X==0,936; X= =0,905;

W= W*0,1242=6,4%; W= W*0,1242=9,49%

Тогда составы газов на рабочую массу будут:

Рассчитаем теплоту сгорания газов:

Q^р_н = 0,01*(H^р₂ * Q^р_нН2 +CH^р₄ *Q^р_нСН4 + CO^р *Q^р_нСО + C₂H^р₄*Q^р_нС2Н4),

где H^р₂ ,CH^р₄ , CO^р , C₂H^р₄- процентный состав горючих компонентов;

Q^р_нН2 ,Q^р_нСН4 , Q^р_нСО ,Q^р_нС2Н4 - низшие теплоты сгорания чистых компонентов смеси, ккал/м³ (см. Приложение 1).

Q=0,01*(57,64*2577+25,18*8558+4,03*3016+1,4*14105)*4,187=16577,6 кДж/м

Q=0,01*(2,26*2577+1,36*8558+17,2*3016)*4,187=2903,19 кДж/м

Найдем доли каждого газа в смеси:

a== = 0,373;

a= 1-a= 0,627

Составим смесь газов по методу аддитивности:

H= 57,64*0,373+2,26*0,627 = 22,92%;

CH= 25,18*0,373+1,36*0, 627 = 10,24 %;

CO= 4,03*0,373+17,2*0, 627 = 12,29%;

CO= 2,55*0,373+14,93*0, 627 = 10,31%;

CH= 1,4*0,373 = 0,52%;

N= 1,4*0,373+53,2*0, 627 = 33,88%;

O= 1,4*0,373+1,56*0,627 = 1,5%;

W = 6,4*0,373+9,49*0,627 = 8,34%.

После проверки суммы получили 100 %.

Расчёт будем вести на 100 м³ смеси.

Записываем уравнения горения топлива:

22,9211,46 22,92

2* H + О₂ = 2*Н₂О;

10,2420,48 10,2420,48

CH+ 2*О₂ = СО₂ + 2*Н₂О;

12,29 6,145 12,29

CO + 0,5*О₂ = СО₂ ;

0,521,56 1,04 1,04

CH + 3*О₂ = 2*СО₂ + 2*Н₂О.

Найдем количество кислорода, пошедшего на горение смеси:

V= 11,46+20,48+6,145+1,56-1,5 = 38,145 м/100м.

Найдем количество азота из следующих соображений. Будем считать, что воздух состоит из 79% азота и 21% кислорода.

V= 38,145*= 143,5м/100м

Тогда количество воздуха теоретическое:

V= = 38,145+143,5 = 181,643м/100м.

Найдем влагосодержание воздуха, для этого примем, что барометрическое давление В = 98 кПа, относительная влажность воздуха ц = 0,75; температура воздуха 20 ⁰ С. Тогда давление насыщенного пара [1], таблица ХХХVIII, с.536

Р_нас = 17,54 мм.рт.ст.

Влагосодержание воздуха х определяется по формуле:

х = 0,622*ц*Р_нас/(В - ц*Р_нас) = 0,622*0,75*133,33/(98000-0,75*17,54*133,33) = 0,01134кг/кг.

Тогда можно определить какое количество водяного пара (м³/100м³) поступает с воздухов в процесс горения:

V_H2Oвозд = х*V*22,4/М_Н2О ,

где 22,4 - мольный объём при нормальных условиях, м³/кмоль;

М_Н2О - молекулярная масса воды, кг/кмоль.

V_H2Oвозд = 0,01134*81,643*22,4/18 = 2,04 м³/100м³.

Заполним таблицу продуктов горения, м/100м³:

Таблица 1 - Состав и количество продуктов сгорания

Теоретическое количество продуктов горения - V= 2,68м

Определим максимальный коэффициент избытка воздуха, чтобы получить наименьшую температуру продуктов горения:

=,

где 1340 - минимальная энтальпия продуктов сгорания, которая выбирается из интервала 1340 - 1460 кДж/м³ для интервала температур факела 900 - 1100 ⁰С.

= (8000/1340 - 2,67)/1,81 + 1 = 2,82

Избыточное количество кислорода определяется по формуле:

V^изб_О2 = V_О2 * (б_max - 1) = 38,145*(2,82 - 1) = 69,55 м³/100м³.

Для вычисления калориметрической температуры определим начальную энтальпию по формуле:

i== 1328,904 кДж/м

Дальнейшее определение калориметрической температуры горения смеси сводится к методу подбора.

Примем t_б=900єC

а Q^р_н, кДж/м

CO 0,056*1972,43 = 110,46кДж/м

HO 0,1*1517,87 = 151,79кДж/м

N0,729*1213,55=906,55кДж/м

O0,116*1319,67 = 153,08кДж/м

i_вер=1321,88кДж/м

где Q^р_н, кДж/м (см. Приложение 2).

Примем t_м=800 єC

а Q^р_н, кДж/м

CO 0,056*1718,95 = 96,22кДж/м

HO 0,1*1328,11 = 132,81кДж/м

N0,729*1094,65=798кДж/м

O0,116*1162,32 = 134,83кДж/м

i_вер=1161,9кДж/м

гдеQ^р_н, кДж/м (см. Приложение 2).

Найдем калориметрическую температуру по формуле:

t= t_м+ (i_н - i_ниж)/(i_вер - i_ниж)*Дt,

где t_м - меньшая из выбранных температур, ⁰С;

i_н - начальная энтальпия продуктов сгорания, кДж/м³;

i_ниж - энтальпия меньшая, чем начальная, кДж/м³;

i_вер - энтальпия большая, чем начальная, кДж/м³;

Дt - разница температур, при которых вычислялась энтальпия, ⁰С.

t_к= 800 + (1328,904 - 1161,9)/(1321,88 - 1161,9)*100 = 904єC

Найдем действительную температуру горения с учетом пиротехнического коэффициента ц₁: ц ₁ = 0,75 - 0,95

Примем ц ₁ = 0,75.

t_д= t_к* ц ₁=904*0,75 =678 єC

Обозначим горячий теплоноситель - дымовые газы индексом «1», холодный теплоноситель - сероуглерод с индексом «2».

