Конструкторский расчет оборудования, работающего на диссоциирующей четырехокиси азота

Тип работы:
Курсовая
Предмет:
Производство и технологии


Узнать стоимость

Детальная информация о работе

Выдержка из работы

СОДЕРЖАНИЕ

Введение

1. Свойства четырехокиси азота

2. Техническое задание

3. Тепловой расчет аппарата

4. Конструкционный расчет аппарата

5. Гидродинамический расчет аппарата

6. Прочностной расчет аппарата

6.1 Расчет обечайки

6.2 Расчет эллиптического днища

6.3 Расчет трубной решетки

Литература

Введение

В 80-х годах ХХ-го столетия в Советском Союзе выполнен значительный объем исследований по освоению реакторной технологии диссоциирующего теплоносителя N2O4. Возможность обеспечения высокой эффективности теплосъема и приемлемых характеристик газоохлаждаемого реактора, одноконтурной схемы преобразования тепла, компактных теплообменных аппаратов, газовой турбины большой единичной мощности позволяет рассматривать диссоциирующий газ как перспективный теплоноситель при создании и реализации быстрых реакторов, а томной энергетике [1].

Применение четырехокиси азота позволяет улучшить технико-экономические показатели отдельных узлов и всей станции, а также облегчает техническое решение ряда важных вопросов. Выполненные экспериментальные работы, газодинамические расчеты и проектные разработки показывают, что турбина на N2O4 имеет в 3−4,5 раза меньшую металлоемкость и соответственно габариты, чем на водяном паре. Существует реальная возможность создания одновального турбоагрегата единичной мощностью 2000−3000 Мвт в одном агрегате. Высокая плотность, теплоемкость, теплопроводность и низкая вязкость теплоносителя позволяют резко сократить габариты и вес теплообменного оборудования, трубопроводов и систем АЭС, а также затраты мощности па прокачку теплоносителя.

Четырехокись азота обладает достаточной для практического использования в атомной энергетике радиационной и термической стойкостью. Коррозионные испытания конструкционных материалов, в том числе под напряжением и тепловой нагрузкой, не выявили специфичных видов коррозии [2].

Обратимые химические реакции, характиеристики линии насыщения диссоциирующей системы N2O4, сравнительно малая теплота фазового перехода жидкость — пар и приемлемый диапазон 293 — 823 К первой и второй стадии реакции диссоциации-рееомбинации позволяют осуществить на тетраоксиде азота эффективный газожидкостный цикл при одноконтурной схеме преобразования тепла АЭС с газоохлаждаемым быстрым реактором.

Важной характеристикой диссоциирующего газа при его применении в ядерном реакторе является надежное расхолаживание высоконапряженной активной зоны быстрого реактора при аварийных ситуациях. В наиболее тяжелых авариях диссоциирующий теплоноситель в схеме газожидкостного цикла может обеспечить эффективное охлаждение активной зоны ядерного реактора.

Вследствие принимаемых параметров теплоносителя регенератор и конденсатор одновременно служат аккумуляторами перегретой жидкости.

Перспективность применения диссоциирующей четырехокиси в качестве теплоносителя объясняется ее высокими теплофизическими свойствами, являющимися следствием протекания обратимых химических реакций при нагреве и охлаждении в диапазоне давлений и температур практически освоенном в энергомашиностроении.

Вследствие химических реакций в диссоциирующем газе в неизотермическом потоке, помимо молекулярной теплопроводности, возникает дополнительный перенос значительного количества тепла в виде химической энтальпии путем концентрационной диффузии. Вклад переноса химической энтальпии в общий баланс передачи тепла достигает больших значений и приводит к увеличению теплоотдачи по сравнению с процессом в инертном газе до 3 — 8 раз.

Проектирование аппаратов, работающих на диссоциирующей четырехокиси азота требует разработки надежных методов тепловых расчетов. Теоретические решения задачи теплообмена, особенно при произвольной скорости протекания химических реакций и фазовых превращениях, в настоящее время не могут обеспечить требуемую надежность результатов без экспериментальной проверки и уточнений.

Расчетные зависимости, полученные для обычных веществ, в большинстве случаев неприменимы для химически реагирующих теплоносителей.

