Расчет аппаратов воздушного охлаждения

Тип работы:
Курсовая
Предмет:
Производство и технологии


Узнать стоимость

Детальная информация о работе

Выдержка из работы

Введение

Широкое применение в нефтеперерабатывающей промышленности аппаратов воздушного охлаждения объясняется ограниченностью водных ресурсов и необходимостью уменьшения количества сточных вод, которые загрязняют водоемы и для очистки которых требуются сложные гидротехнические сооружения. Опыт показывает, что использование воздушных конденсаторов взамен других известных аппаратов экономически оправдано.

Аппараты воздушного охлаждения удобны в эксплуатации, очистка и ремонт их не требуют больших трудовых затрат. Загрязнение наружной поверхности теплообмена хладагентом (воздухом) практически отсутствует даже при обдувке их запыленным воздухом и при значительном оребрении теплообменных труб. Отсутствует и коррозия наружной поверхности, свойственная всем конденсаторам и холодильникам, что позволяет довольно легко выбирать материал труб для воздушных конденсаторов. Поэтому становится возможным применение требуемых ингибиторов (аммиачной воды и др.), снижающих коррозию не только самих конденсаторов, но и технологически связанных с ними аппаратов.

1. Общая часть

1.1 Назначение аппарата и его место в технологической схеме блока АТ

Аппараты воздушного охлаждения предназначены для охлаждения и конденсации продуктов, выводимых из колонн. В частности — для конденсации паров бензина, уходящих с верха колонны К1 в блоке АТ.

В северных районах страны применение воздушных конденсаторов позволяет надежно и экономично охлаждать все технологические потоки, выходящие с установки. В южных районах охлаждение низкокипящих потоков целесообразно проводить в два этапа: воздухом до 333 К и далее водой в погружных или кожухотрубчатых конденсаторах. В практике известны случаи, когда эксплуатация аппаратов воздушного охлаждения экономически оправдана при градиенте температур между охлаждаемой средой и воздухом 283−288 К.

1.2 Выбор и описание конструкции аппарата КВО

Применяемые в настоящее время аппараты воздушного охлаждения принципиально отличаются друг от друга расположением трубных секций и конструкцией воздухоподающих устройств. Трубные секции могут быть расположены горизонтально/вертикально, наклонно, в форме шатра и зигзагообразно. В последних четырех случаях аппараты занимают меньшую площадь.

Расположенные по вершинам равносторонних треугольников оребренные трубы длиной от 1,5 до 12 м закреплены в трубных решетках развальцовкой или сваркой. К решеткам крепят коллекторные крышки, к которым присоединяют подводящие и отводящие трубопроводы. Трубные секции прикрепляют к металлической раме, установленной на опорных стойках аппарата. Последние, в свою очередь, смонтированы на фундаменте и закреплены на нем анкерными болтами. К раме и стойкам крепят коллектор, через который вентилятором засасывается воздух, и диффузор, направляющий поток воздуха на ребристую поверхность трубных секций.

Проходя внутри трубок, продукт охлаждается воздухом, который прогоняется вентилятором через межтрубное пространство каждой секции.

Вентилятор смонтирован соосно с аппаратом на самостоятельной раме. Он состоит из двигателя, углового редуктора и восьмилопастного колеса. Характеристику работы вентилятора можно менять, изменяя угол установки алюминиевых лопастей колеса в пределах 10--25°.

При необходимости интенсивность конденсации и охлаждения можно регулировать изменением воздушного потока с помощью жалюзи, устанавливаемых над трубными секциями. Для снижения температуры охлаждающего воздуха через форсунки оросительного устройства подают распыленную воду.

1.3 Пути интенсификации работы КВО

Основные направления повышения эффективности КВО следующие:

1) увеличение производительности основного вентилятора за счет аэродинамического резерва или применения вспомогательных вентиляторов наддува; изменение схемы подачи охлаждающего воздуха;

2) применение параллельно-последовательных схем обвязки при конденсации парогазовых смесей и холодильных агентов;

3) использование КВО с концевыми кожухотрубными теплообменниками и вспомогательными холодильными циклами;

4) уменьшение аэродинамического сопротивления теплообменных секций, достигаемое промывкой их моющим раствором и продувкой сжатым воздухом или паром;

5) удаление конденсата из внутренних секций труб КВО или секций, для этого приподнимают трубы на определенный угол;

6) эффективное использование систем орошения с минимальными потерями воды;

7) выбор схем регулирования, обеспечивающих эффективную работу КВО в зависимости от температуры атмосферного воздуха.