Примем, что от топки до теплообменника дымовые газы остыли на 30 ⁰С.

Начальная температура дымовых газов на входе t = 650 єC. Примем конечную t = 300 єC. Холодный носитель меняет свою температуру с t= 0 ⁰С до t= 45 єC.

Определим среднюю температуру сероуглерода:

t= єC

Определим температуру на концах теплообменника:

= 650 - 45 = 605 єC

= 300 - 0 = 300єC

Средняя разность температур определяется по формуле:

=

из которой есть исключение: при Дt_б /Дt_м < 2 среднюю разность температур можно находить по формуле:

Дt_ср = (Дt_б + Дt_м)/2.

Дt_б /Дt_м = 605/300 = 2.

Средняя разность температур =

Тогда средняя температура дымовых газов:

t₁ = t₂ + Дt_ср = 22,5 + 435 = 457,5=458 ⁰C

Найдем количество теплоты, которое необходимо для нагрева сероуглерода.

Переведем расход из т/ч в кг/с:

G=100т/ч = 100000/3600 = 27,78 кг/с

Q = G₂*C₂ *()*1,05,

где С - теплоёмкость сероуглерода, ккал/кг*град. [1], рис.XI, c.562;

1,05 - коэффициент, учитывающий 5 % потери тепла в процессе.

С = 0,28*4187 = 1172,36 Дж/(кг*K).

Q = 1172,06*27,78*45*1,05 = 1538845,6 Вт

Определим расход дымовых газов:

V₁ = Q/(C₁*( t- t)),

где С₁ - теплоёмкость дымовых газов, Дж/м³ *К.

Теплоёмкость дымовых газов определяется по методу аддитивности:

С= С,

где С_СО2, С_Н2О^пар , С_N2, С_О2 - теплоёмкости компонентов дымового газа, Дж/м³ *К [2], с.345.

а_СО2, а_Н2О^пар , а_N2, а_О2 - доли компонентов дымового газа.

С_СО2⁴⁵⁸ = (С_СО2⁵⁰⁰ - С_СО2⁴⁰⁰)/100*58 + С_СО2⁴⁰⁰ = (2045,3-1983,6)/100*58 + 1983,6,3= 2019,39 Дж/м³ *К.

Аналогично С_Н2О^{пар 500} = 1573,06 Дж/м³ *К; С_N2⁵⁰⁰ = 1324,28 Дж/м³ *К; С_О2⁵⁰⁰ = 1391,72 Дж/м³ *К.

Тогда теплоёмкость дымовых газов:

С₁ = 2019,39*0,056 + 1573,06*0,1 + 1324,28*0,729 + 1391,72*0,1116 = 1397,23 Дж/м³ *К.

Тогда расход дымовых газов:

V₁ = Q/(C₁*( t- t)) = 1538845,6/(1397,23*(650 - 300)) = 3,14 м/с

Разделим на два потока, тогда V₁=3,14/2=1,57

Для получения такого количества дымовых газов потребуется расход смеси:

G= V₁/V^д_пг = 1,57/6,02 = 0,26 м/с

Найдем объемный расход сероуглерода:

V₂ = G₂/с₂, м/с

где с₂ - плотность сероуглерода при t₂ = 22,5 ⁰С, кг/м³. [1], таблица IV, с.512.

V₂ = G₂/с₂ = 27,78/1255,5 = 0,0221=0,0221/2=0,01105 м³/с.

Примем, что дымовые газы движутся в межтрубном пространстве, а сероуглерод по трубам. Такое движение теплоносителей предпочтительно по двум причинам:

1. Дымовые газы нежелательно подавать трубы, т.к. они несут с собой загрязнения.

2. При омывании горячим теплоносителем трубного пучка, по которому движется холодный теплоноситель, коэффициент теплопередачи выше.

Наметим возможные варианты использования теплообменных аппаратов. Для этого необходимо определить ориентировочную площадь F_ор теплообменника и площадь сечения трубного пространства S₂.

F=, м

где К_ор - ориентировочное значение коэффициента теплопередачи, Вт/м²*К. [1], таблица 4.8, с.172.

Для вынужденного движения при передаче тепла от газа к жидкости = 10 - 60 Вт/м²*К. Принимаем = 45 Вт/м²*К.

F= = 1538845,6/(45*435) = 78,61 м².

Попробуем подобрать теплообменник, чтобы в трубном пространстве было турбулентное течение. Re.

Тогда скорость в трубном пространстве должна быть:

W₂ = Re₂*м₂/d₂ *с₂ ,

где м₂ - динамический коэффициент вязкости сероуглерода при t₂ = 22,5 єC, Па*с [1], таблица IX, с.516 м₂ = 3,54*10^-4 Па*с;

d₂ - внутренний диаметр труб теплообменника, м. d₂ = 2,1*10^-2 м.

В теплообменнике трубы стандартные d = 25x2 мм.

W₂ = Re₂*м₂/(d₂ *с₂ ) = 10⁴*3,54*10^-4/(2,1*10^-2*1255,5) = 0,067 м/с.

Тогда поперечное сечение трубного пространства должно быть:

S₂ = V₂/W₂ = 0,01105/0,067 = 0,825*10^-2 м².

На основании таблицы 4.12 [1], с.215 примем к расчету теплообменник с диаметром кожуха 600 мм, d = 25x2 мм, n = 257 - число труб, F = 81 м², l= 4 м, S₂ = 8,9*10^-2 м²; S₁ = 5,3*10^-2 м².

