из рекуператора. При этом от эффективности отделения жидкой фазы зависят частота переключения с одного вымораживателя на другой и, следовательно, потери холода и теплоты
вследствие непроизводительного охлаждения и отогрева конструкции. В идеальном случае в вымораживатели должна поступать только паровая фаза воды. В осушителях с трехпоточными рекуператорами расход сжатого воздуха через вихревой охладитель, в пренебрежении количеством теплоты, отведенной в вымораживателе от паров воды при охлаждении их перед началом кристаллизации, равен:
Gc = {Gг[cpTн+ (d1 – d2)(r + cрпТр)10-3 + (d2 – d3)(r + q)10-3] + Qос + Qп}/
{cp[(Tх - Тн) + (1 + )Тр] – (d1 – d2)(r + cрпТр)10-3};
(3.6)
где d3 – влагосодержание воздуха на выходе из вымораживателя; q – удельная теплота затвердевания воды; Qп = скМк(Тн – Тк)/ - холодопроизводительность, необходимая для охлаждения конструкции аппарата после его отогрева; ск и Мк – удельная теплоемкость материала и масса конструкции аппарата; Тн и Тк – начальная и конечная температура аппарата;  - длительность работы
одного аппарата.
Для осушителей с вымораживателями и двухпоточным рекуператором расход воздуха через
вихревой охладитель равен:
Gc = {Gг[cpTн+ (d1 – d2)(r + cрпТр)10-3 + (d2 – d3)(r + q)10-3] + Qос + Qп}/
{cp[(Tх - Тм) - Тр] – (d1 – d2)(r + cрпТр)10-3};
(3.7)
где Тм – температурный напор на выходе охлаждающего потока из вымораживателя.
На основе анализа эффективности возможных схем осушителей с вихревыми охладителями
(рис. 3.11) предложена схема осушителя с вымораживателем и двухступенчатым рекуператором
(рис. 3.12). При работе схемы сжатый воздух после концевого холодильника компрессора поступает в рекуператор 4, охлаждается обратным потоком, очищается от конденсата во влагоотделителе 5 и направляется в вымораживатель 1. Далее основная часть осушенного воздуха подогревается
в рекуператоре и направляется на адсорбционные осушители. Остальная часть сжатого воздуха
(10-20 %) расширяется в вихревой трубе 2, охлажденный поток поступает в вымораживатель 1, а
нагретый поток – во второй вымораживатель 3. При этом полезно используются оба потока из
вихревой трубы: охлажденный – для охлаждения воздуха, а также конденсации и вымораживания
влаги, а нагретый – для плавления льда и осушки вымораживателя.
Рисунок 3.12 - Схема установки для осушки воздуха вымораживанием влаги с использованием
вихревой трубы
Для предложенной схемы проводился поверочный расчет при общем расходе сжатого воздуха
через осушитель Gг+ Gс = 110 м3/мин, давлении на входе 0,8 МПа и температуре 25 С. Расход
воздуха через вихревую трубу принимался 20 % от общего, т. е. G2 = 4Gc. Расчетная длительность
работы одного вымораживателя 200 мин, время оттаивания – 50 мин, период предварительного
охлаждения до рабочей температуры – 25 мин.
При расчете вводилось ряд упрощений: принималось, что рекуператор идеальный и адиабатный, т. е. Тн = 0 и Qос = Qп = 0; влагосодержание поступающего воздуха – d1 = (0,1/0,8)d1 =
(0,1/0,8)20 = 2,5 г/кг (d1 - влагосодержание атмосферного воздуха при Т1 = 298 К и  = 100 %,
найденное по i-d-диаграмме); в идеале предполагалось, что в выходящем воздухе влага содержится только в паровой фазе, тогда d2 = 0,54 г/кг; считалось, что точка росы совпадает с температурой
сжатого воздуха на выходе из вымораживателя и составляет 266 К, тогда d3 = 0,38 г/кг; охлажденный поток выходит из вымораживателя с температурой 266 К, т. е. Тм = 0; воздух считался идеальным газом с показателем адиабаты k = 1.4 и ср = 1,005 кДж/(кгК). Для воды принимались параметры: срп = 1,92 кДж/(кгК); r = 2490 кДж/кг; q = 335 кДж/кг.
В рассматриваемой схеме (рис. 3.13) воздух поступает в вихревой охладитель из вымораживателя, следовательно его расход может быть найден по аналогии с уравнениями (8-14) из выражения:
Gc = {Gг[cpTн + (d1 + d2)(r + cрпТп)10-3 + (d2 – d3)(r + q)] + Qoc + Qп}/
{cp[(Tx - Tм) - Тр - Тв] – (d1 – d2)(r + cрпТр)10-3 – (d2 – d3)(r + q)10-3};
(3.8)
где Тв = Тв1 – Тв2; Тв1 и Тв2 – температура воздуха, соответственно, на входе и выходе из вымораживателя.
После подстановки исходных параметров и принятых значений в уравнение (15) и решения его
относительно Тх получено для вихревой трубы: Тх = 21 К, а для перепада температур при
изоэнтропийном расширении сжатого воздуха Тс = Тс{1 – [1/(pc/px)](k – 1)/k} = 110 K значение КПД
охладителя  = Тх/Тс = 21/110 = 0,191. Полученные значения находятся в пределах достижимых параметров для существующих неохлаждаемых вихревых охладителей ( = 0,32) и реальная
схема осушителя, с учетом неучтенных потерь, будет работоспособна. Осушитель обеспечивает
расчетную точку росы сжатого воздуха до -6  - 10С.
Таким образом, предложенная схема осушителя с вихревым охладителем обеспечивает предварительную осушку воздуха и снижает нагрузку на адсорбционные осушители.
3.3. Исследование энергетики синтеза озона
В данной главе изучались возможные пути повышения энергоэкономичности при синтезе озона в воздушных озонаторах и проводилось сравнительное экспериментальное исследование работы озонатора при использовании в качестве озонообразующей среды воздуха и кислорода.
3.3.1. Исследование способов повышения энергоэффективности озонаторов
при работе на воздухе
Как показал анализ энергетического баланса озонатора (см. гл. 1.3) условия охлаждения электродов во многом определяют энергетический выход озона. Поэтому исследовалось влияние температуры охлаждающей воды tв (рис. 3.13) на относительную производительность озонатора Gот =
(Gф/Gном)100 %, где Gном и Gф – номинальная и фактическая производительности.
Рисунок 3.13 - Зависимость относительной производительности Gот озонатора от температуры
охлаждающей воды tв
Исследовался озонатор с водоохлаждаемым внешним электродом при фиксированных параметрах: мощности и частоте тока разряда (Р = 1,5 кВт и f = 50 Гц) и расходе воздуха. При заданном расходе охлаждающей воды на электрод определялось влияние ее входной температуры tв на
производительность озонатора по озону. Необходимый уровень температуры воды tв поддерживался с помощью холодильника и путем подмешивания горячей сетевой воды.
Согласно полученным данным (рис. 3.15) увеличением температуры охлаждающей воды приводит к снижению фактической производительности озонатора. В частности, при росте tв с 15 до
65 С значение Gотн снижается со 100 до 75 %, т. е фактическая производительность по озону
уменьшается на 25 %. Снижение температуры охлаждающей воды с 15 до 0 С обеспечивает относительно небольшой прирост Gотн до 110 %. Определены зависимости производительности озона-
тора по озону qоз (г О3/ч) от расхода электроэнергии Э (кВтч) и расхода охлаждающей воды Gв
(м3/ч) от производительности qоз в виде уравнений (для tв = 5-10 С): qоз = 77,5 Э; Gв =
0,00814qоз0,664. Организация более интенсивного охлаждения электрода за счет снижения температуры воды уменьшает температуру в разрядном промежутке и разложение образующегося озона,
что позволяет повысить энергетический выход по озону.
Таким образом, может быть рекомендована оптимальная по выходу озона температура охлаждающей воды на уровне 5-10 С, обеспечивающая снижение энергопотребления на 10-15 %.
Как указывалось выше (см. гл. 1.3.1) давление газа рг и величина разрядного промежутка d являются важнейшими параметрами, определяющими эффективность работы озонатора. Поэтому
исследовалась зависимость удельной энергетической производительности Gэн (г/кВтч) воздушного озонатора от параметра ргd при различной плотности мощности P/S и величине разрядного
промежутка d (рис. 3.14).
Рисунок 3.14 – Зависимость между удельной энергетической производительностью Gэн озонатора
и параметром ргd (кПасм) при плотности мощности P/S (кВт/м2): кривые 2; 5 и 8 – 2,0; кривые 1;
4 и 7 – 3,0; кривые 3 и 6 – 4,0; и при d (мм): кривые 1 и 2 – 1,2; кривые 3; 4 и 5 – 0,6;
кривые 6; 7 и 8 – 0,45
Анализ зависимости (рис. 36) показывает, что энергетически выгодно использовать озонаторы
с малыми разрядными промежутками. В частности, концентрация озона в 40 г/м3, получаемая в
исследуемом лабораторном озонаторе при d = 1,2 мм требует в оптимальных условиях 17,8
кВтч/кг О3, в то время как при d = 0,45 мм эта величина падает до 11,2 кВтч/кг О3. Снижение
размера разрядного промежутка с 1,2 до 0,45 мм при сопоставимой плотности энергии P/S = 3,0
кВт/м2 и одинаковых параметрах ргd = 20 кПасм, позволяет повысить энергетическую эффективность синтеза озона, соответственно с 45 до 87 г О3/кВтч. Причем с уменьшением d оптимальное
значение параметра ргd смещается в область меньших значений давления рг.
Экспериментально установлено, что оптимальное давление газа р г в озонаторах исследуемой
конструкции составляет 0,1-0,22 МПа. При дальнейшем повышении давления до 0,4-0,5 МПа
структура барьерного разряда изменяется, появляются искровые дискретные разряды, снижаются
концентрация озона и эффективность электросинтеза.
Полученные закономерности можно объяснить перераспределением электронных процессов в
плазме барьерного разряда. Малые промежутки благоприятствуют процессу диссоциации молекулы кислорода, и, следовательно, увеличению скорости образования озона, причем скорость диссоциации озона при этом уменьшаются. Данные выводы согласуются с гипотезой выдвинутой японскими исследователями [55, 56].
