Выбор и расчет теплообменника

Размещено на http://www.allbest.ru/

Теплообменник - это специальная конструкция для передачи тепловой энергии от нагретого теплоносителя более холодному. В теплообменниках теплоноситель может быть жидким или газообразным.

Применение теплообменников:

Теплообменники используются на современных электростанциях. Назначение теплообменников - повысить тепловой КПД электростанции. Теплообменники значительно улучшают экономические и эксплуатационные характеристики электростанций. Применяя теплообменники с электростанциями можно подготавливать воду для обеспечения систем отопления и горячего водоснабжения (ГВС). Эффективны теплообменники для нагрева воздуха в помещениях и на различных производственных линиях. Теплообменники несут важную функцию на атомных электростанциях (АЭС). Теплообменники применяют в энергетической, нефтеперерабатывающей, химической, газодобывающей и других отраслях промышленности.

Виды теплообменников:

1)Кожухотрубчатые теплообменники. Основными элементами кожухотрубчатых теплообменников(рис.1) являются пучки труб, трубные решетки, корпус, крышки, патрубки. Концы труб крепятся в трубных решетках развальцовкой, сваркой и пайкой.

Рис. 1 Кожухотрубчатые одноходовой (а) и многоходовой теплообменники: 1 - корпус; 2 - трубные решетки; 3 - трубы; 4 - крышки; 5 - перегородки в крышках; 6 - перегородки в межтрубном пространстве.

Для увеличения скорости движения теплоносителей с целью интенсификации теплообмена нередко устанавливают перегородки как и трубном, так и межтрубном пространствах. Кожухотрубчатые теплообменники могут быть вертикальными, горизонтальными и наклонными в соответствии с требованиями технологического процесса или удобства монтажа. В зависимости от неличины температурных удлинений трубок и корпуса применяют кожухотрубчатые теплообменники жесткий, полужесткой и нежесткой конструкции. Аппараты жесткой конструкции используют при сравнительно небольших разностях температур корпуса и пучка труб; эти теплообменники отличаются простотой устройства. В кожухотрубчатых теплообменниках нежесткой конструкции предусматривается возможность некоторого независимого перемещения теплообменных труб и корпуса для устранения дополнительных напряжений от температурных удлинений. Нежесткость конструкции обеспечивается сальниковым уплотнением на патрубке или корпусе, пучком U об-разных труб, подвижной трубной решеткой закрытого и открытого типа. В аппаратах полужесткой конструкции температурные деформации компенсируются осевым сжатием или расширением специальных компенсаторов, установленных па корпусе. Полужесткая конструкция надежно обеспечивает компенсацию температурных деформаций, если они не превышают 10--15 мм, а условное давление в межтрубном пространстве составляет не более 2,5 кгс/см² .

2)Элементные (секционные) теплообменники. Эти теплообменники состоят из последовательно соединенных элементов--секций. Сочетание нескольких элементов с малым числом труб соответствует принципу многоходового кожухотрубчатого аппарата, работающего на наиболее выгодной схеме -- противоточной. Элементные теплообменники(рис.2) эффективны в случае, когда теплоносители движутся с соизмеримыми скоростями без изменения агрегатного состояния. Их также целесообразно применять при высоком давлении рабочих сред. Отсутствие перегородок снижает гидравлические сопротивления и уменьшает степень загрязнения межтрубного пространства. Однако по сравнению с многоходовыми кожухотрубчатыми теплообменниками элементные теплообменники менее компактны и более дороги из-за увеличения числа дорогостоящих элементов аппарата--трубных решеток, фланцевых соединений, компенсаторов и др. Поверхность теплообмена одной секции применяемых элементных теплообменников составляет 0,75--30 м², число трубок -- от 4 до 140.

Рис.2 Элементный (секционный) теплообменник

теплообменник ректификационный тепловой изоляция

3) Двухтрубные теплообменники типа «труба в трубе». Теплообменники этого типа состоят из ряда последовательно соединенных звеньев. Каждое звено представляет собой две соосные трубы. Для удобства чистки и замены внутренние трубы обычно соединяют между собой «калачами» или коленами. Двухтрубные теплообменники (рис.3), имеющие значительную поверхность нагрева, состоят из ряда секций, параллельно соединенных коллекторами. Если одним из теплоносителей является насыщенный пар, то его, как правило, направляют в межтрубное (кольцевое) пространство. Такие теплообменники часто применяют как жидкостные или газожидкостные. Подбором диаметров внутренней и наружной труб можно обеспечить обеим рабочим средам, участвующим в теплообмене, необходимую скорость для достижения высокой интенсивности теплообмена. Преимущества двухтрубного теплообменника: высокий коэффициент теплоотдачи, пригодность для нагрева или охлаждения сред при высоком давлении, простота изготовления, монтажа и обслуживания. Недостатки двухтрубного теплообменника -- громоздкость, высокая стоимость вследствие большого расхода металла на наружные трубы, не участвующие в теплообмене, сложность очистки кольцевого пространства.

Рис.3 Двухтрубный теплообменник типа «труба в трубе»

4) Витые теплообменники. Поверхность нагрева витых теплообменников компонуется из ряда концентрических змеевиков, заключенных в кожух и закрепленных в соответствующих головках. Теплоносители движутся по трубному и межтрубному пространствам. Витые теплообменники (рис.4) широко применяют в аппаратуре высокого давления для процессов разделения газовых смесей методом глубокого охлаждения. Эти теплообменники характеризуются способностью к самокомпенсации, достаточной для восприятия деформаций от температурных напряжений.

