методика теплового и гидравлического расчета вертикальных

ФЕДЕРАЛЬНОЕ АГЕНТСТВО ПО ОБРАЗОВАНИЮ
ГОСУДАРСТВЕННОЕ ОБРАЗОВАТЕЛЬНОЕ УЧРЕЖДЕНИЕ
ВЫСШЕГО ПРОФЕССИОНАЛЬНОГО ОБРАЗОВАНИЯ
«САМАРСКИЙ ГОСУДАРСТВЕННЫЙ ТЕХНИЧЕСКИЙ УНИВЕРСИТЕТ»
Кафедра «Машины и аппараты химических производств»
МЕТОДИКА ТЕПЛОВОГО И ГИДРАВЛИЧЕСКОГО
РАСЧЕТА ВЕРТИКАЛЬНЫХ
ТЕРМОСИФОННЫХ РИБОЙЛЕРОВ
Учебно-методическое пособие
Утверждено редакционно-издательским отделом университета
в качестве учебно-методического пособия
Самара
Самарский государственный технический университет
2009
Печатается по решению редакционно-издательского совета СамГТУ
УДК 378.147.88
К 71
Р е ц е н з е н т доцент кафедры ХТ и ПЭ СамГТУ Б.Ю.Смирнов, доцент
кафедры ХТ и ПЭ Шкаруппа С.П.
С о с т а в и т е л и: Д.А. Крючков, А.А. Косарева, Л.Г. Григорян.
Крючков Д.А.
К 71 МЕТОДИКА ТЕПЛОВОГО И ГИДРАВЛИЧЕСКОГО РАСЧЕТА
ВЕРТИКАЛЬНЫХ
ТЕРМОСИФОННЫХ
РИБОЙЛЕРОВ.:
учебнометодическое пособие / сост. Д.А. Крючков, А.А. Косарева, Л.Г. Григорян.–
Самара: Самар. гос. техн. ун-т, 2009. – с.
Рассмотрена методика теплового и гидравлического расчета вертикальных
термосифонных рибойлеров. Рекомендуется для студентов дневной и заочной
формы
обучения
по
специальности
130603
«Оборудование
нефтегазопереработки» по дисциплине «Технологические машины и
оборудование отрасли»
УДК 378.147.88
К 71
© Д.А. Крючков, А.А. Косарева
Л.Г. Григорян, 2009
© Самарский государственный
технический университет, 2009
2
Введение
На современных отечественных нефтеперерабатывающих и
нефтехимических установках начали применяться термосифонные
рибойлеры (рис. 1.1, 1.2) для подвода тепла в нижнюю часть
фракционирующих
колонн.
Это
объясняется
тем,
что
термосифонные рибойлеры являются наиболее экономичным типом
рибойлеров для большинства технологических процессов.
Однако их применение в настоящие время ограниченно по
сравнению с печным подогревом колонн или с применением
рибойлеров
с
паровым
пространством,
т.к.
гидравлика
циркуляционных контуров термосифонных рибойлеров сложна, а
методика теплового и гидравлического расчета их недостаточно
отработана.
Вертикальные термосифонные рибойлеры уже довольно широко
применяются в коксохимической промышленности, нефтехимии,
производстве
синтетического
каучука,
вследствие
своих
преимуществ.
1. Преимущества вертикальных
термосифонных рибойлеров
1.1. По сравнению с горизонтальным термосифоном (рис. 1.3).
1. Более
дешёвый,
т.к.
применяется
жесткотрубная
конструкция (не требуется установка фундамента).
2. Более высокий коэффициент теплопередачи и следовательно
меньшая поверхность теплообмена (за счет высокой скорости в
трубках).
3. Занимает меньше места.
4. Может применяться при работе под вакуумом (т.к. продукт
идет по трубкам).
3
Рис. 1.1. Вертикальный циркуляционный термосифон
Рис. 1.2. Вертикальный однопроходной термосифон
4
Рис. 1.3. Горизонтальный однопроходной термосифон
1.2. По сравнению с рибойлером с паровым пространством
(рис.1.4).
1. Более дешевый.
2. Более
высокий
коэффициент
теплопередачи
и,
следовательно, меньшая поверхность теплообмена (за счет
пузырькового режима кипения).
3. Занимает меньше места.
1.3. По сравнению с печным обогревом (рис.1.5).
1. Меньше капитальные затраты.
2. Занимает меньшую производственную площадь.
3. Отсутствуют затраты на циркуляционный насос.
4. Дает
значительно
более
высокий
коэффициент
теплопередачи.
5
Ж
Рис. 1.4. Рибойлер с паровым пространством
Рис.1.5. Печной обогрев
6
2. Недостатки вертикальных термосифонных рибойлеров
2.1. По сравнению с горизонтальным термосифоном
1. Ограничена поверхность теплообмена.
2. Более жесткий гидравлический режим (опасность перехода
в пленочный режим кипения).
3. Очистка и ремонт осуществляются труднее.
4. Не применяется, если греющий теплоноситель загрязнен
или имеет условное давление Ру>16 ати.
2.2. По сравнению с рибойлером с паровым пространством
1.
Доля отгона (доля испаренной жидкость в
вертикальном термосифоне) не должна превышать 0,3 тогда как
в рибойлере с паровым пространством доля отгона может
достигать 0,8.
2. Не применяется, если греющий теплоноситель загрязнен
или имеет условное давление Ру>16 ати.
3. Более жесткий гидравлический режим (опасность перехода
в пленочный режим кипения).
7
3. Теоретическая часть
3.1. Тепловой расчет
3.1.1.Механизм кипения в вертикальном термосифоне
Технологическая жидкость поступает из колонны в трубное
пространство вертикального термосифона, где предварительно
нагревается в нижней части трубок до точки кипения.
Эта зона предварительного нагрева обусловлена тем, что
жидкость, поступающая в рибойлер, испытывает давление
статического жидкостного столба в колонне.
В рибойлерах, работающих под давлением свыше 9,0 ата,
поверхность зоны нагрева не превышает 10% от общей
теплообменной поверхности и поэтому в тепловом расчете ее можно
пренебречь. Однако, для рибойлеров, работающих под давлением
ниже 9,0 ата, поверхность зоны нагрева может составлять до 60% от
общей поверхности.
Теплоотдача в этой зоне предварительного нагрева происходит за
счет однофазной конвекции.
Жидкость, нагретая до точки кипения, закипает. При этом на
внутренней поверхности трубок образуются пузырьки пара, которые
отрываются и проникают в ядро жидкости, создавая парожидкостной
поток, стремящийся вверх.
Пограничный слой жидкости, непосредственно омывающий
внутреннюю поверхность трубок, интенсивно перемешивается
образующимися пузырьками пара, вследствие чего интенсивность
теплоотдачи в жидкости весьма велика.
В зоне кипения теплоотдача происходит как за счет
теплопроводности кипящей жидкостной пленки, так и за счет
двухфазной конвекции парожидкостного потока.
При увеличении теплового потока, q (количество тепла,
передаваемого единице поверхности в единицу времени), или
разности между температурой стенки и средней температурой
8
кипящей жидкости, tст = tст - tср , интенсивность теплоотдачи
увеличивается. Этот тепловой режим называется ядерным
(пузырьковым) кипением (рис. 3.1а).
При определенных значениях теплового потока q и tст
количество пузырьков пара на поверхности трубок становится
настолько большим, что они сливаются в сплошную паровую пленку.
Эта пленка пара обладает значительно меньшей теплопроводностью,
чем пограничный слой жидкости и поэтому коэффициент
теплоотдачи при кипении, кип, уменьшается в несколько раз. Такой
режим называется пленочным кипением (рис. 3.1в)
Понятно, что более выгодно вести процесс в режиме ядерного
(пузырькового) кипения, т.к. при этом требуется гораздо меньше
теплообменной поверхности.
Величины q и tст , при которых происходит переход от ядерного
кипения
к
пленочному,
называется
критическими
или
максимальными.
Разность температур tст = tст - tср может быть больше, чем
критическая разность температур, если фактический тепловой поток
qф меньше критического qmax и при таких условиях может
неограниченно увеличиваться без опасности образования пленочного
кипения. Поскольку tкр зависит от qmax , то критический тепловой
поток является основным фактором в определение теплового режима
кипения.
Для создания режима ядерного кипения рекомендуется, чтобы
фактический поток был меньше критического, т.е.:
qФ 
Q
 q max
FФ
Критический тепловой поток при кипении в трубке определяется
по формуле Кутателадзе – Зубера, [3, стр. 65]:
q max
 g 2  6   Ж   П  