Перспективным направлением повышения энергоэффективности синтеза озона является увеличение частоты питающего тока. Поэтому исследовалась зависимость содержания озона на выходе из воздушного озонатора Со при фиксированном расходе воздуха и охлаждающей воды и изменяющейся частоте тока для озонаторов с одним наружным охлаждаемым электродом и обоими
водоохлаждаемыми электродами (рис. 3.15). Изменение частоты тока производилось с помощью
тиристорного инверсионного преобразователя частоты в диапазоне от 50 Гц до 10 кГц.
Рисунок 3.15 - Зависимость концентрации озона Со от частоты питающего тока озонатора f при
охлаждении: 1 – наружного электрода; 2 – обоих электродов
Анализ полученных кинетических кривых синтеза озона показывает, что для озонатора с охлаждением только наружного электрода (кривая 1 на рис. 3.15) повышение частоты тока с 50 до
200-500 Гц приводит к росту концентрации озона с 2,0 до 4,0 мас. %. Однако с дальнейшим повышением частоты до 10 кГц выход озона достаточно резко снижается до исходного при 50 Гц и ниже, при фиксированных условиях охлаждения. Это связано с повышением мощности разряда
(пропорциональной частоте) и температуры газа в разрядном промежутке, что приводит к ускорению разложения образующегося озона. Поэтому необходимо повышать интенсивность охлаждения электрода либо путем увеличения расхода воды (но с ростом ее скорости опережающими темпами возрастают гидравлическое сопротивление контура охлаждения и затраты на электронасосы), либо максимально снижать температуру охлаждающей воды или использовать промежуточные теплоносители с более высокой теплоемкостью (рассолы, криоагенты). В последнем случае
потребуется достаточно сложная система холодильных установок охлаждающих воду или промежуточный теплоноситель.
Поэтому экспериментально определялся выход озона в конструкции озонатора с одновременным охлаждением обоих электродов, с отводом теплоты от наружного и внутреннего высоковольтного электрода (кривая 2 на рис. 3.15). В этом случае с ростом частоты тока наблюдается
увеличение содержания озона в озоновоздушной смеси до максимального значения 8,0 мас. % (80
г О3/м3), т.е в 4 раза. Это связано с более высоким суммарным температурным градиентом в стенках двух охлаждаемых электродов и, соответственно, со снижением температуры газа в разрядном
промежутке
Таким образом, выявленные закономерности условий синтеза озона показали, что имеющиеся
тенденции по минимизации величины разрядного пространства и использованию тока повышенной частоты, увеличивающие удельную мощность в разряде, производительность по озону и экономичность процесса, связаны с необходимостью интенсификации охлаждения электродов и диэлектрического барьера. С учетом роста производительности озонаторных станций и единичной
мощности озонаторов возможна экономически выгодная внутренняя рекуперация низкопотенциальной теплоты охлаждающей воды в системах водоподготовки с нагревом воды.
3.3.2. Сравнение энергоэкономичности синтеза озона из воздуха и кислорода
Наиболее сильно на синтез озона влияет вид используемого озонообразующего газа (воздуха
или кислорода) и наличие в исходном газе водяного пара (см. гл. 1.3.1), поэтому исследовалась
зависимость (рис. 3.16) производительности озонатора по озону Goз (кг О3/ч) от влажности воздуха
dв (г/кг воздуха) и кислорода при сопоставимой влажности.
Рисунок 3.16 – Зависимость производительности озонатора Gоз от влажности воздуха dв (кривая 1)
и от обогащения воздуха кислородом на 10 % О2 (кривая 2)
При снижении влажности воздуха dв с 4,0 до 0,8 г/кг (или с 5,2 до 1,0 г/м3) производительность
озонатора возрастает с 0,8 до 2,2 кг О3/ч, т.е. в 2,75 раза (кривая 1 на рис. 38). Экстраполяция полученной зависимости: Gоз = - 0,438dв + 2,55, на область более глубокой осушки воздуха (dв = 0,02
г/м3) показывает возможность повышения выхода озона в 3,2 раза. Отмечено, что при dв более 4
г/кг наблюдается резкий спад выхода озона в связи с изменением структуры барьерного разряда.
Анализ образующегося на электродах конденсата показал, что при этом в разрядном промежутке
наряду с озоном синтезируются оксиды азота (N2O и N2O5), которые смешиваясь с влагой образу-
ют азотную кислоту, окисляющую электроды. При этом продукты коррозии увеличивают электросопротивление разрядного промежутка и снижают эффективность синтеза озона.
Производительность озонатора существенно возрастает при обогащении воздуха кислородом
или при использовании чистого кислорода. Для обогащения воздуха использовался [57] цеолитовый фильтр-осушитель (с насадкой из цеолита А марки NaX по ТУ 38-10281-75), который кроме
более глубокой осушки воздуха (до 0,02 г/м3), позволяет повышать концентрацию кислорода в
воздухе за счет селективной сорбции из него азота. При достигнутом при этом обогащении воздуха кислородом на 10 % производительность озонатора возросла на 30 % (кривая 2 на рис. 3.18).
При сравнении эффективности работы озонатора по выходу озона на 1 кВтч электроэнергии, этот
показатель при использовании воздуха составил 68, при обогащении воздуха кислородом на 10 %
– 96, а на чистом кислороде – 136 г О3/(кВтч). При этом расход электроэнергии на синтез 1 кг
озона соответственно равен 14,7; 10,4 и 7,35 кВтч.
Исследовалась зависимость относительной производительности озонатора Go от концентрации
озона Со при работе на воздухе и кислороде (рис. 3.17).
Рисунок 3.17 - Зависимость относительной производительности озонатора по озону Go от концентрации синтезируемого озона Со при работе на: 1 - воздухе; 2 – кислороде
При номинальной производительности озонатора (Gо = 100 %) концентрация озона Со при работе на воздухе (кривая 1 на рис. 3.17) составляет 2-3 вес %, а при работе на кислороде – 7-8 вес.
% (кривая 2 на рис. 3.17). Видно, что работа на кислороде обеспечивает более высокие абсолютные концентрации озона и расширенный диапазон по производительности.
Для сравнения при использовании осушенного воздуха концентрация озона составила 1,5-2,5
вес. % (20-35 г/м3), а удельные энергозатраты на его получение (при С оз = 2 вес. %) – 13-16
кВтч/кг О3. При синтезе озона из воздуха одновременно образуются и оксиды азота, суммарное
количество которых достигает 10 об. % от производимого озона. По мере повышения мощности
барьерного разряда количество оксидов азота возрастает, что приводит к частичному разложению
образующегося озона и снижению производительности озонатора.
При использовании осушенного кислорода концентрация озона, получаемого в озонаторе, составляет 5-7 вес. % (70-100 г/м3), а удельные энергозатраты на его получение (при концентрации
озона 8 вес. %) – 8-10 кВтч/кг О3. Так как при синтезе озона из кислорода практически единст-
венным конечным продуктом является озон, то при увеличении вводимой в разряд мощности концентрация озона растет и достигает 14-18 вес. %.
Количество получаемого озона при постоянстве температуры прямо пропорционально мощности, расходуемой при разряде. Так как основной величиной, определяющей производительность
озонатора, является мощность разряда N (кВт), отнесенная к расходу газа q (м3/ч), т.е. количество
энергии, приходящейся на объем пропущенного через озонатор газа N/q (кВтч/м3), то производилось сравнение кинетических кривых синтеза озона (рис. 3.18), полученных при постоянной частоте питающего тока (f = 50 Гц) и при различных расходах (или скоростях потока) газа для кислорода и воздуха.
Рисунок 3.18 - Зависимость концентрации озона Со от величины фактора N/q при работе озонатора
на кислороде (кривые 1-4) и осушенном воздухе (кривая 5): 1 – теоретическая зависимость содержания озона при температуре газа в разрядном промежутке 20 С, по данным [39]; экспериментальные значения при расходе кислорода (л/ч): 2 – 6,0; 3 – 20; 4 – 30;
5 – при расходе воздуха 20 л/ч
Согласно полученным данным (кривые 2-5 на рис. 42) независимо от используемого газа концентрация озона с ростом удельной мощности N/q озонатора увеличивается, проходит через максимум, а затем снижается. Это связано с тем, что, в отличие от теоретической зависимости (кривая
1 на рис. 3.18), полученной при фиксированной температуре газа в разрядном промежутке (20 С),
при постоянной температуре воды, охлаждающей электроды, повышение мощности озонатора
приводит к росту температуры газа в разрядном пространстве, а следовательно, ускоряет разложение озона и снижает его концентрацию. Выход озона Со при сопоставимом расходе газа (q = 20
л/ч) и удельной мощности для кислорода (кривая 3 на рис. 3.18) в 2-2,5 раза выше, чем для воздуха
(кривая 5 на рис. 3.18). В исследованном диапазоне удельных мощностей и расходов газов максимальный выход озона наблюдается при значении N/q в диапазоне 3-5 кВтч/м3.
Известно [48], что энергетические затраты на производство кислорода уменьшаются с ростом
производительности процессов разделения воздуха. Поэтому представляет интерес определения
соотношений энергопотреблений на производство кислорода (по данным [3] для адсорбционных
установок разделения воздуха) и на производство озона с использование кислорода (рис. 3.19).
Рисунок 3.19 - Зависимости энергопотребления Э на производство озона (кривая 1) и на
производство необходимого кислорода (крива 2 по данным [3]) от концентрации озона Со
Видно (рис. 3.19), что затраты энергии на производство потребного для озонирования кислорода становятся соизмеримыми или меньше только при концентрациях озона Со более 90 мг/л.
Для реализации выявленных преимуществ использования исходного кислорода вместо воздуха
при синтезе озона необходимо учитывать следующие особенности:
1. Предпочтительно наличие крупной близко расположенной кислородной станции с резервом
по кислороду или возможна доставка с нее жидкого кислорода с последующим испарением на водоподготовительной станции. Для получения кислорода на месте его использования для озонирования воды необходимы установки для разделения воздуха – криогенным способом в небольших
блоках разделения воздуха или на адсорбционных установках разделения воздуха с помощью специальных сорбентов или на мембранных установках.