Обычно имеется некоторый резерв увеличения расхода воздуха через КВО, обеспечиваемый изменением угла поворота лопастей, но если этого недостаточно, используют дополнительные вентиляторы местного или общего наддува.

Периодическая промывка оребренных поверхностей моющими растворами проводят не менее 1 раза в год. Это снижает аэродинамическое сопротивление, увеличивает производительность вентилятора, коэффициента теплопередачи.

Наиболее характерным недостатком работы КВО является увеличение термического сопротивления секций вследствие образования заливных и застойных зон, что можно предотвратить расположив системы отбора с максимально возможным уклоном в сторону сборного ресивера, а запорная арматура располагаться на вертикальных участках.

Для устранения накапливания неконденсируемых примесей, снижающих эффективность КВО, системы воздушного охлаждения оборудуют специальными дренажными линиями отвода инертных компонентов, периодичность открытия которых определяется экспериментально.

2. Расчетная часть

2.1 Материальный баланс установки АВТ

Таблица 1 — Материальный баланс установки АВТ

Статьи баланса

% выход на сырьё

т/год

т/сутки

кг/час

кг/с

Взято:

1. Обессоленная нефть

100,0

1 850 000,0

5362,3

223 430,0

62,1

Итого

100,0

1 850 000,0

5362,3

223 430,0

62,1

Получено:

1. у/в газ н.к. -60°С

2. фракция 60−120°С

3. фракция 120−180°С

4. керосин 180−240°С

5. ДТ 240−350°С

6. фракция 350−400°С

7. фракция 400−450°С

8. фракция. 450−490°С

9. гудрон > 490°С

3,8

7,5

10,1

10,7

20,0

9,0

8,5

4,0

25,4

70 300,0

138 750,0

186 850,0

197 950,0

370 000,0

166 500,0

157 250,0

74 000,0

469 900,0

203,8

402,2

541,6

573,8

1072,5

482,6

455,8

214,5

1362,0

8490,3

16 757,2

22 566,4

23 907,0

44 686,0

20 108,7

18 911,5

8937,2

56 751,2

2,4

4,7

6,3

6,6

12,4

5,6

5,3

2,5

15,7

Потери

1,0

18 500,0

53,6

2234,3

0,6

Итого

100,0

1 850 000,0

5362,3

223 430,0

62,1

2.2 Материальный баланс колонны К1

Таблица 2 — Материальный баланс колонны К1

Статьи баланса

% выход на сырьё

т/год

т/сутки

кг/час

кг/с

Взято:

1. Обессоленная нефть

100,0

1 850 000,0

5362,3

223 430,0

62,1

Итого

100,0

1 850 000,0

5362,3

223 430,0

62,1

Получено:

1. у/в газ н.к. -60°С

2. лёгкий бензин 60−120°С

3. полуотбензиненная нефть

3,8

7,5

88,7

703 000,0

138 750,0

1 640 950,0

203,8

402,2

4756,4

8490,3

16 757,2

198 182,4

2,4

4,7

55,0

Итого

100,0

1 850 000,0

5362,3

223 430,0

62,1

2.3 Определение температуры начала и конца конденсации

Разделим бензиновую фракцию на несколько узких:

Определяем среднюю молекулярную массу каждой фракции по формуле Воинова [1.с. 25]:

Мср = 60 + 0,3 tcp + 0,001 tcp (2. 1)

M1 = 60 + 0,3*125+0,001 *1252 = 113,1 г/моль, аналогично получим

М2 = 118,7 г/моль, М3 = 127,5 г/моль, М4 = 139,9 г/моль,

По кривой ИТК определяем процентный выход фракций [2.с. 72] по рисунку 1

120−130 1,5%

130−140 2,0%

140−160 3,5%

160−180 3,5%

Суммарный выход широкой бензиновой фракции 120−180 °С составляет 10,5% от всего количества нефти. Принимаем флегмовое число R = 2 [3. с. 248].

Найдем массовое количество всех компонентов:

10,5% - 67 778,4 кг/ч.

1,5% = = 9682,6 кг/ч., аналогично найдем:

2,0% - 12 910,2 кг/ч.