Рис.4 Витой теплообменник

5). Погружные теплообменники. Теплообменники этого типа состоят из плоских или цилиндрических змеевиков (аналогично витым), погруженных в сосуд с жидкой рабочей средой. Вследствие малой скорости омывания жидкостью и низкой теплоотдачи снаружи змеевика погружные теплообменники являются недостаточно эффективными аппаратами. Их целесообразно использовать, когда жидкая рабочая среда находится в состоянии кипения или имеет механические включения, а также при необходимости применения поверхности нагрева из специальных материалов (свинец, керамика, ферросилид и др.), для которых форма змеевика наиболее приемлема.

6)Оросительные теплообменники. Оросительные теплообменники представляют собой ряд расположенных одна над другой прямых труб, орошаемых снаружи водой. Трубы соединяют сваркой или на фланцах при помощи «калачей». Оросительные теплообменники применяют главным образом в качестве холодильников для жидкостей и газов или как конденсаторы. Орошающая вода равномерно подается сверху через желоб с зубчатыми краями. Вода, орошающая трубы, частично испаряется, вследствие чего расход ее в оросительных теплообменниках несколько ниже, чем в холодильниках других типов. Оросительные теплообменники -- довольно громоздкие аппараты; они характеризуются низкой интенсивностью теплообмена, но просты в изготовлении и эксплуатации. Их применяют, когда требуется небольшая производительность, а также при охлаждении химически агрессивных сред или необходимости применения поверхности нагрева из специальных материалов (например, для охлаждения кислот применяют аппараты из кислотоупорного ферросилида, который плохо обрабатывается).

7).Ребристые теплообменники. Ребристые теплообменники применяют для увеличения теплообменной поверхности оребрением с той стороны, которая характеризуется наибольшими термическими сопротивлениями. Ребристые теплообменники (калориферы) используют, например, при нагревании паром воздуха или газов. Важным условием эффективного использования ребер является их плотное соприкосновение с основной трубой (отсутствие воздушной прослойки), а также рациональное размещение ребер. Ребристые теплообменники широко применяют в сушильных установках, отопительных системах и как экономайзеры.

8).Спиральные теплообменники. В спиральных теплообменниках(рис.5) поверхность нагрева образуется двумя тонкими металлическими листами, приваренными к разделительной перегородке (керну) и свернутыми в виде спиралей. Для придания листам жесткости и прочности, а также для фиксирования расстояния между спиралями к листам с обеих сторон приварены дистанционные бобышки. Спиральные каналы прямоугольного сечения ограничиваются торцовыми крышками. Уплотнение каналов в спиральных теплообменниках осуществляют различными способами. Наиболее распространен способ, при котором каждый канал с одной стороны заваривают, а с другой уплотняют плоской прокладкой. При этом предотвращается смешение теплоносителей, а в случае неплотности прокладки наружу может просачиваться только один из теплоносителей. Кроме того, такой способ уплотнения дает возможность легко чистить каналы. Если материал прокладки разрушается одним из теплоносителей, то один канал заваривают с обеих сторон («глухой» канал), а другой уплотняют плоской прокладкой. При этом «глухой" канал недоступен для механической очистки.

Уплотнение плоской прокладкой обоих открытых (сквозных) каналов применяют лишь в тех случаях, когда смешение рабочих сред (при нарушении герметичности) безопасно и не вызывает порчи теплоносителей. Сквозные каналы также можно уплотнить, при более или менее постоянном давлении в каналах, спиральными U-образными манжетами, прижимаемыми силой внутреннего давления к выступам в крышке. Спиральные теплообменники отличаются компактностью, малыми гидравлическими сопротивлениями и значительной интенсивностью теплообмена при повышенных скоростях теплоносителей. Недостатки спиральных теплообменников -- сложность изготовления и ремонта, невозможность применения их при давлении рабочих сред свыше 10 кгс/см².

Рис.5 Спиральный теплообменник

9)Пластинчатые теплообменники. В последнее время распространены пластинчатые разборные теплообменники (рис.6), отличающиеся интенсивным теплообменом, простотой изготовления, компактностью, малыми гидравлическими сопротивлениями, удобством монтажа и очистки от загрязнений. Эти теплообменники состоят из отдельных пластин, разделенных резиновыми прокладками, двух концевых камер, рамы и стяжных болтов. Пластины штампуют из тонколистовой стали (толщина 0,7 мм). Для увеличения поверхности теплообмена и турбулизации потока теплоносителя проточную часть пластин выполняют гофрированной или ребристой, причем гофры могут быть горизонтальными или расположены «в елку» (шаг гофр 11,5; 22,5; 30 мм; высота 4--7 мм). К пластинам приклеивают резиновые прокладки круглой и специальной формы для герметизации конструкции; теплоноситель направляют либо вдоль пластины, либо через отверстие в следующий канал. Движение теплоносителей в пластинчатых теплообменниках может осуществляться прямотоком, противотоком и по смешанной схеме. Поверхность теплообмена одного аппарата может изменяться от 1 до 160 м², число пластин--от 7 до 303. В пластинчатых теплообменниках температура теплоносителя ограничивается 150°С (с учетом свойств резиновой прокладки), давление не должно превышать 10 кгс/см².

