Таран В.Н. Проектирование аппаратов криогенных установок. Для студентов специальности Криогенная техника и технология
Подождите немного. Документ загружается.
количества двуокиси углерода, остающейся на насадке. При разработке
математический модели рабочего процесса принимают ряд допущений:
1) вода и жидкий воздух не выносятся из регенератора и не движутся по насадке;
2) для участков регенератора, в которых происходят процессы фазовых
превращений, существует аналогия между процессами тепло- и массообмена;
3) возможно применение усредненных локальных коэффициентов теплоотдачи для
любого сечения регенератора без учета теплопроводности по высоте насадки;
4) конденсирующиеся примеси распределяются по насадке равномерно.
В реальных условиях капельная влага уносится из регенераторов в систему
азотоводяного охлаждения (АВО), а небольшое количество жидкого воздуха попадает
из регенераторов в нижнюю колонну. На выпускавшихся ранее установках без
системы АВО вынос капельной влаги в виде тумана легко наблюдается: при
переключении регенераторов в течение первых 5—7 с от начала выхода отбросного
потока из трубы вырывается белое облачко тумана. Это, как известно, обусловливает
дополнительные потери холодопроизводительности. Толщина слоя
конденсирующихся примесей в реальных условиях непрерывно изменяется вследствие
изменения их объемной доли в потоке и локальных коэффициентов массо- и
теплоотдачи.
При расчете регенератора можно выделить несколько характерных температурных
интервалов, в которых рабочий процесс реализуется при определенных физических
условиях. Например, для прямого потока:
I — интервал охлаждения воздуха, сопровождающегося конденсацией и
вымораживанием влаги (примерно до температуры воздуха 205 К);
II — интервал, на котором температура насадки понижается до температуры
насыщения воздуха Т
нас
; в этом интepвaле при температуре 140 К начинается
вымораживание двуокиси угле рода (при тепловом расчете теплоту конденсации
двуокиси углерода и углеводородов не учитывают);
III — интервал, на котором температура насадки меньше температуры насыщения
воздуха (Т < Т
нас
), температура воздуха больше Т
нас
. На этом участке продолжается
охлаждение воздуха с частичной его конденсацией на насадке. Однако, при нагреве
насадки в период теплого дутья конденсат испаряется;
IV ~- интервал, на котором происходит частичная конденсация воздуха:
температура воздуха равна температуре его насыщения при соответствующем
41
давлении, температура насадки меньше Т
нас
. На насадке происходит капельная
конденсация воздуха, который почти полностью выносится из регенератора.
За начало отсчета высоты регенератора принимают холодную сторону
регенератора и для каждого температурного интервала составляют дифференциальные
уравнения. Приведем уравнения для прямого потока.
Для интервала I
.F)cc(
h
c
G
;
h
c
G
h
g
;r
h
g
F)ТT(
h
Т
h
W
;F)ТT(
h
Т
W
H
нас
OHOHV
OH
B
OH
B
OH
OH
OH
HHBV
HH
HHBV
B
H
22
2
22
2
2
(4.15)
гдe W
H
, W
B
— водяные эквиваленты потока воздуха и насадки, соответственно: W
B
= GвСрв; W
H
= GнСн; Gв — расход воздуха, кг/c; Срв—удельная теплоемкость
воздуха, Дж/(кгК); Gн – маcca насадки, кг; Сн— удельная теплоемкость материала
насадки, Дж/(кгК); Тв, Тн—температура воздуха и насадки, К; h—координата по
высоте регенератора, м;
V
— объемный локальный усредненный коэффициент
теплоотдачи, Вт/Км
3
, F
H
— площадь теплообменной поверхности насадки, м
2
; –
время, с; g
H2O
— масса влаги, сконденсированная на единице высоты насадки, кг/м; r
H2O
— теплота конденсации влаги, Дж/кг; с
H2O
— объемная доля паров Н
2
О в воздухе; v —
объемный локальный коэффициент массоотдачи, кг/(см
3
); Сн
2
о
нас
— объемная доля
насыщенных паров H
2
O в воздухе при температуре насадки.