Определим скорость в трубах:

W₂ = V₂/(0,785*d²₂*n) = 0,01105/(0,785*(2,1*10^-2)²*257) = 0,125 м/c.

Определим критерий Рейнольдса для трубного пространства:

Re₂ = W₂ *d₂ * с₂/ м₂ = 0,125*2,1*10^-2*1255,5/3,54*10^-4 = 9250,5

Определим скорость в межтрубном пространстве:

W₁ = V₁/ S₁ = 1,57/5,3*10^-2 = 29,63 м/с/

Определим критерий Рейнольдса для межтрубного пространства:

Re₁ = W₁*d₁/н₁,

где н₁ - кинематическая вязкость дымовых газов при t₁ = 458 ⁰С, м²/с (приложение 3).

н₁ = 60,38*10^-6 + (76,3*10^-6-60,38*10^-6 )/100*58 = 69,61*10^-6 м²/с.

Тогда Re₁ = W₁*d₁/н₁ = 29,65*2,5*10^-2/= 69,61*10^-6 = 10648,61.

Составим тепловую схему процесса

Рисунок 1 - Тепловая схема процесса

В трубном пространстве ламинарное движение Re₂ = 9250,5. Для вычисления критерия Нуссельта, согласно данным таблицы 4.1 [1], с.151 нужно воспользоваться одной из формул 4.23 - 4.28 таблица 4.4 [1], с.155. Для вычисления по этим формулам необходимо знать произведение критериев Грасгофа и Прандтля.

Вычислим критерий Грасгофа:

Gr₂ = g*d₂³*в₂*Дt₂*с²₂/м²₂ ,

где g - ускорение свободного падения, м/с²;

в₂ - коэффициент объёмного расширения сероуглерода, таблицы XXXIII [1], с.531-532;

Дt₂ - разница температур между стенкой и фазой, ⁰С.

Дt₂ = t_ст - t₂ = 40 - 22,5 = 17,5 ⁰С.

Gr₂ = g*d₂³*в₂*Дt₂*с²₂/м²₂ = 9,81*(2,1*10^-2)³*1,21*10^-3*17,5*1255,5²/(3,54*10^-4)² = 24197875.

Вычислим критерий Прандтля:

Pr₂ = С₂* м₂/л₂,

где л₂ - коэффициент теплопроводности сероуглерода, Вт/м*К, рисунок Х, [1], с.561. л₂ = 0,14 ккал/м*ч*град. *1,163 = 0,163 Вт/м*К.

Pr₂ = С₂* м₂/л₂ = 1172,36*3,54*10^-4/0,163 = 2,55.

Тогда произведение критериев Грасгофа и Прандтля:

Gr*Pr = 24197875*2,55 = 61704581.

Так как полученное значение больше 8*10 таблица 4.4 [1], с.155, принимаем для расчета критерия Нуссельта следующую формулу 4.27 для горизонтально расположенного теплообменника:

Nu₂ = 0,022*Re^0,8*Pr^0,4*( м₂/ м_cт2)ⁿ,

где м_cт2 - вязкость сероуглерода, Па*с, [1], таблица IX, с.516) м_ст2 = 0,19*10^-4 Па*с.

n - показатель степени: для нагревания n = 0,14;для охлаждения n = 0,25.

Nu₂ = 0,022*Re₂ ^0,8*Pr₂ ^0,4*( м₂/ м_cт2) = 0,022*9250,5^0,8*2,55^0,4*(3,54*10^-4/0,19*10^-4)^0,14 = 71,75.

Тогда коэффициент теплоотдачи от стенки к сероуглероду:

б₂ = Nu₂* л₂/d₂ = 71,75*0,163/2,1*10^-2 = 556,9 Вт/м²*К.

В межтрубном пространстве дымовой газ движется турбулентно Re₁ = 10648,61. Для вычисления критерия Нуссельта, согласно данным таблицы 4.1 [1], с.151 нужно воспользоваться для обтекания гладких труб одной из формул 4.29 - 4.35 [1], с.156.

Примем, что пучки труб расположены в шахматном порядке, тогда расчёт можно вести по формуле 4.31:

Nu₁ = 0,4*е_ц*Re₁ ^0,6*Pr₁ ^0,36*( Pr₁/ Pr_cт1)^0,25,

где е_ц - коэффициент, учитывающий влияние угла атаки пучка труб дымовыми газами.

е_ц определяется по таблице 4.5 [1], с.157. Примем угол атаки ц = 30 ⁰, тогда е_ц = 0,67.

Как известно, при движении газов пристенный слой практически не влияет на теплообмен, поэтому Pr₁/ Pr_cт1 = 1.

Коэффициент Прандтля для дымовых газов рассчитывается по формуле:

Pr₁ = С₁* м₁/ л₁ ,

где л₁ - коэффициент теплопроводности дымовых газов при t₁ =458⁰С, Вт/м*К (см. приложение 3);

м₁ - динамическая вязкость дымовых газов при t₁ = 458 ⁰С, Па*с (см. приложение 3).

м₁ = 31,7*10^-6 + (34,8*10^-6 - 31,7*10^-6)/100*58 = 33,5*10^-6 Па*с.

л₁ = 0,062 Вт/м*К.

Pr₁ = С₁* м₁/ л₁ = 1397,23*33,5*10^-6/0,062 = 0,755.

Тогда критерий Нуссетьта для дымовых газов:

Nu₁ = 0,4* е_ц *Re₁ ^0,6*Pr₁ ^0,36 = 0,4*0,67*10648,61^0,6*0,755^0,36 = 251,5.

Тогда коэффициент теплоотдачи от дымовых газов к стенке:

б₁ = Nu₁* л₁/d₁ = 251,5*0,062/2,5*10^-2 = 623,77 Вт/м²*К.