3,5% - 22 592,8 кг/ч.

3,5% - 22 592,8 кг/ч.

Массовые доли узких фракций определяются по формуле [1,с. 192]:

где di — массовое количество каждого компонента;

G — количество конденсируемого бензина, кг/ч.

У1 = 9682,6 / 67 778,4 = 0,14;

У2 = 0,20;

У3 = 0,33;

У4 = 0,33, У Уi = 1.

Число молей узких фракций определяется по формуле [1,с. 193]:

Ni=, (2. 3)

где Mi — средняя молекулярная масса каждой фракции.

N1 = 9682,6/113,1 = 85,6 кмоль/ч., аналогично найдем:

N2 = 108,8 кмоль/ч;

N3 = 177,2 кмоль/ч;

N4 = 161,5 кмоль/ч;

У Ni = 533,1 кмоль/ч.

Мольные доли узких фракций определяются по формуле [1.с. 193]:

Yi' = Ni/УNi, (2. 4)

где Ni — число молей одной узкой фракции;

УNi — общее число молей.

Y1' = 85,6/533,1 = 0,16, аналогично найдем:

Y2' = 0,20;

Y3' = 0,33;

Y4' = 0,31 ,

УYi' = 1.

Данные сводим в таблицу:

Таблица 3 — Расчет состава бензина

Пределы выкипания, ?С

Средняя t, ?С

Молекулярная масса, Мi

% выход на нефть

Массовое кол-во, кг/ч

Массовая доля, Yi

Число молей, кмоль/ч

Мольная доля, Yi'

120−130?С

130−140?С

140−160?С

160−180?С

125

135

150

170

113,1

118,7

127,5

139,9

1,5

2,0

3,5

3,5

9682,6

12 910,2

22 592,8

22 592,8

0,14

0,20

0,33

0,33

85,6

108,8

177,2

161,5

0,16

0,20

0,33

0,31

Сумма

-

-

19,5

677 778,4

1

533,1

1

Температура паров на входе в конденсатор — холодильник определяется методом постепенного приближения по уровню изотермы паровой фазы:

У = 1, (2. 5)

где Ki — константы фазового равновесия при давлении П = 103 000 Па и температуре начала конденсации, определяется по формуле [4,c. 124]:

где Pi — парциальное давление компонентов при температуре Тн.к.

Примем Тн.к. = 428 К и по диаграмме Кокса [ 5, с. 45,46 ] найдем давления насыщенных паров всех компонентов:

P1 = 3,7 кг/см2 = 360 500 Па;

Р2 = 2,95 кг/см2 = 288 400 Па;

Р3 = 0,7 кг/см2 = 69 010 Па;

Р4 = 0,3 кг/см2 = 29 870 Па.

Аналогично найдем: К2 = 2,8; К3 = 1,5; К4 = 0,44;

Подставив в уравнение изотермы паровой фазы все известные величины, получим:

Полученная сумма несколько больше 1, однако расхождение составляет 0. 06%, поэтому пересчета не делаем.

Следовательно, температура Тн.к. = 428 К.

Температуру конца конденсации определяем методом постепенного приближения по уравнению изотермы жидкой фазы [1.с. 226]:

Уxi'*Ki = 1, (2. 7)

где Ki — константа фазового равновесия, при давлении П = 103 000 Па и температуре конца конденсации Тк.к., определяемая по формуле [ 4.с. 124]:

где Pi — давление насыщенных паров компонентов, при температуре Тк.к. Примем Тк.к. = 403 К и, но диаграмме Кокса найдем давления насыщенных паров всех компонентов:

P1 = 2,6 кг/см2 = 254 974,2 Па;

Р2 = 1,9 кг/см2 = 186 327,3 Па;

Р3 = 0,8 кг/см2 = 78 453,6 Па;

Р4 = 0,15 кг/см2 = 14 710,1 Па;

Аналогично найдем: К2 = 1,81, К3= 0,76, К4= 0,143

Подставив в уравнение изотермы жидкой фазы все известные величины, получим

Полученная сумма несколько меньше 1, однако расхождение составляет примерно 0,98%, поэтому пересчета не делаем.

Следовательно, температура Тк.к. = 403 К.