Теплопритоки через изоляцию относят к изменению температуры по высоте на 1 К
и учитывают путем коррекции теплоемкости прямого и обратного потоков:
теплоемкость прямого потока незначительно увеличивают, а обратного уменьшают на
такое же значение.
Для интервала II достаточно записать первые два уравнения из приведенных выше
для интервала I. Причем во втором уравнении нужно исключить член, описывающий
конденсацию паров воды.
Для иных интервалов уравнения аналогичны первому. Полная сводка уравнений
приведены в книгах [ 1, 2 ].
42
Аналитического решения система уравнений (4.15) не имеет, так как все
теплофизические свойства зависят от температуры. Ее заменяют системой уравнений в
конечных разностях, вводя сетку по высоте регенератора и по времени. Число
расчетных сечений для регенераторов с дисковой насадкой обычно принимают равным
числу дисков, а для регенераторов с насыпной насадкой Н/ (где — средний размер
зерен насадки). Период дутья разбивают на m частей, например, т = 100. Кроме того,
по высоте регенератор делят на конструктивные участки, в пределах которых
параметры насадки либо потоки неизменны. Например, в регенераторе с дисковой
насадкой такими участками являются; А — зона I регенератора, заполненная дисками
самого крупного рифления; Б — зона II с дисками среднего рифления; В — часть зоны
Ш с дисками наименьшего рифления до сечения отвода петлевого потока; Г —
остальная часть зоны Ш.
Регенераторы с насыпной насадкой и змеевиками обычно также делят на четыре
участка — два концевых и два средних, разделенных сечением отвода петлевого
потока.
Коэффициенты v и v связаны соотношением
v = v/( Cp Lu), (4.16)
где Lu — число Льюиса.
При условиях, характерных для регенераторов ВРУ, для смеси воздуха—вода Lu ==
1; для смеси воздух—двуокись углерода Lu = 1,2 и для смеси воздух — углеводороды
Lu = 1,5... 1,7.
Температура воздуха, уходящего с n-го элемента насадки, т.е. на входе в (n+1)-й
элемент, в фиксированный момент времени
(T
B
)
n+1
= (T
B
)
n
- [(T
B
)
n
- (T
B
)
n+1
] [1 - ехр(– v
n
F
n
/
n
)]. (4.17)
Объемная доля паров воды в этом воздухе
(c
H2O
)
n+1
= (c
H2O
) ~ [(c
H2O
) — (c
H2O
нас
)] [1 – ехр(–v
n
F
n
/
n
)], (4.18)
где (c
H2O
)
n+1
— объемная доля насыщенных паров воды при cредней температуре
насадки в (n + 1)-м элементе;
c
H2O
нас
ехр(9,151 - 2318/T
B
) / P. (4.19)
Изменение температуры насадки в n-м элементе за расчетный интервал времени :
(T
B
)
n
= (G
B
) [(T
B
)
n
– (T
B
)
n+1
] Cp /
n
+ r
H2O
[(c
H2O
)
n
— (c
H2O
)
n+1
] (4.20)
43
Расчеты для прямого потока показывают, что к концу теплого периода дутья
границы интервалов 1 и II перемещаются в более холодную зону: в лобовых (самых
теплых) слоях температура насадки становится равной температуре воздуха, а в самой
холодной зоне в это время прекращается конденсация воздуха, т.е. интервал IV
вырождается.
Расчет температур в регенераторе при холодном дутье, т.е. по обратному потоку,
выполняют, начиная от самых холодных сечений.
Рис. 4.3. Кривые, характеризующие
смещение зоны отложения двуокиси углерода и
тяжелых углеводородов в холодную зону регенератора
во время периода теплого дутья
К концу периода холодного дутья на теплой
стороне регенератора (интервал VI) прекращается
испарение влаги, и в лобовых слоях температура
насадки на холодной стороне становится равной температуре обратного потока.