Коэффициент теплопередачи находится по формуле:

К=,

где ? r_ст - суммарное сопротивление стенки вместе с отложениями, м²*К/Вт.

, м/Вт

где r_з1 - сопротивление загрязнений со стороны дымовых газов, Вт/м²*К, таблица XXXI [1], с.531;

r_з2 - сопротивление загрязнений со стороны сероуглерода, Вт/м²*К, таблица XXXI [1], с.531;

д - толщина стенки трубы, м;

л_ст - коэффициент теплопроводности материала стенки, Вт/м*К, таблица XXVIII [1], с.529.

Примем r_з1 = 2800 Вт/м²*К для газов; r_з2 = 5800 Вт/м²*К для органических жидкостей; л_ст = 46,5 Вт/м*К для стали, тогда

м/Вт.

Тогда коэффициент теплопередачи:

К= = 1/(1/623,72+0,000573+1/556,9) = 251,77 Вт/м²*К.

Тогда плотность теплового потока через стенку:

q = К* Дt_ср = 251,77*435 =109521 Вт/м².

Определим t стенки 2:

Дt₁ = q/ б₁ = 109521/623,72 = 172,58 ⁰С.

Дt_ст = q*? r_ст = 109521*0,000573 = 62,76 ⁰С.

Дt₂ = q/ б₂ = 109521/556,9 = 196,66 ⁰С.

Проверим Дt_ср = Дt₁ + Дt_ст + Дt₂ = 172,58 + 62,76 + 196,66 = 435⁰С.

Тогда температура стенки 2:

t_cт2 = Дt₂ - t₂ =196,66 - 22,5 = 174,16 ⁰С..

Тогда площадь поверхности теплопередачи:

F = Q/q = 1538846/109521 = 14,71 м².

Площадь одного теплообменника с диаметром кожуха 600 мм и длиной труб l = 4 м:

F₁ = р*d_ср*n*l_тр = 3,14*0,023*257*4 = 74,24 м².

Тогда запас поверхности теплообменника составит:

(F₁ - F)/F = (74,24 - 14,71)/17,71 = 3,3.

Принимаем к установке 2 теплообменника с диаметром кожуха D = 600мм, числом труб n=257, длинной труб l_тр = 4 м, площадью теплопередачи F = 14,71 м и с запасом поверхности 3,3, причём второй - резервный теплообменник.

3. Схема установки для нагрева сероуглерода дымовыми газами

ДР_мс = ? о_мс* с*W² /2, (16)

о_мс - коэффициент местного сопротивления.

Суммарная потеря напора на преодоление трения и местных сопротивлений рассчитывается по формуле:

ДР_пот = ДР_тр + ДР_мс = (1 + л * l/ d_э + ? о_мс)* с*W² /2. (17)

Если сеть представляет собой трубопровод постоянного поперечного сечения, то полное гидравлическое сопротивление сети равно

ДР_сети = (1 + л * l/ d_э + ? о_мс)* с*W² /2 + с*g*h_геом + (Р₂ - Р₁), (18)

где h_геом - высота подъёма жидкости, м;

Р₂ и Р₁ - давление соответственно в приёмной и расходной ёмкостях, Па.

5. Расчет гидравлического сопротивления трубопровода и выбор центробежного насоса для подачи сероуглерода

Характеристики сероуглерода: плотность [1], таблица IV, с.512.

1293 кг/м(до теплообменника).

(1233- 1200)/20*5+1200 = 1208 кг/м(после теплообменника).

Вязкость [1], таблица IX, с.516.

0,000433Па*с

0,00028 Па*с.

Объёмный расход сероуглерода:

- до теплообменника:

V^/ = G₂/с^/₀ = 27,78/ 1293 = 0,0215 мс.

- после теплообменника:

V^// = G₂/с^//₄₅ = 27,78/ 1208 = 0,0230 мс.

Определим ориентировочный диаметр трубопровода. Скорость в трубопроводе примем 2 м/с.

d

d

Промышленность выпускает гостированный сортамент труб, среди которых необходимо выбрать трубы с диаметром наиболее близким к расчетному (пункт 3.4.). Обозначаются трубы d_н х д, где d_н - наружный диаметр трубы, мм; д - толщина стенки трубы, мм. При этом внутренний диаметр трубы d_вн = d_н - 2* д.

Гостированные размеры труб по ГОСТ 8732-78 составляют следующий ряд, мм: 14х2; 18х2; 25х2; 32х2,5; 38х2,5; 45х3; 57х3; 76х3,5; 89х4,5; 108х4,5; 133х4; 159х4,5; 219х6; 272х7; 325х8; 377х10; 426х11; 465х13.

Примем к установке наиболее близкий по размерам трубопровод d_э = 133x4 мм.

Уточним скорость движения жидкости:

W

W

Определим режим движения жидкости:

- до теплообменника:

Re^/₂ = W^/₂ * d * с^/₀ / м^/₀ = 1,75*0,125*1293/0,000433 = 653218,8.

- после теплообменника:

Re^//₂ = W^//₂ * d * с^//₄₅ / м^//₄₅ = 1,87*0,125*1208/0,00028 = 1008673

Определим коэффициент гидравлического сопротивления. Примем среднее значение шероховатости в трубах = 0,5 мм, тогда

Проверим условие:

Re

653218,8 109674,4; 1008673109674,4 - условия выполняются, значит, для обоих участков можно использовать формулу:

.

л^/ = л^// = 0,02842.

В соответствии со схемой установки (рисунок 2) местные сопротивления:

1. Вход в трубопровод - 2 шт.

таблица XIII [1],с. 520;

2. Задвижки - 6 шт.

о_зад = 0,25таблица XIII [1],с. 521;

3. Колено - 5 шт.

таблица XIII [1],с. 521;

4. Выход из трубопровода - 2 шт.

