Таран В.Н. Проектирование аппаратов криогенных установок. Для студентов специальности Криогенная техника и технология
Подождите немного. Документ загружается.
4. Регенеративные теплообменные аппараты
Регенераторы предназначены для охлаждения сжатого воздуха до температуры
насыщения и одновременной его осушки и очистки от двуокиси углерода и других
примесей, вымерзающих из воздуха. Одновременно с вымораживанием примесей
протекает процесс их адсорбции на поверхности насадки и на поверхностях твердых
осадков. В результате в регенераторах задерживается значительная доля
взрывоопасных примесей углеводородов и даже до 10 % содержащихся в воздухе
криптона и ксенона. Регенераторы работают в режиме полной самоочистки: обратный
поток газа во время «холодного дутья» полностью сублимирует, десорбирует и
выносит из регенератора все примеси, сконденсированные в жидкую и твердую фазу на
поверхности насадки во время «теплого дутья». Режим самоочистки при
периодическом переключении потоков (обычно через 3—9 мин) может поддерживаться
(благодаря уменьшению разности температур прямого и обратного потоков) при
давлениях сжатого воздуха до 1,4 МПа. При более высоких давлениях обратный поток
не может сублимировать и выносить все примеси с поверхности насадки pereнератоpa
— неизбежно наступает так называемая «забивка» или "замерзание" регенераторов.
Регенераторы применяют в ВРУ, начиная с 30-х годов. Рабочий процесс в них
достаточно хорошо изучен, разработаны надежные методы теплового расчета и расчета
на незабиваемость, которые осуществляются на ЭВМ. В отечественных ВРУ наряду с
регенераторами с алюминиевой гофрированной насадкой широко применяют
регенераторы с дробленой каменной (базальтовой) насадкой и встроенными
змеевиками, позволяющими получать часть сухих и чистых продуктов (20—40 % от
перерабатываемого воздуха). Объемная доля сухих и чистых продуктов должна быть
обусловлена техническим заданием. При максимальной доле сухих продуктов все
регенераторы ВРУ должны иметь встроенные змеевики. В небольших установках
используют также насадки из коротких пружинок, свитых из алюминиевой проволоки
диаметром около 1,5 мм. Отечественной промышленностью разработан типовой ряд
регенераторов для установок с расходом перерабатываемого воздуха (20—360) 10
3
м
3
/ч.
По сравнению с переключающимися пластинчато-ребристыми теплообменниками
регенераторы имеют меньший (в 3—10 раз) период переключения и большие
гидравлические сопротивления, поэтому удельный расход энергии и энергетическая
31
составляющая затрат в ВРУ с регенераторами на 5—8 % больше, чем в ВРУ с
пластинчато-ребристыми теплообменниками. Важнейшие практические преимущества
регенераторов — технологическая и конструктивная простота, большой ресурс работы,
высокая надежность, особенно в условиях сильно загрязненного воздуха.
Регенераторы дешевле теплообменников, поэтому суммарные приведенные удельные
затраты на единицу продукта в ВРУ с регенераторами только на 2,5—3 % больше чем
в установках с пластинчато-ребристыми теплообменниками. При увеличении
стоимости электроэнергии особое значение приобретает проблема уменьшения потерь
сжатого воздуха и гидравлического сопротивления регенераторов. В некоторых
случаях возможна замена их пластинчато-ребристыми теплообменниками.
В регенераторах с дисками из алюминиевой гофрированной ленты установлено 96
дисков (галет) высотой 50 мм (ширина ленты b = 50 мм). В верхней теплой зоне
регенератора установлены диски (до 23 % общего их числа) с большим относительным
свободным объемом (
cв
= 0,745). В средней зоне размещено около 32 % общего числа
дисков с несколько меньшим относительным свободным объемом (
св
= 0,695); в
нижней, самой холодной, зоне — наибольшее число дисков с наименьшим
относительным свободным объемом (
св
= 0,58). Относительный свободный объем
дисковой насадки определяется глубиной и шагом рифления и толщиной ленты (рис.
4.1)
св
= 1 – 0.5 Fуд .
Здесь — толщина ленты, м; Fуд — удельная площадь поверхности
гофрированной насадки, м
2
/м
3
; Fуд = 3,32 (h–)/ ht sin{arctg[2(h—) / t]}
где h - высота гофра, м, t - шаг рифления, м, h- – глубина рифления, м.