 0.13   П  r Г
 П2


9
0 , 25
 6   Ж   П  

 1465   П  r  
 П2


0 , 25
а
б
в
г
Рис.3.1. Гидродинамические структуры парожидкостного потока в
вертикальной трубе
а – пузырьковый поток, б – стержневой поток, в – кольцевой поток,
г – туманообразный поток
Кроме величины теплового потока, на режим кипения влияет
паросодержание (доля отгона) или количество жидкости, испаренной
в рибойлере, по отношению к общему количеству жидкости,
поступившей в рибойлер.
Максимальная весовая
доля отгона
в
вертикальном
термосифонном рибойлере, Х, не должна превышать 0,3.
При более высоких долях отгона пузырьки пара сливаются на
внутренней поверхности трубок в сплошную паровую пленку.
Рекомендуется, чтобы расчетная весовая доля отгона, которую
принимает проектировщик, не превышала 0,25 т.е. Х  0,25, во
избежание обволакивания трубок паровой пленкой.
10
3.1.2. Определение количества паров,
образующихся в рибойлере,
тепла нагрева жидкости и тепла испарения жидкости
На основе теплового баланса рибойлера можно записать:
Ж
П
Ж
G 0  i ВХ
 Q  X  G0  i ВЫХ
 1  X G0  i ВЫХ

П
Ж
Q  G 0 X  i ВЫХ
 1  X   i ВЫХ
 iЖ
ВХ

Количество жидкости, поступающей в рибойлер:
G0 
X i
П
ВЫХ
Q
Ж
 1  X   i ВЫХ
 iЖ
ВХ
Количество паров, выходящих из рибойлера:
GП  X  G0
Количество жидкости, выходящей из рибойлера:
G Ж  1  X   G0



П
Ж
Ж
Q  X  G0 i ВЫХ
 i ВЫХ
 G 0 i ВЫХ
 iЖ
ВХ

Первое слагаемое в правой части последнего уравнения
представляет собой тепло, затраченное на испарение жидкости:




П
Ж
П
Q ИСП  X  G 0 i ВЫХ
 i ВЫХ
 G 0 i ВЫХ
 iЖ
ВХ  r  G П
Второе слагаемое представляет
затраченное на нагрев жидкости:

собой
Ж
Q Н  G 0 i ВЫХ
 iЖ
ВХ
количество
тепла,

I случай:
В рибойлер, работающий под давлением свыше 9 ата, поступает
индивидуальное вещество или смесь веществ, кипящая в узких
пределах. В этом случае, tвх ≈ tвых и iвых ≈ iвх.
Отсюда Qв = 0, т.е.
11


П
Q  Q ИСП  G П i ВЫХ
 iЖ
ВХ  r  G П
II случай:
В рибойлер, работающий под давлением ниже 9 ата, поступает
индивидуальное вещество или смесь веществ.
В
этом случае количество тепла,
расходуемое
предварительный нагрев жидкости, определяется так:

Ж
Q Н  G 0 i КИП
 iЖ
ВХ

Количество тепла, поглощаемое жидкостью в зоне кипения:

Ж
Q Н  G 0 i КИП
 iЖ
ВХ


П
Ж
Q ИСП  G П i ВЫХ
 i КИП

III случай:
Рибойлер работает по схеме с однопроходной циркуляцией.
На основе теплового баланса рибойлера можно записать:
П
Ж
G П  G Ж   i ЖВХ  Q  G П  i ВЫХ
 G Ж  i ВЫХ
где Gж = В – количество кубового остатка



П
Ж
Q  G П i ВЫХ
- i жВХ  G Ж i ВЫХ
 iЖ
ВХ

Отсюда количество паров равно:
GП 

Ж
Q - G Ж i ВЫХ
 iЖ
ВХ
i ПВЫХ  i Ж
ВХ

Количество тепла, расходуемого на нагрев:

Ж
Q Н  G П  G Ж  i ВЫХ
 iЖ
ВХ

Количество тепла, расходуемого на испарение:


П
Ж
Q ИСП  Q - Q Н  G П i ВЫХ
 i ВЫХ
 r GП
12
на
3.1.3. Совместное определение коэффициента теплоотдачи
при нагреве и кипении жидкости
В вертикальном термосифонном рибойлере теплоотдача к
кипящему агенту в трубном пространстве осуществляется путем
однофазной конвекции в зоне предварительного нагрева жидкости, и
совместной теплоотдачи путем ядерного кипения и двухфазной
конвекции в зоне кипения жидкости.
В зоне предварительного нагрева жидкости коэффициент
теплоотдачи определяется по формуле [2, стр. 186]:
0, 8
  G 0  d ВН   с П   Ж 
 Н  0,021
d ВН  S Т   Ж    
где
G  d
Re   0 ВН
 ST   Ж
0,4