таблица XIII [1],с. 520;

5. Внезапное расширение при входе в теплообменник

о_расш = 0,81 таблица XIII [1],с. 522;

6. Внезапное сужение при выходе из теплообменника:

о_суж = 0,2 таблица XIII [1],с. 522;

7. Сопротивления во входной и выходной камере теплообменника:

о_{вх к} = о_{вых к} = 1,5 [1],с. 26;

8. Вход в трубную решётку и выход из неё:

о_вхтрр = о_{выхтр р} = 1,0 [1],с. 26.

9. Сопротивление в измерительной диафрагме (при m = (d_э/D)²= 0,3)):

о_диаф= 18,2.

Найдём местные сопротивления отдельно для каждого участка:

- до теплообменника:

? о₁ = о_в + 3* о_зад + о_диаф + о_расш= 0,5 + 3*0,25 + 18,2 + 0,81 = 20,26.

- в теплообменнике:

? о₂ = (о_{вх к} + о_{вых к} + о_вхтрр + о_выхтрр)*2 = (1,5 + 1,5 + 1,0 + 1,0)*2 = 10,0.

- от теплообменника до реактора:

? о₃ = о_суж + 3* о_к + 3*о_зад + о_вых= 0,2 + 3*1,1 + 3*0,25 + 1 = 5,25.

Геометрическая высота подъема сероуглерода h_геом = 10 м (см. рисунок 2).

Будем считать, что давление во всей сети постоянно, т.е. Р₂ = Р₁.

Потери в трубопроводе до теплообменника:

ДР₁ = (1 + л^/ * l₁ / d_э + ? о₁)* с^/₀ *(W^/₂ )² /2 + с^/₀ *g*h_геом + (Р₂ - Р₁) = (1 + 0,02841*10/0,125 + 22,51)*1293*1,75²/2= 51048 Па.

Потери внутри теплообменника:

ДР₂ = (1 + л^/ *l₂ / d_э + ? о₂)* (с^/₀ + с^//₄₅ )/2*((W^/₂ + W^/₂)/2)² /2 = (1+ 0,02841*10/0,125 + 10)*(1255,5)/2*((0,125)/2)²= 20 Па.

Потери от теплообменника до реактора:

ДР₃ = (1 + л^/ *l₃ / d_э + ? о₃)* с^//₄₅ *(W^//₂ )² /2 + с^//₄₅ *g*h_геом = (1 + 0,02841*19/0,125 +8,9)*1208*1,87²/2 + 1208*9,81*10 = 148447 Па.

Определим полные потери в трубопроводе:

ДР_сети = ДР₁ + ДР₂ + ДР₃ = 175962 + 28309+ 146526 = 199516 Па.

Тогда высота подъема жидкости:

h_сети = ДР_сети/ ((с^/₀ + с^//₄₅ )/2*g) = 199516/((1293 + 1208)/2*9,81) = 16,28 м.

Будем считать, что характеристика сети представляет собой правильную параболу, выходящую из точки с координатами V = 0 м³/ч; h на которой известна точка с координатами V₂ = 39,78 м³/ч и h_сети = 16,28 м. Найдем коэффициент параболы.

Общее уравнение параболы у = а*х² + b. Подставив значения, имеем 16,28 = а*39,78² + 10. Тогда а = 0,003967.

Возьмем несколько значений объемной производительности и определим напор h_сети.

Данные сведем в таблицу 2.

Таблица 2 - Зависимость напора сети и насоса от производительности насоса

Производительность, м3/ч	Напор сети, м	Напор насоса, м
35	14,86	33,14
37	15,43	32,52
39,78	16,28	31,65
41	16,67	31,27
43	17,33	30,64
45	18,03	30,02
47	18,76	29,40
49	19,52	28,77
51	20,32	28,15
53	21,14	27,52
55	22,00	26,90
57	22,89	26,28
59	23,81	25,65
61	24,76	25,03
63	25,75	24,40

По полученным точкам в таблице 2 строим характеристику сети и характеристику насоса на рисунке 3.

На графике (рисунок 3) рабочая точка А на лежит выше, чем расчетная точка насоса В, т.е. данный насос позволит подавать сероуглерод в реактор, преодолевая сопротивление сети.

Поэтому можно принять к установке насос типа К45 - 30 с V₂ = 45 м/ч, H = 30 м, N = 5,85 кВт, D = 168 мм, КПД = 70%.

Рисунок 3 - Характеристика насоса и характеристика сети

Данный насос позволит подавать сероуглерод в реактор, т.к рабочая точка А на графике рисунок 3 лежит выше, чем расчетная точка насоса В, т.е. насос может преодолевать сопротивление сети. Выберем насос типа с V₂ = 45 м/ч, H = 30 м, N = 5,85 кВт, D = 168 мм, КПД = 70%.

6 .Расчет гидравлического сопротивления дымового тракта [2]

Расход дымовых газов V₁ = 1,57 м/с.

Примем сечение печи, в которой образуются дымовые газы 2х3 м.

Тогда площадь сечения печи F = 2*3 = 6 м².

Скорость дымовых газов на выходе из печи:

W₁ = V₁/F = 1,57/6 = 0,26 м/с.

Эквивалентный принимаем диаметр дымохода d_дк = 1 м. Рассчитываем площадь поперечного сечения дымохода:

F

Первый участок - до теплообменника l₄ =15 м.

- вход в дымоход; о₁ = 0,725, т.к. F₁/F = 0,785/6 = 0,13 [2] приложение V, с.351;

- поворот; о₂ = 1,5 для квадратных сечений [2] приложение V, с.352;

- выход из дымохода; о₃ = 0,81 [2] приложение V, с.351;

- задвижка; о₄ = 0,25 таблица XIII [1], с. 521.

Суммарный коэффициент местных сопротивлений:

? о₄ = о₁ + о₂ + о₃ + о₄ = 0,725 + 1,5 + 0,81 + 0,25 = 3,285.