Температура насадки в конце периода холодного дутья является начальной
температурой насадки в период теплого дутья. Расчеты продолжают до тех пор, пока
установится стационарное распределение температур по высоте регенератора.
5. Ректификационные колонны
5.1. Конструкции колонн и тарелок
Рабочий процесс в ректификационной колонне — основном аппарате узла
разделения ВРУ — основан на взаимодействии стекающей жидкой фазы разделяемой
смеси (флегмы) с движущейся навстречу ее паровой фазой. Движущей силой процесса
44
является неравновесная разность концентраций компонентов разделяемой смеси. В
результате массообмена нижекипящий компонент (НКК) переходит в пар и
сосредотачивается в верхней части колонны, а вьпшекипящий компонент (ВКК)
переходит в жидкость и сосредотачивается в нижней части колонны. Существует много
контактных устройств, в которых реализуется взаимодействие пара и жидкости. В
ректификационных колоннах ВРУ применяют, в основном, ситчатые тарелки
диаметром 200—3800 мм, а установках малой производительности при диаметрах
колонны до 150 мм — насадочные тарелки, заполненные контактными элементами
различной конфигурации (спиральными, седлообразными, кольцами Рашига и др.).
Ситчатые тарелки бывают двух типов: с кольцевым и диаметральным током
жидкости .
Рис. 5.1. Ситчатые тарелки с кольцевым и диаметральным током жидкости.
Они имеют одинаковое перфорированное дно. Диаметр do отверстий перфораций в
кольцевых тарелках 0,9—1,2 мм, в диаметральных 0,9—2 мм; шаг перфорации t =
3,25 ... 5 мм. В тарелках крупных установок отверстия могут иметь большие диаметры.
При шахматном расположении отверстий перфорации доля свободного сечения
св
= 0,907 (dо / t)
2
.
Жидкость под действием гидростатического напора движется над
перфорированным дном тарелки, через отверстия которого проходит пар со скоростью
w
0
(рис. 5.2). Скорость w
0
должна достаточной (обычно 3—5 м/с) для того, чтобы
жидкость не "проваливалась" в отверстия перфорации (режим "дождевания"). Поток
пара барботирует через жидкость, над которой образуется слой пены. В этом слое
сосредоточена основная часть поверхности массообмена. Структура барботажного слоя
и высота слоя пены зависят главным образом от скорости пара и физических свойств
жидкости, которые определяются в основном молярным содержанием компонентов.
Принято относить скорость пара к площади полного сечения колонны (w
п
обычно
составляет 0,1 ... 1,5 м/с) или к площади барботажа (w = 0,12 ... 1,8 м/с). При выбранной
скорости паpa w
п
расстояние между тарелками h должно быть таким, чтобы верхняя
45
граница слоя пены не доходила до вышележащей тарелки и не было бы переноса
(уноса) части жидкости с паром вверх по колонне. Для этого над слоем пены
необходимо сепарационное пространство высотой h
с
. Расстояние между тарелками
обычно составляет для кольцвых тарелок h = 60... 300 мм, для диаметральных — 120 ...
450.
Применение тарелок с диаметральным током позволяет вести процесс при более
высоких скоростях паpa. Эти тарелки отличаются конструктивной простотой, высокой
технологичностью и малой металлоемкостью. Они могут быть изготовлены из латуни
или более дешевых алюминиевых сплавов. Использование тарелок с диаметральным
током жидкости позволило примерно на 15 % увеличить производительность колонн
(при неизменных диаметре и гидравлическом сопротивлении). Тарелки с
диаметральным током устанавливают в колоннах диаметром 400—3800 мм.
Диаметр, м, колонны определяют по выбранной скорости w
п
:
D = (G
n
/4w
n
)
0.5
,
где G
n
— объемный расход пара в колонне, м
3
/с.
Тарелки имеют переливные устройства (карманы), через которые жидкость с
вышележащих тарелок стекает на нижележащиe. Переливные карманы можно
разделить на устройства с вертикальными и наклонными стенками (см. рис. 5.1).