2.4 Тепловая нагрузка конденсатора

2.4.1 Тепловая нагрузка зоны конденсации паров

Тепловую нагрузку определяем по формуле [4, с. 106]:

Q1 = G (JТн.к.  — iТн.к. ), (2. 9)

где G — количество конденсируемого бензина, кг/ч;

JТн.к.  — энтальпия паров бензина, при Тн.к. и его плотности с293277 = 0,7526 [2.с. 83];

iТн.к.  — энтальпия жидкого бензина, при Тн.к. и с293277.

Пользуясь приложением 2; 3 [ 1, c. 328;332], интерполяцией находим JТн.к. и iТн.к. JТн. к = 648,7 кДж/кг; iТн.к. = 350,6 кДж/кг.

Подставив известные величины в формулу 2.9, получим:

Q1= 67 778,4 (648,7 — 350,6) = 20 204 741,04 кДж/ч = 5612,4 кВт.

2.4.2 Тепловая нагрузка зоны охлаждения конденсата

Тепловую нагрузку определяем по формуле [4,с. 133]:

воздушный охлаждение конденсация бензин

Q2 = G (iТн. к.- iТохл), (2. 10)

где iТохл — энтальпия жидкого бензина, при конечной температуре бензина.

Тохл = 80 °C = 353 К и с293277 = 0,7526

Пользуясь Приложением 3 [ 4, с. 332 ], интерполяцией находим iТохл: iТохл = 167,5 кДж/кг.

Подставив известные величины в формулу 2. 10, получим:

Q2= 67 778,4 (350,6 — 167,5) = 12 410 225,04кДж/ч = 3447,3 кВт.

Общая тепловая нагрузка конденсатора:

Q = Q1 + Q2

Q = 5612,4 + 3447,3 = 9059,7 кВт.

2.5 Определение расхода воздуха

Не учитывая потерь тепла в окружающую среду и принимая температуру воздуха на выходе из аппарата T1" = 328 К, определим расход воздуха.

Уравнение теплового баланса конденсатора [4, c. 134]:

Q = WСв(T1" - T1'), (2. 12)

откуда, (2. 13)

где W — расход воздуха, кг/ч;

Q — тепловая нагрузка аппарата, кВт;

T1' = 291 К — начальная температура воздуха;

Св = 1,005 кДж /(кг*К) — теплоемкость воздуха [4, e. 107],

Получим:

кг/ч

2.6 Определение конечной температуры воздуха

Тепловой баланс первой зоны [4, с. 135]:

Q1 = W (T1«-T1В, (2. 14)

откуда:

(2. 15)

.

2.7 Расчет зоны конденсации

2.7.1 Коэффициенты теплоотдачи со стороны бензина

Коэффициент теплоотдачи от конденсирующих паров бензина к наружной поверхности горизонтальной трубки аппарата рассчитываем по формуле [4,с. 137]:

где r — теплота конденсации углеводородных паров. Дж/кг;

с — плотность конденсата, кг/м3;

л - коэффициент теплопроводности конденсата, Вт/(м * к);

м - динамическая вязкость конденсата. Па * с;

?Т — разность температур конденсирующего пара и стенки, К;

dН = 0,028 м — наружный диаметр трубок аппарата. dН берется по чертежу.

Значения с,л и м берутся при средней температуре пограничного слоя конденсата Тm,

r — при средней температуре конденсации Ts.

Ts = (Tн.к. + Тк.к.)/2; [4,с. 138] (2. 17) Ts = (428 + 403)/2 = 415,5 К.

Принимаем, что температура стенки трубы Тw = 326 К. Тогда средняя температура пограничного слоя конденсата:

Tm = 0,5(Ts + Tw) (2. 18)

Tm = 0.5 (415,5 + 326) = 371 К.

Коэффициент теплопроводности находим по формуле [4. c 138]:

, (2. 19)

где р288288 — относительная плотность конденсата.

С288288 = с420 + 5б, (2. 20)

где б - средняя температурная поправка на 1К определяемая по таблице.

Зная плотность конденсата в конце первой зоны р293277 = 0,7526 и пользуясь таблицей средних температурных поправок находим по формуле Менделеева [1, c. 20]:

PTm277 = p293277 — б (Tm — 293); (2. 21)

P367277 = 0,7526 — 0. 874 (371 — 293) = 0,684.

