книги / Справочное пособие по теплотехнологическому оборудованию промышленных предприятий
..pdf
|
Рис. 9.35. Основные размеры деталей насадки. |
|||||||||||||
|
|
Размеры корпуса |
выбирают |
исходя |
из |
|||||||||
|
некоторых |
установленных |
практикой |
|
рацио |
|||||||||
|
нальных |
соотношений |
|
размеров |
отдельных |
|||||||||
|
частей |
и узлов |
насадки, |
а |
также |
из |
условия |
|||||||
|
ее максимальной компактности. |
|
катализато |
|||||||||||
|
|
Зависимость |
между |
объемом |
||||||||||
|
ра и основными размерами корпуса колонны |
|||||||||||||
|
(см. рис. 9.35) можно записать |
в |
следующем |
|||||||||||
|
виде [85]: |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
||
|
|
для трубчатой и полочной насадок без |
||||||||||||
|
отбора тепла реакции |
|
|
|
|
|
|
|
|
|||||
|
|
|
|
VK * 0,Z8DlY; |
|
|
|
|
|
|||||
|
|
|
|
VK » |
0,33D\Y\ |
|
|
|
|
|
|
|||
|
|
для |
трубчатой |
и полочной |
насадок |
с |
от |
|||||||
|
бором тепла |
(внутренние котлы) |
|
|
|
|
|
|||||||
|
|
|
|
VK = |
О.ЗОДЗк; |
|
|
|
|
|
|
|||
|
|
|
|
VK = |
0,26D*K. |
|
|
|
|
|
|
|||
|
Здесь |
У — соотношение |
|
между |
внутренней |
|||||||||
|
высотой |
и |
его |
внутренним |
диаметром |
А - |
||||||||
|
В крупногабаритных колоннах синтеза целе |
|||||||||||||
|
сообразно выбирать У не более |
8—И, |
в |
ко |
||||||||||
|
лоннах меньших размеров (диаметром 600— |
|||||||||||||
Для облегчения |
850 мм) — в пределах 12—16. |
|
11879—66 |
со |
||||||||||
предварительного |
выбора |
корпуса по |
ГОСТ |
|||||||||||
ставлена номограмма |
(см. рис. 9.36). |
(внутренний диаметр |
катализаторной |
ко |
||||||||||
Диаметр катализаторного слоя А |
||||||||||||||
робки) обычно принимают на 80—ПО мм меньше внутреннего диаметра корпуса
А( А =0,86-0,91 А ) .
Общая высота промежуточных зон насадки (от верхней крышки до катали затора, от катализатора до трубной части теплообменника и от трубной части до нижней крышки или днища колонны) не должна превышать 900—1200 мм, состав ляя 8—9 % высоты корпуса, т. е. hi+h2+h3= (0,08—0,09)На.
Высота теплообменника Я т в трубчатых насадках колонны синтеза аммиака без отбора тепла реакции может составлять до 24—28 % высоты катализатора Нк. Высота катализаторного слоя колеблется в пределах 68—73 % внутренней высоты корпуса. В полочных насадках без отбора тепла вследствие большой от носительной длины теплообменника и установки смесительных устройств между полками Я к» (0,6—0,65) А ; в насадках с отбором тепла это значение снижается до (0,50—0,56) Я а — для трубчатых насадок и до (0,42—0,50) Я а — для йолочных.
При определении температур в характерных точках колонны необходимо раз личать два случая: колонны с отбором тепла реакции и без него. Во втором слу чае температура Т2 газа, выходящего из колонны синтеза, не зависит от типа и конструкции насадки и определяется из уравнения общего теплового баланса:
(wV + |
g) cp tx+ |
— Qn |
h ~ |
WVCP. |
|
где wV -}- g, wV — количество соответственно прямого и обратного газов, кмоль/ч; ti — температура прямого газа на входе в колонну, °С; сР{ — теплоемкость газовой
смеси, Дж/(моль • К) (здесь значение индекса i соответствует индексу температу ры газа); 0р — тепловой эффект реакции, Дж/моль NH3; Qn — внешние потерн тепла, кДж/ч.
