Мембраны и мембранные технологии, 2022, T. 12, № 1, стр. 57-68

1. ВВЕДЕНИЕ

Экспоненциальный рост численности населения Земли, развитие промышленности, сельского хозяйства, а также ограниченность пресноводных источников (всего 2.5% от общих запасов, большая часть которых находится в виде недоступных ледников), а также ряд других причин привели к возрастающему дефициту пресной воды и обусловили актуальность решения этой проблемы путем опреснения практически неограниченных ресурсов (97.5%) соленых вод – морских, океанских и др. На примере многолетнего опыта таких стран, как Саудовская Аравия, Кувейт, Израиль, Испания и др. можно судить об успешности решения указанной проблемы с использованием различных методов опреснения, из которых наиболее широкое применение нашли мембранные (обратный осмос – до 65%) и термические (многоступенчатое испарение – до 25%) методы [1].

Общий недостаток известных методов опреснения связан с достаточно высокой стоимостью опресненной воды, обусловленной высокими энергозатратами и капиталовложениями. Эти методы вошли в противоречие также с ужесточившимися экологическими требованиями, поскольку приводят к выбросам больших количеств парниковых газов и сточных вод. В этой связи возрастает актуальность разработки и освоение энергосберегающих, “зеленых” методов опреснения, основанных на использовании нетрадиционных источников энергии: бросового тепла различных производств, солнечной и геотермальной энергии. К числу таких методов опреснения относится метод мембранной дистилляции (МД), ставший в последние 10–15 лет предметом изучения многих исследователей [2].

МД – процесс опреснения, при котором молекулы водяного пара горячей опресняемой воды (40–90°С) переносятся через микропористую гидрофобную мембрану на ее холодную сторону из-за различия парциальных давлений паров воды на этих сторонах, обусловленного перепадом температур. В зависимости от условий конденсации паровой фазы на холодной стороне различают несколько разновидностей модулей мембранной дистилляции (ММД): с прямым контактом (МДПК) – конденсацией паров в результате контакта с холодным потоком пермеата, омывающего мембрану; с конденсацией в воздушном зазоре – в слое воздуха или пермеата, охлаждаемого специальным потоком холодной воды; с конденсацией в отдельном конденсаторе, куда отводится водяной пар путем создания вакуума на холодной стороне или отвод пара осуществляется посредством инертного газа [2].

Наряду с упомянутой возможностью использования низкопотенциального тепла отмечаются такие достоинства МД, как практически 100%-ая селективность мембран, позволяющая получать глубоко обессоленную воду, например, для питания котлов высокого давления без дополнительной обработки, в отличие от обратного осмоса; возможность опреснения вод даже с высоким солесодержанием (до 100–200 г/дм³); достоинства, характерные для мембранных технологий в целом – модульность, компактность, легкость автоматизации, использование конструкционных материалов из пластмасс и др. К недостаткам, ограничивающим коммерциализацию технологии МД, относятся высокая стоимость мембран, их низкая удельная производительность, накипеобразование и риск смачивания мембран жидкой фазой, подверженность температурной и концентрационной поляризации, а в случае использования традиционных источников энергии также и очень высокие энергозатраты: от нескольких десятков до нескольких сотен кВт ч/м³, в зависимости от конкретных условий [3].

К настоящему времени выполнен ряд исследований по изучению различных аспектов МД опреснения с использованием бросового низкопотенциального тепла систем охлаждения (СО) энергоустановок. В работах [4–6] исследована возможность МД опреснения теплой продувочной воды СО с испарительными градирнями. В [4] предлагается опресненную воду использовать для подпитки системы, что позволит на 29.4% уменьшить расход исходной пресной воды. Согласно расчетам авторов, способ экономичен при стоимости пресной воды >1.067 USD/м³. О технологической осуществимости такого процесса свидетельствуют результаты экспериментальных исследований на модуле с прямой контактной мембранной дистилляцией плоско-рамного типа с полипропиленовой мембраной [5]. По данным этих исследований продувочная вода СО характеризовалась солесодержанием 4.7 г/л и при кратности концентрирования 3.7–4 на мембране образовывалась накипь, состоящая из СаСО₃, СаSO₄ и CaSiO₃. Селективность мембраны составила 99.95%. В пилотных исследованиях [6] установлена возможность безнакипного концентрирования натуральной продувочной воды градирни в 4.5 раз и конверсии 78% продувочной воды, что позволяет сократить расход пресной воды на 37%. При этом расход электроэнергии в 3–4 раза меньше, чем при обратном осмосе. Из-за низкой температуры продувочной воды (35–45°С) в указанных исследованиях предусматривается дополнительный нагрев воды перед МД до 60°С.