Рис.6 Пластинчатый теплообменник

10)Графитовые теплообменники. Эти теплообменники составляют отдельную группу. Высокая коррозионная стойкость и значительная теплопроводность делают графит незаменимым в некоторых производствах. Промышленностью выпускаются блочные, кожухотрубчатые, оросительные теплообменники и погружные теплообменные элементы. Блочный графитовый теплообменник(рис.7) представляет собой один или несколько прямоугольных или цилиндрических блоков, имеющих две системы непересекающихся, перпендикулярных отверстий, создающих перекрестную схему движения теплоносителей. Каждая система отверстий имеет графитовые крышки для ввода и вывода рабочих сред. На крышки накладывают металлические плиты и систему стягивают болтами, создавая в графите наименее опасные напряжения сжатия.



Рис.7 Графитовый теплообменник

Применение тарельчатых ректификационных колон

Ректификационная колонна - аппарат для разделения однородных жидких смесей на компоненты.

Для проведения процессов ректификации применяются аппараты разнообразных конструкций.

В ректификационных установках используют главным образом аппараты двух типов: насадочные и тарельчатые ректификационные колонны. Кроме того, для ректификации под вакуумом применяют пленочные и роторные колонны.

Насадочные, барботажные, а также некоторые пленочные колонны помимо наличия в них внутренних устройств (тарелок, насадочных тел и т. д.) снабжены теплообменными устройствами -- кипятильником (кубом) и дефлегматором. Кроме того, для уменьшения потерь тепла в окружающую среду ректификационные аппараты покрывают тепловой изоляцией.

Кипятильник или куб, предназначен для превращения в пар части жидкости, стекающей из колонны, и подвода пара в ее нижнюю часть. Кипятильники имеют поверхность нагрева в виде змеевика или представляют собой выносной, или встроенный в нижнюю часть колонны, теплообменник.

Обогрев кипятильников наиболее часто производится насыщенным водяным паром.

Дефлегматор, предназначенный для конденсации паров и подачи орошения (флегмы) в колонну, представляет собой кожухотрубчатый теплообменник, в межтрубном пространстве которого обычно конденсируются пары, а в трубах движется охлаждающий агент (вода).

Тарельчатые барботажные колонны наиболее распространены в процессах ректификации. Они применимы для больших производительностей, широкого диапазона изменений нагрузок по пару и жидкости и могут обеспечить весьма четкое разделение смесей. Недостаток барботажных аппаратов--относительно высокое гидравлическое сопротивление--в условиях ректификации не имеет такого существенного значения, как в процессах абсорбции, где величина р связана со значительными затратами энергии на перемещение газа через аппарат. При ректификации повышение гидравлического сопротивления приводит лишь к некоторому увеличению давления и соответственно к повышению температуры кипения жидкости в кипятильнике колонны.

Одним из наиболее распространенных типов тарельчатых абсорберов барботажного типа является колонный аппарат c ситчатой тарельчатой насадкой. Он отличается простотой устройства и пригодностью к работе с различными средами.

Ситчатые тарелки имеют большое число отверстий диаметром 2-8 мм, через которые проходит газ в слой жидкости на тарелке. Уровень жидкости на тарелке поддерживается переливным устройством.

К достоинствам ситчатых тарелок относятся простота их устройства, легкость монтажа и ремонта, сравнительно низкое гидравлическое сопротивление, достаточно высокая эффективность. Однако, эти тарелки чувствительны к загрязнениям и осадкам, которые забивают их отверстия. Если происходит внезапное прекращение подачи газа или существенное снижение его давления, то с ситчатых тарелок сливается вся жидкость, и для возобновления нормальной работы аппарата необходимо вновь запускать колонну.

Схема установки для непрерывной ректификации

Схема непрерывно действующей ректификационной установки показана на рис. 1

Рис.1. Схема ректификационной установки: 1-- ректификационная колонна (1а -- укрепляющая часть, 1б -- исчерпывающая часть); 2 --кипятильник; 3 -- дефлегматор; 4 -- делитель флегмы; 5 -- подогреватель исходной смеси;6 -- холодильник дистиллята (или холодильник-конденсатор); 7 -- холодильник остатка (или нижнего продукта); 8, 9 сборники; 10 -- насосы.

Ректификационная колонна 1 имеет цилиндрический корпус, внутри которого установлены контактные устройства в виде тарелок. Снизу вверх по колонне движутся пары, поступающие в нижнюю часть аппарата из кипятильника 2, который находится вне колонны, т. е. является выносным. Следовательно, с помощью кипятильника создается восходящий поток пара. Пары проходят через слой жидкости на нижней тарелке, которую будем считать первой, ведя нумерацию тарелок условно снизу вверх.

Испарение жидкости на тарелке происходит за счет тепла конденсации пара. Из пара конденсируется и переходит в жидкость преимущественно ВК, содержание которого в поступающем на тарелку паре выше равновесного с составом жидкости на тарелке.

Пар, представляющий собой на выходе из кипятильника почти чистый ВК, по мере движения вверх все более обогащается низкокипящим компонентом и покидает верхнюю тарелку колонны в виде почти чистого НК, который практически полностью переходит в паровую фазу на пути пара от кипятильника до верха колонны.

Пары конденсируются в дефлегматоре 3, охлаждаемом водой, и получаемая жидкость разделяется в делителе 4 на дистиллят и флегму, которая направляется на верхнюю тарелку колонны. Следовательно, с помощью - дефлегматора в колонне создается нисходящий поток жидкости.