Потери напора на участке до теплообменника равны:

ДР₄ = (1 + л_дг * l₄ / d_дк + ? о₄)* с^/₁ *(W^/₁ )² /2 *Т_дг/Т_о,

где л_дг - коэффициент гидравлического сопротивления в дымовом тракте, л_дг = 0,05 для кирпичной кладки [2] приложение V, с.351;

с^/₁ - плотность дымовых газов при t₁^/ = 665 ⁰C, кг/м³ (см. приложение 3);

W^/₁ - скорость в дымовом канале до теплообменника, м/с;

Т_дг - средняя температура дымовых газов до теплообменника, К; Т_дг = t₁^/ + Т_о = 665 + 273 = 938 К;

Т_о - нормальная температура, К.

Скорость в дымовом канале до теплообменника: W^/₁ = V₁/F₁ =1,57/0,785= 2м/с.

Плотность дымового газа при t₁^/ = 650 ⁰C: с^/₁ = 0,405 - (0,405 - 0,363)/100*65 = 0,378кг/м³.

Тогда потери напора на участке до теплообменника равны

ДР₄ = (1 + л_дг * l₄ / d_дк + ? о₄)* с^/₁ *(W^/₁ )² /2 *Т_дг/Т_о = (1 + 0,05*15/1 + 3,285)*0,378*2²/2*938/273 = 13,08 Па.

Второй участок - теплообменник l_тр = 12 м.

- вход в межтрубное пространство о₅ = 1,5 [1], с. 26;

- выход из межтрубного пространства о₆ = 1,5 [1], с. 26.

Суммарный коэффициент местных сопротивлений:

? о₅ = о₅ + о₆ = 2*1,5 + 2*1,5 = 6

Потери напора в теплообменнике равны:



ДР₅ = (1 + л_то *n₁* l_тр / d_э + ? о₅)* с₁ *W₁² /2 *Т^/ _дг/Т_о,

где n₁ - число ходов в теплообменнике;

л_то - коэффициент гидравлического сопротивления в теплообменнике;

d_э = 0,025 м - наружный диаметр труб;

с₁ - плотность дымовых газов при t₁^/ = 458 ⁰C, кг/м³ (см. приложение 3);

Т^/ _дг = 458 + 273 = 731 К.

Плотность дымового газа при t_1ср = 458 ⁰C: с₁ = 0,525 - (0,525 - 0,457)/100*58 = 0,486 кг/м³.

Коэффициент гидравлического сопротивления в теплообменнике определим по формуле: 1/ л^0,5_то = -2*lg(е/3,7 + (6,81/Re₁ )^0.9) = -2*lg(0,004/3,7 + (6,81/106486,1)^0,9).

л_то =0,415.

Тогда потери напора в теплообменнике равны:

ДР₅ = (1 + л_то *n₁* l_тр / d_э + ? о₅)* с₁ *W₁² /2 *Т^/ _дг/Т_о = (1 + 0,415*1*12/0,025 + 6) *0,486*29,63²/2*731/273 = 146239 Па.

Третий участок - от теплообменника до дымовой трубы l₅ = 14 м.

- вход в дымоход о₇ = 0,25, т.к. F₂/F₁ = 0,126 /0,785 = 0,16 [2] приложение V, с.351;

- 2 поворота о₈ = 1,5 для квадратных сечений [2] приложение V, с.352;

- выход из дымохода в дымовую трубу; о₉ = 0,81 [2] приложение V, с.351;

Суммарный коэффициент местных сопротивлений:

? о₆ = о₇ + о₈ + о₉ = 0,25 + 1,5 + 0,81 = 2,56.

Потери напора на участке от теплообменника до трубы равны:

ДР₆ = (1 + л_дг * l₅ / d_дк + ? о₅)* с^//₁ *(W^/₁ )² /2 *Т^// _дг/Т_о,

где с^//₁ - плотность дымовых газов при t₁^// = 150 ⁰C, кг/м³ (см. приложение 3);

Т^// _дг - средняя температура дымовых газов то теплообменника до дымовой трубы, К; Т_дг = t₁^// + Т_о = 150 + 273 = 423 К.

Средняя температура дымовых газов на участке от теплообменника до трубы:

t₁^// = (t_1к + t_осн)/2,

где t_осн - температура у основания дымовой трубы, ⁰С.

t₁^// = (t_1к + t_осн)/2 = (300 + 150)/2 = 225 ⁰С.

Плотность дымовых газов при t₁^// = 225 ⁰C: с^//₁ =748-(0,748 - 0,617)/100*25= 0,715кг/м³.

Потери напора на участке от теплообменника до трубы равны:

ДР₆ = (1 + л_дг * l₅ / d_дк + ? о₅)* с^//₁ *(W^/₁ )² /2 *Т^// _дг/Т_о = (1 + 0,05*14/1 + 2,56)*0,715*2²/2*423/273 = 9,44 Па

Тогда суммарные потери на всём участке от печи до дымовой трубы:

? ДР = ДР₄ + ДР₅ + ДР₆ = 13,08 + 146239+ 9,44 = 146262 Па.

7. Расчет дымовой трубы [2]

Определим площадь устья. Для того чтобы не было задувания, скорость в устье принимаем W_ус = 3,0 м/с.

F_ус = V₁/W_ус = 3,14/3 = 1,05 м².

Тогда диаметр устья D_ус = (4*F_ус /р)^0,5 = (4*1,05/3,14)^0,5 = 1,16 м.

Диаметр основания D_осн = 1,5* D_ус = 1,5*1,16 = 1,74 м.

Скорость движения дымовых газов в основании:

W_осн = 4* V₁/ (р* D_осн²) = 4*1,57/(3,14*1,74²) = 0,66 м/с.