2. Необходимо учитывать, что при одинаковом исполнении конструкции озонатора, его источника питания, затрачиваемой мощности и расходах исходного газа производительность по озону и
концентрация озона в газе, в случае использования кислорода примерно в 2-2,5 раза больше, чем
при использовании воздуха. Поэтому, при сопоставимой производительности номинальная мощность источника питания и количество воды для охлаждения озонатора, использующего кислород,
на 40-50 % меньше, чем у воздушного озонатора.
3. Использование исходного кислорода обеспечивает более высокую концентрацию озона в газе, что приводит к ускорению реакций при взаимодействии озона с водой. В результате снижается
требуемое время удержания в контактном реакторе обрабатываемой воды и повышает глубину и
производительность озонирования.
4. Поскольку для кислорода при одинаковом количестве производимого озона количество газа,
поступающего в аппараты разложения остаточного озона из контактной камеры, будет меньше, то
потребление электроэнергии на разложение озона снизятся (ориентировочно с 0,8 до 0,2 кВтч/кг
О3).
5. С точки зрения повышенной взрыво- и пожаробезопасности необходимо создание условий
по недопущению возникновения концентраций в атмосферном воздухе концентраций кислорода
более 23 об. %.
Укрупненный сравнительный расчет величин потребностей в воздухе, кислороде, охлаждающей воды и электроэнергии для получения 1 кг озона показал следующие соотношения (воздух/кислород): концентрация озона в газе (г О 3/м3) -30 (2,3 вес. %)/102 (7 вес. %); количество газа
на входе (м3) – 33,3/9,8; количество охлаждающей воды (м3) – 2,7/1,5; расход энергии на компрессию и осушку газа (кВтч) – 4,7/4,9; расход электроэнергии на разложение озона (кВтч) – 0,8/0,2;
суммарный расход энергии (кВтч) – 18,8/12,6. Используя полученные сравнительные данные и
действующие тарифы на электроэнергию и водоснабжение (за 2007 год) получены ориентировочные стоимости озона из воздуха и кислорода соответственно – 51,7 и 31,2 руб/кг О3. Также оценивалась оценка стоимости 1 кг озона, производимого из кислорода, полученного при испарении
привозного жидкого кислорода на месте его использования, из расчета 1 т жидкого О2 соответствует 700 м3 газообразного при нормальных условиях (с минимальной ценой доставки с НДС – 5
тыс. руб/т), которая составила 95,3 руб/кг О3. Видно, что стоимость производства озона из привозного жидкого кислорода превышает стоимость озона из воздуха и является нерентабельной.
Таким образом, тщательная и глубокая осушка воздуха, а также применение обогащенного кислородом воздуха или чистого кислорода позволяют повысить энергоэффективность синтеза озона.
3.4. Исследование обработки воды озоном
3.4.1. Закономерности растворимости и разложения озона в воде
Растворимость озона в воде выражают [3] либо в виде коэффициента Бунзена -  = vоз/vв, показывающего отношение объема растворенного озона vоз, приведенного к нормальным условиям, к
объему воды vв, либо в абсолютных значениях растворенного озона (г/л).
Растворимость озона в воде относительно низка, но гораздо выше основных атмосферных газов – кислорода и азота и подчиняется закону Генри, согласно которому количество растворенного
озона Со (г/л) пропорционально его парциальному давлению или концентрации в газовой смеси
над раствором: Со = МРо; где  = 2,14 г/л – плотность озона.
Причем растворимость озона повышается с понижением температуры самого озона и воды.
Например, для 100 % озона при атмосферном давлении растворимость Со (г/л) в дистиллированной воде и коэффициента Бунзена  (л О3/л воды) в зависимости от температуры tв (С) описываются по усредненным данным различных авторов [3] уравнениями: С = - 0,39 ln(0,0142tв);  =
0,614 exp(- 0,038tв) – 0,028. При температуре выше 75 С озон в воде практически не растворяется.
Растворимость озона в водных растворах кислот и солей меньше, чем в дистиллированной воде, и
определяется рН воды через константу Генри На (атм., отнесенная к молекулярной дозе озона в
воде), представляющую собой коэффициент пропорциональности между растворенным и газооб-
разным озоном: при рН = 2 - ln На = 20,7 – (3547/Т) и при рН = 7 – ln На = 18,1 – (2876/Т); где Т –
абсолютная температура, К. Видно, что растворимость озона слабо зависит от рН воды, так при
температуре 300 К (27 С): ln Ha = 8,9 (pH = 2) и ln На = 8,5 (рН = 7).
Разложение озона, происходящее одновременно с его растворением в воде, определяется прежде всего составом воды. Механизм реакции разложения озона довольно сложен, поскольку на
скорость деструкции влияет множество трудно контролируемых факторов: условия перехода озона из газовой фазы в жидкость, соотношение между парциальным давлением газа и его растворимостью в водном растворе, кинетика окисления озоном находящихся в воде загрязнений и т.д.
Стабильность или спонтанное разложение озона в растворе существенна для обеспечения необходимого времени реакции между озоном и веществами-загрязнителями. При диспергировании озона в воде реализуются два основных процесса: дезинфекция и окисление (прямое, непрямое, каталитическое и озонолиз), скорости реакций которых достаточно подробно изучены в работах [1-3]
и в целом определяют продолжительность озонирования воды.
Считается [3], что в области концентраций растворенного озона, представляющих интерес для
практики озонирования воды, реакция разложения озона является реакцией первого порядка по
озону и близкой к первому порядку по реакциям с гидроксил-ионами (ОН-).
В общем виде механизм и скорость разложения озона определяется уравнениями:
О3 + Н2О  2ОН + О2; О3 + ОН-  О- + НО2;
- (d[O3]/d) = Kp[O3];
(3.9)
где Кр – кажущаяся константа скорости разложения озона, с-1;  - время, с.
Распад озона в щелочной среде происходит быстрее, чем в кислой, и скорость его разложения
в этом случае может быть выражена в виде:
- (d[O3]/d) = Kp[O3] = Ка[OH-](1/2)[O3]3/2.
(3.10)
Значения коэффициентов в уравнениях (3.9 и 3.10) Кр (c-1) и Ка (л/мольс) для воды, стабилизированной фосфатным буфером с ионной силой 0,15 моль/м3, равны [3]: Кр = 5,43103 exp (- 4964/T)
и Ка = 9,51016 exp (- 10,1/Т). При рН  3, процессы распада с участие ионов ОН- практически не
играют роли, а в области рН = 7-10 вклады процессов, связанных с ОН- и саморазложением близки. Обычно считают [35], что время жизни озона в воде при таких значениях рН составляет 10-20
мин.
Таким образом, с учетом рассмотренных кинетических закономерностей растворения и разложения озона и наличия в воде значительного числа веществ-загрязнителей, имеющих различные
скорости реакций с озоном, общим условием по повышению эффективности озонирования можно
считать понижение температуры озона и воды.
Для подтверждения данного фактора исследовалось влияние температуры и величины рН на
время разложения озона в озоно-воздушной смеси и в воде (рис. 3.20).
Рисунок 3.20 – Зависимость концентрации озона в озоно-воздушной смеси Со при различной
температуре t, С (а): 1 – 20; 2 - 82 и остаточного содержания озона в воде Сост при различной
рН (б): 3 – 7,6; 4 -8,5; 5 – 9,2; 6 – 9,65; 7 – 10,2 от времени разложения 
При повышении температуры с 20 до 82 С интенсивность разложения озона возрастает в 3-10
раз (кривые 1 и 2 на рис. 3.20, а). С ростом рН воды с 7,6 до 10,2 интенсивность разложения озона
увеличивается в 20 раз (кривые 3-6 на рис. 3.20, б).
Таким образом, для повышения энергетической эффективности озонирования воды, путем
снижения требуемой дозы озона, необходимо поддержание максимально низкой температуры озоно-воздушной смеси, оптимальной рН или степени минерализации воды и снижение количества
органических веществ. Для обеззараживания артезианской воды подземных источников рекомендуется доза озона 0,75-1, а для отфильтрованной воды надземных источников – 1-3 мг О3/л.
Для оценки возможности повышения эффективности озонирования воды, проводилось исследование зависимости растворимости озона в воде Сов от ее температуры tв, концентрации озона в
озоно-воздушной смеси Cо и давления в реакционной зоне Р (рис. 3.21).
Рисунок 3.21 – Зависимость растворимости озона в воде Сов от температуры воды tв (а), концентрации озона в озоно-воздушной смеси Со (б) и давления Р (в)
при Со (г О3/м3): 1 – 15,0; 2 – 10,0; 3 – 5,0; 4 – 1,0
Растворимость озона в воде Сов (при Со = 5 г О3/м3 и Р = 0,1 МПа) возрастает с 0,01 до 0,7 мг
О3/л при снижении температуры воды tв с 60 до 0 С (рис. 45, а). При повышении концентрации
озона в озоно-воздушной смеси Со (при tв = 20 С и Р = 0,1 МПа) с 5 до 30 г О3/м3 растворимость
озона в воде увеличивается с 0,2 до 6,0 мг О3/л (рис. 45, б). При повышении давления в реакцион-
ной зоне смешения озоно-воздушной смеси с водой Р (при tв = 20 С) с 0,1 до 0,22 МПа растворимость озона в воде при различной концентрации озона в озоно-воздушной смеси увеличивается в
среднем в 2 раза (кривые 1-4 на рис. 3.21, в). При максимальном исследованном значении давления Р = 0,22 МПа зависимость растворимости озона в воде Сов (мг О3/л воды) от концентрации Со
(г О3/м3 воздуха) аппроксимировалась уравнением: Сов = 0,8Со.