Жидкость, поступающая на орошение колонны (флегма), представляет собой почти чистый НК. Однако, стекая по колонне и взаимодействуя с паром, жидкость все более обогащается ВК, конденсирующимся из пара. Когда жидкость достигает нижней тарелки, она становится практически чистым ВК и поступает в кипятильник, обогреваемый глухим паром, или другим теплоносителем.

На некотором расстоянии от верха колонны к жидкости из дефлегматора присоединяется исходная смесь, которая поступает на питающую тарелку колонны. Для того чтобы уменьшить тепловую нагрузку кипятильника, исходную смесь обычно предварительно нагревают в подогревателе 5 до температуры кипения жидкости на питающей тарелке.

Питающая тарелка как бы делит колонну на две части, имеющие различное назначение. В верхней части 1а (от питающей до верхней тарелки) должно быть обеспечено возможно большее укрепление паров, т. е. обогащение их НК с тем, чтобы в дефлегматор направлялись пары, близкие по составу к чистому НК. Поэтому данная часть колонны называется укрепляющей. В нижней части 1б (от питающей до нижней тарелки) необходимо в максимальной степени удалить из жидкости НК, т. е. исчерпать жидкость для того, чтобы в кипятильник стекала жидкость, близкая по составу к чистому ВК. Соответственно эта часть колонны называется исчерпывающей.

В дефлегматоре 3 могут быть сконденсированы либо все пары, поступающие из колонны, либо только часть их соответствующая количеству возвращаемой в колонну флегмы. В первом случае часть конденсата, остающаяся после отделения флегмы, представляет собой дистиллят (ректификат), или верхний продукт, который после охлаждения в холодильнике 6 направляется в сборник дистиллята 9. Во втором случае несконденсированные в дефлегматоре пары одновременно конденсируются и охлаждаются в холодильнике 6, который при таком варианте работы служит конденсатором-холодильником дистиллята.

Жидкость, выходящая из низа колонны (близкая по составу ВК) также делится на две части. Одна часть, как указывалось, направляется в кипятильник, а другая -- остаток (нижний продукт) после охлаждения водой в холодильнике 7 направляется в сборник 8.

Ректификационные установки оснащаются необходимыми контрольно-измерительными и регулирующими приборами, позволяющими автоматизировать их работу и проводить процесс с помощью программного управления в оптимальных условиях.

Материальный и тепловой расчеты теплообменника

Исходные данные:

G_СМ = 10 кг/с - расход смеси бензола и толуола,

t_H =18 ⁰С - начальная температура раствора,

По таблицам [2. с. 549-550] находим параметры насыщенного водяного пара, соответствующее заданному давлению, P_г.п = 2 ат: температура греющего пара t_г.п = 119,6 ⁰С, его плотность - с_г.п = 1,107 кг/м³, теплосодержание - Я_г.п = 2710 кДж/кг и теплота парообразования - r_г.п = 2208 кДж/кг.

Определение теплофизических свойств смеси при t_ср

t _{кип б} = 80,2 ⁰С

t _{кип т} = 110,8 ⁰С

t _{кип см} = 80,2 · 0,2 + 110,8 · 0,8 = 105 ⁰С

t_ср = (t _{кип см} + t _{н см}) / 2 = 61,5 ⁰С

с, µ, c, л бензола при t_ср = 61,5 ⁰С равны:

с_б = 834,4 кг/м³

µ_б = 0,38 · 10^-3 Па·с

c_б = 1,93 кДж/м·К

л_б = 0,14 Вт/м·К

с, µ, c, л толуола при t_ср = 61,5 ⁰С равны:

с_т = 826,5 кг/м³

µ_т = 0,376 · 10^-3 Па·с

c_т = 1,8 кДж/м·К

л_т = 0,13 Вт/м·К

с, µ, c, л смеси при t_ср = 61,5 ⁰С равны

с_см = с_б ·x_б + с_т ·x_т = 828 кг/м³

µ_см = µ_б ·x_б + µ_т ·x_т = 0,378 · 10^-3 Па·с

c_см = c_б ·x_б + c_т ·x_т = 1,83 кДж/м·К

л_см = л_б ·x_б + л_т ·x_т = 0,13 Вт/м·К

Уравнение теплового баланса

Q₁ = Q₂ +Q_пот

D_г.п · r_г.п = G_р · с_р · (t_к - t_н)_+ 0,05Q₁

0,95D_г.п · r_г.п = G_р · с_р · (t_к - t_н)

Средняя разность температур

Температура конденсирующегося пара по всей поверхности нагрева и во времени остается постоянной, поэтому взаимное направление движения теплоносителей не окажет влияния на работу теплообменника ( в любом случае расход второго агента и средняя разность температур теплоносителей останутся постоянными). Если температуры обоих теплоносителей меняются по поверхности нагрева, то предпочтительнее выбрать противоток.

где ?tб и ?tм - движущие силы (разности температур теплоносителей) процесса теплопередачи при входе и выходе из теплообменника, ⁰С.