Необходимость в предварительном нагреве отпадает при интегрировании МД в системы водяного охлаждения различного рода дизельных агрегатов, характеризующихся более высокими температурами нагретой воды: 65–85°С. В [7] предложен метод опреснения на ММД с использованием тепла из СО морского двигателя для бортовых судов. Расчетами показано, что может быть обеспечена выработка 15 м³/сут пресной воды. Оптимальный диапазон температуры горячей воды на входе в ММД – 65–70°C, охлаждающей воды на выходе – 40°C. По данным [8], на примере использования тепла охлаждающей воды дизельной электростанции (ДЭС) мощностью 5 МВт, разработана установка МД опреснения воды Средиземного моря с 12 модулями, общей производительностью 5 м³/сут. Температура опресняемой воды – 80°С, удельная электропроводность опресненной воды – 29 мкСм/см. Охлаждение ММД – прямоточное, с использованием морской воды. В аналогичных исследованиях [9], путем численного анализа системы МДПК, показана предпочтительность использования коротких мембран, поскольку при этом повышается массовый поток пермеата, а авторами [10], на примере одноступенчатых модулей МДПК, обоснована целесообразность рекуперации теплоты дистиллята путем использования специального теплообменника для предварительного нагрева исходной воды и даны рекомендации по использованию многоступенчатых установок.

Настоящая статья посвящена дальнейшим исследованиям технологии МД с использованием тепла охлаждающей воды ДЭС модульного типа на примере опреснения вод Каспийского и Черного морей. Часто такие ДЭС используются в приморских регионах как для децентрализованного электро- и теплоснабжения отдельных объектов, так и в составе компонента энергосистемы, поскольку характеризуются высокой маневренностью в плане обеспечения пиковых нагрузок. В частности, одна из таких ДЭС (18 модулей по 16 МВт) в течении нескольких лет эксплуатируется на Апшеронском полуострове (Азербайджанская Республика). Охлаждение двигателя осуществляется дистиллятом, который циркулирует по замкнутому контуру: “рубашка” охлаждения двигателя– радиаторная градирня. Каспийская вода характеризуется высоким потенциалом сульфатного накипеобразования. Поэтому, в отличие от ранее выполненных работ, исследуется возможность и условия решения сульфатной проблемы путем предварительного умягчения морской воды методом нанофильтрации, который успешно решает эту проблему в обычных системах опреснения океанской и некоторых других соленых вод [11]. В задачи исследований входили также вопросы сравнительного анализа и выбора мембраны, изучения влияния условий организации процесса на тепловую эффективность, удельную площадь поверхности мембраны и др.

Для осуществления процесса МД предусматривается использование модификации МД с прямой контактной конденсацией, как наиболее изученной и близкой к коммерческому применению.

2. МЕТОДИКА ПРОВЕДЕНИЯ ИССЛЕДОВАНИЙ

В типичных системах ДЭС тепло продуктов сгорания с температурой 400–500°С используется в котлах-утилизаторах для теплоснабжения прилегающих объектов, а отвод тепла из “рубашки” охлаждения двигателя осуществляется дистиллятом, который циркулирует в радиаторных градирнях, обдуваемых вентилятором (рис. 1а). Температурный график системы охлаждения двигателя (80–85°С – на выходе и 25–30°С – на входе) создает реальные предпосылки для использования этого низкопотенциального тепла СО с целью опреснения морской воды методом МД.