1. Свойства четырехокиси азота

В чистом виде четырехокись азота существует в виде бесцветных кристаллов только при низких температурах. С повышением температуры от 243 до 262°К цвет кристаллов изменяется в связи с появлением молекул двуокиси азота по реакции, после расплавления кристаллов N2O4 — красно-бурая жидкость (температура кипения 20,7°C). Газообразная четырехокись — красно-бурый газ, обладающий характерным запахом, практически непрозрачный в видимой части спектра при давлениях свыше 10 бар. При нагревании газообразной двуокиси азота ее окраска усиливается, а при 140 °C становится почти черной. Изменение окраски двуокиси азота при повышении температуры сопровождается и изменением плотности ее пара. При низкой температуре плотность пара приблизительно отвечает удвоенной формуле N2O4. С повышением температуры плотность пара уменьшается и при 140 °C в точности соответствует формуле NO2. Отсюда следует, что бесцветные кристаллы, существующие при минус 11,2°C и ниже, состоят, вероятно, целиком из молекул N2O4 и могут быть названы четырехокисью азота. По мере нагревания бесцветная четырехокись азота постепенно диссоциирует с образованием молекул темно-бурой двуокиси азота NO2; полная диссоциация происходит при 140 °C. Поэтому при температурах от минус 11,2 до 140 °C всегда имеется смесь молекул NO2 и N2O4, находящихся в равновесии друг с другом. Выше 140° C начинается диссоциация NO2 на NO и кислород. Двуокись азота — очень энергичный окислитель. Многие вещества могут гореть в двуокиси азота, отнимая от нее кислород. Пары двуокиси азота довольно ядовиты. Вдыхание их вызывает сильное раздражение дыхательных путей и может привести к серьезному отравлению [3]. Термическое разложение N2O4 включает две обратимые реакции:

(1)

(2)

В данной работе нас интересует первая стадия процесса, которая как было выше сказано протекает квазиравновесно в диапазоне температур 240 — 450°К с тепловым эффектом. Вторая стадия протекает при более высоких температурах 400 — 1300°К и более высоким тепловым эффектом.

Особенностью поведения диссоциирующей системы, представленной выше, является то, что ее компоненты NO2 и N2O4 в раздельном чистом виде не существуют. В связи с этим нельзя экспериментально определить критические параметры NO2 и N2O4 и изучить их теплофизические свойства каждого по отдельности. Поэтому во всех экспериментальных исследованиях теплофизических свойств N2O4 в диапазоне протекания реакции диссоциации по температуре и давлению полученные опытные значения относятся к системе. Свойства фаз по линии насыщения определяются одним из независимых параметров или (степень диссоциации), поэтому невозможно проследить зависимость свойств от состава без изменения внешних параметров.

Химически реагирующая система, таким образом, ведет себя как единое вещество, а не как смесь двух видов молекул, т. е. она имеет одинаковые точки плавления и кипения, критические параметры и единую линию насыщения. Паровая и жидкая фазы на линии насыщения имеют различную степень диссоциации. На рисунке 1.1 показано изменение степени диссоциации паровой и жидкой фаз в зависимости от.

Там же нанесен график зависимости. Как видно из рисунка, теплота парообразования имеет максимум в области, соответствующей максимальной разности, в то время как теплота парообразования обычных жидкостей монотонно убывает с возрастанием.

Рисунок 1. 1 — Теплота испарения, поверхностное натяжение, вязкость, теплопроводность, давление насыщения, степень диссоциации жидкой фазы и газовой фазы на линии насыщения в зависимости от

Скорости реакций на линии насыщения весьма велики, что не позволяет получить и раздельно изучить свойства чистых компонентов и.

Время установления химического равновесия в газовой фазе составляет при давлении 10-4 — 10-5 с. В жидкой фазе равновесие устанавливается еще быстрее.

Сравнивая свойства жидкой четырехокиси азота, например с водой, можно отметить следующие особенности N2O4: большую плотность, равную при нормальных условиях 1448 кг/м3; в несколько раз меньшие вязкость, теплопроводность, теплоемкость и теплоту испарения; число Прандтля вдали от критической точки изменяется в довольно узких пределах (3,5 — 5,5).