При исследовании эффективности озонирования отмечено значительное влияние температуры
воды на остаточную концентрацию озона. Так, при дозе озона 1-1,4 мг/л и температуре воды 14-18
С остаточная концентрация в воде составила 0,03-0,04 мг/л, а при температуре 1-3 С находилась
в интервале 0,1-0,15 мг/л. С учетом того, что бактерицидный эффект наблюдается лишь при наличии в воде растворенного озона, то увеличение его концентрации способствует повышению эффективности озонирования воды. С понижением температуры воды до 4-5 С растворение озона
ускоряется и повышается эффективность озонирования. Вода может охлаждаться при барботировании озоно-воздушной смесью охлажденной в вихревой трубе до температуры - 20 -10 С.
Из полученных данных можно сделать важный для практики озонирования воды вывод: для
повышения энергоэффективности необходимо проводить процесс с использованием максимально
охлажденной озоно-воздушной смеси и переохлажденной воды со смешением при повышенном
давлении. Данные условия могут быть реализованы в эжекционных смесителях, работающих в кавитационном режиме.
3.4.2. Исследование обработки воды озоном при эжекционном вводе озоновоздушной смеси в
вихревом потоке воды
Изучался процесс интенсификации растворения озона в воде при эжекционном вводе озоновоздушной смеси и дополнительной вихревой закрутки газо-водяной смеси. Схема исследуемого
аппарата представлена на рис. 3.22.
Рисунок 3.22 – Схема эжекционно-вихревого смесителя озона с водой
При принятых в практике озонирования воды соотношениях объемных расходов воздуха Vв и
воды Vр или объемных коэффициентах инжекции uо = (Vв/Vр) = 0,1-1,5 и высоких противодавлениях или рс, в качестве струйного аппарата использовался водоструйный эжектор. Расчет эжекторной части эжекционно-вихревого смесителя производился по известной методике Е.Я. Соколова и Н.М. Зингера [58]. В связи со сложностью внутренних процессов в водовоздушных эжекторах
и их недостаточной изученностью в настоящее время при расчете этих аппаратов приходится
пользоваться эмпирическими формулами.
При использовании водо-воздушного эжектора с традиционной формой проточной части рабочей (эжектирующей) средой является подвергаемая озонированию вода, подводимая под давлением к суживающемуся соплу 1 (рис.3.23 ). Вытекающая из сопла с высокой скоростью в приемную
камеру 3 струя воды увлекает с собой поступающую через патрубок 2 озоно-воздушную смесь,
после чего образующаяся водо-воздушная эмульсия попадает в камеру смешения 4 и диффузор 5
повышением ее давления.
Рисунок 3.23 - Расчетная схема водо-воздушного эжектора
Расчет производился для исходных данных, принятых для лабораторной установки: давление
инжектируемого воздуха принималось по давлению озоно-воздушной смеси на выходе из озонатора рн = 0,08 МПа = 80 кПа; расход инжектируемой озоно-воздушной смеси Gн = 1 кг/ч при температуре tн = 15С; давление рабочей озонируемой воды перед соплом рр = 0,4 МПа; температура
воды tр = 15 С. Предполагалось, что водо-озон-воздушная смесь эжектируется в контактную камеру на глубину 4,5 м, барботируется через слой воды и отводится в атмосферу, поэтому суммарное противодавление с учетом сопротивления слоя воды и барометрического давления составляет
рс = 144 кПа.
При расчете определялись:
1. Максимальный объемный коэффициент инжекции определяется относительным перепадом
давления uо = К(рр/рс)0,5 – 1 = 0,90; где рр = рр – рн = 400 – 80 = 320 кПа – располагаемый перепад давлений рабочей воды; рс = рс – рн = 144 – 80 = 64 кПа – перепад давлений, создаваемый
эжектором; К = 0,85 – эмпирический коэффициент, по данным [58].
2. Основной геометрический параметр эжектора в виде отношения сечений камеры смешения
и сопла f3/fр1 по уравнению: (f3/fр1)опт  1,75 (рр/рс) = 320/64 = 5,0.
3. Уравнение характеристики для данного значения (f3/fр1)опт имеет вид: (рс/рр) = 1,75(fр1/f3) –
1,07 (fр1/f3)2(1 + uо)2 = 0,35 – 0,042(1 + uо)2. Откуда uо = {[0,35 – (pc/pp)]/0,042}0,5 – 1 = 0,89. При
uo = 0,89 отношение (pc/pp) = 0,18, что близко к принятым исходным данным (pc/pp = 0,2).
4. Объемный расход водо-воздушной смеси равен: Vв = GнR(273 + tр)/(рн – рп)103 =
1,0292,7(273 + 15)/(80 – 1,7)103 = 1,01 м3/ч; где рп = 1,7 кПа – давление нсыщенного водяного пара в смеси при температуре рабочей воды; R = 292,7 кДж/(кгС) – газовая постоянная.
5. Объемный расход рабочей воды: Vр = Vв/uo = 1,01/0,9 = 1,12 м3/ч = 0,31 кг/с.
6. Сечение рабочего сопла из уравнения неразрывности: fр1 = (Vр/2рр)/1 = 13 мм2; где Vp = 0,
001 м3/кг – удельный объем воды; 1 = 0,95 – скоростной сопловой коэффициент по данным [58].
7. Диаметр сопла: dp1 = (fp1/0,785)0,5 = 4 мм.
8. Площадь сечения камеры смешения: f3 = 5fp1 = 65 мм2.
9. Диаметр камеры смешения: d3 = (f3/0,785)0,5 = 10 мм.
10. Максимальный объемный коэффициент инжекции: uoмакс = 0,35(рр – рс)/[(pc/2,7) - рп] = 1,74.
11. Оптимальное отношение сечений камеры смешения и рабочего сопла при uoмакс: (f3/fр1)опт =
1,25uoмакс + 1 = 3,2.
12. Минимальное давление рабочей воды, при котором возможна работа эжектора: ррмин =
0,5рс(f3/fр1)опт = 230 кПа.
13. Длина камеры смешения: lкс = mdp1[(f3/fp1)опт – 1] = 320 мм; где m = 20 – опытный коэффициент по данным [58].
С учетом полученных результатов и рекомендаций [58] разработана конструкция водовоздушного эжектора, представленная на рис.3.24 .
Рисунок 3.24- Конструкция водо-воздушного эжектора
Расчетная характеристика водовоздушного эжектора в виде зависимости рс/рр =  (uo), построенная при заданных отношениях сечений f3/fр1 и других значений рс/рр, представлена на
рис. , а). При соотношении рс/рр > 0,35-0,4 работа эжектора становиться невозможной, а максимальный объемный коэффициент инжекции uoмакс = 1,6-1,7 достигается при рс/рр = 0,05, т.е. при
давлении воды рр =1,36 МПа.
Рисунок 3.25 - Зависимость отношения рс/рр от объемного коэффициента инжекции uo (а), расчетные характеристики pн = f(Gн) при различных температурах рабочей воды tp (б и в) для
водовоздушного эжектора: 1-экспериментальные значения при tp = 5-25 °C.
Расчет при более низких давления всасывания воздуха (до рн = 50 кПа) показал (рис. 3.25,a)
при фиксированном значении Vр снижение значения uо до 0,75 и массового расхода озоновоздушной смеси до 0,3 кг/ч, т.е. в 3 раза от расчетного значения.
Разрежение в эжекторе определялось по формуле: В = (Нf12/f22) – H; где Н – напор воды, подаваемой к эжектору, Па; f1 и f2 – площади сечения отводящей трубы и суженного сечения трубы, м2.
Расход воды, подводимой к эжектору: Qэ = qэh/Н; где qэ – подача эжектора, м3/ч; h – высота подачи воды эжектором, м;  - кпд эжектора (0,1-0,15).
Для получения характеристик водовоздушного эжектора (рис.3.25 б,в), оценки влияния различных конструктивных и режимных факторов на его работу и сравнение их с расчетными значениями проводились исследования на экспериментальной установке (рис.3.26 ).
Рисунок 3.26- Схема экспериментальной установки по исследованию водоструйного эжектора на
сухой озоно-воздушной смеси: 1 – измерительное сопло; 2 – измерительная диафрагма
Экспериментальное исследование разработанной конструкции водоструйного эжектора выявило следующие закономерности:
1.Изменение расстояния сопла от камеры смешения в диапазоне 5-40 мм не оказывает влияние
на характеристику эжектора рн = (Gн) и на максимальный перепад давления рс.
2. Величина противодавления рc, определяемая высотой установки эжектора над уровнем воды
в контактной камере, глубиной погружения сливной трубы или длиной технологического трубопровода, а также расходом и плотностью водо-воздушной эмульсии в сливной трубе, оказывает
значительное влияние на работу эжектора. Максимальное значение противодавления при котором
возможна работа эжектора достаточно удовлетворительно определяется уравнением: (р с)макс =
рр[2(fp1/f3) – (fp1/f3)2] + pн.
3. Изменение длины камеры смешения в диапазоне l3/d3 = 25-35 не влияет на характеристику
эжектора.
4. Увеличение параметра f3/fр1 с 5 до 7,7 мало отражается на uо.
При определенных условиях в водоструйном эжекторе может возникать кавитационный режим, когда статическое давление на каком-либо участке проточной части аппарата снижается до
давления насыщения воды. Возникновение таких режимов наиболее вероятно на участках с максимально высокой температурой воды и низким статическим давлением, в частности на выходном
участке суживающегося рабочего сопла и входном участке камеры смешения. При этом кавитация
сопровождается режимами с предельным расходом среды, т.е. когда снижение давления за участком кавитации не приводит к увеличению расхода, причем внешние возмущения после участка
кавитации не передаются через этот участок, что характерно для скорости среды на нем равной
местной скорости звука.
Кавитационное давление ррк в выходном сечении сопла определяется эмпирической формулой
[58]: ррк/рр = (ррн/рр)[1 – a(ррн/рр)]  рн/рр; где ррн – давление насыщенного пара при температуре
воды перед соплом; а = 0,3-0,4 – опытный коэффициент, зависящий от длины и формы сопла [58];
рр = рр – рн = (Gp2/12)(vp/2fp12); vp – удельный объем воды. Кавитационное давление ррк не может
быть меньше давления в приемной камере рн, поэтому если ррк < рн, то принимается ррк = рн. Таким
образом, кавитация в сопле может иметь место только при ррк  рн. При этом скорость истечения
паровой фазы из сопла wп (м/с) при кавитационном режиме равна: wп = (kpркvп)0,5; где ррк (Па); vп
– удельный объем сухого насыщенного пара при давлении ррк, м3/кг; k = 1,3 – показатель адиабаты
перегретого пара.