16 Зак. 2571 |
241 |
|
Рис. |
9.36. Номограмма предварительного |
выбора |
основных |
размеров |
корпуса: |
|||||||||
/ — трубчатая |
иасадка; 2 — полочная |
насадка; |
3 — трубчатая |
насадка |
с |
использованием |
||||||||
тепла |
реакции; |
4 — полочная насадка |
с использованием тепла |
реакции. На |
рисунке |
показан |
||||||||
выбор |
Da при |
заданных VK=7 м3, У=8 для |
трубчатой насадки с использованием тепла |
|||||||||||
|
|
|
реакции. |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
Рис. 9.37. Расчетная тепловая схема ко |
|||||||||||
|
|
|
лонны синтеза аммиака. |
|
|
|
|
|||||||
|
|
|
|
|
Температуру входящего в теплообмен |
|||||||||
|
|
|
ник |
холодного |
газа t\ |
(см. |
рис. |
9.37) |
||||||
|
|
|
принимают в зависимости от особенностей |
|||||||||||
|
|
|
начального хода газа. Если |
газ |
поступа |
|||||||||
|
|
|
ет непосредственно в |
теплообменник ко |
||||||||||
|
|
|
лонны, то |
t\ |
=<г |
Если |
же |
основной |
||||||
|
|
|
газ пропускают по кольцевому зазору, как |
|||||||||||
|
|
|
это |
практикуется в современных |
конст |
|||||||||
|
|
|
рукциях, |
то принимают |
= |
|
+ |
(15— |
||||||
|
|
|
20) °С. |
Тогда |
количество |
тепла, |
полу |
|||||||
|
|
|
ченного газом в зазоре, равно |
|
|
|
||||||||
|
|
|
|
|
Qr.3 = * (wV + В) сР1 (f'l — <]). |
|||||||||
|
|
|
где х — доля прямого газа, идущего через |
|||||||||||
|
|
|
теплообменник. |
|
|
|
|
|
|
|||||
|
|
|
|
|
Температуру газа на входе в ката |
|||||||||
|
|
|
лизатор ts выбирают в пределах 440— |
|||||||||||
|
|
|
475 °С |
в |
зависимости |
от |
типа |
насадки |
||||||
|
|
|
(меньшие |
значения — для |
колонн |
с про |
||||||||
тивотоком в насадке, большие — для насадок с параллельным током) |
с последу |
|||||||||||||
ющей корректировкой по температуре горячей точки, которая не должна превы
шать 530—535 °С.
Температуру газа на выходе из зоны катализатора /6 следует устанавливать в пределах 470—495 °С.
242
Долю байпасного газа т\, направленного в обход теплообменника (1-й бай пас), принимают не более 8— 10 %, долю газа т2 (2 -й байпас) — 10—17 % для насадки типа ГНАП-ДАТЗ и 17—25 % для двухзональной насадки. Доля газа т2 в дальнейшем корректируется при расчете режима катализа.
Температура подогрева газа в теплообменнике определяется |
из |
уравнения |
|||
теплового баланса теплообменника: |
|
|
|
|
|
|
* ( ^ + g ) cp/ l + wV(cpita - c pJ,) |
|
|
||
h |
ЛГ (wV -j- g) Cp3 |
• |
|
(9'3 ' |
|
где x = \ —m j—m2; h, |
h — температура обратного газа |
соответственно |
на выходе |
||
из колонны и на выходе из катализатора. |
|
|
|
находят из |
|
Температуру газа на входе в трубки катализаторной коробки |
с |
||||
уравнения теплового баланса процесса смешения газа |
1 -го байпаса |
основным |
|||
газом после теплообменника: |
|
|
|
|
|
|
х |
т\ |
|
|
|
|
U 1 — т2*3 ^~ 1 |
— тг |
|
|
|
При расчете колонн с отбором тепла в насадке удобным критерием при вы боре теплового режима является температура газа на выходе из колонны t2o, ко торую принимают не ниже 100—110°С. В этом случае количество тепла, отводи мого в котле теплоносителем, определяется из уравнения теплового баланса:
QK= (wV + g) cp tx + gq™ — wVcp2ot2o— Qn.
Температуру обратного газа на входе в теплообменник t6o определяют из теплового баланса котла:
/ |
_ / |
____ ______ |
*6о |
*6 са |
wVcD |
|
рбо |
рбо |
Для улучшения теплообмена в котле и теплообменнике температуру /бо желатель но иметь в пределах 485—495 °С.
Температуру нагрева прямого газа в теплообменнике h определяют по урав нению (9.31), в котором h и t2 заменяют на t60 и 12о.