Рис. 4.1. Диск насадки («галета»), свернутый из двух алюминиевых гофрированных
лент с прорезями
В регенераторах используют ленту толщиной 0,5 мм. Обычно у насадки
верхней зоны шаг рифления 4,71 мм и высота гофра 2 мм; в средней зоне шаг
соответственно 3,92 и 1,5—1,66 мм; нижней зоне—3,14 и 1,0—1,2 мм. Диск навивают
32
из двух сложенных вместе гофрированных лент, имеющих противоположное
направление наклона гофр. Угол наклона гофра к плоскости диска 60° (в ранних
конструкциях 45). Гофрированная лента (шириной 50 мм и толщиной 0,5 мм) имеет
два ряда продольных прорезей-просечек для интенсификации теплообмена путем
уменьшения толщины пограничного слоя и осевой теплопроводности. Просечки
длиной 60 мм выполняют вдоль ленты с интервалом 15—30 мм.
Оптимальное расстояние между рядами прорезей составляет 8—10 мм. Последние
исследования показали целесообразность применения дисковых насадок с углом
наклона гофр 75° и числом рядов прорезей до 6. В частности, коэффициент
теплоотдачи при увеличении угла наклона гофр от 60 до 75 уменьшается примерно в
1,3 раза для насадок с шагом рифления 3.14—4,71 мм. В то же время гидравлическое
сопротивление уменьшается в существенно большей степени: в 1,9 раза для насадки с
шагом рифления 3,14 мм; в 1,5 раза для насадки с шагом 3,92 мм; в 1.4 раза для насадки
с шагом рифления 4,71 мм. Таким образом, при применении таких дисков (даже при
необходимости увеличить их число на 25 —30%) абсолютное значение
гидравлического сопротивления регенератора увеличивается примерно на 25 %.
Эффективность дисковых насадок высотой 50 мм можно повысить просечкой не двух, а
6 рядов прорезей. Экспериментально установлено, что коэффициент теплоотдачи
увеличивается при этом в 1.4—1,6 раза. Наконец, существенное (в 2—4 раза)
уменьшение гидравлического сопротивления (по сравнению с сопротивлением дисков
из двух гофрированных лент) обеспечивает применение дисков из гладкой и
гофрированной лент с прямыми гофрами = 90°. Уменьшение коэффициента
теплоотдачи в таких дисках в 1,5—2 раза можно частично компенсировать, увеличив
число продольных прорезей. В итоге, гидравлические потери в регенераторах
уменьшаются в 1,5 – 2 раза. Таким образом, регенераторы с дисковой насадкой по
гидравлическим характеристикам могут не уступать пластинчато-ребристым
теплообменникам.
Резервов повышения эффективности у регенераторов с каменной дробленой
насадкой меньше. Большую недорекуперацию потоков, идущих по змеевикам, можно
уменьшить только конструктивно: увеличив число трубок (что нежелательно,
nocкольку уменьшается объем насадки) или существенно усложнив конструкцию всего
аппарата. В регенераторах с насыпной каменной насадкой и змеевиками применяют
дробленый базальт с размером зерен 8—12 мм (в расчетах принимают 10 мм). Такая
33
насадка имеет практически одинаковую удельную площадь поверхности во всех
температурных зонах регенератора, равную 470 м
2
/м
3
, и одинаковый свободный объем
0,42 м
3
/м
3
(насыпная масса 1780 кг/м
3
). В сердечник регенератора насыпают более
мелкий базальт со средним размером зерен 4 мм.
4.1. Приближенный тепловой и гидравлический расчеты регенератора
Изменения температур потоков и насадки в элементе регенератора, объемом dV,
описываются математическими соотношениями:
( ) ;
( ) .
(1 )
V
H
V
H H
H Н
dT T T dV
G Cp
dT T T d
C
(4.1)
где
V
–коэффициент теплоотдачи, отнесенный к 1 м
3
объема регенератора; G, Cp –
массовый расход и теплоемкость потока; Т, Т
Н
– температуры потока и насадки; ,
Н
,
С
Н
– свободный объем, плотность и теплоемкость насадки.
Второе уравнение системы (4.1) выражает изменение температуры насадки во
времени и подчеркивает нестационарный характер процессов в регенераторе.
Нестационарность Т
Н
приводит к появлению температурного гистерезиса
(расхождения) между температурой насадки в периоды теплого и холодного дутья.