Согласно предлагаемой схеме (рис. 2) формируется трехконтурная система. В первом осуществляется отвод тепла из двигателя в теплообменник, во втором, промежуточном контуре – передача этого тепла к ММД посредством циркулирующей горячей питательной воды – G_г. В процессе термической дистилляции и теплопередачи в этом модуле достигается охлаждение питательной воды, часть которой отводится в виде продувки системы (G_пр). Для восполнения потерь в питательном контуре используется подпиточная вода (G_под), состоящая из смеси исходной морской воды с долей “y” и умягченной в модуле НФ морской воды с долей (1 – у). На холодной стороне мембраны циркулирует дистиллят (G_х), охлаждаемый в охладителе дистиллята (рис. 2а), либо в воздушных радиаторах (рис. 2б) и, частично, отводимый в виде целевого продукта-дистиллята (G_д). Первая схема предпочтительна для проектирования новых систем, а вторая – для реконструкции действующих. В обе системы подается морская вода (G_мв), отводится концентрат модуля НФ – G_k, а в случае охлаждения дистиллята морской водой – также и сбросная вода – G_сб.

Исследования были проведены путем компьютерной симуляции расчетной модели предложенной системы. На первом этапе была выбрана расчетная модель, состоящая из трех частей: модели нанофильтрационного умягчения морской воды, модели модуля МД и модели, отражающей условия предотвращения образования накипи СаSO₄ на поверхности мембраны. При моделировании процесса нанофильтрационного умягчения предусматривалось использование мембраны марки NF-90, характеризующейся высокой селективностью как по двухвалентным так и по одновалентным ионам. Эта стадия была исследована по компьютерной программе ROSA (Reverse Osmosis System Analysis) [12].

Исследование ММД выполнялось по модели, основанной на критериальном уравнении Нуссельта и соответствующей методике, приведенной в [13, 14]. Предусматривалось использование плоско-рамного модуля и четырех марок мембран (табл. 1), которые характеризуются высокой удельной производительностью.

Оценка условий выпадения накипи сульфата кальция проводилась на основании индекса Скилмана, по методике приведенной в [15].

Исследования были выполнены на примере каспийской и черноморской вод, ионные составы которых приведены в табл. 2.

3. РАСЧЕТНАЯ МОДЕЛЬ СИСТЕМЫ

Расход питательной воды ММД (концентрата), циркулирующего в горячем контуре – ${{G}_{{\text{г}}}},$ кг/с:

где – доля бросового тепла на систему охлаждения; η_эл – электрический КПД; W_эл – электрическая мощность ДЭС, МВт; $t_{{{\text{ТО}}}}^{'}$ и $t_{{{\text{ТО}}}}^{{''}}$ – температура воды в входе и выходе ТО соответственно, °С; С_р – удельная теплоемкость воды, кДж/(кг °С).

Расход дистиллята – G_д и продувочной воды – G_пр, кг/с:

где β_пит и β_под – коэффициенты конверсии горячей питательной воды модуля МД в циркуляционном контуре и подпиточной воды контура, в %-ах и долях соответственно: где G_под – расход подпиточной воды, кг/с.

Кратность упаривания воды в циркуляционном контуре по отношению к подпиточной воде (K_у) и солесодержание питательной воды ММД – S_пит, мг/дм³:

Расход пермеата стадии НФ (G_нф), составляющий (1 – y)-ую часть расхода подпиточной воды, кг/с:

где β_нф – коэффициент конверсии питательной воды НФ, в долях.

Концентрация каждого иона (i) в подпиточной воде – S_i, мг/дм³:

где S_{i, мв} и S_{i, п} – концентрации ионов в морской воде и пермеате НФ соответственно. При этом последние рассчитываются по программе “ROSA”, как функции от β_нф.

Температура смеси в точке подвода подпиточной воды в циркуляционный контур, равная температуре на входе в ТО – t_см, °С:

где – температуры питательной воды стадии МД на выходе из модуля; ${{t}_{{{\text{под}}}}}$ – температура подпиточной воды контура, °С.