Рисунок 3.27 - Общий вид прозрачной модели струйного эжектора
а)
б)
Рисунок 3.28 - Гидрогазодинамическая обстановка в контактной камере при вводе озон-воздушной
смеси с помощью водоструйного эжектора: а- в докавитационном режиме; б – в режиме кавитации
Процесс озонирования воды в вихревом аппарате ввода озона в технологический трубопровод
отличается чрезвычайной сложностью, поэтому стандартной методики расчета на сегодняшний
день не существует. Прежде всего, основной поток представляет собой двухфазной смесь, в которой газовая фаза (озоно-воздушная смесь) распределена в воде в виде небольших пузырьков. Далее в этот поток под углом вводятся два дополнительных потока основной однофазной жидкости
(воды), которые закручивают основной двухфазный поток.
Зависимости скоростей и давлений при установившемся течении вязкой жидкости в круглой
трубе с учетом закрутки на входе можно описать системой дифференциальных уравнений НавьеСтокса:
vz (vz/z) + vr (vr/r) = - (1/)(p/z) + [(2vr/r2) + (1/r)(vr/r) + (2vr/z2)];
vz (vr/z) + vr (vr/r) – (v2/r) = - (1/)(p/z) + [(2vr/r2) + (1/r)(vr/r) – (vr/r2) + (2vr/z2)];
vz (v/z) + vr (v/r) + vr (v/r) = [(2v/r2) + (1/r)(v/r) – (v/r2) + (2v/z2)];
[(rvr)/z] + [(rvr)/r] = 0;
(3.12)
где , z, r – цилиндрические координаты; v, vz, vr – вращательная, осевая и радиальная компоненты скорости, м/с; р – статическое давление, МПа;  - плотность жидкости, кг/м3;  - кинематический коэффициент вязкости, м2/с.
Для упрощения системы уравнений (3.12) возможен переход к уравнениям в приближении пограничного слоя. При этом, пренебрегая членами малого порядка, система уравнений турбулентного потока несжимаемой жидкости запишется в следующем виде:
vz (vz/z) + vr (vz/r) = - (1/)(p/z) + (1/r)[(rzr)/r];
(v2/r) = (1/)(p/r);
vz (v/z) + vr (v/r) + (vrv/r) = - (1/)(1/r)[(rr)/r];
[ (rvz)/z] + [ (rvr)] = 0;
(3.13)
где zr =  (vz/r) и r =  [(v/r) + (v/r)] – касательные напряжения трения в осевом направлении и направлении вращения.
В результате определенных допущений и преобразований получим уравнения:
dM/dz = - 2r02;
(3.14)
dK/dz = - 2r0.
(3.15)
Поэтому для закрутки потока, у которого подвод дополнительной жидкости осуществляется
под углом, величина Ф определяется из уравнения:
Ф = (F1R2/F2R1)sin ;
(3.16)
где F1 и F2 – площади поперечного сечения трубы основного потока и дополнительных боковых
подводов, соответственно, м2; R1 и R2 – радиусы основной трубы и трубы дополнительных подводов, м;  - угол между осью основной трубы и осью дополнительных подводов, м (рис. 3.24).
Процесс массоотдачи (растворение озона в воде) описывается дифференциальным уравнением
массоотдачи на границе раздела фаз: вода - озоновоздушная смесь:
 = D (dc/dn)n = r/(cr - c);
(3.17)
где  - коэффициент массоотдачи; D - коэффициент диффузии; n - нормаль; с' - концентрация озона в жидкости; r - граница.
Таким образом, коэффициент массоотдачи зависит от поля концентрации озона в жидкой фазе.
Поле концентрации озона в жидкой фазе описывается дифференциальным уравнением конвективного массообмена:
(c/) + (, grad)c = D2c;
где  - время;  - локальная скорость движения жидкости фазы.
Аналогично для поля концентраций озона в озоновоздушной смеси имеем:
(3.18)
(с/) + (, grad)c = D2c;
(3.19)
Так как в уравнения (3.18) и (3.19) входят скорости, то система дифференциальных уравнений
(3.17)-(3.19) незамкнута, поэтому необходимо для определения полей скоростей использовать
дифференциальные уравнения движения соответственно жидкой газообразной фаз:
[(/) + (, grad)] = g - grad p + 2;
(3.20)
[(/) + (, grad)] = g - grad p + 2.
(3.21)
Использование уравнений движения вводит новые неизвестные функции: поле давлений в
жидкой и газообразной фазах (р и р). Поэтому, чтобы замкнуть систему, приходится использовать уравнения неразрывности соответственно для жидкой и газообразной фаз:
(р/) + d() = 0;
(3.22)
(р/) + d() = 0.
(3.23)
К системе уравнений (3.19)-(3.22) необходимо присоединить условия сопряжения полей концентраций, скоростей и давлений на границе соприкосновения жидкой и газообразной фаз:
cг = снас;
D(c/n)г = D(c/n)г;
г = г;
(3.24)
(3.25)
(3.26)
(/n)г = (/n)г;
(3.27)
рг = рг + [(1/R1) + (1/R2)];
(3.28)
где σ - поверхностное натяжение; R1, R2 – радиус кривизны; µ - динамическая вязкость.
Кроме этого, к системе (3.19)-(3.28) необходимо добавить условия однозначности. В силу нелинейности системы (3.17-3.21) и сложной области, где течет двухфазный поток, получить аналитически решения для полей концентрации озона в воде не представляется возможным.
Если обработать систему уравнений (3.19)-(3.28) методом теории подобия, т. е. используя
масштабы физических величин, заданных по условиям однозначности, привести систему к безразмерному виду, то процесс течения, массообмена и взаимодействия фаз двухфазного потока
жидкость-газ зависит от следующих безразмерных чисел:
(l/D); c; c; (ol/); (ol/); (/D); (/D); (o2/gl); (o2/gl); (o /l); (o /l);
(p/г2); (о2/о2); [о2/gl( - )]; [/g( - )l2];
(3.29)
где c = c/cнас; c = c/cнас; l - характерный размер задачи.
Анализ безразмерных критериев и симплексов (3.29) показывает, что среди этих чисел четыре βl/D;с;с"; Δр'/''2 - определяемые, так как в них входят неизвестные величины, а остальные
числа - определяющие, ибо в них входят заданные по условиям однозначности параметры. Очевидно, что каждое определяемое число зависит от всех определяющих чисел.
Систему безразмерных чисел для конкретной задачи растворения озона в воде можно существенно сократить. Действительно, коэффициент диффузии озона в озоновоздушной смеси на несколько порядков больше коэффициента диффузии озона в воде. Поэтому градиенты концентрации озона в воде будут намного больше градиентов концентрации озона в озоновоздушной смеси,
что позволяет рассматривать только поле концентраций озона в воде. Для стационарной задачи
течения и массообмена выпадают из рассмотрения определяющие безразмерные числа, в которые
входит время. Если фиксированы на модели и на образце фазы озон-вода, то можно исключить из
рассмотрения диффузионные числа Прандтля:
Pr = /D; Pr = /D.
(3.30)
При напорном течении жидкости в технологическом трубопроводе силы инерции и вязкости
будут значительно больше подъемных сил и сил поверхностного натяжения. В связи с этим следует ожидать автомодельности массоотдачи относительно определяющих чисел, в которые входят
последние.
Таким образом, анализ математической модели течения однофазной жидкости во вспомогательных трубопроводах и двухфазной смеси жидкость-газ в основном трубопроводе и массоотдачи в области их смешения приводит к необходимости при приближенном моделировании определять эмпирически, зависимости вида:
с = f1 (Re1; Re2; Re; П1; П2)
(3.31)
Nu = f2 (Re1; Re2; Re; П1; П2)
(3.32)
или
где Re1 = 01l/; Re2 = 02l/; Re = l/ – числа Рейнольдса, соответственно для основного,
вспомогательного потоков жидкости и для потока газа;
П1 = (012/02); П2 = (022/02);
(3.33)
где 01; 02; 0 - средние скорости течения, рассчитанные по расходу жидкости в основном и
вспомогательном трубопроводах, а также газа; Nu = βl/D - диффузионное число Нуссельта.
Чтобы уменьшить число переменных под знаком функции в соотношениях (3.31) или (3.32),
при приближенном моделировании можно использовать следующий физический факт. Массоотдача в области смешения потоков зависит не от самой скорости течения той или иной фазы (или
соответствующего числа Рейнольдса), а от разности скоростей фаз. Массоотдача зависит от поверхности соприкосновения фаз на единицу объема газожидкостной смеси. Поэтому в первом
приближении вместо трех чисел Рейнольдса в правой части соотношений (3.31) или (3.32) использовалось одно число Рейнольдса, в которое входит разность скоростей однофазного и двухфазного
потоков, а в качестве характерного размера l выбирается величина, обратная удельной поверхности соприкосновения фаз Sv*, которая имеет размерность длины:
Re = /(Sv*).
(3.34)
Вместо двух отношений кинетической энергии жидкости в основном и вспомогательном трубопроводах к кинетической энергии газа П1 и П2 используется одно отношение, пропорциональное
им обоим:
П = Qовс/Qвод;
(3.35)
где Qовс - расход озоно-воздушной смеси; Qвод - суммарной расход воды через аппарат.
С учетом этого в данной модели результаты экспериментальных исследований обобщались
эмпирической зависимостью вида:
с = f (Re; П).
(3.34)
Усредненные данные экспериментальных исследований, полученные на аппарате производительностью 40 л/мин, D = 20 мм, d = 8 мм,  = 60°, приведены в таблице 3.1.