Температурный гистерезис Т
гис
уменьшает температурный напор при теплообмене и
общее уравнение теплопередачи для регенератора – аналог уравнения (3.6) – должно
записываться так:
( )
V гис
Q
V
k T T
, (4.2)
где k
V
– коэффициент теплопередачи, отнесенный к 1 м
3
объема регенератора, Т –
средняя разность температур между потоками.
Эффективность работы регенератора (кпд) определяется недорекуперацией Т
H
на
теплом конце аппарата (как теплообменника) и равна
= 1 – Т
H
/ (T
В.Вх
– Т
Обр.Вх
) = 1 – t
H
, (4.3)
где t
H
– относительная недорекуперация.
Исследования системы (4.1) показало, что T
гис
и кпд регенератора являются
функциями безразмерных параметров – приведенной длины и приведенного времени.
Введем безразмерные (приведенные) параметры для регенератора в целом:
средняя приведенная длина
34
2
VCp
O O
k V
G Cp
; (4.4а)
среднее приведенное время
HH
Cp
CB
VCp
c1
k2
, (4.4б)
здесь k
vсp
— среднее значение объемного коэффициента теплопередачи, Вт/(м
3
К); V
– объем регенератора, м
3
; G0 — массовый расход газа в обратном потоке, кг/с; Ср
о
—
средняя удельная теплоемкость обратного потока, Дж/(кг. К); — продолжительность
полупериода, с; (
cв
)
Ср
- среднее значение свободного объема насадки, м
3
/м
3
;
Н
—
плотность материала насадки, кг/м
3
; с
н
— средняя удельная теплоемкость материала
насадки, Дж/(кг. К). В соотношениях предполагается, что коэффициент теплопередачи
k
V
=
V
/ 2.
Значения (Т–T
гис
)/ Т – относительного температурного напора могут быть
определены по рис. 4.2.
Р
Рис. 4.2. Величина относительного температурного напора в зависимости от
приведенных величин и П.
35
Для насадки конкретного типа с определенной геометрией обычно известны
эмпирические соотношения между кпд и параметрами ,
.
Для дисковых насадок с углом наклона гофр 60 и отбором петлевого потока из
средней части
0.07 0,0217(1 ) 0.487
2
n m
, (4.5)
где n — отношение водяных эквивалентов прямого и обратного потоков:
n = Wn/Wo = (G
B
Cp
B
) / (G
O
Cp
O
);
m = Gп/Gв — доля петлевого потока в перерабатываемом воздухе.
Соотношение (4.5) справедливо при = 75 ... 400; П = 14,5 ... 58; m = 0,05 ...
0,15 и n = 0,9 ... 1,0.
Методика теплового расчета регенератора базируется на использовании
уравнений (4.2 … 4.5). Ввиду того, что V зависит Т и T
гис
, которые определяются
через и П, необходимо выполнять итерационные расчеты в следующей
последовательности.
1. Выбираются параметры насадки
Н
, С
Н
и
св
. Принимаются значения скоростей
потоков и по соотношениям (4.6 … 4.8) вычисляют
v
.
2. Принимают продолжительность полупериода и объем регенератора V.
Вычисляют по формулам (4.4) значения и П.
3. По рис. 4.2. находят Т
гис
и по формуле (4.2) вычисляют объем регенератора V.
Сопоставляют это значение с принятым в пункте 2. При наличии расхождений
корректируют объем регенератора V и повторяют расчет с п.2.
4. Вычисляют регенератора по формуле (4.5). Проверяют соответствие
недорекуперации ранее принятому значению Т
Н
. При расхождениях повторяют
расчет с п.2.
Средний (по высоте диска) объемный коэффициент теплоотдачи, Вт/(м
3
.К)
рассчитывается по соотношению
v
= Nu
v
/ d
e
2
, (4.6)
где —теплопроводность газа, Вт/(м. К); d
e
- эквивалентный диаметр, м.
Геометрия насадки существенно влияет на величину
v
.
36
Результаты исследований теплообмена и гидравлического сопротивления
регенераторов с дисковой насадкой разной геометрии обобщены в виде зависимостей
Nu
v
= A Re
a
f(b, d
e
,
св
, , t, ). (4.7)
Так для регенераторов с каменной насадкой
Nu
v
= 0.3 Re
0.8
св
0,75
.