Степень пересыщенности воды в циркуляционном контуре по сульфату кальция может быть оценена по индексу Скилмана (SI), допустимым значением, которого является – SI ≤ 1 [15]:

где S_{Ca, под} – концентрация ионов кальция в подпиточной воде, в мг/дм³; Е_Са – эквивалентная масса атома Са, мг/экв; Х – избыточная концентрация превалирующего иона, мг/дм³; K_sp – произведение растворимости сульфата кальция.

В температурном диапазоне t = 20–90°С и ионной силы раствора μ = 0.2–2.8 величина K_sp может быть рассчитана по формуле, (моль/дм³)²:

Удельный расход дистиллята (J) стадии МД, кг$/($м² с), [14]:

где В_м – коэффициент проницаемости мембраны, кг$/($м² с ${\text{Па}}$); Р₁(t_мг) и Р₂(t_мх) – давление водяного пара над чистой водой при температуре горячей и холодной поверхности мембраны, Па; ΔР_д – движущая сила процесса МД, Па; Х_в – молярная доля воды в питающем концентрате; а_в – коэффициент активности воды.

Величина В_м может быть определена по аналитическим зависимостям, учитывающим технологические показатели используемой мембраны и механизм диффузии паров воды через мембрану. Исходя из соотношения длины свободного пробега молекул воды и диаметра пор мембраны можно показать, что в рассматриваемом случае диффузия паров подчиняется смешанному кнудсено-молекулярному механизму и В_м может быть рассчитано по формуле [14]:

где ε, r, δ – технологические показатели мембраны, приведенные в табл. 1; τ – извилистость пор мембраны, в долях; М – молярная масса воды, г/моль; R – универсальная газовая постоянная, Дж/(моль К); T – средняя температура мембраны, К; Pa – давление воздуха в порах, равное атмосферному давлению, Па; РD – произведение общего давления в порах мембраны на коэффициент диффузии, Па м^2/c:

Давление пара на линии насыщения при известной температуре может быть рассчитано по формуле Антуана, Па [3]:

где Т_п – температура пара на горячей и холодной поверхностях мембраны, К.

С учетом температурной поляризации температуры горячей и холодной поверхностей (Т_мг, Т_мх) могут быть рассчитаны по формулам, К [16]:

где к_м – коэффициент теплопроводности мембраны, Вт/(м С); Т_{я. д}, Т_{я. к} – средние температуры в ядрах потоков дистиллята на холодной и концентрата на горячей сторонах мембраны, К; h_д, h_к – коэффициенты теплопроводности дистиллята и концентрата соответственно, Вт/(м² К); ΔH – скрытая теплота парообразования при средней температуре горячей стороны мембраны, кДж/кг.

Расчет к_м, h_д, h_к, ΔH может быть выполнен по формулам, приведенным в [14, 16]:

где к_мм и к_г – коэффициенты теплопроводности материала мембраны и газов (воздуха, паров воды) в порах мембраны; D_эк – эквивалентный диаметр канала, м; Nu_д, Nu_к – соответствующие числа Нуссельта, зависящие от режима течения:

где Re и Pr – числа Рейнольдса и Прандтля, соответственно.

Капитальные затраты модуля МД зависят, в основном, от площади поверхности мембраны (F, м²) или ее удельного значения (f, м²/(кг/c)), а тепловой эффективности – от коэффициента температурной поляризации (КТП), расхода электроэнергии на работу насосов (g_н, кВт ч/м³ полученного дистиллята), а также теплового КПД процесса. Причем последний может быть выражен в двух вариантах: как количество энергии, перешедшей от горячего к холодному потоку посредством массопередачи (q_мп), поделенное в одном случае к суммарному количеству энергии, включая также теплопроводность мембраны (q_тп) – η_{1. мд}, %), а в другом – к снижению энергии горячего потока на мембранном модуле (Δq_мм) – (η_{2. мд}, %). Исходя из использования бросового тепла ДЭС для опреснения морской воды в число выходных технологических показателей предлагается ввести также такое понятие, как энергетический выход дистиллята, характеризующий количество дистиллята на каждый МВт вырабатываемой электроэнергии – d_w, т/(сут МВт):

где $t_{{\text{п}}}^{{\text{'}}}$ и – температуры горячего питательного потока на входе и выходе мембранного модуля соответственно, °C; V – суммарный объемный расход потока питательной воды и дистиллята, м³/с; ΔP_с – суммарные потери давления, Па; η_н – КПД насосов.