Наклонную стенку выполняют так, чтобы максимальное проходное сечение было на
входе жидкости в карман. Это снижает скорость потока на входе и способствует
выделению пузырьков пара из стекающей жидкости. Как правило, такие карманы
снабжаются для повышения пропускной способности гидрозатворами со скругленным
профилем.
Рис. 5.2. Схема организации
рабочего процесса на ситчатых
тарелках
46
Тарелки и переливные карманы характеризуются следующими геометрическими
параметрами, которые зависят от диаметра колонны: z
1
— высотой сливной
перегородки (8 ... 30 мм); z
2
— высотой подпорной перегородки (12 ... 50 мм); a—
величиной гидрозатвора (10—20 мм); b — периметром слива; s —высотой узкого
сечения гидрозатвора кармана; Fb – площадью барботажа.
5.2. Гидравлический расчет тарелки
При гидравлическом расчете колонны должны быть известны молярные расходы
пара G и жидкости L, моль/с; площадь барботажа F
b
, м; диаметр отверстий d
0
, м; доля
свободного (проходного) сечения
св
.
5.2.1. Базовые величины
1. Скорость пара, отнесенная к площади барботажа:
w = (G
M
n
) / (" F
b
), [ м/с]
где M
n
— молярная масса пара, кг/моль; " — плотность пара, кг/м
3
.
2. Удельная нагрузка на сливную перегородку:
q = (L M) / (' b), [ м
3
/(мс) ]
где М — молярная масса жидкости, кг/моль; ' — плотность жидкости, кг/м
3
.
3. Средний статический уровень жидкости на тарелке
h
0
= m + 0,315z
1
+ 1,91q – (0,41 + 91z
1
)10
–3
w(")
0,5
, [ м ]
где m — коэффициент, зависящий от типа тарелки (табл. 5.1 )
Т а б л и ц а 5.1.
Значения коэффициентов, используемых при гидравлическом расчете тарелок
Тарелка m с
1
c
2
c
3
с кольцевым током
с диаметральным током
0,00238
0,00588
3,275
2,78
3.917
3,325
0,95
0,99
5.2.2. Движение пара в отверстиях тарелки
1. Ориентировочное значение скорости пара в отверстиях
w
01
= c
1
(h
0
' / ")
0,5
, [ м/с ]
где с
1
— расчетный коэффициент (см. табл. 5.1).
47
2. Диаметр отверстий определяют по формуле
d
0
= 1,05t(w/w
01
)
0,5
, [ м ]
Полученное значение d
0
следует округлить до нормализованного (технологически
обоснованного) значения.
Долю свободного сечения определяют по формуле
св
= 0,907 (dо / t)
2
.
3. Реальная скорость пара в отверстиях
w
0
= w/
св
, [ м/с ]
Она должна быть больше минимальной скорости, обеспечивающей
"беспровальную" работу тарелки
w
0min
= c
2
–0,625
(h
0
' / ")
0,5
, [ м/с ]
c
2
—коэффициент (см. табл. 5.1),
—коэффициент гидравлического сопротивления тарелки
= 0.45(1-
св
2
)(d
0
/d
01
)
–0,2
. Значение d
01
равно 0,001 м.
5.2.3. Сопротивление тарелки проходу пара
1. Сопротивление «сухой» тарелки
p
c
= "w
0
2
/ 2, [ Па ]
2. Сопротивление поверхностного натяжения, Па:
при do < 0,001 м
p
= 4/d
0
;
при do > 0,001 м
p
= 4/(1,3d
0
+ 0,08d
0
2
).
Здесь — поверхностное натяжение, Н/м.
3. Сопротивление отбойника – каплеуловителя
p
к
=
к
"w
к
2
/ 2. [ Па ]
Коэффициент
к
зависит от угла отклонения отбойного козырька. Величина w
к
определяется по сечению на входе в отбойное устройство.