Зависимость плотности четырехокиси азота и кинематического коэффициента вязкости от температуры в диапазоне интерисующих нас температур от 263 до 313 К выражается формулами [4]:

(3)

(4)

Заметным недостатком четырехокиси азота является низкая температура кипения и высокая температура замерзания. Для предотвращения замерзания продукта при транспортировке соответствующие цистерны обеспечены подогревательными устройствами и теплоизоляцией.

Предотвращение закипания окислителя при транспортировке, если температура внешней среды выше 295 К, легко обеспечивается простым повышением давления в емкости. Зависимость давления насыщенного пара четырехокиси азота от температуры выражается приближенной формулой

(5)

где измеряется в мм. рт. ст. Следовательно, для предотвращения кипения продукта при температуре, необходимо абсолютное давление

(6)

Экспериментальные данные по калорическим свойствам четырехокиси азота охватывают широкую область параметров. Подробно изучена изобарная теплоемкость в газовой фазе. При давлениях близких к атмосферному, измерена теплоемкость в твердой и жидкой четырехокиси азота. Данные по изобарной теплоемкости диссоциирующей четырехокиси азота представлены в таблицах 2. 12 — 2. 15 [1]. Динамическая вязкость диссоциирующей четырехокиси азота исследована в интервале температур 254 — 700 К и давлений 0,003 — 40 МПа в жидкой и газовой фазах, данные представлены в таблицах 3.4 — 3.5 [1]. Из полученных результатов видно, что с ростом давления на изотермах вязкость незначительно падает, а затем медленно возрастает. Это вызвано изменением состава вещества, т. е. с ростом давления равновесие первой стадии реакции, формула (1), смещается в сторону увеличения содержания менее вязкой.

Большинство исследований теплопроводности в газовой фазе относится к области невысоких давлений. Получено удовлетворительное согласие эксперимента с расчетом в случае идеально газового приближения. Также были получены результаты измерений теплопроводности жидкой четырехокиси азота с поддержанием тех же температурных перепадов. Результаты исследований теплопроводности в жидкой и газообразной фазах представлены в таблицах 3.7 — 3.8 [1]. Значения теплопроводности на линии насыщения (таблица 3.9 [1]) получены экстерполяцией вычисленных вблизи линии насыщения величин.

Поверхностное натяжение диссоциирующей четырехокиси азота изучено достаточно подробно. Статистическим методом определения максимального давления пузырька газа в жидкости измерено поверхностное натяжение в области температур 263,15 — 288,15 К. Экспериментальные значения описаны выражением

(7)

с погрешностью 0,06·10-3 Н/м и представлены графически. Данные по поверхностному натяжению диссоциирующей четырехокиси азота при температурах до точки нормального кипения приведены в таблице 4.1 [1]. Данные по поверхностному натяжению четырехокиси на границе раздела жидкость — пар представлены в таблице 4.2 [1]. Анализ опытных данных указывает на сложное поведение поверхностного натяжения диссоциирующей четырехокиси азота в зависимости от температуры, обусловленное термодинамическими особенностями диссоциирующей системы, формула (1), наличием химического взаимодействия между компонентами, переменностью состава, сложным характером отклонений от идеальности.

Физические свойства системы на линии насыщения отличаются рядом особенностей. Как было сказано выше паровая и жидкая фазы имеют различные степени диссоциации, при любых внешних воздействиях компоненты и неразделимы, вариантность системы по правилу фаз Гиббса равна единице

(8)

где С — количество компонентов в системе; - число реакций между компонентами; - количество фаз.

В связи с высокой скоростью реакции и моновариантностью системы четырехокись азота имеет единую линию насыщения, т. е., несмотря на постоянное присутствие двух компонентов, она может рассматриваться как простое вещество в процессах, время протекания которых больше времени установления химического равновесия.

В реальной системе, используемой в качестве теплоносителя, кроме основных компонентов — и, неизбежно в зависисмости от параметров термодинамического цикла и условий работы контура присутствуют и т. д., причем в пристенном кипящем слое их концентрация резко возрастает. Эти примеси, несомненно, могут оказывать серьозное влияние на процесс пузырькового кипения в связи с протеканием реакций разложения и ассоциации, как между ними, так и с основными компонентами системы. Возможно образование нерастворимых в четырехокиси соединений, особенно при химическом взаимодействии с металлической поверхностью и т. д. Таким образом, реальная система чрезвычайно сложна для детального изучения, и в настоящее время еще не имеется достаточно данных для обоснованной оценки влияния примесей на процесс пузырькового кипения, а следовательно, и на теплообмен.