  6000

В начале зоны кипения пузырьки пара, оторвавшиеся то стенок
трубки, тонкой цепочкой движутся в ядре потока вверх. Этот
гидродинамический режим называется пузырьковым потоком
(рис. 6а).
В этой области теплоотдача происходит только за счет кипения и
практически не зависит от двухфазной конвекции. По мере
увеличения паросодержания (доли отгона) тонкая цепочка пузырьков
увеличивается в объеме и сливается в большие стержни (поршни)
пара, которые двигаются вверх в ядре потока. Такой
гидродинамический режим называется стержневым потоком
(рис.3.1б). В этой области теплоотдача происходит как за счет
кипения, так и за счет двухфазной конвекции. При дальнейшем
увеличении паросодержания стержни пара сливаются в сплошной
поток, несущий в себе капли жидкости. У стенок трубки остаётся
тонкая жидкостная пленка, которая имеет форму кольца, если
смотреть в торец трубки. Такой гидравлический режим называется
кольцевым потоком (рис.3.1в). В этой области теплопередача
13
осуществляется практически только двухфазной конвекцией, влияние
кипения на теплопередачу невелико.
Коэффициент теплоотдачи в зоне кипения все время изменяется
по высоте трубок. В режиме пузырькового потока он выше, чем в
зоне предварительного нагрева. При переходе от пузырькового к
стержневому потоку коэффициент теплоотдачи увеличивается и
достигает максимума, а затем снижает своё значение при переходе от
стержневого потока к кольцевому. При дальнейшем увеличении
паросодержания паровой поток обладает такой кинетической
энергией что, срывает жидкостную пленку со стенок трубки.
Жидкость при этом оказывается в ядре потока в виде брызг и капель,
а паровой поток соприкасается непосредственно со стенкой трубки.
Такой гидродинамический режим называется туманообразным
потоком (рис. 3.1г). В этом режиме теплоотдача происходит как при
однофазной конвекции газа, а коэффициент теплоотдачи резко
снижается. Поэтому рекомендуется избегать туманообразного
потока.
Для определения коэффициента теплоотдачи в стержневом и
кольцевом режимах рекомендуется применять формулу Хьюмарка
[1]:
0 , 25
 КИП
0 ,55
 с P   Ж   d ВН  VСР   Ж 

10
 
  
Ж
 

 605
0 ,8
0 , 45
d ВН  
  1 
 Ж  1 
 L КИП 0, 25
 П
  6с Р 
Для того чтобы определить общую поверхность теплообмена
вертикального термосифона нужно определять в отдельности
поверхность зоны нагрева и поверхность зоны кипения. Однако,
можно рассчитать общую поверхность на основе усредненного
коэффициента теплопередачи к кипящему агенту. Коэффициент
теплопередачи в трубном пространстве усредняются на основе
следующего уравнения:
14
 Т     Н  1    кип
где β – часть длинны трубки, на которой происходит
предварительный нагрев кипящего агента до точки кипения. Эта
величина определяется по уравнению:

 t 


 P  S
t
L   t 


ж
 P  S
где
 t 


 P  S
- угол наклона кривой давления паров [4, стр. 119].
0,00234  ж   п t ср  273
 t 

 
r  ж  п
 P  S
Величина
t
L
находится из теплового баланса зоны нагрева:
Go  c р  t   н  Fн t ст  t ср 
Fн    d вн  n тр  L ,
отсюда
t   d вн  n тр   Н t ст  t ср 

L
Go  c p
3.1.4. Определение частного коэффициента теплоотдачи для
конденсирующегося водяного пара
Частный коэффициент теплоотдачи для конденсирующегося
водяного пара принимается:
αм = 10000 ккал/м2часоС
15
3.1.5. Определение общего коэффициента теплопередачи
Общий коэффициент теплопередачи определяется, в начале,
без учета загрязнений [2, стр. 180]:
Кr 
1
1  ст
1


 т ст  м
Фактический коэффициент теплопередачи, который учитывает
возможность
загрязнения
поверхности
 rф , связан с
коэффициентом теплопередачи от чистой поверхности следующим
соотношением:
1
1  ст
1
(


)   rф
Кф
 т ст  м
1
1

  rф
Кф К r
Отсюда
или
Кф 
Кr
1  K r  rg
r

ф
Кф  К r
  rg
Кф * К r
 r находят по таблице А1.
g
Последнее выражение показывает, обеспечит ли принятая
(фактическая) поверхность теплообмена нормальную работу
рибойлера без чисток в межремонтный пробег, или нет.
Если  rф   rg , то необходимо увеличить поверхность
теплообмена.
Необходимо помнить, чрезмерный запас теплопередающей
поверхности приводит к пульсирующей подачи парожидкостной
16
смеси из рибойлера в колонну, что иногда является причиной
резкого снижения КПД колонны.
Этого можно избежать, снизив давление водяного пара, или
поместив диафрагму на выходном трубопроводе из трубного
пространства рибойлера, чтобы увеличить перепад давления паров
кипящего агента.
Меры, которые следует предпринимать для предотвращения
пульсирующей работы рибойлера, направлены к тому, чтобы
снизить среднюю разность температур Δtср и тем компенсировать
повышенный запас поверхности двумя способами:
 снизить температуру греющего агента,
 повысить температуру кипящего агента.
17
3.2. Гидравлический расчет
Гидравлический расчет циркуляционного контура рибойлера и
колонны производится по теореме Бернулли на основе баланса
давления между статистическим столбом жидкости в колонне и
суммой динамических и статических потерь напора в
циркуляционном тракте рибойлера (рис.3.2).
На основе баланса давлений можно записать:
Н ж   ж  Р ст  Р ж  Р риб  Рпж  Р уск
Рст - статическая потеря напора парожидкостной смеси, т.е.
давление,
которое
необходимо
затратить
парожидкостной смеси на высоту (Lкип+Нс).
для
подъема
*
Рст  Lкип   пж
 Н с   пж
Для случая, когда вывод парожидкостного трубопровода сделан
сбоку верхней трубной камеры рибойлера,
*
Н с  0 , а Рст  Lкип   пж
Если при этом по всей высоте трубок происходит только
кипение (зона нагрева отсутствует), то
Lкип = Lтр,
*
Рст  Lтр   пж
Перенося величину ΔРст в левую часть, получим уравнение:
Н ж   ж  Р ст  Р ж  Р риб  Р пж  Р уск
Разность, стоящая в левой части этого уравнения, представляет
собой “движущую силу” термосифона.
Необходимо отметить особенности в определение плотности
двухфазной смеси. В двухфазном потоке жидкость и пар обладают
18
Рис.3.2. Вертикальный циркуляционный термосифон
разными скоростями, вследствие скольжения жидкости относительно
пара. Поэтому средняя плотность парожидкостной смеси в данном
сечении трубы не равна плотности, рассчитанной на основании
весовых расходов и плотностей обеих фаз.
Плотность двухфазовой смеси равна:
 пж   ж  Rж   п (1  Rж )
где Rж – объемная доля жидкости в двухфазной смеси,
(1 - Rж) – объемная доля паров в двухфазной смеси.
Т.к. плотность двухфазной смеси непрерывно меняется по
высоте трубок рибойлера, то ее необходимо усреднить. Поэтому
*
рекомендуется находить значение  пж
, как соответствующее доле
1
3
отгона х1  х
где х – доля отгона на выходе из рибойлера.
Rж – определяется по графику Локкарта-Мартинелли (рис. Б1), в
зависимости от фактора хtt, который включает в себя отношение
19
плотностей и вязкостей фаз и весовое соотношение жидкой и
паровой фазы [1]:
1 х 
хtt  