Так как влияние регулируемого отбора тепла в котле эквивалентно действию
1 -го байпаса, то m j= 0, х= \ — т2 и tA=ts. |
|
колонны выпол |
|
Проверку правильности расчетов характерных температур |
|||
няют, используя уравнение теплового баланса катализаторной |
коробки: |
||
(1 — m2) (wV + |
g) cp tt + т 2 (wV + |
g) cp tx - f gq* = |
|
= |
wVcpJ 9-1- Qn + Qr .3- |
|
|
Площадь поверхности теплообменника определяют из уравнения теплопере |
|||
дачи: |
|
|
|
|
Fr^Q r/Ш , |
|
|
где QT — тепловая нагрузка по газу, кВт. |
|
|
|
Для прямого газа |
х (wV + g) (cpJ з - |
cp t[). |
|
QT = |
|
||
Для обратного газа: без отбора тепла
16* |
243 |
с отбором тепла
QT = ® V ( 4 o '* > _ % o 4 -
Температурный напор At в теплообменнике принимается как среднеарифмети ческое значение:
At = (*б~*з) + (*2 ~~*l)
При расчете коэффициента теплопередачи к исходят из конструктивных раз меров. Предварительно выбирают внутренний диаметр кожуха теплообменника, число трубок п, их диаметр, размер центральной части теплообменника, не заня той трубками, а также расстояние между поперечными перегородками межтруб ного пространства.
Исходя из размеров теплообменника, схемы движения газов и их скоростей, определяют коэффициенты теплоотдачи в трубном и межтрубном пространствах,
азатем коэффициент теплопередачи.
Сучетом снижения величины коэффициента теплопередачи в конце колонны предусматривают запас поверхности нагрева, для чего конструктивную длину
трубок принимают в колоннах без отбора тепла на 35—40 % больше расчетной, а в колоннах с отбором тепла — на 25—35 %.
Основными задачами теплового расчета катализаторной коробки являются [85]: обеспечение нагрева прямого газа в теплоотводящих трубках до температу ры начала реакции <5=400—475 °С; создание по высоте катализаторного слоя тем пературного режима, близкого к оптимальному; быстрый подъем температуры на коротком входном участке катализатора до горячей точки (510—535 °С в зависи мости от конструкции трубок), а затем плавное снижение температуры на боль шей части высоты катализаторного слоя (<6=470—495°С).
Исходными данными для расчета являются: количество и состав газовой сме си на входе в катализаторную коробку и на выходе из нее; давление газа и объем катализатора; поперечное сечение катализаторной коробки; диаметр тру бок, а также температуры <4 и <6 (см. рис. 9.37).
В ходе расчета добиваются совпадения температур <4 и <6 с заданными и со здания благоприятного режима катализа путем изменения числа трубок, темпе ратуры входа в катализатор <5, длины изолированных участков труб, а при воз можности и числа байпасных труб и доли газа т 2. Для определения увеличения содержания аммиака в газе по высоте катализатора и соответствующих колиг честв выделяющегося тепла используют кинетические зависимости для принятого давления синтеза и применяемого катализатора.
Существует несколько методов расчета температурного режима катализа [85]. Рассмотрим аналитический метод Ю. А. Соколинского, расчетные формулы которого получены решением дифференциальных уравнений, связывающих кине тику процесса и теплообмен для различных систем трубок. Метод позволяет не посредственно определять температуру и концентрацию аммиака в любой точке по высоте катализаторной коробки.
Распределение аммиака находят численным интегрированием кинетического уравнения, скорость реакции определяют по уравнению Темкина — Тыжова. Вы ражение для определения температур в катализаторной зоне и трубках находят решением уравнений теплового баланса и теплопередачи.
Расчет ведется в два этапа. Сначала ориентировочно задаются распределе нием температур по высоте катализаторной зоны. Затем численным интегриро ванием решается кинетическое уравнение и находится распределение концентра ции аммиака в зоне. На втором этапе по найденным значениям концентрации
244
аммиака вычисляются температуры в катализаторной зоне. Если полученное распределение температур значительно отличается от заданного, вычисления по вторяются до тех пор, пока не будет достигнуто совпадение с заданной точно стью.