Развитый режим кипения, характеризуемый максимальной теплоотдачей, устойчив при давлениях до 40 бар. Однако для «выхода» на стабильный режим с развитым кипением требуется значительное время (3 — 5 часов), и лишь при давлении бар время стабилизации находится в пределах 1 часа. На величину коэффициента теплоотдачи оказывает большое влияние даже скорость увеличения и снижения нагрузки. В случае плавного снижения нагрузки условия для кипения сохраняются длительное время и на неработающей поверхности.

Отмеченные особенности в закономерностях теплообмена при кипении азотного тетраоксида объясняются нестабильностью работы центров парообразования и изменением суммарного количества одновременно работающих центров в связи с малым краевым углом смачивания азотным тетраоксидом поверхности нагрева и наличием примеси высококипящей азотной кислоты.

В связи с тем, что характер зависимости коэффициента теплоотдачи от давления при постоянной нагрузке различен в двух областях давлений, попытки применения известных зависимостей для обобщения опытных данных по во всем диапазоне давлений не могут дать удовлетворительных результатов. Поэтому весь диапазон давлений разбивается на две области, и для каждой из них дается своя обобщающая зависимость.

Для расчета теплоотдачи при развитом кипении рекомендуются эмпирические зависимости для двух областей давлений:

(9)

(10)

Также есть обобщение опытных данных по коэффициенту теплоотдачи при развитом кипении по критериальным зависимостям Кутателадзе и Аверина-Кружилина:

(11)

(12)

где

(13)

(14)

(15)

(16)

(17)

В данных зависимостях также весь диапазон давлений разбит на две области (1 — 12 и 12 — 50 бар). Значения постоянных в вышеуказанных уравнениях (11) — (17) приведены на с. 103 [2].

Расчетные кривые при «пограничном» давлении расходятся и дают существенную разницу в значениях коэффициента теплоотдачи. Теплообменно оборудование энергетических установок работает при постоянных и переменных нагрузках и давлениях, причем характер изменения во времени нагрузок может быть различным. Поэтому наличие рекомендаций только по развитому кипению не всегда может удовлетворять конкретного проектирования систем и аппаратов.

Процесс конденсации в трубе отличается значительными изменениями длины канала средней величины и профиля скорости пара, режима течения, толщины и скорости пленки конденсата, сложной зависимостью величины межфазного трения от характера поверхности пленки конденсата, поперечного массового потока пара, профиля его осевой скорости и т. д. При конденсации паров четырехокиси азота влияние взаимодействия потоков пара и жидкости на величину теплообмена и гидростатического давления увеличивается в связи с высокой плотностью фаз, малыми вязкостью, поверхностным натяжением и теплотой парообразования.

Характерная особенность процесса конденсации системы заключается в том, что конденсация происходит в присутствии неконденсирующихся, но рекомбенирующих газов, минимальная концентрация которых соответствует равновесной при заданных температуре и давлении.

Существенным при использовании диссоциирующей четырехокиси азота является вопрос накопления продуктов коррозии в теплоносителе, их растворимости, радиактивности, условий переноса и отложения на теплопередающих поверхностях оборудования.

По своей химической активности и коррозионным свойствам относится к группе кислородосодержащих окислителей. Для таких сред характерны высокая стойкость ряда материалов за счет образования на их поверхности защитных окисных пленок и их поддержание в стационарном состоянии в течение всего периода эксплуатации.

Растворимость продуктов коррозии в незначительная (меньше, чем у), поэтому окислы и соли металлов выпадают из раствора в виде твердой фазы и при длительной работе установки накапливаются в контуре. Для исключения отложений продуктов коррозии на теплопередающих поверхностях в замкнутом циркуляционном контуре должна создаваться система очистки теплоносителя в жидкой и газообразной фазах.