 х 
0 ,9
 п

 ж



0 ,5
 ж

 п



0 ,1
Величины, стоящие в правой части уравнения баланса давлений,
представляют собой потери напора в циркуляционном контуре
рибойлера.
ΔРж – потеря напора жидкости на трение и местные
сопротивления в жидкостном трубопроводе, кг/м2 [2,стр.34]:
Wo2 *  ж
Рж 
2* g
2


 Gосек 
Lо
1
о
 *
*  о *
   м. с .   0,051* 
Dо


 Sо   ж


L
*  о * о    мо .с . 
Dо


где λ – коэффициент трения по рис. Б2,
ΔРпж – потеря напора парожидкостной смеси на трение и
местные сопротивления в парожидкостном трубопроводе, кг/см2.
Эта величина определяется по методу Локкарта-Мартинелли. Он
состоит в том, что на участке трубопровода, где проходит
двухфазная парожидкостная смесь, определяется потеря напора, без
учета паровой фазы, по расходу жидкости, отнесенному к сечению
парожидкостного трубопровода.
К полученной потери напора по жидкости вводится поправка на
двухфазную смесь – Фtt2 .
Фtt2 определяется по рис. Б3, в зависимости от фактора хtt.
Фtt2 представляет собой отношение потерь давления двухфазной
смеси к потере давления по жидкости на одном и том же участке
трубопровода [1].
20
Рпж
Wж2 * Фtt2 *  ж

2* g
 G жсек
 0,051
 S пж


L
  ж пж    мпж

.с  
D

пж

2
 Фtt2 

L

  ж пж    мпж

.с 
Dпж
 ж 

ΔРриб – сопротивление рибойлера. Эта величина складывается из
двух слагаемых: потере напора в зоне нагрева плюс потери напора в
зоне кипения [1].
2
Р риб
 Gжсек 
1
 *
 
 S пж  2 * g *  ж




L
L
2
*  н * н   мн. с   Ф22 * 1  х2  *  кип * кип   мкип. с 
dн
d кип




где Ф2 – поправка, учитывающая потерю напора двухфазной смеси:
определяется
доя
доли
отгона
х2 
2
х,
3
чтобы
усреднить
сопротивление, которое изменится по высоте трубок.
ΔРуск – потеря напора, возникшая вследствие испарения.
W 2  
W 2  ж
Р уск  2 пж пж  о
2g
2g





Для удобства расчета скорость жидкости относят к сечению
трубок [1]:
Р уск
 G сек
 0,102 о
 Sт
2

 1  1  х 2
ж х2


 1

 п 1  Rж  
  ж  Rж
Целью гидравлического расчета циркуляционного контура
рибойлера является подбор диаметров жидкостного и
парожидкостного трубопроводов таким образом, чтобы левая
часть уравнения баланса давлений была больше или равной
правой, т.е.
Н ж   ж  Р ст  Р ж  Р риб  Р пж  Р уск
Для подбора диаметров трубопроводов
следующие приближенные формулы:
21
рекомендуются
a) Диаметр парожидкостного трубопровода:
Dпж  d вн nтр
б) Диаметр жидкостного трубопровода:
Dо 
1
Dпж
2
Необходимо помнить, что эти рекомендации являются чисто
ориентировочными и при расчете баланса давлений могут
корректироваться в меньшую или большую сторону.
Высота статического столба жидкости в колонне Нж
принимается проектировщиком таким образом, чтобы высота
кубовой части колонны была минимальной.
Нж равна разности между уровнем жидкости в колонне и
высотной точкой начала кипения в рибойлере.
Нс принимается проектировщиком как разность между точкой
ввода парожидкостной смеси в колонну и верхней трубной
решеткой в рибойлере.
В подавляющем большинстве случаев вертикальный
термосифон крепится на колонне так, чтобы верхняя трубная
решетка рибойлера была приблизительно на уровне жидкости в
колонне.
Рекомендуется:
1. Вводить жидкостной трубопровод в нижнюю трубную
камеру рибойлера снизу. Это нужно для того, чтобы более
равномерно распределить входящую жидкость по трубкам
рибойлера.
2. Вывод парожидкостного трубопровода из верхней трубной
камеры рибойлера, по возможности, делать сбоку, для того, чтобы
сократить высоту куба колонны и упростить трубную обвязку
рибойлера. В некоторых случаях от этого правила приходится
отступать, делая ввод сверху верхней трубной камеры рибойлера.
22
3. Для рибойлеров, работающих под вакуумом, нужно
применять трубки длинной не более 2 м. Это необходимо для
того, чтобы уменьшить статистический столб жидкости, который
повышает температуру кипения в рибойлере.
Такой тщательный гидравлический расчет циркуляционного
контура вертикального термосифона вызван тем, чтобы не
допустить чрезмерного испарения в рибойлере (доля отгона х  0,3 )
и,
следовательно,
не
допустить
снижение
его
теплопроизводительности. Снижение теплопроизводительности
рибойлера может стать причиной преждевременного захлебывания
колонны при проектных нагрузках по пару и жидкости.
23
4. Пример расчета вертикального термосифонного рибойлера
Рассчитать рибойлер отпарной колонны МЭА. (рис.4.1)
Рис.4.1. Вертикальный однопроходной термосифон
Исходные данные
1) Тепловая нагрузка рибойлера:
Q=1260000 ккал/час
2) Давление паров в низу колонны (в месте ввода горячей струи):
Рн=2,5 ата
3) а) температура кипящего агента на входе в рибойлер:
t1=127 oC
б) температура на выходе из рибойлера:
t2=130 oC
4) Количество кубового остатка:
B=20000кг/час
24
5) Средняя температура кипящего агента:
t ср 
t 2  t1
t
2.3 lg 2
t1
=128,5 оС
6) Физические свойства кипящего агента при средней
температуре:
а) Кипящий агент: МЭА 15% вес. + Вода 85% вес.
Молекулярный вес. – 20
б) Плотность жидкости и пара:
3
 ж =1000 кг/м
кг/м3
в) Вязкость жидкости и пара:
 ж =0,16 сп = 0,576 кг/м час
 п =1,52
 п =0,014
сп = 0,0504 кг м час
г) Теплоемкость:
о
с p =1 ккал/кг С
д) Теплопроводность:
о
 =0,590 ккал/час С
е) Поверхностное напряжение на границе “жидкость – пар”:
-4
 =53,9*10 кг/м
ж) Теплосодержание паров на выходе:
п
iвых
= 649,8 ккал/кг
з) Теплосодержание жидкости на выходе:
ж
iвых
= 130,5 ккал/кг
и) Теплосодержание жидкости на входе:
iвхж = 130,5 ккал/кг
к) Тангенс угла наклона кривой давления паров
0,00234 ж   п t ср  273
 t 