Так как отношение ?tб/?tм = 6,959 >2, среднюю разность температур теплоносителей рассчитываем, как средне логарифмическую:

,

Средняя температура смеси и воды:

,

t_ср.см = t_г.п - Дt_ср

t_ср.см = 119,6 - 44,85 = 74,75 ⁰С

Смесь направляем по трубам, а пар в межтрубное пространство, так как термическое сопротивление загрязнений, образующихся на стенках трубок со стороны смеси выше, чем со стороны пара и для интенсификации теплопередачи внутренняя поверхность трубок будет нуждаться в более частой очистке. Кроме того, коэффициент теплоотдачи со стороны пара внутри трубы значительно меньше, чем снаружи, поскольку в первом случае удаление конденсата затруднено. Коэффициент теплоотдачи от стенки к жидкости (б_см) меньше, чем от конденсирующегося пара к стенке (б_п). Для интенсификации теплопередачи необходимо увеличить б_см за счет скорости теплоносителя до значения, обеспечивающего развитую турбулентность. Задаемся значением критерия Рейнольдса Re =12 000, с таким условием, чтобы скорость Re=12 000 лежала в допустимых для кожухотрубных теплообменников пределах (w=0,5?2м/с). Выбираем теплообменник типа ТП с трубками диаметром 252. Тогда скорость (w _см) и необходимая площадь проходного сечения одного хода по трубам F_пр определяем при решении уравнения расхода и выражения для критерия Рейнольдса:

; кг/с

;

где: G_см = -массовый расход смеси, кг/с; µ_см = 0,378 · 10^-3 Па·с -динамический коэффициент вязкости; с_см = 828 кг/м³ - плотность смеси, при его средней температуре t_{ср. см} = 74,75; d_в = 25-2·2 = 21 мм - внутренний диаметр трубы; д = 2 мм - толщина стенки трубы; n - число труб, шт.

Откуда:

F_пр = 0,046 м², w_см = 0,26 м/с.

Наиболее близким к полученному значению площади проходного сечения одного хода является двухходовой теплообменник с F_пр = 0,042 м².

Определим число труб в одном ходу:

Когда общее число труб n₀ = 240 шт.

Уточняем скорость и режим движения смеси в трубах:



Данному значению критерия Рейнольдса выбираем критериальное уравнение, описывающее процесс теплоотдачи в прямых трубах и каналах при развитой турбулентности теплоносителя(Re>10⁴)

где: - критерий Нуссельта, - критерий Прандтля.

Определяющая температура - средняя температура теплоносителя (t_ср.см) Определяющий размер ? - эквивалентный диаметрпоперечного сечения по смеси

d_экв=4F/П

В рассматриваемом случае d_экв = dв = 0,021 м.

Pr_ст.см - критерий Прандтля для теплоносителя, рассчитанный при средней температуре поверхности стенки со стороны смеси; - поправочный коэффициент, учитывающий гидродинамическую и тепловую стабилизацию потока, зависит от значения критерия Рейнольдса, режима движения жидкости и отношения длины трубки (L) к ее диаметру (d_в). Поскольку диаметр трубок небольшой, принимаем , то =1. Поскольку диаметр труб невелик ( d_в = 0,021 м) примем и =1

б_см- коэффициент теплоотдачи от стенки к смеси, Вт/(м₂К)

Средняя разность температур равна сумме частных температурных напоров:

Дt_ср=Дt_п + Дt_ст + ?Дt _см,

где Дt_п=t_г.п.- t_ст.п - движущая сила теплоотдачи со стороны пара;

Дt_ст=t_ст.п. - t_ст.см - движущая сила теплопроводности через многослойную стенку;

Дt _см =t_ст.см-?t_ср._см - движущая сила теплоотдачи со стороны смеси.

При установившемся процессе значение удельного теплового потока в любом сечении, нормальном к его направлению, есть величина постоянная:

Отсюда частный температурный напор на выделенном участке пропорционален величине термического сопротивления на нем. Следовательно, необходимо общий температурный напор разбить на частные температурные напоры, пропорциональные значениям термических сопротивлений со сто стороны пара (), стенки (r_ст) и со стороны смеси (). Ориентировочно примем б_см =1300Вт/м²К и б_п=5000 Вт/м²К.

Тогда

;

- сопротивление слоя загрязнений на поверхности стенки со стороны пара; - сопротивление слоя загрязнений на поверхности стенки стороны NaCl.

д_ст = 2 мм - толщина стенки труб; л_ст=46,5Вт/м²К- теплопроводность материала стенки

Сумма термических сопротивлений теплопередачи:

Уr=r_п+r_ст+r _см

Разбиваем Дt_ср пропорционально термическим сопротивлениям на частные температурные напоры:

Отсюда:

Проверяем расчет:

, что соответствует принятой величине.

Таблица

Параметр	Размерность	Температура
		tср.см	tст.см
		бензол	толуол	бензол	толуол
Плотность с	кг/м3	820,5	813,25	798,8	793,25
Массовая теплоемкость с	Дж/(кг К)	1927,4	1801,7	2032,2	1843,6
Теплопроводность л	Вт/(м К)	0,137	0,121	0,134	0,119
Критерий Прандтля Pr	-	4,7	4,99	4,2	4,4
Вязкость µ	мПа с	0,335	0,335	0,275	0,284

Пересчет на смесь:

При t_ср.см= 74,75 ⁰С

При t_ст.см=94,75

Критерий Нуссельта:

Откуда:

Коэффициент теплоотдачи от конденсирующегося пара к поверхности вертикальных труб:

Определяющей температурой является средняя температура пленки конденсата:

t_пл = (t_гп+t_ст.п)/2 = (119,6+114,3)/2 = 116,95 ⁰С

где: t_ст.п - температура поверхности стенки со стороны пара, ⁰С.

При этой температуре теплопроводность конденсата л_в=0,6857Вт/(м²К), его плотность с_в= 945,44 кг/м³ и динамическая вязкость µ_в =0,2386 10^-3Па с.

d_н=29 мм - наружный диаметр трубки; n₀- полное число трубок в теплообменнике, n₀ = 240; Dп - расход пара непосредственно на поверхности трубок, т.е. расходуемого только на нагрев, определяется из теплового баланса.