Таблица 3.1 – Результаты моделирования озонирования воды в вихревом потоке
Соотношение
потоков П
Расход воды
в основном
трубопроводе Q1, л/мин
Расход воды
в боковом
трубопроводе Q2, л/мин
Скорость воды в основном трубопроводе 1,
м/с
Скорость воды в боковом трубопроводе 2,
м/с
0,1
35
30
25
20
15
35
30
25
20
15
35
30
25
20
15
35
30
25
20
15
2,5
5
7,5
10
12,5
2,5
5
7,5
10
12,5
2,5
5
7,5
10
12,5
2,5
5
7,5
10
12,5
1,87
1,67
1,32
1,06
0,81
1,87
1,67
1,32
1,06
0,81
1,87
1,67
1,32
1,06
0,81
1,87
1,67
1,32
1,06
0,81
0,87
1,77
2,66
3,53
4,47
0,87
1,77
2,66
3,53
4,47
0,87
1,77
2,66
3,53
4,47
0,87
1,77
2,66
3,53
4,47
0,125
0,165
0,250
Концентрация озоновоздушной
смеси в воде
после аппарата с, мг/л
0,16
0,25
0,28
0,27
0,14
0,19
0,24
0,29
0,23
0,15
0,2
0,27
0,33
0,26
0,18
0,24
0,33
0,37
0,32
0,19
Согласно полученным данным максимальная концентрация озона в воде возрастает с 0,28 до
0,37 мг О3/л при увеличении параметра П (с 0,1 до 0,25) или расхода озоновоздушной смеси. При
этом зависимости концентраций озона от расходов и скоростей воды при всех исследуемых значениях П носят экстремальный характер. Причем максимальные значения концентраций озона наблюдаются при оптимальном отношении основного и бокового потоков Q1/Q2 = 3,33.
Концентрация остаточного озона в воде, в зависимости от угла дополнительного ввода воды 
(рис. 46), апроксимировалась следующей экспериментальной формулой:
Сост = - 0,00016222 + 0,0183 - 0,202.
(3.35)
Значения угла  в котором наблюдается максимальное зачение концентрации остаточного озона в воде составляет 55-60 .
Длина участка, на котором стабилизируется профиль скорости при осевом течении в трубе или
длина участка закрученного течения, определяется выражением:
Нвих = 1,35Re0,25.
(3.36)
Радиус пузырька газа r озоно-воздушной смеси, эжектируемого через щелевидные каналы аппарата озонирования, рассчитывался по соотношению:
r = [/g ( - )]1/3;
(3.37)
где δ – ширина щели.
Количество пузырьков, эжектируемых в основной поток воды за единицу времени, определяется:
n = 6Qовс/d3;
(3.38)
где d = 2r – диаметр пузырька.
Поверхность этих пузырьков в единицу времени составит:
Sv = nd2.
(3.39)
Тогда удельная поверхность соприкосновения фаз определяется формулой
Sv* = Sv/Q1;
(3.40)
где Q1 - секундный расход воды в основном трубопроводе.
Результаты опытных данных, представленных в таблице 3.1, выраженные относительно безразмерной осредненной концентрации озона в воде с, описываются следующими эмпирическими
соотношениями:
для диапазонов чисел Рейнольдса - 0,02106 < Re < 0,44106 и величины П - 0,1 < П < 0,25;
с = 4,1210-7 (0,81106 + Re)0,89П0,22,
(3.41)
для диапазонов чисел Рейнольдса - 0,44108 < Re < 1,2108 и величины П - 0,1 < П < 0,25
с = 0,02(0,8106 + Re)0,123П0,249.
(3.42)
В формулах (3.43) и (3.44) в качестве определяющего размера выбиралась величина, обратная
удельной поверхности соприкосновения газообразной и жидкой фаз, а в качестве определяющей
температуры t = 20°C. Проверка на адекватность модели, проведенная по критерию Уилкоксона
[3], показала, что модель адекватна.
Таким образом, на основе предложенной математической модели и физического моделирования, определены скорости и давления в трубопроводе после эжекционно-вихревого смесителя, что
позволяет производить расчеты по определению процесса смешения воды с озоно-воздушной смесью при озонировании.
Выводы:
1. Исследован вихревой аппарат для смешения озоно-воздушной смеси и озонируемой воды,
обеспечивающий экономию энергии на смешение и позволяющий достичь 95-99 %-ного использования озона.
2. Разработана физическая модель смешения озоно-воздушной смеси с озонируемой водой и
получены в безразмерном виде зависимости, позволяющие рассчитывать оптимальные режимы
работы вихревых аппаратов различной производительности на стадии их проектирования.
3.5. Исследование термической деструкции остаточного озона с рекуперацией горячего воздуха из вихревой трубы
Изучение технологических и энергетических характеристик деструкции остаточного озона
производилось на основе известной [2] схемы с рекуперацией (рис. 1.21) с дополнительным использованием избыточного давления и термического потенциала горячего воздуха из вихревой
трубы, вместо вентилятора, на лабораторной установке, включающей (рис. 47): 1 – кожухотрубчатый теплообменник; 2 – струйный компрессор; 3 - вихревую трубу; 4 – камеру электронагрева; 5 –
электросчетчик.
Рисунок 3.29 – Схема лабораторной установки по исследованию термической деструкции остаточного озона с использованием горячего воздуха с вихревой трубы
При работе установки воздух с расходом 4,0 м3/ч, температурой t1 = 20 C и содержанием озона на уровне 3,0 мг/м3 подается в межтрубное пространство теплообменника 1, где происходит его
нагрев за счет теплообмена с уже очищенным от озона теплым воздухом с рекомендуемой температурой t5 = 350 С, проходящим в трубках теплообменника. Из теплообменника нагретый до температуры t2 воздух инжектируется на всасывающий патрубок струйного компрессора 2. В качестве
рабочей среды в струйном компрессоре используется горячий поток воздуха с вихревой трубы 3 с
давлением 0,3-0,4 МПа и температурой 150 С, обеспечивающий кратность инжекции воздуха с
остаточным озном в диапазоне u = 2-3. Далее воздушная смесь направляется в камеру электронагрева 4, где температура смеси поднимается до 350 С и происходит разложение озона. Скорость
движения газовой смеси в электрокамере выбирается такой, чтобы контакт происходил в течение
3-4 секунд. Очищенный от озона воздух отдает свое тепло поступающим в теплообменник новым
порциям воздушной смеси и под действием напора, создаваемого струйным компрессором, выбрасывается в атмосферу.
Тепловой
и
аэродинамический
конструктивный
расчеты
кожухотрубчатого
воздухо-
воздушного теплообменника при принятых исходных данных производился по стандартной методике Бакластова [10]. При внутреннем диаметре трубок 5 мм габаритные размеры теплообменника
0,320,180,23 м. В качестве струйного компрессора 2 (рис. 3.29) возможно использование вихревого
струйного
компрессора(рис.3.30),
расчет
которого
производился
по
методике
Е.Я.Соколова[11].
Рисунок 3.30 – Конструкция вихревого струйного компрессора
Температуры воздуха замерялись хромель-алюмелиевыми термопарами, расход - ротаметрами,
а расход электроэнергии на электронагреватель – с помощью индукционного электросчетчика типа СО-505.
При этом степень деструкции озона определялась из соотношения:
ДО = [(Coисх – Сокон)/Соисх]100 %;
где Соисх и Сокон – соответственно исходная и конечная концентрации остаточного озона в воздухе,
мг/м3.
Экспериментальные значения ДО достигают при 250-350 С значений 98-100 % (рис. 3.31), т. е.
наблюдается почти полное разложение остаточного озона.
Рисунок 3.31 - Зависимость кривой деградации озона ДО при термической деструкции от
температуры t
При средней исходной концентрации остаточного озона в воздухе С оисх = 3,0 мг/м3 и температуре 350 С концентрация озона снижается до 0,1-0,2 мг/м3 за 3-4 с (рис. 3) на уровне безопасных
концентраций в атмосферном воздухе.
Рисунок 3.32 - Зависимость концентрации остаточного озона Co от
продолжительности термической обработки  при температуре t = 350С
С учетом исключения из схемы напорного вентилятора среднее потребление электроэнергии в
установленном режиме работы снижается (рис. 3.33) до 15 Втч/м3 обрабатываемого воздуха.
Рисунок 3.33 – Расход электроэнергии Э при различных способах термической деструкции остаточного озона: 1 – без рекуперации тепла; 2 – с рекуперацией тепла в теплообменнике; 3 – с рекуперацией тепла и использование горячего потока с вихревой трубы
Таким образом, совместная рекуперация тепловой энергии, осуществляемая в теплообменнике
деструктора, и потенциала горячего потока из вихревой трубы позволяет достичь значений экономии электроэнергии на разложение озона в 2-2,5 раза, по сравнению с затратами на эксплуатацию
подобных аппаратов только с рекуперацией тепла в теплообменнике
Разработанная энергоэкономичная установка для озонирования воды может использоваться
для подготовки свежей и обработки оборотной циркуляционной воды в плавательных и медицинских гидротерапевтических бассейнах; для получения моющих озоновых растворов при мытье и
стерилизации посуды; для подготовки питьевой воды в системах горячего водоснабжения. Во всех
схемах нагрев воды осуществляется после озонирования, так как в противном случае возможно
термическое разложение диспергируемого в воду озона.
Выводы по главе:
1. Произведен анализ тепловой работы установки озонирование воды и выявлено что использование низкопотенциальной теплоты выделяющееся при компримирование воздуха и охлаждения озонатора, возможно для предварительного нагрева ГВС до 28-30 оС.
2. Разработана экспериментальная установка по озонированию воды с использованием вихревого
эффекта.
3. Предложены средство и методики измерений основных параметров процесса.
4. Проведение исследований по особенностям работы установки на влажном воздухе и осушки
воздуха с помощью вихревой трубы.
5. Выбран способ осушки воздуха с использованием вихревой трубы.
Глава 4. Исследование эффективности процесса озонирования при подготовке питьевой воды для условий очистных сооружений открытого водозабора г. Манитогорска из реки Урал
Вследствие истощения подземных водоисточников для условий г. Магнитогорска актуальной
проблемой является частичный или резервный переход на открытый водозабор с источником водоснабжения из реки Урал. Проблема усугубляется наличием в исходной воде различных химических загрязнений. Использование для обеззараживания воды при открытом водозаборе газообразного хлора создает целый ряд эколого-гигиенических проблем вследствие образования токсичных
веществ при хлорировании природных вод [39]. Одним из наиболее универсальных и высокоэффективных методов очистки воды в бактериологическом, физико-химическом и органолептическом плане является озонирование [1-3]. Применение озона способствует [3] улучшению процессов коагуляции и фильтрования, снижению величин доз хлора и в некоторых случаях отказу от
первичного хлорирования.