 
 P  S
i
п
вых
i
ж
вых

25
ж
 п
 0,001195
град
кг 2
м
Характеристика теплоносителя
а) Наименование: водяной пар
б) Давление: Рм=10 ата
в) Массовый расход: Gм=Q/r =1260000/481=2620 кг/час
где r –теплота парообразования, ккал/кг
г) Начальная температура: Т1=179 оС
д) Конечная температура: Т2=179 оС
е) Средняя температура: Тср=179 оС
I Предварительный тепловой расчет
1) Определение коэффициента теплопередачи:
кр 
1
 1
  1


 rм   
 rт 
м
  т

 1
  1


 rм и
 rт 
м
 т

где
2) Расчет
Fр 
1
 1110
0,0007  0,0002
ккал/м2 час оС
по табл. А1.
tср
t 2  T2  t1  179  127  52
t ср 

,
t1  T1  t 2  179  130  49
t 2  t1
52  49

 50,5
t 2
52
2.3  lg
2.3  lg
49
t1
Q
к р  t ср
3) Ориентировочный расчет поверхности теплообмена
Fр 
Q
1260000

 22,5
к р  t ср 1110  50,5
м2
4) По табл. А2 выбираем аппарат
Диаметр аппарата (мм)
Диаметр трубок (мм)
Общее количество трубок
Живое сечение трубного пространства (м2)
Поверхность теплообмена (м2)
Длина труб (м)
26
400
25х2
111
0.0385
26
3
5) Определение критического теплового потока
q max
   ж   п  
 1465   п  r 

 п2


 53,9  10  4 1000  1,52  
 1465  1,52  519

1,52 2


0, 25

0 , 25
 1430000
ккал
м 2  час
6) Определение фактического теплового потока
qф 
так как
qф  qmax
Q 1260000
ккал

 48500  1530000 2
Fф
26
м  час
то, следовательно, имеет место ядерное кипение.
II Поверочный тепловой расчет
А) Коэффициент теплопередачи в межтрубном пространстве
(конденсирующийся водяной пар) примем:
αм =10000 ккал/м2 час оС
Б) Коэффициент теплопередачи в трубках:
Поскольку 15% раствор МЭА является термочувствительным
веществом, принимаем схему с однопроходной циркуляцией
кипящего агента.
1) Определяем количество паров выходящих из рибойлера:
ж
Q  B  iвых
 iвхж  1260000  20000  130,5  130,5
G 

 2430 кг/час
п
п
iвых
 iвхж
649,8  130,5
2) Определяем количество жидкости поступающей в рибойлер:
Go  Gп  В  2430  20000  22430 кг/час
3) Определяем весовую долю отгона в рибойлере:
х
Gп
2430

 0,109  0,25
Go 22430
следовательно, можно применять термосифонный рибойлер.
4) Тангенс угла наклона кривой давления паров:
0,00234 ж   п t ср  273
град
 t 

 
 P  S
i
п
вых

ж
 iвых
ж  п
 0,001195
27
кг
м2
5) Коэффициент теплоотдачи в зоне нагрева:

 Н  0,023
d ВН
 G 0  d ВН

 ST   Ж
0,59  22430  0,021
 0,023
0,021  0,0385  0,576







0 ,8
с  
 П Ж 
  
0 ,8
 1  0,576 


 0,590 
0,4
0,4
 1870

ккал/м2·час·оС
6) Температура стенки в зоне нагрева:
t ст 
 н  t ср   м  Т ср
н  м

1870  128,5  10000  179
о
 171 С
1870  10000
7) Удельный температурный градиент в зоне нагрева:
t   d вн  n тр   Н t ст  t ср  3,14  0,021  111  1870  171  128,5


 26 град/м
L
Go  c p
22430  1
8) Доля длины трубок, на которой происходит нагрев агента:

 t 


 P  S

t
L   t 


ж
 P  S
0,001195
 0,044
26
 0,001195
1000
Lн=β·Lтр=0,044·3 = 0,13 м
Lкип=Lтр –Lн=3 - 0,13 = 2,87 м
9) Фактор физических свойств кипящего агента:

   п
 ж
10)



0, 5



0 ,1
0, 5
 1,52   0,576 


 
 1000   0,0504 
0 ,1
 0,0497
Параметр двухфазной смеси:
1 х 
х tt  

 х 
11)
 ж

 п
0, 9
 1  0,109 
  

 0,109 
0 ,9
 0,0497  0,328
Массовая скорость двухфазного потока
V мас  0,205
Goсек
6, 22
 0,205
 33, 2
ST
0,0385
кг/м2·сек
1
1

 3,05
x tt 0,328
12) По рис. Б4 определяем гидродинамическую структуру
потока: кольцевой поток.
13) Определяем скорость потока на входе в рибойлер:
Vвх 
Go
22430