Для регенераторов с насадкой из гофрированной ленты
0
187.0
e
392.0
0
b/05.7759.0(
e
76.0
v
t
t
cosn
1
t
cosd
1
d
b
Re36.2Nu
.
Тут принято
0
= 0,4 мм, t
0
= 3,14 мм.
Число Рейнольдса определяется скоростью фильтрации w
ф
w
ф
= 4G/(
св
D
2
), (4.8)
Re = w
ф
d
e
/ .
Здесь — динамическая вязкость газа при средних параметрах,Па-с; w
ф
—
массовая скорость фильтрации, кг/(м
2
с); она может быть определена и из следующего
соотношения
w
ф
= w
n
n
/
св
,
где w
n
— средняя (по площади сечения пустого регенератора) скорость потока газа,
приведенного к нормальным условиям. Рекомендуемые значения w
n
для регенераторов
с дисковой насадкой 2,6—2,8 м/с; для регенераторов с каменной насадкой - 1,0 ... 1,2 м/
с;
n
—плотность газа при нормальных условиях. Диаметр регенератора D, м,
определяют по выбранному значению w
n
, исходя из заданного секундного расхода газа
V, м
3
/с, приведенного к нормальным условиям:
wn/V13.1D
. (4.9)
По этим данным можно определить коэффициенты теплоотдачи и геометрические
размеры регенератора.
Гидравлическое сопротивление насадок регенератора ВРУ при отсутствии на
насадке кристаллов воды и СО
2
рассчитывается по формуле
e
2
ф
d
H
2
w
p
(4.10)
Коэффициент сопротивления определяется соотношением для дисковых насадок
= 77.5 Re
-0.8
CB
( /
0
)
0.01
, при Re<300;
37
= (0,37 + 135/Re)
CB
( /
0
)
0.01
при Re>300. (4.11)
4.2. Самоочистка регенераторов. Проверочный расчет на незабиваемость.
Реальные физические условия выноса влаги из регенераторов полностью
обеспечивают незабиваемость насадки регенератора льдом воды до давлений воздуха в
прямом потоке 1,2—1,4 МПа. Тем не менее в отдельных случаях необходима
специальная тщательная проверка условий переноса влаги прямым и обратным
потоками в зоне температур 205—280 К. Это касается регенераторов с насадкой и
змеевиками, в которых вследствие большого объема змеевиков могут возникнуть
условия, затрудняющие вынос влаги.
Основная задача проверочного расчета регенератора на незабиваемость —
определение доли вымороженной и сублимированной двуокиси углерода в расчетных
сечениях. При обычном содержании двуокиси углерода в воздухе (300 см
3
/м
3
) и
давлении 0,6 МПа температура насыщения двуокиси углерода близка 140 К, поэтому ее
вымораживание в начале теплого дутья начинается на всей поверхности насадки,
имеющей температуру менее 140 К. По мере прогрева насадки в период теплого дутья в
регенераторе создаются условия для ее сублимации вместе с примесями углеводородов
и переноса их в более холодную зону, где они повторно вымораживаются. В связи с
этим объемная доля примесей в потоке в конце теплого периода может в 4-5 раз
превышать долю примесей в перерабатываемом воздухе.
Кроме доли примесей СО
2
в воздухе и обратном потоке, исходными данными при
расчете процессов вымораживания и возгонки двуокиси углерода является
температурное поле насадки регенератора по высоте, полученное в проверочном
тепловом расчете.
Объемная доля двуокиси углерода в воздухе на входе в (n+1)-й элемент в
фиксированный момент времени при Lu =1.2
(с
CO2
)
n+1
= (с
CO2
)
n
– [(с
CO2
)
n
– (с
CO2
нас
)
n+1
] [1 – ехр(0,83
n
F
n
/ w
B
)], (4.12)
где с
CO2
— объемная доля насыщенных паров двуокиси углерода при средней
температуре насадки (n+1)-го элемента (вычисляют по эмпирическим выражениям).
За период теплого дутья на расчетном n-м элементе насадки вымораживается
следующая масса двуокиси углерода:
(M
CO2
)
n
вым
== [(с
CO2
)
n
- (с
CO2
)
n+1
] G
B
. (4.13)
38
Расчет процесса возгонки (сублимации) двуокиси углерода в период холодного
дутья начинают с холодной стороны регенератора. Объемную долю СО
2
в обратном
потоке азота принимают равной нулю, а в обратном потоке кислорода — равной доле
насыщенного пара СО
2
при температуре кислорода. Экспериментально установлено,
что доля СО
2
в обратном потоке кислорода, выходящего из испарителя верхней
колонны, существенно зависит от режимов работы регенераторов и узла ректификации.