Коэффициент теплопередачи:

Удельный поток тепла:

Уточняем частные температурные напоры:

Дt_п = 16211/8422,16 = 1,93 ⁰С

Дt _см = 16211/519,5 = 31,2 ⁰С

Дt_ст = 16211 7,23 10^-4 = 11,72 ⁰С

УДt =1,93 + 31,2 + 11,72 = 44,85 ⁰С, что вполне соответствует рассчитанному ранее значению.

Необходимую поверхность теплообмена определяем из основного уравнения теплопередачи:

где: Q - тепловой поток через поверхность нагрева, определяемый из уравнения теплового баланса:

Выбираем двухходовой теплообменник типа ТП с действительной поверхностью теплообмена F_Д =113м², диаметром корпуса Dк =600 мм, длиной труб L = 6 м, диаметром труб d_ТРУБ = 25 мм, общим числом труб n = 240 шт.

Расчет тепловой изоляции

Толщину тепловой изоляциинаходят из условия равенства удельных тепловых потоков через слой изоляции и от ее наружной поверхности в окружающую среду.

Принимаем:

-температура воздуха в помещении;

-температура наружной поверхности изоляции аппарата;

Принимаем в качестве материала изоляции стекловолокно с коэффициентом теплопроводности

Коэффициент теплоотдачи от наружной поверхности изоляции в окружающую среду:

Толщина тепловой изоляции:

Технологический расчет ректификационной колонны

Материальный баланс ректификационной колонны.

Молекулярная масса бензола С₆Н₆: М_б = 78 кг/моль. Температура кипения при нормальном атмосферном давлении t_{б кип} = 80,2 ^оС. [1, с. 541]

Молекулярная масса толуола C₆H₅CH₃: М_т = 92 кг/моль. Температура кипения при нормальном атмосферном давлении t_{т кип} = 110,8 ^оС. Таким образом, низкокипящим компонентом (НК) является бензол, а высококипящим ВК - толуол.

Пересчитываем массовые доли компонентов смеси на мольные.

где - массовая доля, х_А - мольная доля НК в смеси

Мольная доля НК (бензола) в исходной смеси:

0,228

Мольная доля НК в дистилляте:

0,825

Массовая доля НК в кубовом остатке:

0,0585

Мольные массы исходной смеси М_F, продукта М_Р и кубового остатка M_W находим по правилу аддитивности.

М_СМ = М_Ах_А + М_В(1- х_А)

М_F = 78•0,228 + 92(1- 0,228) = 88,8 кг/моль

М_Р = 78•0,825 + 92(1- 0,825) = 80,45 кг/моль

М_W = 78•0,0585 + 92(1- 0,0585) = 91,18 кг/моль

Материальные балансы для ректификационной установки запишутся:

а) по материальным потокам

(1)

б) по низкокипящему компоненту

(2)

Решим совместно систему уравнений (1) и (2). Поскольку концентрации выражены в мольных долях, расходы будем выражать в киломолях компонентов в единицу времени.

(10 кг/с)

405,4 = Р + W

405,4•0,228 = P•0,825 +W•0,0585 (3)

P= 405,4 - W ; подставим в (3)

92,43=0,825 (405,4 - W) + 0,0585W

W=315,75 кмоль/ч (8 кг/с)

Р = 405,4 - 315,75 = 89,65 кмоль/ч (2 кг/с)

Определение рабочего флегмового числа

Нагрузки ректификационной колонны по пару и жидкости определяются значением рабочего флегмового числа R. Флегмовое число являет собой отношение количества флегмы к количеству дистиллята. Оно может находиться в интервале от R_min до . При минимальном флегмовом числе можно получить максимальное количество дистиллята, но число тарелок становится бесконечно большим. Если флегмовое число принять равным бесконечности, то получится, что колонна работает сама на себя. При флегмовом числе меньшем минимального мы ни при каких условиях не сможем получить конечный продукт с заданными свойствами.

В качества рабочего используем оптимальное флегмовое число. Для его определения используем компьютерную программу. Исходными данными для расчета являются значения y* - x , взятые из таблицы 1 и диаграмма y(y*) - x (рис.2), построенная на основании данных таблицы 1 [ 1,с.543 ]. На диаграмму наносим составы кубового остатка х_W, исходной смеси х_F и ректификата х_P, находим равновесную концентрацию НК , соответствующую составу исходной смеси. =0,36

Таблица 1. Равновесный состав жидкости и пара смеси бензол - толуол

х	0	5,8	15,5	25,6	37,6	50,8	65,9	82,3	100
у	0	12,8	30,4	45,3	59,6	72	83	92,2	100
t	110	108	104	100	96	92	88	84	80

Минимальное флегмовое число вычисляем из уравнения:

Максимальное флегмовое число примем больше минимального в десять раз.

Для вычисления R_опт вводим значения таблицы 1, концентрации кубового остатка, исходной смеси и ректификата, минимальное и максимальное флегмовое число. По результатам расчета:

R_опт=4,87

Расход флегмы составляет: Ф=RP = 1,18•83,87 = 98,97 кмоль/ч (0,845 кг/с)

Уравнения рабочих линий:

Для верхней части колонны

Для нижней части колонны.