Кинетическое уравнение синтеза аммиака имеет вид
|
dy |
со (2 , t) |
, |
(9.32) |
|
|
~ |
= - |
wnx |
||
|
dx |
|
|
|
|
где х — текущее (относительное) |
расстояние от входа |
в катализатор (в долях от |
|||
общей высоты Н катализаторной |
зоны); у — степень |
превращения азотно-водород- |
|||
ной смеси в аммиак: у |
gr |
|
|
|
|
= — — - — ; z — текущая концентрация аммиака: |
|||||
|
|
гпх — У |
|
(9.33) |
|
|
|
1 |
- у |
|
|
|
|
|
|
||
© — скорость реакции синтеза аммиака; gr — количество полученного аммиака.
Уравнение скорости реакции синтеза аммиака (уравнение Темкина — Тыжова) можно записать [85] в виде
© = h рщ |
(9.34) |
где A|, k i— константы скорости соответственно прямой и обратной задачи. Уравнение (9.34) можно преобразовать к виду
|
|
|
|
Г |
ч |
|
|
< м 2 |
|
|
|
|
а |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
ь |
|
( 1 - м |
|
|
|
|
(1 — bz), |
|
(9.35) |
||||||
|
|
■ “ |
П |
|
р о=- ч г |
4 |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
||||
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|||||
где 2р^ — равновесная концентрация аммиака |
в смеси: |
zp^ = |
|
гр; |
Ь = |
|
|||||||||||||
гр — равновесная |
объемная |
концентрация |
аммиака; |
/ г — мольная |
концентрация |
||||||||||||||
инертных газов |
в циркулирующей смеси, |
не |
содержащей |
NHs: |
/ г = |
iBK |
|||||||||||||
—■----:----- ; |
|||||||||||||||||||
ct — коэффициент, |
зависящий |
от содержания |
инертных |
газов: |
ct- = |
|
1 + |
2Вх |
|||||||||||
[(1 |
— / г) (1 + |
||||||||||||||||||
+ /г Л м |
; * — константа, |
пропорциональная константе |
скорости |
обратной |
реак |
||||||||||||||
ции |
kz\ |
при |
постоянном |
давлении |
k |
зависит только |
от |
температуры: |
k — |
||||||||||
= TiKAcpexp | — |
|
|
|
|
— j J ; riK— коэффициент, |
учитывающий пониже |
|||||||||||||
ние |
активности |
|
катализатора |
^производственных |
условиях: |
|
т)к = |
0 , 6 — 0 , 8 ; |
|||||||||||
Тср — средняя температура процесса; |
Аср — константа |
скорости |
при |
этой темпе |
|||||||||||||||
ратуре. |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
Так |
как |
синтез |
аммиака проходит при температуре |
460—540 °С, можно |
при |
|||||||||||||
нять ТСр= 773 К; для этой температуры н давления 30 МПа величина kcp равна
170 и 205 кмоль/(м3 -ч) соответственно для дважды |
и четырежды промотнрован- |
||||
ных катализаторов. Энергия |
активации для |
' |
обоих |
катализаторов £ = |
|
= 168 кДж/моль. |
|
уравнение |
(9.32) в |
разностное уравнение: |
|
Преобразуем дифференциальное |
|||||
ЛЛ = - ^ |
7 “ |
(г-'сР. '/с р )Л*1- |
|
(9.36) |
|
|
|
||||
Разбив длину катализатора на участки и решив для каждого участка уравнение (9.36) совместно с (9.33), получим распределение концентрации аммиака по дли не катализатора.