Условия на теплопередающих поверхностях (толщина и структура окисных пленок, динамика их изменения, образование на поверхности растворимых и нерастворимых соединений и т. п.) оказывают определенное влияние на характеристики теплообмена и гидравлического сопротивления, поэтому их необходимо учитывать при постановке эксперимента и анализе опытных данных, а также при расчете и проектировании установок.

Экспериментально подтверждена достаточно высокая коррозионная стойкость в среде большого числа нержавеющих сталей и сплавов на основе никеля и хрома, различных марок алюминия и титана и сплавов на их основе, освоенных и выпускаемых металлургической промышленностью и широко используемых в атомной, энергетической и химической промышленности. Высокая коррозионная стойкость является в основном следствием образования на поверхности материалов защитной плотной тонкой неразрушаемой окисной пленки, препятствующей непосредственному контакту основного материала с теплоносителем.

В зоне низких температур (20−200°С) в среде характеризуется образованием термодинамически малоустойчивых солей, нитратокомплексов типа. Эти соединения при 50−70°С плавятся и с повышением температуры до 150−200°С разлагаются сначала в нитрат, а затем в окислы металлов. Наряду с этим образуются также окислы в виде защитных пленок.

В условиях кипения и конденсации скорость коррозии нержавеющих сталей увеличивается в 10 раз и идет с убылью веса, не стабилизируясь во времени. Так, коррозия стали Х18Н10Т в области кипения протекает со скоростью 0,04 — 0,12 г/м2·ч, в зоне конденсации — со скоростью 0,02 — 0,05 г/м2·ч.

Четырехокись азота по отношению к большинству органических соединений и неметаллических материалов на их основе является высокоагресивной окислительной средой, образующей взрывоопасные композиции.

Совместимыми с признаны фторопласты, полиамидная пленка ПМ, пластинки Н-2 и АГН-7, стеклотекстолит СТК, полиэтиленовые плиты типа Б и лента, микалента ЛФК-ТТ, слюдопласты СФФК-0,2, ПСФТ, ТГФ, микафолий МФК-С, стекломиканит Г2ФК1, стеклослюдопластовая и стеклослюдинитовая ленты, асбест, асбестоцемент, стеклоткань АСК и ЛСКЛ, резины ИРП-1287 и ИРП-2053, провода ПНЭД-ИМИД, ПЭСК, ПЭДВ, ПОЖ-12а, ПСДКТ, ПЭТ-ИМИД, ПТЛ-200, кабели РК-75−2-13, РК-50−2-21, графитопласты КВ, ГФ-5М, 7В-2А, ФГК-519, эмали КО-912 (ТУОАИ504−075), КО-12а (ТУОАИ504−061), ПКЭ-22, лаки К-47, К-60, грунт ВЛ-02.

В качестве смазочных и разделительных материалов при возможности контакта с должны применятся выпускаемые промышленностью специальные фторированные масла, смазки и жидкости.

Таким образом, в настоящее время имеются необходимые конструкционные, изоляционные и другие материалы обеспечивающие длительную работу аппаратов использующих диссоциирующую четырехокись азота в качестве теплоносителя и рабочего тела.

Следует также отметить то, что в данной работе будет рассматриваться лабораторно чистая четырехокись азота и расчет свойств будет проводиться по [1,2,4].

окись азот конденсатор испаритель оборудование

2. Техническое задание

Целью данной работы является изучение свойств четырехокиси азота и возможность применения в качестве рабочего вещества в конденсаторе-испарителе. Данный конденсатор-испаритель может работать в составе паротурбинной установки АЭС, а также других энергоустановках.

Для того что бы начать расчеты конденсатора-испарителя необходимо было изучить материалы по свойствам диссоциирующей четырехокиси азота и подобрать правильно температурный диапазон и давления на входе и выходе в конденсаторной и испарительной части аппарата.

Так как диссоциирующий теплоноситель N2O4 при повышении температуры диссоциирует с образованием NO2, то в входной патрубок испарительной части входит жидкий N2O4 с температурой и давлением которое рассчитываем по формуле (с. 197 [4]),, а выходит после кипения газообразный NO2 с температурой. При обратной реакции NO2 при понижении температуры диссоциирует в N2O4. Таким образом, во входной патрубок конденсаторной части входит газообразный NO2 с температурой, а выходит после конденсации жидкий N2O4 с температурой и давлением, которое рассчитываем по той же формуле. Тепловой эффект химических реакций при конденсации и испарении одинаков и компенсирует друг друга, таким образом мы его не учитываем при дальнейших расчетах. Массовый расход жидкого N2O4 на выходе из конденсатора.