 582
 ж S Т 1000  0,0385
м/час
28
14) Определяем скорость потока на выходе из рибойлера:
Gп
Vвых 
Gж
2430
 20000
п 
ж
1,52
1000

 42100
SТ
0,0385
м/час
15) Определяем среднелогарифмическую скорость потока в
рибойлере:
Vср 
Vвых  Vвх 42100  582

 9700
Vвых
42100
2,3 lg
2,3 lg
582
Vвх
м/час
16) Определяем частный коэффициент теплоотдачи в зоне
кипения:
(10 
 кип  605 
 605 
ср  ж
) 0, 25  (
d вн  Vср   ж
) 0,55

ж



ж
 м 0, 45
d вн
0, 8
0, 25
(
 1)  (
)  ( Lкип )
п
 *ср
0,590

0,021
1  0,576 0, 25 0,021  9700  1000 0, 55
) (
)
ккал
0,590
0,576
 12000 2
1000
10000 0, 45
м  час о С
(
 1) 0,8  (
)  (2,87) 0, 25
1,52
53,9 * 1
(10 
17) Определяем частный коэффициент теплоотдачи усредненный
для всей длины трубок:
 Т     Н  1      кип  0,044  1870  1  0,044   12000  11500
ккал
м  час о С
2
Определение общего коэффициента теплопередачи:
1) Определяем общий коэффициент теплопередачи без учета
загрязнений:
Кr 
1
1  ст
1


 т ст  м

1
1
1
 0,000108 
11500
10000
 3390
ккал
м * час*о С
2
2) Определяем общий коэффициент теплопередачи:
kф 
Q
1260000
ккал

 960 2
Fф  t ср 26  50,5
м * час*о С
3) Принимаем величины термического сопротивления по табл.А1:
 rд  rт  rм  0,0004  0,0001  0,0005
м 2  часо С
ккал
29
4) Определяем
загрязнений:
 rф 
Кr  Кф
Кф  К r

величину
термического
сопротивления
3390  960
м 2  час о С
 0,00075
3390  960
ккал
так как  rф   rд то принятая поверхность будет работать в
межремонтный пробег без чистки.
III Гидравлический расчет циркуляционного контура
“рибойлер – колонна”
1) Определяем параметры Хtt для долей отгона:
x1 
1
1
 x   0,109  0,036
3
3
 1  x1 

x  
 x1 
0 ,9
\
tt
 1  x2
x  
 x2
\\
tt
1 x 
xtt  

 x 



0,9
0 ,9
;
x2 
 1  0,036 
  

 0,036 
;
x  0,109
0 ,9
 1  0,072 
  

 0,072 
 1  0,109 
  

 0,109 
2
2
 x   0,109  0,072
3
3
 0,047  0,95
0, 9
 0,047  0,497
0 ,9
 0,047  0,328
2) По рис. Б1 определяем Rж, Rж*:
Rж=0,136, Rж*=0,222
3) Определяем плотность двухфазной смеси:
3
 пж   ж  Rж   п  (1  Rж )  1000  0,136  1,52  0,864  137,3 кг/м
*
*
*
 пж
  ж  Rж
  п  (1  Rж
)  1000  0, 222  1,52  0,778  223
4)
кг/м3
По рис. Б3 определяем поправки Фtt ; Ф2:
Фtt =7,5; Ф2=6,0
5) Потеря напора в рибойлере:
2
*
Рст  Lкип   пж
 Н с   пж  2,87  223  640 кг/м
6) Движущая сила термосифона:
2
Р 1  Н ж   ж  Р ст  2,87  1000  640  2230 кг/м
7)
Определяем сопротивление рибойлера:
30
Re н 
G o  d вн
22430  0,021

 21200
S Т   ж 0,0385  0,576
Re кип 
G o  1  х 2 d вн 22430  1  0,072   0,021

 19700
SТ   ж
0,0385  0,576
по рис. Б2 находим λн =0,0286; λкип=0,029
 мн.с.   вх  1,0 ,  мкип.с.   вых   пов  1,0  1,5  2,5
значения коэффициентов местных сопротивлений берутся по табл.
А3
Р риб
 G сек
  ж
 Sт
2

1
 
 2 * g * ж



L
L
2

   н  н   мн .с   Ф22 1  х 2    кип кип   мкип
.с  
d
d

н


кип


2

1
0,13
2,87
 6,22 


2

  0,0286 *
 1  6 2  1  х 2 0,072  0,029 
 1,5    280 кг/м 2

0,021 
0,021
 0,0385  2 * 9,81 * 1000 


8) Сопротивление в парожидкостном трубопроводе:
Принимаем диаметр парожидкостного трубопровода (табл. А4):
Dпж=150 мм = 0,15 м
Sпж = 0,0177 м2
Re ж 
G ж  D пж
20000  0,15

 294000
S пж   ж
0,0177  0,576
по рис. Б2 находим λж =0,0189

Рпж
пж
м. с .
 G жсек
 0,051
 S пж
  вых   вх  1,0  0,5  1,5
2
 Фtt2
 
 
ж



L

   ж  пж    мпж
.с  
D

пж

2
2
 5,55  7,5 
0, 4

 0,051
  0,0189 
 1,5   440 кг / м 2
 
0,15
 0,0177  1000 

9) Сопротивление в жидкостном трубопроводе:
Принимаем диаметр жидкостного трубопровода:
Dж=50 мм = 0,05 м
Sж = 0,00297 м2
Re о 
Gо  D ж
22430  0,05

 655000
S ж   ж 0,00297  0,576
по рис. Б2 находим λж =0,0185

пж
м. с .
  вых   вх  3   пов  1,0  0,5  3  0,175  2,025
31
 G сек
Рж  0,051   о
 Sо
2

1
 
 
ж



L
  о  о    мо.с.  
Dо


2
 6,22 
1 
5,4

 0,051  
  0,0185 
 2,025   900 кг / м 2
 
0,05
 0,00297  1000 

10) Сопротивление от ускорения парожидкостной смеси:
Р уск
 Gосек
 0,102  
 Sт
2
2