Значение r находим, как разность энтальпий конденсата в паровой и жидкой фазах, при:

Ts = 415,5 К и р277293 = 0,7526;

г = Jтs — i тs [4, с. 138] (2. 22)

Пользуясь Приложениями 2;3 [4, с. 328: 332], интерполяцией находим

Jts и iTs: J393 = 1314,8 кДж/кг; i379 = 1127,9 кДж/кг.

Подставив полученные величины в формулу 2. 22 получим:

r = 1314,8- 1127,9 = 186,9 кДж/кг.

Зная кинематические вязкости бензина при 293 К и 323 К, находим значение нTm, пользуясь формулой Гросса [4, с 99]:

, (2. 23)

где n — коэффициент.

В нашем случае:

н1 = н293 = 1,105*10-6 м2/с, н2 = н323 = 0,78*10-6 м2/с [2, c. 216]

T1 = 293 К; Т2 = 323 К.

Решив формулу относительно n при известных н1, и н2, получим:

;

Тогда кинематическая вязкость для бензина, при 367 К определится из уравнения:

(2. 25)

;

Откуда н371 = 0,875*10-6 м2/с.

Для перевода кинематической вязкости в динамическую воспользуемся формулой [1, с. 23]:

м = н*с; (2. 26)

м = 0,875*10-6 * 684 = 5,98*10-4 Па? с;

Величина ?T будет равна:

?Т = Ts — Tw (2. 39)

?Т = 379 — 326 = 53 K.

Подставляя найденные величины в формулу 2. 16 получим:

Вт/м2

В соответствии с конструкцией аппарата [7], среднее число трубок, расположенных в одном вертикальном ряду, равно n = 15. Поэтому коэффициент теплоотдачи б1, от конденсирующего пара к поверхности пучка горизонтальных трубок найдем по формуле [4, с. 138]:

б1 = еn? б1', (2. 40)

где En — усредненный поправочный коэффициент, при различном размещении труб в пучке, — определяется по графику [8, с. 305].

В нашем случае n = 15 получим:

б1 = 0,6 * 1447 = 868,2 Вт/м2

2.7.2 Коэффициент теплоотдачи со стороны воздуха в случае применения гладких труб

В целях правильного выбора расчетной формулы для б2, следует определить значения критерия Рейнольдса для воздуха, при поперечном обтекании шахматного пучка труб аппарата.

Примем, что фронтальное к потоку воздуха сечение аппарата L? В = 4? 4 м2 [4, с. 110] с шагом труб по ширине пучка S1 = 0,052 м. Шаг труб по глубине пучка S2 найдем следующим образом:

(2. 41)

мм

Определим число n труб в одном горизонтальном ряду пучка из формулы:

Примем число рядов труб по вертикали одной секции nв = 8.

Определим площадь сжатого (наименьшего) сечения в пучке труб, через которое проходит воздух [4,c. 111]:

Fc = L (B — nd3); (2. 44)

Fc = 4 (4 — 76? 0,028) = 7.5 м2

Скорость воздушного потока в сжатом сечении

(2. 45)

где Vd — действительный секундный расход воздуха (берется из паспорта данных на вентилятор), м3

Средняя температура воздуха в конце первой зоны [4, c. 139]

По таблице [4, с. 107] находим интерполяцией кинематическую вязкость воздуха при его средней температуре, а также коэффициент теплопроводимости воздуха при его средней температуре Тср: н = 16. 55*10-6 м2; л = 0,0. 0268 Вт/м*К. Теперь определим величину критерия Рейнольдса

Re = (W0*d3)/н [4, c. 111]; (2. 47)

Re = = 14 380. 7

Коэффициент теплоотдачи б определим из уравнения [9, с. 191], справедливого при:

Re = 2*102 — 0. 2*106

Получим:

б2 = 0,37*(л/d3)*Еат*Re0. 6, (2. 48)

где Еат = 1 — поправочный коэффициент, учитывающий угол атаки, принимается по таблице [9, с. 190].

б2 = 0,37*(0,0268/0,028)*14 380. 70,6*1 = 110.6 Вт/м2*К.