3. Тепловой расчет аппарата

В качестве конденсатора-испарителя принимаем теплообменный аппарат кожухотрубного типа, схематическое изображении потоков в котором изображено на рисунке 3.1.

Рисунок 3. 1 — Схема потоков в конденсаторе-испарителе

Расчет теплообменного аппарата будем вести по [5,6].

На рисунке 3.2 показаны потоки диссоциирующего теплоносителя в T, F — координатах.

Рисунок 3. 2 — Схема потоков T, F — координатах

Средняя логарифмическая разность температур в аппарате:

,

Тепловая нагрузка со стороны конденсатора

,

где — изобарная теплоемкость газообразного NO2 (табл. 2. 15, с. 120 [1]);

— изобарная теплоемкость жидкого N2O4 (табл. 2. 14, с. 119 [1]);

Из уравнения теплового баланса найдем расход теплоносителя по испарителю

где — изобарная теплоемкость жидкого N2O4 (формула 2. 26, с. 114 [1]);

— изобарная теплоемкость газообразного NO2 (табл. 2. 15, с. 120 [1]);

В качестве поверхности теплопередачи выбираем размещение труб на плоскости трубной решетки по периметрам правильных шестиугольников, внутренний диаметр гладких труб, толщина стенок.

При принятой скорости диссоциирующего теплоносителя в трубах конденсаторной части аппарата число труб в одном ходе аппарата:

,

где, а — плотность жидкого N2O4 (с. 194 [4]),

По этому же уравнению уточняем скорость четырехокиси при

Находим режим течения при реакции рекомбинации

где — кинематический коэффициент вязкости (с. 195 [4]).

— режим течения переходной

Коэффициент теплоотдачи со стороны конденсирующейся четырехокиси азота, отнесенный к внутренней поверхности трубы (формула 7.1 с. 179 [2]);

где — теплота (рис. 1.1 с. 11 [2]);

— плотность;

— теплопроводность (табл. 3.7 с. 154 [1]);

— динамическая вязкость (табл. 3.4 с. 143 [1]);

— разность температур конденсации и стенки трубы.

Плотность теплового потока со стороны конденсации

Приняв суммарное термическое сопротивление стенки трубы и загрязнений равным, составим уравнение для определения плотности теплового потока со стороны, испаряющейся четырехокиси азота:

,

Коэффициент теплоотдачи будем искать по критериальным уравнениям при кипении диссоциирующей четырехокиси азота:

Число Нуссельта (формула 4.5 с. 102 [2])

где;

— число Прандтля;

— число Рейнольдса (с. 102 [2]);

(с. 102 [2]);

— коэффициент поверхностного натяжения (рис. 1. 1, с. 11 [2]);

— теплота испарения (рис. 1. 1, с. 11 [2]);

— плотность (табл. 2.9 с. 90 [1]);

— плотность (табл. 2.9 с. 90 [1]);

— теплопроводность (табл. 3.9 с. 158 [1]);

— динамическая вязкость (табл. 3.4 с. 143 [1]);

— изобарная теплоемкость

— тепловая нагрузка,

— кинематический коэффициент вязкости (с. 195 [4]).

Коэффициенты: при давлении р=1−12 бар

,

Плотность теплового потока со стороны испаряющейся четырехокиси азота

Таким образом мы получили два выражения для плотностей теплового потока, система уравнений которых являются трансцендентной относительно. Наглядный и достаточно точный результат дает графоаналитический метод, основанный на том факте, что в установившемся режиме работы аппарата имеет место равенство. Это позволяет определить фактическое значение плотности теплового потока как ординату точки пересечения графических зависимостей и.

Для построения упомянутых зависимостей предваритель для ряда значений вычисляют. Результаты такого расчета приведены ниже.

Таблица 3.1 Результаты расчета

єС

1

5

6

10

12

14

Вт/м2.

74 476

61 561

57 256

35 732

27 122

18 512

Вт/м2.