Следует отметить, что при выполнении компьютерной симуляции данной модели значения некоторых показателей, входящих в приведенные выражения или расчетных формул для их определения, принимались из литературных источников: к_мм, Х_в, а_в, а также кинематические вязкости и плотности горячего и холодного потоков для расчета чисел Рейнольдса и Прандтля.

Исследования проводились на примере ММД плоско-рамного типа с шириной мембраны a = = 0.5 м, шириной мембранного канала b = 0.002 м и высотой рабочей поверхности h = 1 м. В исследованиях варьировались: коэффициент конверсии питательной воды стадии НФ (β_нф = 0.4–0.8); доли исходной морской воды в подпиточной воде (y = 0.2–1), температура дистиллята МД на выходе из модуля ( = 40–70°C), а также скорости движения питательной воды и дистиллята в камерах модуля МД (v = 0.1–0.3 м/с) и солесодержания питательной воды (S_пит = 20–100 г/дм³). Принимались фиксированными: доля бросового тепла на систему охлаждения (α = 0.3), температура морской воды (t_мв = 20°С), температура горячего концентрата на входе и выходе модуля МД – на 5°С меньше нормативных значений температуры дистиллята в “рубашке” охлаждения дизельного двигателя (80 и 25°С соответственно). Путем вычислительного эксперимента изучалось влияние варьируемых факторов на совокупность указанных выше выходных факторов.

Расчеты выполнялись итеративным методом. В первом приближении задавались температурами горячей и холодной поверхностей мембраны отличными от средних температур в ядрах потоков на 3°С, а также величиной конверсии питательной воды (β_пит) модуля МД – 6%. За критерий завершения расчетов принималось выполнение трех условий: расхождение между полученными и предыдущими значениями температуры поверхности мембраны – <0.1°C, величины β_пит < 0.05%, а также $\left| {{{\eta }_{{{\text{1}}{\text{.мд}}}}} - {{\eta }_{{{\text{2}}{\text{.мд}}}}}} \right| < 0.1\% .$

4. ОБСУЖДЕНИЕ РЕЗУЛЬТАТОВ ИССЛЕДОВАНИЙ

Одна из главных особенностей настоящих исследований связана с анализом условий предотвращения сульфатного накипеобразования в модуле МД при нанофильтрационном умягчении части подпиточной воды питательного (горячего) контура МД. Как показали результаты расчетов, остаточные концентрации накипеобразующих ионов в пермеате стадии НФ зависят, в основном, от величины конверсии морской воды (выхода пермеата) – β_нф (рис. 3).

Полученные данные хорошо согласуются с известными результатами исследований по НФ обработке океанской воды и подтверждают эффективность достаточно глубокого умягчения также и вод Каспийского и Черного морей. Так, содержание ионов Са²⁺ снижается до: 10–22 и 8–18 мг/дм³ в пермеатах каспийской и черноморской вод соответственно. В этом же соответствии для наиболее типичных значений β_нф = 0.7 концентрации сульфат-ионов составляют 125 и 50 мг/дм³, а солесодержания пермеатов – 1.9 и 3.1 г/дм³.

Повышение остаточных концентраций ионов с увеличением β_нф объясняется повышением содержания ионов в остаточном концентрате, часть которых и проникает через мембрану в камеру пермеата. Заметное ухудшение показателей наблюдается при β_нф > 0.7. Поэтому в дальнейших исследованиях эта величина была принята постоянной – 0.7.