,

где F₀ - относительный (на 1 моль дистиллята) расход питания [1, c.320]

F₀ = (х_Р - х_W)/ (х_F - х_W) = (0,825- 0,0585)/( 0,228 -0,0585)=4,52

= 1,6x - 0,035

Расчет высоты колонны

Высота рабочей части колонны

Н = H_Т1•n_g1 + Н_Т2•n_g2 м_,

где H_Т1 и Н_Т2 - соответственно расстояние между тарелками, n_g1 и n_g2 - число действительных тарелок в верхней и нижней части колонны.

При одинаковом расстоянии между тарелками Н=H_Т1=H_Т2. Формула приобретает вид:

Н = H_Т(n_g1 + n_g2)=H_Т · n_g м_.

n_g= n_g1 + n_g2 - общее действительное число тарелок в колонне.

Действительное число тарелок определяется графическим методом, как число ступеней измерения концентраций между рабочими и кинетической линией процесса.

Максимально возможное изменение концентрации распределяемого компонента в жидкой фазе на данной ступени фазового контакта при достижении равновесия между фазами будет определяться величиной отрезков , , , …. Действительное изменение концентрации характеризуется значениями , , _{, ….} Таким образом, степень приближения к состоянию равновесия ( КПД элемента поверхности фазового контакта) определится соотношением: …

Известно, что

,

где n_0у - суммарное число единиц переноса по газовой фазе, которое определяется по формуле

G - расход паровой (газовой) фазы, кмоль/с; - отношение рабочего сечения тарелки (S_T) к площади поперечного сечения колонны (Sa), м²/м²; k_yf - коэффициент массопередачи по газовой (паровой) фазе, отнесенный к единице поверхности фазового контакта, кмоль/(м²·с); P и P₀ - абсолютное давление в аппарате и нормальное атмосферное давление, Па; T - температура паровой фазы, K.

в_nf и в_жf - коэффициента массоотдачи, отнесенные к единице контакта фаз по газовой (паровой) и жидкой фазам, кмоль/(м²·с), определяемые из уравнений



D_п и D_ж - коэффициенты молекулярной диффузии распределяемого компонента в веществе паровой (газовой) и жидкой фазы, м²/с; - критерий Рейнольдса для паровой(газовой) фазы, м²/с; - средняя скорость пара в сечении аппарата, м/с; = 1 м - опредеаяющий размер; - средняя плотность пара, кг/м³; µ_п - средняя динамическая вязкость паровой фазы, Па·с; - средняя плотностьжидкой фазы в колонне, кг/м³; М_ж - средняя молекулярная масса жидкости, кг/моль; - диффузионный критерий Прандтля для жидкой фазы; - кинематический коэффициент вязкости в среднем сечении аппарата, м²/с; m - коэффициент распределения, численно равный тангенсу угла наклона касательной к равновесной линии.

Коэффициент молекулярной диффузии для паровой фазы рассчитывается по уравнению:

М_А и М_В - молекулярные массы компонентов А ( бензола ) и В ( толуола ); н_А и н_В - мольные объемы паров компонентов А и В см³/моль, определяемых как сумма атомных объемов элементов, входящих в состав пара каждого вещества.



Коэффициент молекулярной диффузии для жидкой фазы при температуре 20 ?С можно рассчитать по уравнению

А и В - коэффициенты, учитывающие отклонение от нормы ( склонность к ассоциации ) растворов компонента А в В или наоборот.

µ - динамический коэффициент вязкости, мПа·с при 20 ?С. Для смеси бензола и толуола µ=0,625.

Коэффициент диффузии при температуре t (D_ж) определяется по формуле

Коэффициент в рассчитывается по уравнению



µ и с - динамический коэффициент вязкости (мПа·с) и плотность (кг/м³) смеси при температуре 20 ?С.

Динамический коэффициент вязкости паровой фазы (µ_п) определяется по формуле:

µ_А=9,6 ·10^-6 Па·с ( для бензола) и µ_В=9,81·10^-6 Па·с ( для толуола)

µ_П= 9,64·10^-6 Па·с

Динамический коэффициент вязкости жидкой фазы (µ_ж) находятся из выражения

µ_А=0,38445·10^-3 Па·с (для бензола) и µ_В=0,37635·10^-3 Па·с (для толуола)

Откуда µ_Ж=4,01·10^-4

Критерий Рейнольдса для паровой фазы



Коэффициент массоотдачи по паровой фазе

Критерий Прандтля для жидкой фазы

Коэффициент массоотдачи по жидкой фазе

Результаты расчета кинетической линии представлены в таблице. Значения x выбираются произвольно с тем, чтобы получить при построении кривой не менее 10 точек.

Коэффициент распределения

Пример расчета дляконцентрации распределяемого компонента в жидкой фазе равной 0,05

Коэффициент массопередачи равен



Число единиц переноса

Для х = 0,05

n_0y = 49,6·0,0146 = 0,72

е^n0y = е^0,72 = 2,05

Замеряются отрезки , мм равные расстоянию по вертикали между равновесной и рабочей линиями для принятых значений х и по уравнению

Таблица

х, масс. д	0,05	0,1	0,2	0,3	0,4	0,5	0,6	0,7	0,8	0,9
m	2	2	1,8	1,29	1,12	0,95	0,895	0,78	0,67	0,6
kyf	0,0146	0,0146	0,016	0,021	0,0236	0,0267	0,0277	0,031	0,0342	0,0368
n0y	0,72	0,72	0,79	1,04	1,17	1,32	1,374	1,54	1,7	1,83
enoy	2,05	2,05	2,2	2,83	3,22	3,74	3,95	4,67	5,47	6,23
, мм	15	27	39	47	48	47	42	34	25	16
, мм	7,5	13	18	17	15	12,5	10,5	7	4,5	2,5

Через точки В проводится кинетическая линия и графическим методом определяется действительное число тарелок.