Действительное разряжение, создаваемое трубой должно быть на 20-40% больше потерь напора при движении дымовых газов по дымовому тракту. Примем h_днйст = 1,3*? ДР = 1,3*146262= 190140,6 Па.

Для определения температуры дымовых газов в устье трубы, принимаем H_тр = 40м. Падение температур для кирпичной трубы принимаем 1,5є на 1м высоты: .

Температура в основании принята Т_осн = t_осн + 273 = 423 К.

Тогда температура в устье трубы Т_ус = Т_осн - ДТ = 423 - 60 = 363 К.

Найдем средний диаметр трубы D_ср:

D_ср = (D_ус + D_осн)/2 = (1,16 + 1,74)/2 = 1,45 м.

Средняя площадь сечения:

F_ср = р* D_ср²/4 = 3,14*1,45²/4 = 1,65 м².

Средняя скорость движения дымовых газов

W_ср = V₁/ F_ср = 1,57/1,65 = 0,95 м/с.

Примем л_дг для кирпичной трубы 0,05.

Средняя температура дымовых газов в трубе:

T_ср = (Т_осн + Т_ус)/2 = (423 + 363)/2 = 393 К.

Высота дымовой трубы находится по формуле:

Н_тр = Ч/З.

Ч = h_днйст + с_дг *( W_ус² - W_осн²)/2* T_ср/ Т_о + с_дг* W_ус² /2* Т_ус/ Т_о ,

где с_дг - плотность дымового газа при нормальных условиях, кг/м³.

Тогда числитель дроби:

Ч = h_днйст + с_дг *( W_ус² - W_осн²)/2* T_ср/ Т_о + с_дг* W_ус² /2* Т_ус/ Т_о = 190140,6 + 1,295*(3² - 0,66²)/2*393/273 + 1,295*3²/2*363/273 = 190156

З = (с_в* Т_о/ Т_в - с_дг* Т_о/ Т_ср)*g - л_дг / D_ср* с_дг* W_ср² /2* Т_ср/ Т_о,

где с_в - плотность воздуха при нормальных условиях, кг/м³;

Т_в - температура окружающей среды, К.

Тогда знаменатель дроби:

З = (с_в* Т_о/ Т_в - с_дг* Т_о/ Т_ср)*g - л_дг / D_ср* с_дг* W_ср² /2* Т_ср/ Т_о = (1,29*273/283 - 1,295*273/393)*9,81 - 0,05/1,45*1,295*0,95²/2*393/273 = 3,35.

Тогда высота дымовой трубы: Н_тр = Ч/З = 190156/3,35 = 56763,5 м.

Выполним перерасчет:

Н_тр = Ч/З. Следовательно, Ч= Н_тр * З=40*3,35 =134

h_дейст=Ч - с_дг *( W_ус² - W_осн²)/2* T_ср/ Т_о + с_дг* W_ус² /2* Т_ус/ Т_о = 134- 1,295*(3² - 0,66²)/2*393/273 + 1,295*3²/2*363/273 =133,77 Па;

Принимаем трубу 40 метров из следующих соображений:

1. Основная высота застройки около 30 м, а дымовые газы должны рассеиваться с высоты выше уровня застройки.

2. Строительство трубы более 40 м экономически нецелесообразно, поэтому рекомендуется установить дымосос у основания трубы, который будет компенсировать разряжение.

Определим потери напора, которые должен компенсировать дымосос. Для этого в приложении Excel воспользуемся процедурой Сервис/Подбор параметра. Результат расчета показал, что при Н_тр = 40 м компенсируются потери напора ДР = 208,37 Па, тогда оставшиеся потери напора 190156 - 133, 77= 190022 Па должны быть скомпенсированы за счёт тяги дымососа.



Заключение

Для нагрева 100 т/ч сероуглерода с 0єС до 45єС требуется кожухотрубный теплообменник с диаметром кожуха D = 600 мм, числом труб n=257, длинной труб l = 4 м, площадью теплопередачи F = 14,71 мс запасом поверхности 3.3. Кроме рабочего устанавливается также запасной теплообменник того же типа.

Для нагрева потребуется 0,26 м/c газа, состава, приведенного в условии.

Для подачи сероуглерода из хранилища необходимо установить центробежный насос типа К45/30 с производительностью V₂ =45 м/ч, напором Н = 30 м, мощностью N = 5,85 кВт, диаметром рабочего колеса D_рк = 168 мм и КПД = 70 %.

Сопротивление действительное дымового тракта составляет 190156 Па. Рекомендуется для удаления дымовых газов установить кирпичную дымовую трубу высотой 40 м, в основании которой установить дымосос для создания разряжения не менее 190022 Па.



Список литературы

1. Павлов К.Ф., Романков П.Г., Носков А.А. Примеры и задачи по курсу процессов и аппаратов. Л.: Химия, 1987, 576 с.

2. Мастрюков Б.С. Теплотехнические расчеты промышленных печей. Издательство. М.: «Металлургия», 1972, 360 с .