Для определения эффективности процесса озонирования по отношению к различным загрязнениям природного и антропогенного происхождения и нахождения параметров процесса озонирования проводились эксперименты, моделирующие проектные условия организации Магнитогорских открытых водоочистных сооружений.
Использовалась лабораторная установка (рис. ), моделирующая двухэтапное озонирование с
введением озона в исходную воду и после песчаных фильтров, с последующей сорбционной очисткой на угольных фильтрах. Установка состояла из блока подготовки воздуха и синтеза озона и
последовательно расположенных камеры преозонирования, песчаного фильтра, камеры вторичного озонирования и угольного фильтра. Представительные пробы воды отбирались из реки Урал
после Верхнеуральского водохранилища по методике, изложенной в работе [47].
При проведении экспериментов определялись дозы озона (от 1,5 до 7,0 мг О3/л), время контакта и эффективность очистки и обеззараживания воды с учетом основных идентифицированных
загрязняющих веществ.
При времени контакта воды с озоном 10 мин определялось изменение концентрации основных
загрязнений С (мг/л), показателя токсичности Т и эффективности очистки Э (%) для (исходная вода/озонированная): нефтепродуктов – С = (3-4,25)/(0,5-0,51); Т = (17-18)/(0,3-0,4); Э = 75-83; поверхностно-активных веществ – С = (0,1-0,13)/(0,75-0,79); Т = (2-2,5)/(0,5-0,53); Э = 98-99; пестицидов – С = (2,6-11,1)/(1,6-9,6); Т = (21,5-28,3)/(15-16); Э = 61-88; хлороформа – С = (21,4105)/(0,25-0,3); Т = (115,7-329)/(0,1-0,2); Э = 50-82. В результате установлено, что при озонировании достигается высокая эффективность очистки воды от органических загрязнений и снижается
показатель токсичности от высоких значений, до средних и низких.
Показатели качества воды по стадиям очистки (исходная/после первичного озонирования/песчаного фильтра/вторичного озонирования/сорбционного фильтра): мутность (мг/л) – (79)/(3-5)/(1,3-1,7)/(0,87-1)/0; цветность (град) – (11-20)/(5,5-6,5)/(4-5)/(0-0,1)/0; окисляемость (мг/л) –
(3,2-4)/(1,4-2)/(1,4-2)/(0,74-1)/(0-0,4); нитраты (мг/л) – (1,8-2,7)/(1,4-2)/(1-1,8)/(1-1,1)/1; железо общее (мг/л) – (0,3-0,6)/(0,1-0,3)/(0,09-0,2)/(0-0,1)/0; медь (мг/л) – 0,025/0,019/0,018/0,018/0,018; нефтепродукты (мг/л) – 0,11/0/0/0/0; ПАВ (мг/л) – (0,08-0,17)/(0-0,1)/(0-0,1)/(0-0,09)/0; колииндекс
(кл/л) – 1100/3/2/1/0,1; общее микробное число (Кл/мл) – 200/80/98/85/98.
По бактериологическим показателям, определяемым по методике изложенной в работе [60],
показатели качества воды после первой стадии озонирования соответствуют требованиям ГОСТ
2874-82.
Определялось влияние озонирования на содержание органических соединений в паводковой
воде, нормируемых по общесанитарным, санитарно-токсикологическим и органолептическим показателям по СанПиН. Состав органических загрязнений воды по стадиям очистки контролировался методом хромато-масс-спектрометрии. Наблюдалось снижение концентраций следующих
органических соединений (ПДК/речная вода/после озонирования/после сорбционной очистки), в
мг/л: гексан – 0,5/0,08/0,035/0,003; этилгексан – 0,15/0,035/0,003/0,003; фенол – 0,001/0,003/0,001/
0,0005; дихлорэтилен – 0,0006/0,008/0,003/ 0,0005; трихлорэтилен – 0,06/0,008/0,003/0,001; дифенил – 0,001/0,003/0,003/0,0005.
Концентрация в воде некоторых стойких к окислению соединений в процессе озонирования и
сорбции не изменялась, в частности (в мг/л): ацетона (ПДК = 2,2) – 0,035; дихлорметана (ПДК =
7,5) – 0,4; ацетальдегида (ПДК = 0,2) – 0,08; нафталина (ПДК = 0,01) – 0,003, однако содержание
их в исходной воде намного меньше предельно допустимых концентраций.
Значительное количество органических соединений эффективно удалялось только в результате
дополнительной после озонирования сорбционной очистки, например (ПДК/речная/ озонированная/сорбция), в мг/л: тринитротолуол – 0,5/0,003/0,003/0,001; ксилол – 0,05/0,008/0,08/0,003; метилстерол – 0,1/0,003/0,003/0,001; бутилфталат – 0,2/0,4/0,4/0,15.
Анализ результатов деструкции органических загрязнений воды показал наличие побочных
продуктов окисления, а концентрация некоторых присутствующих соединений увеличивается, поэтому озонирование должно быть сопряжено с заключительной сорбционной очисткой. При этом
организация предварительного озонирования воды снижает требуемые для ее очистки дозы коагулянтов на 15-25 %.
Предложенная технологическая схема озонирования может обеспечивать изменение режима
обработки воды в зависимости от сезонных изменений качества исходной воды реки Урал. Например, в периоды коагулирования, осуществляемого во время повышенной мутности воды, может осуществляться использование двухэтапного введения озона. При отсутствии коагуляционной
обработки воды, для исключения повышения концентраций побочных продуктов окисления, предварительное озонирование целесообразно исключить.
Таким образом, может быть рекомендовано применение методов двухступенчатого озонирования и сорбции при очистке воды реки Урал в районе г. Магнитогорска, которые позволяют реализовать высокую эффективность удаления органических загрязнений и повысить качество очищенной воды с обеспечением ее санитарно-гигиенической безопасности.
Заключения
1. Анализ энергетической схемы и энергоемкости процессов при озонирование воды выявил следующие пути энергосбережения: утилизация теплоты в промежуточных и концевых холодильников компрессоров и в озонаторе на предварительный нагрев озонированной воды;
уменьшение затрат электроэнергии на регенерацию насадок адсорбера; снижение расхода электроэнергии на процесс получение озона из воздуха; снижение затрат на смешение озона с водой в
контактной камере; уменишение затрат электроэнергии на деструкцию остаточного озона. Произведен анализ тепловой работы установки озонирование воды и выявлено что использование низкопотенциальной теплоты выделяющееся при компримирование воздуха и охлаждения озонатора,
возможно для предварительного нагрева ГВС до 28-30 оС.
2. Разработана экспериментальная установка по озонированию воды с использованием
вихревого эффекта. Проведенные исследования по особенностям работы установки на влажном
воздухе показали не высокую эффективность осушки воздуха в холодном потоке только с помощью вихревой трубы. Предложен способ осушки воздуха с использованием вихревой трубы, теплообменников и влагоотделителей обеспечивающий достижение температуры точки россы на
уровне -10 °С
3. На основе экспериментальных исследований процесса генерации озона выявлена что, использование минимизированного межэлектродного промежутка в озонаторе на уровне d = 0,45мм
позволяет сократить расход электроэнергии выработку 1 кг О3 на 37%.
4. Использование тока повышенной частоты до 10 кГц увеличивае удельную мощность в
разряде, производительность по озону и экономичность процесса, что требует интенсификации
охлаждения электродов и диэлектрического барьера. С учетом роста производительности озонаторных станций и единичной мощности озонаторов возможна экономически выгодная внутренняя
рекуперация низкопотенциальной теплоты охлаждающей воды в системах водоподготовки с нагревом воды.
5. Использование исходного кислорода обеспечивает более высокую концентрацию озона в
газе, что приводит к ускорению реакций при взаимодействии озона с водой. В результате снижается требуемое время удержания в контактном реакторе обрабатываемой воды и повышает глубину и производительность озонирования.
6. Проведенное физическое моделирование процесса диспергирование озона в контактной
камере при использование эжекционно – вихревого смесителя показали, что данный способ обеспечивает экономию энергии на смешения и позволяет достичь 99% использование озона. Разрабо-
тана математическая модель смешения озоно-воздушной смеси с озонируемой водой и получены в
безразмерном виде зависимости, позволяющие рассчитывать оптимальные режимы работы вихревых смесителей различной производительности на стадии их проектирования.
7. Определены условия деструкции озона на выходе из контактной камеры с помощью горячего потока вихревой трубы. Совместная рекуперация тепловой энергии, осуществляемая в теплообменнике деструктора, и потенциала горячего потока из вихревой трубы позволяет достичь
значений экономии электроэнергии на разложение озона в 2-2,5 раза, по сравнению с затратами на
эксплуатацию подобных аппаратов только с рекуперацией тепла в теплообменнике
8. Разработана энергоэкономичная схема озонирования воды в системе горячего водоснабжения путем утилизации теплоты с промежуточных холодильников компрессора и с системы охлаждения озонатора на предварительный нагрев озонирование воды.
9. Предложенная схема может быть рекомендована для применения при двухступенчатом
озонировании и сорбции при очистке воды реки Урал в районе г. Магнитогорска, которые позволяют реализовать высокую эффективность удаления органических загрязнений и повысить качество очищенной воды с обеспечением ее санитарно-гигиенической безопасности.
Список использованных источников
1. Кожинов В.Ф., Кожинов И.В. Озонирование воды. М.: Стройиздат, 1974. 159 с.
2. Орлов В.А. Озонирование воды. М.: Стройиздат, 1984. 88 с.
3. Драгинский В.Л., Алексеева Л.П., Самойлович В.Г. Озонирование в процессах очистки воды
/ под общ. ред. В.Л. Драгинского. М.: ДеЛи принт, 2007. 400 с.