Важно отметить, что по программе ROSA были определены не только прогнозируемые концентрации ионов ${\text{C}}{{{\text{a}}}^{{2 + }}}$ и ${\text{SO}}_{4}^{{2 - }}$ в пермеате, но и всех остальных ионов, а также солесодержания пермеата – S_п. Статистическая обработка полученных данных показала, что с учетом использования мембраны NF-90 все кривые зависимости концентрации компонентов от β_нф, за исключением ионов ${\text{HCO}}_{3}^{ - },$ с коэффициентом детерминации R² = 0.99–1 могут быть аппроксимированы уравнением степенного вида, мг/дм³:

где а и b – коэффициенты, зависящие от природы иона и источника воды (табл. 3). Содержание ионов ${\text{HCO}}_{3}^{ - }$ оценивалось с учетом подкисления исходной воды. Поэтому его концентрация в пермеате слабо коррелируется с величиной β_нф и согласно расчетам может быть принята: 8 и 5 мг/дм³ для каспийской и черноморской вод соответственно.

Эти данные представляют большой интерес и с точки зрения компьютерных исследований различных гибридных систем опреснения с нанофильтрационной предварительной очисткой – обратный осмос, термическая дистилляция др.

Высокая эффективность нанофильтрационного умягчения морской и океанской воды в плане предотвращения накипи сульфата кальция и стремление снизить затраты на опреснение в целом, делают оправданным подпитку горячего контура МД смесью исходной воды и пермеата НФ, как показано на рис. 2. В этой связи на рис. 4 представлен график зависимости индекса Скилмана (SI) питательной воды МД в горячем контуре и величины конверсии подпиточной воды (β_под) от доли морской воды (у) и солесодержания питательной воды МД (S_пит).

Анализ графиков показывает, что более высоким потенциалом сульфатного накипеобразования характеризуется каспийская вода: значения SI < 1 достигаются лишь для небольшого диапазона изменения входных – S_пит < 30 г/дм³ и у < 0.4 (рис. 4а). Вместе с тем, даже при этих значениях входных факторов прогнозируются достаточно высокие значения конверсии подпиточной воды: 60–85% (прямая 5 при S_пит = 20 г/дм³ и 6 – при S_пит = 50 г/дм³). Согласно данным рис. 4б, для черноморской воды вплоть до S_пит = 100 г/дм³ и у < 0.85 отсутствует опасность сульфатного накипеобразования с достижением высоких значений конверсии: 82–94% (прямые 5 ' и 6 '). Поэтому для области значений S_пит ≤ 95 г/дм³ нет необходимости в нанофильтрационном умягчении черноморской воды.

Первый этап исследований по мембранной дистилляции был посвящен сравнительному анализу четырех типов мембран по таким техническим параметрам, как толщина, радиус пор и пористость (табл. 1). Сравнение проводилось по коэффициенту проницаемости мембраны – В_м, кг$/($м² с ${\text{Па}}$), который является универсальным технологическим показателем, поскольку характеризует удельный расход дистиллята через мембрану при разности давлений в один паскаль. В этих исследованиях при постоянных температурах питательной воды $t_{{\text{п}}}^{{\text{'}}} = 80^\circ {\text{C}},$ и температуре дистиллята $t_{{\text{д}}}^{'}$ = 25°С в интервале 40–70°С варьировалась температура дистиллята на выходе модуля МД и по формуле (14) рассчитывались значения В_м. Согласно полученным результатам, наибольшие значения В_м характерны для мембраны марки TF-450 фирмы Gelman: 1.638 × 10^–6 кг/(м² с Па) при и 1.663 × × 10^–6 кг/(м² с Па) при Поэтому в дальнейших исследованиях предусматривалось использование именно этой мембраны. Следует отметить, что более корректный выбор марки мембраны должен учитывать и стоимостные показатели, что не рассматривалось в настоящих исследованиях. Не исключено, что учет этого фактора может повлиять на выбор предпочтительной марки мембраны.