ж * х2
1  1  х 
 


 1 
 п * 1  Rж  
  ж  Rж
2
2
 6,22 
1  1  0,109 1000  0,109 2 
 0,102  


 1  40 кг / м 2
 
0
,
0385
1000
0
,
136
1
,
52

0
,
864




11) Определяем
контура:
суммарное
сопротивление
Р 2  Рж  Р риб  Рпж  Р уск   900  280  440  40  1660
так как
Р 2  Р1
циркуляционного
кг/м2
то выбранный термосифон удовлетворяет условию.
5. Пример расчета вертикального термосифонного рибойлера и
гидравлического контура «рибойлер - колонна» с помощью
программы «TERMOSIFON»
Программа
«TERMOSIFON»
для
расчета
вертикального
термосифонного рибойлера была разработана на кафедре «Машины
и аппараты химических производств» Самарского государственного
технического университета. Она предназначена для проектного и
поверочного
теплового
и
гидравлического
расчета
контура
«рибойлер – колонна».
На рисунке 5.1 представлено окно ввода исходных данных для
расчета
вертикального
термосифона.
32
Кнопка
предрасчет
предназначена для расчета средней температуры кипящего агента,
которая необходима для определения его физических свойств.
После ввода всех исходных данных нажимаем кнопку далее и
переходим к предварительному тепловому расчету вертикального
термосифона.
Рис.5.1. Окно ввода исходных данных
На рисунке 5.2 представлено окно предварительного теплового
расчета вертикального термосифона.
В
начале
расчета
задаемся
величинами
коэффициентов
термических сопротивлений. Для этого из списков выбираем
греющий теплоноситель и кипящий агент и вводим коэффициенты
33
термических сопротивлений. Если теплоноситель или кипящий агент
отсутствуют в списке, но значения коэффициентов термического
сопротивления для них известны, то вводим их значения в столбцы
«Ввод».
После задания коэффициентов термического сопротивления
нажимаем кнопку «Предрасчет» в результате чего программа
рассчитывает поверхность теплообмена и подбирает ближайший
стандартный термосифонный рибойлер. С том случае, если
выполняется поверочный расчет все геометрические размеры
аппарата могут быть заданы вручную.
Рис.5.2. Окно предварительного теплового расчета
34
После этого нажимаем кнопку расчет
для
проверки
выбранного термосифона.
Если термосифоны рибойлер выбран правильно, то высветится
окно представленное на рисунке 5.3.
Если же выбранный аппарат не удовлетворяет условиям
процесса, то появится окно представленное на следующем рисунке
для дальнейшего расчета необходимо выбрать новый термосифон из
стандартного ряда с увеличенной поверхностью теплообмена.
Рис.5.3. Окно проверки выполнения условия при выборе рибойлера
После того как все условия будут соблюдены, нажимаем
кнопку «Далее» и переходим к поверочному тепловому расчету.
Окно поверочного теплового расчета выбранного термосифона
представлено на рисунке 5.4.
Вначале расчета необходимо определится со схемой работы
термосифона. В случаи выбора схемы с рециркуляцией кубового
35
остатка необходимо задать весовую долю отгона в рибойлере. Если
выбрана схема с однопроходной циркуляцией кубового остатка, то
доля отгона будет посчитано автоматически при нажатии кнопки
«Ok».
Также необходимо выбрать, из какой стали изготовлены трубки
теплообменника.
Рис.5.4. Окно поверочного теплового расчета
Если выбранный термосифонный рибойлер удовлетворяет всем
требуемым условиям, то появится окно представленное на рисунке
5.5а, в противном случае – на рисунке 5.5б. В случае не выполнения
36
условий, для дальнейшего расчета необходимо вернутся к выбору
термосифона и выбрать аппарат из стандартного ряда с большей
поверхностью теплообмена.
а
б
Рис.5.5. Окно проверки выполнения условия
В
результате
параметры
проведенного
окончательно
расчета
выбранного
программа
выдает
вертикального
термосифонного рибойлера в виде окна представленного на
рисунке 5.6.
37
Рис.5.6. Окно проверки выполнения условия
Далее переходим к расчету гидравлического контура «рибойлер
– колонна». Для этого в окне представленном на рисунке 5.6
нажимаем кнопку «Дальше» в результате чего откроется окно
представленное на рисунке 5.7.
В этом окне задаются коэффициенты местных сопротивлений
жидкостного
и
парожидкостного
трубопроводов,
а
также
геометрические размеры циркуляционного контура «рибойлер –
колонна» и выбирается материал труб.
38
Рис.5.7. Окно гидравлического расчета контура «рибойлер - колонна»
Если все параметры выбраны правильно и удовлетворяют
условиям работы, то появляется окно изображенной на рисунке 5.8а,
в противном случае необходимо увеличить диаметры жидкостного и
парожидкостного
трубопроводов,
представленное на рисунке 5.8б.
39
о
чем
сообщит
окошко
а
б
Рис. 5.8. Окно проверки выполнения условия
В следующем окне (рисунок 5.9) выводится окончательные
результаты расчета вертикального термосифона и гидравлического
контура «рибойлер - колонна»
Результаты расчета можно сохранить в файл для этого в меню
«Файл» выбираем подменю «Сохранить» и сохраняем файл в
выбранную
директорию.
Пример
Приложении В.
40
отчета
представлен
в
Рис. 5.9. Окно вывода результатов расчета
41
Приложения
Приложение А
№
1
2
3
4
5
№
1
2
3
4
5
6
7
8
Таблица А1 .
Коэффициенты термических сопротивлений, м2·час·оС/ккал
1
1
 rм
rм
Греющий теплоноситель
м
м
Конденсирующийся водяной пар
0,0001
0,0002
0,0001
Горячая вода
0,0005
0,0009
0,0004
Горячие тяжелые нефтепродукты
0,0016
0,0020
0,0004
Газопродуктовая смесь гидроочистки
0,0005
0,0009
0,0004
Газопродуктовая смесь риформинга
0,0005
0,0007
0,0002
1
1
 rм
rм
Кипящий агент
м
м
Углеводороды С2-С4
0,0006
0,0008
0,0002
Бензин и лигроины
0,0010
0,0012
0,0002
Ароматика
0,0006
0,0008
0,0002
Спирты С1-С7
0,0006
0,0008
0,0002
Водные растворы ДЭГ
0,0006
0,0010
0,0004
Хлорозамещенные углеводороды
0,0008
0,0014
0,0006
Вода (атмосферное давление)
0,0003
0,0005
0,0002
Водные растворы МЭА
0,0003
0,0007
0,0004
Таблица А2
Стандартный ряд термосифонных рибойлеров (основные геометрические размеры)
Dн
(наружный)
Диаметр
аппарата D, мм
159
273
325
400
Dвн (внутренний)
500
600
800
1000
(1200)
(1400)
Диаметр
трубок
dн, мм
Общее
количество
трубок, n
20*2
25*2
20*2
25*2
20*2
25*2
20*2
25*2
20*2
25*2
20*2
25*2
20*2
25*2
20*2
25*2
20*2
25*2
20*2
25*2
19
13
61
42
91
61
181
111
313
199
393
261
737
481
1185
783
1717
1125
2369
1549
Живое сечение
трубного
пространства,
Sт м2
0,0038
0,0045
0,0123
0,0145
0,0183
0,0211
0,0364
0,0384
0,063
0,069
0,079
0,0903
0,148
0,166
0,238
0,271
0,345
0,389
0,477
0,536
42
Поверхность теплообмена м2
При длине труб, м
Lтр=2м
Lтр=3м
Lтр=4м
2,4
2
7,7
6,6
11
10
23
17,5
39
31
49
41
92,5
76
-
17
14
34
26
59
47
74
61,5
139
113
223
185
-
185
151
298
246
431
354
595
487
Таблица А3 .
Коэффициенты местных сопротивлений
Наименование сопротивлений
Коэффициент местного сопротивления
Вход в трубу с острыми краями
Выход из трубы с острыми краями
Вход в трубки
Выход из трубки
Боковой выход из трубной камеры (удар в поворот)
Боковой вход в трубную камеру (удар в поворот)
0,5
1,0
(R/Dу=1,5) 0,175
(R/Dу=1,0) 0,250
1,0
1,0
1,5
1,5
R – радиус закруглений
Dу – диаметр трубопровода
Плавный отвод под углом 900
Таблица А4
Площади сечений трубопроводов
Диаметр
Dу мм Dн мм
50
80
100
150
200
250
300
350
400
450
500
Dу мм
мм
400
500
600
700
800
900
1000
1100
1200
1400
57
89
108
159
219
273
325
377
426
480
530
Dн
426
530
630
720
820
920
1020
1120
1320
1420
Цельнотянутые трубопроводы
Внутренние поперечное сечение трубопровода, м2
Неагрессивная и малоагрессивная
Среднеагрессивная среда
среда
Ру<16
Ру<64
Ру<100
Ру<40
Ру<64
Ру<100
кг/см2
кг/см2
кг/см2
кг/см2
кг/см2
кг/см2
0,00297
0,00297
0,00297
0,0016
0,0016
0,0016
0,0053
0,0053
0,0050
0,00465
0,00443
0,00419
0,00785
0,00785
0,00752
0,00697
0,00697
0,00639
0,0177
0,0177
0,0170
0,0165
0,0160
0,0148
0,0330
0,0330
0,0319
0,0325
0,0311
0,0287
0,0530
0,0530
0,0495
0,0510
0,0495
0,0455
0,0740
0,0740
0,0693
0,0730
0,0693
0,0675
0,1015
0,1000
0,0935
0,1000
0,0935
0,0891
0,1200
0,1280
0,1200
0,1290
0,1220
0,1110
0,1260
0,1450
0,1810
0,1810
Сварные трубопроводы
Ру<6
Ру<10
Ру<16
Ру<6
Ру<10
Ру<16
2
2
2
2
2
кг/см
кг/см
кг/см
кг/см
кг/см
кг/см2
0,136
0,136
0,136
0,134
0,131
0,131
0,211
0,211
0,211
0,209
0,206
0,206
0,300
0,300
0,300
0,294
0,294
0,292
0,392
0,392
0,392
0,387
0,387
0,384
0,510
0,510
0,510
0,507
0,507
0,497
0,649
0,649
0,641
0,640
0,639
0,630
0,790
0,790
0,789
0,789
0,785
0,772
0,960
0,960
0,958
0,955
0,943
0,940
1,140
1,140
1,130
1,130
1,120
1,118
1,540
1,540
1,530
1,540
0,530
-
43
Приложение Б
Rж-объемная доля жидкости в двухфазной смеси
1
0,1
0,01
0,001
0,01
0,1
1
10
Xtt
Рис. Б1. График Локкарта-Мартинелли
44
100
1000