2.7.3 Коэффициент теплопередачи для пучка гладких труб

Для биметаллических труб (латунь-алюминий) и загрязненной поверхности теплообмена (внутренней и наружной) этот коэффициент определяется пи формуле [4,с. 111]:

, (2. 49)

где — тепловое сопротивление внутреннего слоя загрязнения (принимаем для бензина равным 0. 35 (м2. к)/Вт (см. Приложение 5)

2. К) / Вт — тепловое сопротивление латунной стенки т трубы при д = 0,002 м. и л = 91,9 Вт / (м. К) [4 .с. 140];

= 0,0015/205 = 0,73 (м2. К) / Вт — тепловое сопротивление алюминиевого слоя трубы, при д = 0,0015 м и л = 205 Вт/(м. К) [4,c. 112];

— тепловое сопротивление наружного слоя загрязнения — выбираем в пределах 0. 17 — 0. 86, для дальнейшего расчета эта величина принята равной 0,60 (м2К)/Вт. [4, с. 112].

Подставив эти значения в формулу 2. 38, получим

Вт/(м2 К).

2.7.4 Коэффициент теплоотдачи бк, при поперечном обтекании воздухом пучка оребренных труб

При спиральном оребрении труб, расположенных в шахматном порядке, для определения коэффициента теплоотдачи [в Вт/(м2. К)], воспользуемся формулой [4, c. 113]

, (2. 50)

где л = 0,02619Bt/(m. K) — коэффициент теплопроводности воздуха, при его средней температуре [4,с. 107];

сВ — плотность воздуха при Тср, кг/м3, сВ = 1,17 727 кг/м3;

W0' - скорость воздуха в сжатом (узком) сечении одного ряда труб оребренного пучка, м/с;

м — динамическая вязкость воздуха, при Тср, Па * с;

Pr — критерий Прандтля, при Тср Pr = 0. 7123[4.с. 107];

дР — средняя толщина ребра, м.

Величину Wo' определяем по формуле [4,с. 113]:

, (2. 51)

где WН — скорость набегающего воздушного потока, при входе в трубный пучок, то есть в свободном сечении перед секциями оребренных труб,

д = Sn/d3, (2. 52)

где Sn — поперечный шаг оребренных труб, принятый ранее равным 0,052 м

д = 0,052/0,028 = 1,86;

Нр = 0,0105 м высота ребра;

Sp = 0,0035 м — шаг ребер;

Скорость набегающего воздушного потока [4,с. 113]:

, (2. 53)

где VД - действительный секундный расход воздуха, м/с; Fcb = L? B = 4*4 = 16m2 — фронтальное к потоку воздуха сечение аппарата.

Таким образом: WН = 64/16 = 4 м/с

Средняя толщина ребра:

др = (д1 + д2) / 2, (2. 54)

где д1 = 0,0006 м — толщина ребра в его вершине;

д2 = 0,0011 м — толщина ребра в его основании.

Имеем:

др = (0,0006 + 0,0011) / 2 = 0,85 м

Скорость воздушного потока в сжатом сечении:

м/с.

Динамическая вязкость воздуха при Тср:

м = нсВ [4, c. 114], (2. 55) где н — кинематическая вязкость воздуха;

н = 15,296*10-6 м2/с;

м = 16,55*10-6*1,1442 = 1,89*10-5 Па? с.

Подставив в формулу 2. 39 значение всех величин, получим:

Коэффициент теплоотдачи бК сильно зависит от диаметра трубы d3, несколько меньше от толщины ребра др, и почти не зависит от диаметра ребра d4.

2.7.5 Приведенный коэффициент теплоотдачи бпр со стороны воздуха в случае пучка оребренных труб

Приведенный коэффициент теплоотдачи бпр учитывает конвективный теплообмен между оребренной поверхностью и потоком воздуха и передачу тепл теплопроводностью через металл ребер. Его величину необходимо знать, чтобы определить коэффициент теплопередачи К.

В литературе отсутствуют надежные данные, позволяющие подсчитать бпр для случая ребристой спиральной поверхности. В виду малого шага спирали определяем приведенный коэффициент теплоотдачи по формуле для дисковых (круглых) ребер [4,с. 115]

, (2. 56)

где Fp — поверхность ребер, приходящихся на 1 м длины трубы, м2/м;

Е — коэффициент эффективности ребра, учитывающий понижение его температуры по мере удаления от основания [4,с. 115];

е? — коэффициент, учитывающий трапециевидную форму сечения ребра (рисунок 2.7 [1,сП5]);

ш = 0,85 — экспериментально найденный коэффициент учитывающий неравномерность теплоотдачи по поверхности ребра;

в3 = (д/л)З. Н — тепловое сопротивление загрязнения наружной поверхности трубы, принимаемое (для сравнения) равным тепловому сопротивлению наружного загрязнения поверхности гладких труб (смотри выше). Находим поверхность ребер, приходящуюся на 1 метр длины трубы

, (2. 57)

где Х = 286 — число спиральных витков ребер, приходящихся на 1 м длины трубы.