3. Каталог насосов

Приложение 1

Таблица 3 - Теплоты сгорания чистых компонентов топлива

Горючий компонент	Низшая теплота сгорания Qрн, ккал/м3
СО	3016
Н2	2577
СН4	8558
С2Н4	14105
С2Н6	15235
С3Н8	21802
С4Н10	28345
С5Н12	34900
Н2S	5534

Приложение 2

Таблица 4 - Энтальпия 1 м³ воздуха и газов (кДж/м³) при различных температурах и постоянном давлении 101325 Па [2], с.347 - 348.

t, 0С	воздух	СО2	Н2О	N2	O2	СО	Н2	Н2S	СН4	С2Н4
100	130,51	172,00	150,18	130,13	131,93	130,21	128,96	154,08	165,39	210,61
200	261,94	361,67	303,47	260,60	267,38	262,10	259,59	314,86	353,38	465,59
300	395,42	564,24	461,36	392,41	407,48	395,67	390,65	482,34	567,75	758,68
400	532,08	777,44	523,69	526,89	551,85	632,58	520,86	658,19	808,93	1088,62
500	672,01	1001,78	791,55	664,58	700,17	672,01	653,17	841,59	984,78	1446,61
600	814,96	1236,76	964,68	805,06	851,64	816,46	786,41	1032,51	1071,84	1828,88
700	960,75	1475,41	1143,64	940,36	1005,24	961,33	920,30	1230,98	1667,68	2233,35
800	1109,05	1718,95	1328,11	1094,65	1162,32	1112,06	1055,12	1436,98	1996,36	2672,98
900	1259,36	1972,43	1517,87	1243,55	1319,67	1262,38	1190,78	1646,75	2336,35	3105,08
1000	1411,86	2226,75	1713,32	1393,86	1480,11	1415,20	1327,28	1863,21	2696,43	3567,32
1100	1565,94	2485,34	1913,67	1546,14	1641,02	1570,54	1469,22	2081,77	3062,79
1200	1721,36	27,46,44	2118,78	1699,76	1802,76	1728,39	1612,83	2306,20	3446,74
1300	1879,27	3010,58	2328,01	1857,74	1966,05	1883,31	1758,12	2531,04
1400	2036,87	3276,75	2540,25	2012,36	2129,93	2045,76	1905,08

Страница:

•  1 
•  2 

курсовая работа "Расчет схемы и процесса нагрева сероуглерода в стандартном кожухотрубном теплообменнике" скачать

Подобные документы

• Исследование процесса нагрева аккумуляторных батарей

  Принципы проектирования математической модели термического переходного процесса нагрева аккумуляторных батарей. Рассмотрение переходного процесса нагрева аккумулятора как системы 3-х тел с сосредоточенной теплоёмкостью: электродов, электролита и бака.
  
  курсовая работа [556,0 K], добавлен 08.01.2012
  

• Расчёт роликовой печи для нагрева труб

  Расчет горения топлива. Объёмы компонентов продуктов сгорания, истинная энтальпия. Время нагрева металла в печи с плоскопламенными горелками. Расчет основных размеров печи. Определение расхода топлива. Выбор горелок для нагрева круглых труб в пакетах.
  
  контрольная работа [364,2 K], добавлен 07.08.2013
  

• Расчет секционной печи для нагрева труб

  Краткое описание секционной печи и ее схема. Расчет теплообмена в рабочем пространстве печи. Тепловой баланс печи по секциям. Расчет горения топлива (состав исходного газа, состав и калориметрическая температура продуктов сгорания). Расчет нагрева труб.
  
  курсовая работа [272,3 K], добавлен 22.01.2013
  

• Расчет котельной установки

  Выбор типа котла. Энтальпия продуктов сгорания и воздуха. Тепловой баланс котла. Тепловой расчет топки и радиационных поверхностей нагрева котла. Расчет конвективных поверхностей нагрева котла. Расчет тягодутьевой установки. Расчет дутьевого вентилятора.
  
  курсовая работа [542,4 K], добавлен 07.11.2014
  

• Расчёт секционной печи для нагрева труб

  Характеристика секционных печей. Особенности теплопередачи, нагрева металла. Теплообмен в рабочем пространстве печи. Нагрев труб в секции. Расчет горения топлива, тепловой баланс печи. Результаты расчета теплового баланса. Размеры и параметры печи.
  
  курсовая работа [377,3 K], добавлен 07.08.2013
  

• Расчёт металлургической печи

  В работе рассчитывается металлургическая печь с двусторонним обогревом, предназначенная для нагрева изделий из углеродистой стали. Определение коэффициетов теплоотдачи продуктов сгорания. Расчет горения топлива, нагрева металла, основных размеров печи.
  
  курсовая работа [278,6 K], добавлен 07.07.2008
  

• Проект толкательной печи для нагрева заготовок под прокатку (125х125х12000мм) из низколегированной стали производительностью 80 т/ч

  Литературный и патентный обзор по теме работы. Расчет полного горения топлива. Расчет нагрева металла в печи и основных размеров печи. Тепловой баланс и выбор горелок. Определение высоты кирпичной трубы. Расчёт сечения борова. Тип и размер футеровки.
  
  курсовая работа [1,1 M], добавлен 23.05.2010
  

• Расчет тепловой схемы утилизационных парогазовых установок

  Выбор и обоснование принципиальной тепловой схемы блока. Составление баланса основных потоков пара и воды. Основные характеристики турбины. Построение процесса расширения пара в турбине на hs- диаграмме. Расчет поверхностей нагрева котла-утилизатора.
  
  курсовая работа [192,9 K], добавлен 25.12.2012
  

• Расчет теплового баланса парового котла

  Принципиальное устройство парового котла ДЕ-6,5-14ГМ, предназначенного для выработки насыщенного пара. Расчет процесса горения. Расчет теплового баланса котельного агрегата. Расчет топочной камеры, конвективных поверхностей нагрева, водяного экономайзера.
  
  курсовая работа [192,0 K], добавлен 12.05.2010
  

• Расчет парогенератора ПГВ-1000

  Основное назначение парогенератора ПГВ-1000, особенности теплового расчета поверхности нагрева. Способы определения коэффициента теплоотдачи от стенки трубы к рабочему телу. Этапы расчета коллектора подвода теплоносителя к трубам поверхности нагрева.
  
  курсовая работа [183,2 K], добавлен 10.11.2012
  

Другие документы, подобные "Расчет схемы и процесса нагрева сероуглерода в стандартном кожухотрубном теплообменнике"

• главная
• рубрики
• по алфавиту
• вернуться в начало страницы
• вернуться к началу текста
• вернуться к подобным работам