4. Полное сопротивление тарелки проходу пара с учетом среднего уровня жидкости
p = p
c
+ p
+ p
к
+ 'gh
0
, [ Па]
Величина g = 9,80665 м/с
2
.
48
5.2.4. Расстояние между тарелками по условию перелива жидкости
1. Критическая глубина потока
H
kp
= 0,47 q
2/3
, [ м ]
2. Высота узкого сечения кармана
s = c
3
H
kp
, [ м ]
где с
3
— коэффициент (см. табл. 5.1).
Из конструктивных соображений высоту s можно выбрать больше расчетной.
3. Высота столба жидкости h
ж
в переливном кармане определяется высотой
подпорной перегородки гидрозатвора z
2
, напором для преодоления сопротивления
узкого места гидрозавора s и напором для преодоления разности давлений под и над
тарелкой р
h
ж
= k
1
z
2
– k
2
a + k
3
Hkp
+ k
4
H
kp
3
/s
2
+ k
5
p / ('g), [ м ]
Если значение s отличается от рассчитанного в п. 2, то принимать s = z
2
– а.
Если тарелка имеет сепарационное пространство для выделения пузырьков пара –
значение коэффициента k
5
принимать равным 1,0.
Таблица 5.2.
Значения коэффициентов k
i
Тип переливного устройства k
1
k
2
k
3
k
4
k
5
I – прямоугольное 0,95 0 1,68 1,16 1,05
П – скругленное 0,95 0 1,68 0,7 1,05
Ш – наклонное 1,71 0,76 0 0,73 1,0
IV – наклонное, соплообразное 2,16 0,7 0 0,083 1,0
4. Минимальное расстояние между тарелками
h
min1
= 1,25 (h
ж
– z
1
), [ м ]
В уравнение для h
min1
введен коэффициент запаса 1,25.
5. 2.5. Расстояние между тарелками по условию уноса пены
Для вычисления высоты слоя пены на тарелке находим:
1. Скорость витания капель
w
k
= 1,75[g(' – ") / (")
2
]
1/4
[ м ]
и относительная скорость витания
w
ko
= 1 – w / w
k
.
2. Коэффициент взаимодействия фаз
k
f
=(0,2' + ") / [w
ko
(' – ")].
49
3. Число Фруда
Fr = k
f
w
2
/ (g h
ef
),
где h
ef
=[z
1
+ q
2/3
/ g
1/3
]w
ko
– эффективная высота запаса жидкости.
4. Паросодержание двухфазного слоя пены
= 2 / [1 + (1 +2 Fr)
0,5
].
5. Высота пены на тарелке
h
n
= h
0
/ (1 –). [ м ]
6. Высота сепарационного пространства
h
c
= 0,08328 w
0,57
F
b
0,07
. [ м ]
7. Расстояние между тарелками
h
min2
= h
n
+ h
c
[ м ].
После расчетов в качестве расстояния между тарелками принимается большее из
h
min1
и h
min2
. Это обеспечивает нормальную работу тарелки без переброса пены вверх и
без переполнения перелива.
6. Конденсаторы-испарители
6.1. Конструкции конденсаторов-испарителей
Для осуществления низкотемпературной ректификации необходимо получать
потоки пара и флегмы. Эту задачу в узле ректификации функционально выполняют
конденсаторы-испарители (КИ). Процесс конденсации одного из потоков происходит
вследствие кипения жидкости другого потока. Поскольку составы потоков различны,
давления в полостях конденсации и кипения выбирают так, чтобы обеспечить
необходимую разность температур для передачи теплоты от конденсирующегося
потока кипящему.
Температурный напор Т в конденсаторе-испарителе аппарата двукратной
ректификации равен разности температур конденсации азота и кипения кислорода,
которая определяется перепадом давлений в нижней и верхней колоннах. Режим
работы верхней колонны, называемой колонной низкого давления, соответствует, как
правило, значениям р = 0,13—0,14 МПа. Конденсация паров азота в нижней колонне
высокого давления реализуется при р = 0,56— 0,6 МПа.
50