14 989

42 395

50 118

84 289

96 640

108 485

По этим данным построены зависимости, приведенные на рисунке 3. 3

Рисунок 3. 3 График зависимости

Из графиков на рисунке 3.3 определяем удельный тепловой поток в аппарате при, который равен

Внутренняя поверхность теплообмена в аппарате равна:

4. Конструкционный расчет аппарата

Как было сказано выше, принимаем гладкие трубы с внутренним диаметром с толщиной стенок. Размещение труб на плоскости трубной решетки по периметрам правильных шестиугольников.

Наружный диаметр труб

Шаг труб назначаем в зависимости от наружного диаметра труб:

Отношение длины труб в аппарате к его диаметру

Число труб, размещаемых по диагонали внешнего шестиугольника

Учитывая, что трубы в испарители размещаются в нижней части, принимаем

Внутренний диаметр обечайки:

Принимаем диаметр обечайки к ближайшему большему значению из нормальных размеров

Общее количество труб в трубной решетке аппарате:

Число ходов в трубной решетке аппарате:

Принимаем

Тогда число труб

Длина труб в трубной решетке:

Диаметр входного патрубка испарителя:

.

Диаметр выходного патрубка испарителя:

.

Диаметр входного патрубка конденсатора:

Диаметр выходного патрубка конденсатора:

5. Гидродинамический расчет аппарата

Общее гидравлическое сопротивление аппарата:

где — гидравлические сопротивления трения, которое определяется по формуле Вейсбаха — Д’Арси:

где — коэффициент сопротивления трению, определённый по эмпирической зависимости для стальных труб с эквивалентной неравномерной шероховатостью.

Местные сопротивления определяются по формуле Вейсбаха:

где — коэффициент местных сопротивлений в крышках аппарата, равный:

— число входных камер;

— входной камеры;

— число выходных камер;

— коэффициент местного сопротивления выходной камеры;

— число поворотов потока воды в крышках испарителя;

— коэффициент местного сопротивления поворота на внутри крышки при переходе из одного пучка трубок в другой.

Общее гидравлическое сопротивление аппарата равно:

6. Прочностной расчет аппарата

На прочность будем рассчитывать элементы теплообменного аппарата — испарительного конденсатора на диссоциирующей четырехокиси азота. Материал обечайки кожуха, эллиптических днищ, трубных решеток и фланцев, теплообменных труб выбираем коррозионностойкую к агрессивным средам сталь — Х18Н10Т, болтов (шпилек) — сталь 35, гаек — сталь 30, прокладок — фторопласт.

6.1 Расчет обечайки

Обечайка кожуха изготавливается из трубы. Нормативное допускаемое напряжение для стали Х18Н10Т при Т=373К, предел текучести [7].

Допускаемое напряжение для рабочего состояния материала обечайки корпуса аппарата:

где — коэффициент, учитывающий работу аппарата с агрессивными средами;

Допускаемое напряжение при гидравлических испытаниях:

Расчетное и пробное давление для нашего аппарата выбираем в соответствии с ОСТ 24. 203. 02 — 90.

Испытательное давление при проверке герметичности

Исполнительная толщина стенки обечайки:

где — прибавка к расчетной толщине стенки на компенсацию коррозии;

— дополнительная прибавка к расчетной толщине стенки до ближайшего большего размера по сортаменту;

— коэффициент прочности сварного шва;

Условие применимости формулы для расчета:

— условие применимости формул выполняется.

Допускаемое давление в рабочем состоянии:

Условие прочности выполняется.

Допускаемое давление при гидравлическом испытании:

Условие прочности обечайки выполняется.

6.2 Расчет эллиптического днища

Расчетное давление в трубном пространстве.

В днище имеются отверстия для патрубков входа и выхода четырехокиси азота. Внутренний диаметр днища.

Расчетная толщина стенки:

где — допускаемое напряжение для материала днища.

— коэффициент прочности сварного шва для автоматической дуговой электросварки.

— прибавка из конструктивных соображений

где — прибавка к расчетной толщине стенки днища на коррозию; - прибавка для компенсации отрицательных допусков на толщину листа; -технологическая прибавка, предусматривающая компенсацию утолщенение стенки элемента при технологических операциях;

и не учитываем, так как их суммарная величина не превышает 5% номинальной толщины листа.