Число тарелок в нижней части колонны n_g1 = 9

Число тарелок в верхней части колонны n_g2 = 12

Общее число тарелок n_g= 21

Конструктивный расчет. Конструктивный расчет теплообменника

Определяем конструкционные материалы элементов теплообменника, ориентируясь на наиболее дешевые материалы, приемлемые для данных условий работы.

В нашем случае выбираем нержавеющую сталь 12Х18Н10Т ГОСТ 5632-72,стойкую в средах смеси бензола и толуола.

Определяем базовый( внутренний) диаметр корпуса аппарата .Для этого:

Определяем шаг между теплопередающими трубами t:

Определяем количество труб n на диаметре аппарата:

Здесь же определяем , что в шестиугольнике находится 217 трубы, кроме того , в сегментах заполнено по двум рядам: в первом находится 4 труб, а в остальных рядах нет труб.

Определяем расстояние между наружными поверхностями наиболее удаленных труб диаметрального ряда:

Определяем минимально возможный зазор между крайними трубами трубного пучка и обечайкой:



Определяем минимально возможный внутренний диаметр обечайки:

Принимаем внутренний диаметр обечайки корпуса как ближайшую большую величину стандартного ряда к :

Определяем толщину стенки обечайки корпуса, а так же величины стенок обечаек, крышек: левой и правой при выборе толщины стенок расчетное давление принимаем как ближайшую большую табличную величину к давлению на данный элемент теплообменника.

Вычерчиваем предварительную схему размещения теплопередающих труб в теплообменнике( разбивку трубной решетки).

Выбираем конструкцию днищ теплообменника. Критерий выбора: принимаем наиболее простое в изготовлении ( наиболее дешевое ) днище, удовлетворяющее параметрам работы данного элемента в теплообменнике:

В нашем случае- выбираем сферические стальное днище, работающее под давлением до 1,6 МПа с параметрами:

Выбираем фланцы для присоединения крышек теплообменника к его корпусу: Выбираем плоские стальные приварные фланцы с соединительным выступом для обечаек аппаратов, работающих под давлением до 1,6 МПа:



Расчет толщины трубной решетки:

Предварительно толщину трубной решетки рассчитываем по формуле:

Выбор прокладок для уплотнения крышек с корпусом:

Выбираем в качестве материала прокладки- картон асбестовый, стойкого в агрессивных средах. Внутренний диаметр прокладки наружный

Определение параметров штуцеров для ввода и вывода теплоносителей:

Из практических рекомендаций скорость теплоносителей в штуцерах принимают :

- для жидкостей-;

- для паров-

Вход и выход смеси:

Принимаем

Вход греющего пара:

Принимаем .

Выход конденсата

Принимаем .

Определяем конструкцию и размеры фланцев штуцеров:

Выбираем плоские приварные фланцы:

Выбор опор аппарата:

Выбираем две боковые опоры для вертикально расположенного аппарата.

- S=8мм;

- ;

-

-

-

-

-

Список используемой литературы

1.Основные процессы и аппараты химической технологии / Под ред. Ю.И. Дытнерского .- М. : Химия, 1983(1991). - 272с.

2.Расчет и проектирование теплоиспользующего оборудования. Учебное пособие / Лебедев В. Я., Барулин Е. П., Веренина Т. М.; Иван. хим.- технол. ин-т; Иваново, 1992-156с.(№ 94)

3.Павлов К.Ф., Романков П.Г., Носков А.А. Приеры и задачи по курсу процессов и аппаратов химической технологии. Л.: Химия, 1987

4. Лащинский А.А., Толчинский А.Р. Основы конструирования и расчета химической аппаратуры. Л.: «Машиностроение», 1975. -752с.

5. Разработка конструкции химического аппарата и его графической модели: методические указания / Иван. Гос. Хим.- технол. Ун-т. Сост. Н.Ю Смирнов, Г.Д. Демидов и др. - Иваново,2003. -61с.

6. Альбом примеров выполнения чертежа общего вида химического аппарата ( приложение к третьему изданию методических указаний «Разработка конструкции химического аппарата и его графической модели») / ,Иван. Гос. Хим.-тех. Ун-т. Сост. Н.Ю Смирнов, Г.Д. Демидов и др. - Иваново, 2003.-32с. (№ 913)

7. Расчет и проектирование массообменных аппаратов: учебное пособие/ Иван. Гос. Хим.- технол. Ун-т. Сост. Е.П.Барулин, Т.М.Веренина и др. - Иваново,1994. -180с

8. Касаткин А.Г Основные процессы и аппараты химической технологии.8-е изд. - М.: Химия, 1971. - 782 с.

9. Теплофизические свойства газов, растворителей и растворов солей: справочник / Иван. Гос. Хим.- течнол. Ун-т. Сост. Е.М. Шадрина, В.Я. Лебедев, Е.В. Гусев, Н.А. Маркичев. - Иваново, 2004 - 195с.

10. Плановский А.Н., Рамм В.Н., Каган С.З Процессы и аппараты химической технологии. 2- изд.- М.: Госхимиздат, 1962. - 847 с

Размещено на Allbest.ru