Дифференциальные уравнения, связывающие температуру и степень превра щения, можно записать в следующем виде [85]:
для простых трубок
245
|
— dx ' |
dx |
dx |
|
dx |
|
|
|
|
|
|
(9.37) |
||
|
|
|
|
|
|
|
|
|
||||||
для двойных трубок |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
||
|
|
, |
d h _ |
dU |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
± |
dx + |
dx _l" |
dx |
|
ф |
d x ' |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
(9.38) |
|
|
+ -7 ? = B ( < ! - < 0 . |
|
|
|
|
|
|
|
|
||||
|
|
— dx |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
где /, |
t\, to — температура соответственно |
в слое катализатора, |
трубках |
и |
коль- |
|||||||||
|
qp |
|
kitiH |
|
|
|
|
konH |
|
|
|
|
|
|
цевом зазоре; <p= |
|
( ш г + г ) С; |
: в “ |
W |
T i ) V |
: ки к* ~ коэффици' |
||||||||
енты |
теплопередачи |
|
||||||||||||
соответственно |
через |
наружные |
и |
внутренние |
трубки, |
|||||||||
кВт/(м2 • К); п — число |
теплоотводящих трубок; Н — высота слоя катализатора, м. |
|||||||||||||
Знак плюс соответствует движению газа в трубках |
(или в кольцевом зазоре |
тру |
||||||||||||
бок) прямотоком с газом в катализаторном |
|
пространстве, |
знак |
минус — движению |
||||||||||
противотоком. |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
Граничные условия: |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
||
для простых противоточных трубок |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|||||
|
|
|
|
М 0 ) = / ( 0 ); |
|
|
|
|
|
|
(9.39) |
|||
для простых параллельных трубок |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
||||
|
|
|
|
Ч ') = ( ( 0 ); |
|
|
|
|
|
(9.40) |
||||
для двойных противоточных трубок |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|||||
|
|
|
h (1 ) = |
t2 (1 ); |
\ |
|
|
|
|
|
|
(9.41) |
||
|
|
|
МО) = |
*(()); |
} |
|
|
|
|
|
|
|||
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|||||
для двойных параллельных трубок |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|||||
|
|
|
ti (0) = |
tz (0); ^ |
|
|
|
|
|
|
(9.42) |
|||
|
|
|
h |
( 0 = |
t (0). |
} |
|
|
|
|
|
|
||
Считается, что газ не нагревается во время прохождения через центральную |
||||||||||||||
трубу и при других холостых ходах. |
|
|
|
|
|
|
|
г |
г |
j |
||||
/о .Интегрирование |
уравнений |
(9.37), (9.38) |
при |
граничных |
условиях |
(9.39) — |
||||||||
(9.42) дает следующие выражения: |
|
|
|
r |
|
|
|
|
' |
’ |
||||
для простых противоточных труб |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
||||
|
|
t(x) = q>[y (* )--> (* )] + /?; |
|
|
|
|
|
|
||||||
|
|
1 (х) = А f ydx\ |
|
|
|
|
|
|
|
|
(9.43) |
|||
|
|
|
|
о |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
для простых параллельных труб |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
||||
|
t (х) = |
Ф {у (X) — [/ (X) — (/^ (J |
е2>1))] е-2Ах} + |
|
|
|
||||||||
|
/ (х) + |
А |’ e2Axydx; |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
(9.44) |
|
|
|
о |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
для двойных параллельноточных труб
246
/. = •/» = о, Д/, = — — (Mi-l + M,)i; |
U, = ~ |
(Л,_, + Л,); |
||||||
fi — Ii—i-r&Ii\ |
Jt = |
Ji—i + |
A7t-, |
i = I , |
2, |
|
iV; |
|
|
С/ = |
7/D/ |
i\ |
|
|
|
|
|
|
|
|Л4В |
|
|
|
|
|
|
------ii— ci, _----- |
/ = |
0 , |
1 , .... |
JV; |
|
|||
Hi — ch/Л В |
W |
|
||||||
|
|
|
|
|
|
|||
5/ = Ф [l/i — (Q — #i0]> |
t = 0, |
I........ |
N; |
|
||||
для двойных параллельноточных труб |
|
|
|
|
|
|
||
, |
/ |
А .\ , V Л (Л 4- s) |
|
|
||||
Wi = exp (Л) exp (— Т Г 7 |
s h -------- |
|
Jv----- |
" *5 |
|
|||
^ = ^ exp ( “J " fj; |
К/ = |
и е х р ^ — |
j , |
i = |
0 , |
1 ........ |
л; |
|
д'/= |
|
|
|
+ |
‘ = 1’ 2*-• ^ |
||||
Д*^ = ~4N |
|
А |
-В |
1 |
|
/° = |
= |
0; |
|
|
Л = |
/ г+| |
+ |
Д74.; Уг = |
/ f-_, |
+ A /t-; |
|
|
|
Q = |
exp |
j |
— r2Ji e x p ^ i j , |
i = 0, |
1........N; |
||||
DN = B{er4 N - e r*JN\, |
|
|
Du — Си |
; |
|||||
к ---------- -------- ” |
|||||||||
" |
V |
N |
|
' |
|
chVA(A + B) |
|
||
|
si = Ф [*/i — (Ci — kWi)], |
i = 0, |
1, ,.., |
N. |
|
||||
Далее вычисляются значения R (блок 13) и 7,- (блоки 14—20). Затем опреде ляется максимальное отклонение Е расчетных температур от заданных. Если Е оказывается меньше допустимой погрешности, то расчет заканчивается (блок 21). В противном случае расчет повторяется, но за исходное распределение темпера тур принимаются полученные значения температур. В принципе необходимо за давать также эталонное распределение температур, которое необходимо полу чить. Путем введения в алгоритм дополнительных циклов по изменению парамет ров насадки можно добиться оптимального температурного режима катализа.