По технологическим причинам и из условий укрепления отверстий под патрубки принимаем толщину стенки днища. Второе глухое днище изготавливают по технологическим причинам с такой же толщиной.

Допускаемое давление в рабочем состоянии:

Условие прочности днища выполняется. Условие применимости формулы: Согласно ГОСТ 14 249–80 расчетные формулы применимы для обечаек и труб с

— условие применимости формул выполняется. Наибольший допускаемый диаметр отверстия в днище, не требующий проверки укрепления:

С учетом дальнейший расчет укрепления отверстий не требуется.

Размеры штуцера выбираются из конструктивных и технологических соображений.

6.3 Расчет трубной решетки

Трубную решетку изготавливают из толстолистовой стали марки Х18Н10Т. В отверстиях трубной решетки закреплены развальцовкой 60 стальных труб из такого же материала.

Площадь поперечного сечения кожуха:

где — толщина стенки

Площадь поперечного сечения кожуха при толщине стенки:

Площадь поперечного сечения труб при толщине стенки

Площадь поперечного сечения труб при толщине стенки:

Сила взаимодействия между кожухом и трубами (при жестком соединении их друг с другом) за счет температурных напряжений при толщине стенок кожуха и труб определяется по формуле:

где коэффициент линейного расширения материала при средней температуре кожуха

коэффициент линейного расширения материала при средней температуре труб

модуль упругости материала кожуха;

модуль упругости материала труб.

Сила взаимодействия между кожухом и трубами за счет температурных напряжений при толщинах стенок кожуха и труб определяется по формуле:

Сила растягивающая, в осевом направлении, кожух и трубы от давления среды в трубном и межтрубном пространстве определяется по формуле:

Суммарное напряжение на растяжение в кожухе при толщинах стенок и труб определяется по формуле:

т.е. первое условие возможности применения жесткой конструкции кожуха выполняется. При толщинах стенок кожуха и труб определяется по формуле:

т.е. и в этом случае первое условие выполняется.

Суммарное напряжение на сжатие в трубах при толщинах стенок и труб определяется по формуле:

т.е. второе условие возможности применения жесткой конструкции кожуха также выполняется.

При толщинах стенок кожуха и труб определяется по формуле:

т.е. и в этом случае второе условие выполняется.

Температурное напряжение в трубах при толщинах стенок и труб, которые могут иметь место в наиболее неблагоприятных условиях эксплуатации теплообменника (при отсутствии давления в трубном пространстве, но при рабочих температурах стенок кожуха и труб), определяется по формуле:

где — допустимый предел текучести стали Х18Н10Т

т.е. третье условие возможности применения жесткой конструкции кожуха выполняется.

При толщинах стенок кожуха и труб определяется по формуле:

т.е. и в этом случае третье условие выполняется.

Поскольку все три условия обеспечены, применение жесткой конструкции кожуха теплообменника допустимо.

Литература

1. Нестеренко В. Б. Теплофизические свойства четырехокиси азота. — Мн.: Наука и техника, 1982. — 197с., ил.

2. Колыхан Л. И., Нестеренко В. Б. Теплообмен в диссоциирующем теплоносителе четырехокиси азота. Мн.: Наука и техника, 1977. — 216 с.

3. Глинка Н. Л. Общая химия: учебное пособие для вузов/ под ред. А. И. Ермакова. — изд. 28-е, переработанное и дополненное — М.: Интеграл — Пресс, 2000. — 728 с.

4. Пономаренко В. К. Ракетные топлива. С — Пб: Типография ВИККА им. А. Ф. Можайского, 1995. — 619 с.

5. Бамбушек Е. М., Бухарин Н. Н., Герасимов Е. Д. «Тепловые и конструктивные расчеты холодильных машин» — Л.: Машиностроение, 1987. — 423 с.

6. Данилова Г. Н., Богданов С. Н. и др. «Теплообменные аппараты холодильных установок» — Л.: Машиностроение, 1986. — 303 с.

7. Зубченко А. С., Колосков М. М., Каширский Ю. В. и др. Марочник сталей и сплавов. Под общ. ред. А. С. Зубченко — М.: Машиностроение, 2003. 784 с.: илл.

ПоказатьСвернуть
Заполнить форму текущей работой