О влиянии на основные технологические показатели процесса МД можно судить по данным, полученным на каспийской воде (рис. 5). Как видно из рис. 5а, с увеличением температуры удельный расход дистиллята (J) уменьшается с 33 до 15 кг/(м² с), что объясняется уменьшением разности давлений паров воды на горячей и холодной поверхностях мембраны. Этот же фактор является причиной почти двукратного роста удельной поверхности мембраны (f) и повышения КПД (η) на 10% – до 66.4%. При этом величина конверсии питательной воды МД (β_пит) повышается с 5.5 до 6.2%, а выход дистиллята на каждый МВт вырабатываемой электроэнергии (d_w) – с 5 до 5.5 т/(сут МВт) – рис. 5б.

При исследовании влияния солесодержания питательной воды МД на технологические показатели исходили из ограничений по индексу Скилмана. Как следует из рис. 7а, в случае использования воды Каспийского моря повышение солесодержания питательной воды от 10 до 30 г/дм³ слабо влияет на выходные показатели: удельный расход дистиллята снижается примерно на 7%, на столько же увеличивается удельная поверхность мембраны при практически неизменном КПД – 67%.

Возможность варьирования солесодержания питательной воды в более широком диапазоне, в случае использования воды Черного моря, делает рассматриваемые зависимости более выраженными (рис. 7б): удельный расход дистиллята снижается примерно на 50%, удельная поверхность мембраны увеличивается на 43%.

Такое влияние солесодержания питательной воды на удельный расход дистиллята и связанные с ним прочие показатели объясняется некоторым уменьшением молярной доли воды и, соответственно, парциального давления паров воды на горячей стороне мембраны. Так, с увеличением солесодержания питательной воды МД с 20 до 100 г/дм³ молярная доля молекул воды снижается на 2.7%, а коэффициент активности воды – на 2.1%.

Как следует из данных рис. 7, в случае опреснения каспийской воды повышение солесодержания питательной воды в циркуляционном контуре от 10 до 30 г/дм³, при у = 0.5 чему соответствует солесодержание подпиточной воды – 7.4 г/дм³, способствует трехкратному росту конверсии подпиточной воды – до 75%. При этом расход энергии, обусловленный работой насосов снижается до 0.42 кВт ч/м³. Еще более высокая конверсия (около 80%) характерна для черноморской воды, при использовании которой даже без предварительного умягчения (у = 1), в безнакипном режиме солесодержание питательной воды может быть повышено до 95 г/дм³ (рис. 7 б). При этом отпадает необходимость стадии нанофильтрации, что упрощает технологию и снижает затраты на процесс опреснения. Для этой воды характерны также более низкие значения расхода энергии на работу насосов (0.23–0.36 кВт ч/м³) по причине отсутствия необходимости умягчения с соответствующим дополнительным расходом электроэнергии на стадию НФ.

Повышение скорости движения питательной воды и дистиллята в камерах модуля МД интенсифицирует процесс массо-теплопередачи из-за трехкратного повышения числа Рейнольдса – Re, (табл. 4). В результате снижаются разности температур в ядре потоков и на поверхности мембраны (ΔТ_мг, ΔТ_мх), что приводит к таким положительным результатам, как повышение коэффициента поляризации (КТП) до 0.67–0.68, а также – движущей силы процесса (ΔP_д) – на 50–60%, с соответствующим повышением дельного расхода дистиллята (J) и снижением удельной поверхности мембраны (f). Вместе с тем, повышение скорости в рассматриваемых пределах обуславливает резкое повышение расхода электроэнергии на работу насосов (g_н): до 1.86–2.19 кВт ч/м³, что объясняется повышением гидравлического сопротивления.

Из обобщения результатов исследования влияния температуры дистиллята на выходе из модуля МД солесодержания питательной воды модуля МД (S_пит) и скорости движения питательной воды и дистиллята в камерах (v) следует, что повышение этих факторов оказывает противоположное действие на выходные показатели процесса опреснения, от которых зависят капитальные затраты (J, f) и энергетические затраты (η_мд, g_н). Это делает важным проведение в дальнейшем исследований оптимизационного характера.