4. Васильев А.Л., Васильев Л.А. Использование вихревых элементов в устройствах синтеза
озона / Вода: экология и технология. ЭКВАТЭК-2000 // Тезисы докладов 4-го Международного
конгресса. М., 2000. С. 231-235.
5. Васильев А.Л. Очистка поверхностных вод озоном / Автореферат диссертации на соискание
ученой степени доктора технических наук. Н.-Новгород, 2001. 46 с.
6. Найденко В.В., Васильев Л.А., Васильев А.Л. Озонаторные модули // Водоснабжение и санитарная техника. 1992. № 10. С. 12-15.
7. Васильев Л.А., Васильев А.Л., Казаков Г.М. Обработка воды озоном в технологическом трубопроводе // Водоснабжение и санитарная техника. 1993. № 5. С. 14-17.
8. А. с. 695968 СССР, С02В 1/38. Устройство для озонирования воды / Васильев Л.А. и др.
опубл. 13.07.1979.
9. А. с. 899496 СССР, С02F 1/78. Установка для озонирования воды / Васильев Л.А. и др.
опубл. 21.09.1981.
10. Карабин А.И. Сжатый воздух. Выработка, потребление, пути экономии. М.: Машиностроение, 1964. 342 с.
11. Назаренко У.П. Экономия электроэнергии при производстве и использовании сжатого воздуха. М.: Энергия, 1976. 103 с.
12. Трубицына Г.Н., Морозов А.П. Энергосбережение при производстве и осушке сжатого воздуха. Магнитогорск: МГТУ, 2007. 58 с.
13. Черкаский В.М. Насосы, вентиляторы, компрессоры. М.: Энергоатомиздат,1984. 416с.
14. Болгарский А.В. Влажный газ. М.: ГЭИ, 1951. 155 с.
15. Жданова Н.В. Халиф А.Л. Осушка природных и попутных газов. М.: Гостоптехиздат, 1962.
107 с.
16. Спенсер-Грегори Г., Роурке Е. Гигрометрия: пер. с англ. М.: Металлургиздат,1963. 200 с.
17. Усольцев В.А. Измерение влажности воздуха. Л.: Гидрометеоиздат, 1959. 182 с.
18. Зайцев В.А., Ледохович А.А. Влажность воздуха и ее измерение. Л.: Гидрометеоиздат,
1974. 112 с.
19. Кудрявцев А.И. Пятидверный А.П. Очистка сжатого воздуха для пневматических систем.
М: НИИИМаш, 1973. 118 с.
20. Заявка 4029372 ФРГ, F04B 39/16. Компрессорная установка для получения сухого сжатого
воздуха. Опубл. 12.09.1991.
21. Пат. 4715871 США, B011D 46/12. Осушитель сжатого воздуха. Опубл. 29.12.1987.
22. Меркулов А.П. Вихревой эффект и его применение в технике. М.: Машиностроение, 1969.
210 с.
23. Мартынов А.В., Бродянский В.М. Что такое вихревая труба? М.: Энергоиздат, 1974. 120 с.
24. Бреев И.М. Опыт применения вихревого генератора холода в качестве влагоотделителя в
промышленных пневмосетях // Промышленная энергетика, 1991. №11. С.15–16.
25. Холодильные машины: Справочник. М.: Легкая пром-сть, 1982. 120 с.
26. Пат. 4584838 США, F25B 9/02. Установка для осушки воздуха. Опубл. 29.04.1986.
27. А. с. 956031 СССР, В04С 5/20. Устройство для осушки сжатого газа / Васильев Л.А. и др.
опубл. 07.05.1982.
28. А. с. 1239477 СССР, F25В 9/04. Установка для осушки газа / Васильев Л.А. опубл.
23.06.1986.
29. А. с. 1720690 СССР, В01D 53/26. Устройство для осушки сжатого газа / Васильев Л.А. и др.
опубл. 22.10.1991.
30. Энергетика и защита окружающей среды. Свойства и применение озона: учеб. пособие /
Морозов А.П., Коптев А.П., Семкин И.Г. и др. Магнитогорск: МГТУ, 2002. 175 с.
31. Самойлович В.Г., Гибалов В.И., Козлов К.В. Физическая химия барьерного разряда. М.:
Изд-во МГУ, 1989. 210 с.
32. Филиппов Ю.В., Вобликова В.А., Пантелеев В.Т. Электросинтез озона. М.: Изд-во МГУ,
1989. 120 с.
33. Козлов К.В. Распределение температуры и профиль тепловыделения в разрядном промежутке озонатора / Вестник МГУ, сер. 2. Химия. 1990. т. 31. С. 20-30.
34. Пейго Ли. Исследование электрических характеристик барьерного озонатора с учетом тепловых процессов // Автореф. дисс. канд. техн. наук. М.: МЭИ, 1998. 16 с.
35. Лунин В.В., Попович М.П., Ткаченко С.Н. Физическая химия озона. М.: Издд-во МГУ,
1998. 480 с.
36. А. с. 1177267 СССР, С01В 13/30. Генератор озона. Опубл. 22.03.1984.
37. А. с. 1468854 СССР, С01В 13/10. Генератор озона. Опубл. 01.07.1987.
38. А. с. 1680617 СССР, С01В 13/10. Высокочастотный генератор озона / Васильев Л.А. и др.
опубл. 01.06.1991.
39. Кульский Л.А., Строкач П.П. Технология очистки природных вод. К.: Вища шк., 1986. 352с.
40. Морозов А.П., Безруков А.А., Безруков Д.А., Семенова Т.П. Тепловые двигатели и нагнетатели. Гидродинамические кавитационные нагреватели: Учебное пособие. Магнитогорск: МГТУ,
2003. 253 с.
41. Пат. 2228916 России, С02F 9/04. Установка для очистки воды озонированием / Патрушев
Е.И. Опубл. 10.02.2003.
42. Заявка 452308 Швеция, МКИ3 С02F 1/66. Устройство для обработки воды с частичной циркуляцией потока. Опубл. 1982.
43. Пат. 1517440 ФРГ, МКИ2 С02В 1/38. Vertahren rur Ozonisisie von stromendem
Wasser.Опубл.1985г.
44. Пат. 86521 Польша, МКИ2 С02В 1/38. Urzadzenic do usuw ozonu resrtkowego r wody.
Опубл.1990г.
45. Икэхата, Акира, Сакидзаки Тэцуо. Газожидкости контактные системы для озонирования
бытовых и производственных сточных вод / Мидзсѐрн иедзюцу // Water Purшif Liguid Wastes Treat.
2009. № 11. Р. 24-30.
46. Пат. 4619863 США, МКИ2 С02F 1/78. Способ обработки воды озоном /Е.J. О' Вгien.
Опубл.2001г.
47. А. с. 1473820 СССР, МКИ3 В01D 5/04. Аппарат для смешения текучих сред / В.В. Найденко, Л.А. Васильев, А.Д. Жмудь и др. (СССР) // Открытия. Изобретения 1989. № 15.
48. Шевелев Ф.А., Орлов Г.А. Водоснабжение больших городов зарубежных стран. М.: Стройиздат, 1987. 351 с.
49. Кожинов В.Ф. Очистка питьевой и технической воды. Примеры и расчеты: учебн.
пособие. М.: ООО БАСТЕТ, 2008. 304 с.
50. Мартынов А.В. Установки для трансформации тепла и охлаждения: Сборник задач. М.:
Энергоатомиздат, 1989. 200 с.
51. Вихревые аппараты / А.Д. Суслов, С.В. Иванов, А.В. Мурашкин. М.: Машиностроение,
1985. 256 с.
52. Тихонов А.Н., Морозов А.П. Исследование характеристик воздушной вихревой трубы //
Энергетики и металлурги настоящему и будущему России: Материалы 11-ой Всерос. науч.-практ.
конф. студентов, аспирантов и специалистов / под общ. ред. Б.К. Сеничкина.- Магнитогорск: ГОУ
ВПО «МГТУ», 2010. - С. 91-95.
53. Тихонов А.Н. Исследование характеристик воздушной вихревой трубы в счеме озонирования воды / Млодежь. Наука. Будущее: Выпуск 10, Том 2// Сборник научных трудов студентов/ под
ред. С.В. Пыхтуновой. Магнитогорск ГОУ ВПО «МГТУ», 2010. –С. 169 – 171.
54. Тихонов А.Н., Морозов А.П. Применение вихревой трубы для охлаждения и осушки воздуха при озонировании воды / Энерго- и ресурсосбережение. Энергообеспечение. Нетрадиционные и
возобнавляемые источники энергии: Сборник материалов Всерос. студенческой олимпиады, науч.практ. конф. студентов, аспирантов и молодых ученых 22-26 ноября 2010 г. Екатеринбург: УрФУ,
2010. С. 183-186.
55. Kazumoto M. Effect of Electron Impact on Ozone Decomposition // 13 Ozone World Congress.
Kyoto, Japan, 1977. vol. 2. P. 120-125.
56. Kitayama J. Effect of Discharge Gap Width and Gas Pressure on Ozone Generation characteristics
of Aiz-Fed Ozone Generator // 13 Ozone World Congress. Kyoto, Japan, 1977. vol. 2. P. 126-130.
57. Тихонов А.Н., Курочкин А.И., Морозов А.П. Анализ возможностей применения мембранных технологий воздухоразделения // Энергетики и металлурги настоящему и будущему России:
Материалы 11-ой Всерос. науч.-практ. конф. студентов, аспирантов и специалистов / под общ. ред.
Б.К. Сеничкина.- Магнитогорск: ГОУ ВПО «МГТУ», 2010. - С. 58-59.
58. Соколов Е.Я., Зингер Н.М. Струйные аппараты. М.: Энергоатомиздат, 1989. 352 с.
59. Ключников А.Д. Интенсивное энергосбережение: предпосылки, методы, следствия // Теплоэнергетика. 1994. №1. С. 12-16.
60. Котова Л.И., Рыжков Л.П., Колина А.В. Биологический контроль качества воды. М.: Наука,
1989. 210 с.
61.Наименование: Самые распространенные способы очистки воды. Создатель: Ершов
М.Е.Год выпуска: 2006. 94 с.
Презентация