Блок 22. Вывод результатов расчета.
Другие методики расчета насадок колонны синтеза аммиака подробно изло жены в работе [85].
ЛИТЕРАТУРА
1.Ансеров Ю. М., Дурнев В. Д. Машиностроение и охрана окружающей среды.— Л.: Машиностроение, 1979.
2.Арендарчук А. В. Общепромышленные электропечи непрерывного дейст
вия.— М.: Энергия, 1977.
3.Арсеньев Ю. Д. Инженерно-экономические расчеты в обобщенных пере менных.— М.: Высш. школа, 1979.
4.Арутюнов В. А., Миткалинный В. И., Старк С. В. Металлургическая тепло
техника.— М.: Металлургия, 1974, т. |
1. |
5. Бакластов А. И. Проектирование, монтаж и эксплуатация теплоиспользу- |
|
ющнх установок.— М.: Энергия, 1970. |
|
6. Балацкий О. Ф. Экономика |
чистого воздуха.— Киев: Паукова думка, |
1979.
7. Бахмиян Ц. А., Волоков Н. Ф. Современные конструкции трубчатых печей нефтеперерабатывающей промышленности и методы улучшения их работы.— М.: ЦНИИЭнефтехим, 1977.
8. Берковский Б. М., Ноготов Е. Ф. Разностные методы исследования задач теплообмена.— Мн.: Наука и техника, 1976.
9. Бесков С. Д. Технико-экономические расчеты.— М.: Машиностроение, 1962. 10. Бондарев Л. Г. Ландшафты, металлы и человек.— М.: Мысль, 1976.
1 1 . Борисов |
С. Н., Даточный В. В. Гидравлические расчеты газопроводов.— |
М.: Стройиздат, |
1972. |
12. Бретшнайдер С. Свойства газов и жидкостей.— М.— Л.: Энергия, 1966.
13.Варгафтик Н. Б. Справочник по теплофнзическнм свойствам газов и жидкостей.— М.: Наука, 1972.
14.Васильев С. 3., Маергойз И. И., Пушкарев Л. И. Установки экзогаза.—
М.: Энергия, 1977.
15.Внуков А. К. Кинетика окисления N 0 и N 02 молекулярным кислородом.— Изв. вузов СССР.— Энергетика, 1978, № 1, с. 62—65.
16.Внутренние санитарно-технические устройства: Справочник проектиров
щика.— М.: Стройиздат, 1978, |
ч. II. Вентиляция и кондиционирование воздуха. |
17. Вопросы экономики и |
организации производства в дипломном проекте |
по теплоэнергетике/А. Н. Златопольский, Н. Г. Орлова, С. Л. Прузнер, В. И. Деркачев.— М.: МЭИ, 1976.
18.Вторичные энергоресурсы и энерготехнологическое комбинирование в промышленности/Н. А. Семененко, Л. И. Куперман, С. А. Романовский и др.— Киев: Вища школа, 1979.
19.Вукалович М. П., Ривкин С. Л., Александров А. А. Таблицы теплофнзиче-
ских свойств воды и водяного пара.— М.: Изд-во стандартов, 1969.
20. Вульман Ф. А., Хорьков Н. С. Тепловые расчеты на ЭВМ теплофнзических свойств воды и водяного пара.— М.: Энергия, 1975.
21. Выбор режимов нагрева металла/В. В. Быков, И. В. Франценюк,
Б.М. Химков, Г. А. Щапов.— М.: Металлургия, 1980.
22.Выпарные вертикальные трубчатые аппараты общего назначения: Ката лог.— М.: ЦИНТИхимнефтемаш, 1972.
23.Геминтерн В. И., Качан Б. М. Методы оптимального проектирования.—
М.: Энергия, 1980.
24. Гуревич Д. А. Проектные исследования химических производств — М.: Хи мия, 1976.
250