м2/м.

Определяем наружную поверхность участков трубы между ребрам приходящуюся на 1 м длины трубы [4, с. 116]:

Fтр = рd3(1-хд2), (2. 58) где д2 = 0. 0011 м — ширина ребер у основания Fтр = 3. 14 * 0,028 (1- 286 * 0,0011) — 0,06 м2/м. Полная наружная поверхность 1 м оребренной трубы будет равна: Fn = Fр + Fтр [4,с. 116]; (2. 59) Fn = 0,761 + 0,06 = 0,821 м2/м.

Предварительно вычисляем соотношения, необходимые для пользования рисунками 2.6 и 2.7 [4,с. 115]:

d4 / d3 = 49 / 28 = 1. 75;

v (д12) = v (0. 6/1. 1) = 0. 738.

Чтобы учесть наружное загрязнение труб, необходимо вычислить подкоренные выражения аргументов графических зависимостей (смотри рисунки 2.6 и 2.7 [4,с. 115]) и поделить их на величину (1 + в3 ш Lк):

, (2. 60)

где бК = 205 Вт/ (м * к) — коэффициент теплопроводности алюминиевого ребра:

Тогда по рисункам 2.6 и 2.7 [4, c. 115] Е = 0,96; е? = 1,02

По формуле 2. 45 определяем приведенный коэффициент теплоотдачи:

.

2.7.6 Коэффициент теплопередачи для пучка оребренных труб

Ведем расчет на единицу гладкой поверхности трубы по формуле:

, (2. 61)

где Fст — поверхность гладкой трубы (по наружному диаметру), приходящаяся на 1 м ее длины:

Fcт = рd3 * 1 [4,с. 116]; (2. 62)

Fст = 3,14 * 0,028 * 1 = 0,088 м2/м.

Все остальные величины и обозначения — прежние. Получим:

Вт/(м2 *К),

Следовательно, при прочих равных условиях оребрения гладкой трубы со стороны воздуха приводит к значительному увеличению коэффициента теплопередачи (в 314,5 / 92,78 = 3,4 раза).

2.7.7 Средний температурный напор зоны конденсации и ее поверхность

При многоходовом потоке теплоносителя в трубном пространстве аппарата и одноходовом потоке теплоносителя в межтрубном пространстве определяется по методу Белоконя [4,с. 112]:

, (2. 63)

где ?Тср — средний температурный напор первой зоны, К;

Тmax1, Tmin1 — соответственно большая и меньшая разность температур, определяется по формулам:

Тmax1 = ?1 + 0,5?TI; (2. 64)

Tmin1 = ?1 — 0,5?TI, (2. 65)

где? — разность среднеарифметических температур горячего и холодного теплоносителей

, [4, c. 112] (2. 66)

Расчитаем ?ТI по формуле:

I = v (?Т1 + ?Т2)2 — 4Р? Т12, (2. 67)

где ?Т = Т н. к — Т к. к — перепад температур в горячем потоке; (2. 68)

2 = T1 — T'1' - перепад температур в холодном потоке; (2. 69)

Р — индекс противоточности. В нашем случае Р = 0,98. Имеем:

1 = 408 — 354 = 54 К

2 = 319 — 298 = 21 К

= v (54 + 21)2 — 4*0,98*54*21 = 34,4

К

Tmax1 = 72,5 + 0.5 * 34,34=90 К

Тmin1 =72,5−0,5*34,4 = 55 К

К.

Поверхность теплообмена в первой зоне определим по формуле:

; (2. 70)

м2.

2.3.8 Расчет зоны охлаждения

Средний температурный напор зоны охлаждения определяем по методу Белоконя [4,с. 112]:

, (2. 71)

где ?Тср2 — средний температурный напор второй зоны, К;

Т max2, Тmin2 — большая и меньшая разность температур, определяется

по формулам:

Тmax2 = ?2 + 0,5?TII; (2. 72)

Tmin2 = ?2 — 0,5?TII, (2. 73)

где ?2 — разность среднеарифметических температур горячего и холодного теплоносителей.