5. ЗАКЛЮЧЕНИЕ

Повышения эффективности процесса опреснения морской воды методом мембранной дистилляции может быть достигнуто путем использования бросового тепла систем охлаждения дизельных электростанций модульного типа, а также предотвращением сульфатной накипи на мембранах за счет умягчения части морской воды методом нанофильтрации. Предложены технологические схемы, основанные на отмеченных положениях и на примере ДЭС с электрической мощностью 16.6 МВт, КПД равным 45%, на модуле с прямой контактной мембранной дистилляцией, оснащенной мембраной марки TF-450 фирмы Gelman, аналитическим методом исследованы некоторые количественные закономерности процессов опреснения вод Каспийского и Черного морей. Установлено, что при подпитке горячего контура МД смесью исходной и умягченной каспийской воды с равной долей, обеспечивается безнакипный режим работы модуля МД при солесодержании питательной воды до 30 г/дм³, а величина конверсии подпиточной воды достигает 75%. Вода Черного моря характеризуется низким потенциалом образования сульфатной накипи. Поэтому необходимость в умягчении возникает лишь при солесодержании питательной воды ≤95 г/дм³. Однако и при таком солесодержании достигается достаточно высокая величина конверсии – до 80%. Поэтому считаем нецелесообразным умягчение черноморской воды.

Можно прогнозировать величину конверсии питательной воды МД (выхода дистиллята), в среднем, 6.2 и 5.8% – для каспийской и черноморской воды соответственно. Удельный расход электроэнергии связан только с работой насосов и в этом же соответствии составляет 0.42 и 0.36 кВт ч/м³. При этом на каждый мегаватт вырабатываемой на ДЭС электрической мощности приходится в среднем 5.2 т/сут дистиллята (опресненной воды).

По данной технологии для опреснения морской воды и используется бросовое тепло системы охлаждения дизельного двигателя, удельный расход которого составляет 3.43 МДж/кг и 3.69 МДж/кг для каспийской и черноморской вод соответственно.

Считаем, что дальнейшие исследования должны быть направлены на экспериментальную проверку полученных результатов, выявление оптимальных условий организации процесса и оценку технико-экономических показателей при этих условиях.

6. ОСНОВНЫЕ УСЛОВНЫЕ ОБОЗНАЧЕНИЯ

МД – мембранная дистилляция

СО – система охлаждения

ДЭС – дизельная электрическая станция

ММД – модуль мембранной дистилляции

МДПК – мембранная дистилляция с прямым контактом

НФ – нанофильтрация

SI – индекс Скилмана

КТП – коэффициент температурной поляризации

β_пит – коэффициент конверсии горячей питательной воды

β_под – коэффициент конверсии подпиточной воды

β_нф – коэффициент конверсии питательной воды НФ

K_sp – коэффициент растворимости сульфата кальция

Х – избыточная концентрация превалирующего иона, мг/дм³

S_Ca, S_Мg – концентрации ионов кальция и магния в пермеате НФ, мг/дм³

S_п – солесодержание пермеата НФ, г/дм³

В_м – коэффициент проницаемости мембраны, кг/(м² с ${\text{Па}}$)

J – удельный расход дистиллята, кг/(м² с)

ΔР_д – движущая сила процесса МД, Па

ΔP_с – суммарные потери давления в камерах ММД, Па

Re – число Рейнольдса

Т_мг – температура горячей поверхности мембраны, °С

Т_мх – температура холодной поверхности мембраны, °С

ΔТ_мг – разность температур в ядре потока концентрата и горячей стороне мембраны, °С

ΔТ_мх –разность температур на холодной стороне мембраны и ядре потока дистиллята, °С

F – площадь поверхности мембраны, м²

f – удельная поверхность мембраны, м²/(кг/c)

η_мд – коэффициент полезного действия процесса МД, %

d_w – энергетический выход дистиллята, т/(сут МВт)

g_н – расход электроэнергии на работу насосов, кВт ч/м³

v – скорость движения воды в камерах ММД, м/с

у – доля исходной морской воды в подпиточной воде ММД

δ – толщина мембраны, мкм

r – радиус пор мембраны, мкм

ε – пористость мембраны, %