Таким образом, при расчете процесса возгонки двуокиси углерода кислородных
регенераторах долю СО
2
на входе в расчетные участки принимают равной доле
насыщенных паров СО
2
при температуре кислорода до тех сечений, в которых
суммарная масса внесенной кислородом и сублимированной двуокиси углерода
меньше массы СО
2
, насыщающей кислород при температуре последнего в расчетном
сечении.
За период холодного дутья на расчетном n-м элементе сублимируется следующая
масса двуокиси углерода:
(M
CO2
)
n
суб
== [(с
CO2
)
n+1
- (с
CO2
)
n
] G
B
. (4.14)
Если (M
CO2
)
n
суб
< (M
CO2
)
n
вым
, то на этом участке накапливается двуокись углерода и
возможна забивка регенератора.
Исследования процессов вымораживания двуокиси углерода и углеводородов в
узлах охлаждения ВРУ, проведенные В. Ф. Густовым, показывают, что при разности
температур на холодной стороне регенератора Tx < 4 К к концу периода холодного
дутья все кристаллы двуокиси углерода сублимируются, и на поверхности насадки
остается незначительное число кристаллов тяжелых углеводородов. При Tх > 4 на
участках поверхности насадки, для которых разность локальных коэффициентов
массо- и теплопередачи максимальна во время холодного и теплого периодов, остаются
несублимированные кристаллы СО
2
. Такими участками насадки являются кромки
дисков и прорезей, на которых толщина пограничного слоя периодически меняется от
максимального до минимального значения.
Кристаллизация тяжелых углеводородов и двуокиси углерода в реальных условиях
происходит одновременно в одних и тех же сечениях насадки. Это так называемая
сокристаллизация, которая имеет место, несмотря на резкое различие долей этих
примесей.
Повидимому, в этих условиях молекулы тяжелых углеводородов захватываются
или сорбируются растущими кристаллами СО
2
.
39
Важным фактором рабочего процесса в регенераторах, который влияет на условия
работы в узле ректификации, является механический вынос кристаллов двуокиси
углерода и углеводородов прямым потоком в начале периода теплого дутья.
Конденсирующийся на поверхности насадки воздух уменьшает связь кристаллов,
оставшихся после холодного дутья, с поверхностью, и они перемещаются в более
холодную зону регенератора и частично выносятся с потоком воздуха, поэтому средняя
объемная доля двуокиси углерода в воздухе, выходящем из регенератора, немного
превышает 2—3 см
3
/м
3
. Степень очистки воздуха в регенераторах от тяжелых
углеводородов колеблется от 70 до 95% и существенно зависит от ряда
эксплуатационных параметров и, в первую очередь, от стабильности температурного
режима.
Условия, при которых разность температур на холодной стороне регенераторов Tx
4 К, можно обеспечить разными методами. Наиболее широко в настоящее время
применяют метод отбора из регенератора петлевого потока воздуха (8—12%) при
температуре 160—148 К с последующей его очисткой от двуокиси углерода и
углеводородов в адсорберах. Уменьшение разности температур ни в коем случае не
должно приводить к переохлаждению холодной стороны регенераторов, при которой
возможно накопление в клапанных коробках и трубах жидкого воздуха
взрывоопасными примесями.
4.3. Строгий тепловой и массообменный расчет регенератора.
Современные методы расчета регенераторов на ЭВМ позволяют осуществить
проверочный расчет аппарата с учетом процессов перехода основных примесей воздуха
(Н
2
О, СО
2
, углеводородов) в жидкое и твердoe состояния и их возгонки обратным
потоком. В качестве исходных данных при проверочном тепловом расчете задают все
геометрические размеры регенератора и насадки (которые находят в результате
приближенного проектного расчета); доли, температуры и давления прямого и
обратного потоков на входе в регенератор (а также параметры петлевого потока газа,
если такой есть); удельные теплопритоки из окружающей среды. Цель проверочного
теплового расчета — определение температурного поля по высоте аппарата;
нахождение более точных значений разностей температур потоков на холодной и
теплой стороне регенератора и определение условий для оценки возможного
40