, (2. 74)

где Тв — конечная температура бензина (на выходе), К;

Характеристическую разность температур? TII рассчитаем по формуле (2. 75), где? T1 = Т кк — Тв — перепад температур в горячем потоке; (2. 76)

?T2 = T1" — Т1 — перепад температур в холодном потоке; (2. 77)

Индекс противоточности Р= 0. 98 [4,с. 112] оставляем прежним:

1 = 354−333 = 21 К;

2 = 328 -319 = 9 К;

II = v (21+9)2 — 4*0,98*21*9 = 12,6 К;

К;

Tmax2 =20+0,5*12,6= 26,3 К;

Тmin2 = 20−0,5*12,6 = 13,7 К;

К.

Принимаем коэффициент теплоотдачи:

K1 = 150 Вт/(м2. к),

Тогда поверхность теплообмена второй зоны определяем по формуле:

; (2. 78)

м2.

2.7.9 Компановка и аэродинамическое сопротивление пучка труб

Находим общую поверхность теплообмена аппарата:

F = F1 + F2; (2. 79)

F = 1134+369=1503 м2.

Количество труб равно [4,с. 117]:

N = F / Fo, (2. 80)

где Fo = 3,14*0,028*8 = 0,704 м2 — поверхность теплообмена одной трубы

N = 590 / 0,704 = 2135 шт.

Определяем число труб для одного хода бензина, при скорости движения W = 0,74м/с [4,с. 109], по формуле [4, с. 117]:

; (2. 81)

трубы.

Устанавливаем 4 аппарата с общим числом труб в каждом — 564, Пучок распределяем на 3 секции по 188 труб. Nд = 564*4=2256 труб. Аэродинамическое сопротивление пучка труб (в Па) определяем по формуле:

, (2. 82)

где сВ = 1,18 505кг/м3 — плотность воздуха при его начальной температуре;

W0' = 10,6 м/c — скорость воздуха в сжатом (узком) сечении оребренного пучка труб;

nВ = 8 — число горизонтальных рядов труб в пучке (по вертикали);

d3 = 0,028 м — наружный диаметр трубы.

Критерий Рейнольдса, отнесенный к диаметру труб d3 [4,c. 118]:

; (2,83)

.

Подставляя указанные величины в формулу 2. 70, получим:

Па

Принимаем коэффициент оребрения равным 9 [3, c. 263], тогда истинное количество труб равно:

Nд = 564*4 = 2256 шт.

Выбираем аппарат по ГОСТ 26–02−1522−77: число труб в аппарате 188 шт., поверхность теплообмена 376 м2, длина труб 8000 мм. АВО — малопоточного типа.

Для проектируемого аппарата выбираем осевой вентилятор ГАЦ-28−8М2 с регулируемым углом установки лопастей.

Основные технические данные вентилятора

— диаметр рабочего колеса -2.8 м;

— число лопастей -8шт.

— частота вращения 428об. /мин.

— мощность приводного электродвигателя -37кВт;

-номинальный напор -320Па;

-диапазон рабочих температур -от -60 до 60 0С.

Список использованных источников

1. Молоканов Ю. К; Процессы и аппараты нефтегазопереработки. М.: Химия. 1987, с. 368.

2. Нефти СССР (справочник) Том I. Нефти северных районов европейской части СССР и Урала. Издательство Химия, М., 1971 г. с. 504.

3. Рудин М. Г., Драбкин А. Е. Краткий справочник нефтепереработчика. — Л.: Химия, 1980. — 328с. :ил.

4. Кузнецов А. А; Кагерманов С. И.; Судаков Е. Н; Расчеты процессов и аппаратов нефтеперерабатывающей промышленности. Л: Химия. 1974.с. 344.

5. Эмирджанов Р. Т. Основы технологических расчетов в нефтепереработке. М — Л.: Химия. 1965 г. с. 544.

6. Эмирджанов Р. Т. Примеры расчетов нефтезаводских процессов и аппаратов. Баку, Азнефтеиздат., 1957 г. с. 404.

7. Павлов. Новое нефтяное оборудование, М., Гостоптехиздат, 1961 г. с. 155.

8. Касаткин А. Г. Основные процессы и аппараты химической технологии. М., Химия 1973 г. с. 784.

ПоказатьСвернуть
Заполнить форму текущей работой