1
0,1
A
C
B
0,01
100
1000
10000
100000
1000000
Re
Рис. Б2. График зависимости коэффициента трения от числа Re
А - гладкие и шероховатые трубы, В - гладкие трубы (медь, цинк, свинец, латунь, стекло)
С – шероховатые трубы (сталь, чугун)
45
Фtt-поправка на двухфазную смесь
1000
100
10
1
0,01
0,1
1
10
100
Xtt
Рис. Б3. График для определения поправки на двухфазную смесь
46
1000
Массовая скорость
1000
Кольцевой
поток
100
Туманообразный
поток
Стержневой
поток
Пузырьковый поток
10
1
0,1
1
10
1/Xtt
Рис. Б4. Графическое определение структуры потока
47
100
1
0,9
Коэффициент сопротивления
0,8
0,7
вых
0,6
0,5
вх
0,4
0,3
0,2
вх
0,1
вых
0
0
0,1
0,2
0,3
0,4
0,5
0,6
0,7
0,8
0,9
Отношение меньшего сечения к большему
Рис. Б5. Коэффициенты сопротивления при внезапном расширении сечения
48
1
Приложение В
Пример результата расчета вертикального термосифонного
рибойлера и гидравлического контура «рибойлер-колонна» в
программе «TERMOSIFON»
ИСХОДНЫЕ ДАННЫЕ
ХАРАКТЕРИСТИКА КИПЯЩЕГО АГЕНТА
Тепловая нагрузка (ккал/час)
1260000
Давление паров в низу колонны (кг/м2)
25
Температура кипящего агента на входе в рибойлер (гр.ц.)
127
Температура кипящего агента на выходе из рибойлера (гр.ц.)
130
Количество кубового остатка (кг/час)
20000
Средняя температура кипящего агента
128,494163212028
Физические свойства кипящего агента при средней температуре
Плотность жидкости (кг/м3)
1000
Плотность пара (кг/м3)
1.52
Вязкость жидкости (кг/м*час)
0.576
Вязкость пара (кг/м*час)
0.0504
Поверхностное натяжение на границе пар-жидкость (кг/м)
53e-4
Теплоемкость (ккал/кг*гр.ц.)
1
Теплопроводность (ккал/м*час*гр.ц.)
0.59
Теплосодержание пара на выходе из рибойлера (ккал/кг)
649.8
Теплосодержание жидкости на входе в рибойлер (ккал/кг)
130.5
Теплосодержание жидкости на выходе из рибойлера (ккал/кг) 130.5
ХАРАКТЕРИСТИКА ГРЕЮЩЕГО ТЕПЛОНОСИТЕЛЯ
Давление (кг/м2)
Весовой расход (кг/час)
Начальная температура (гр.ц.)
Конечная температура (гр.ц.)
10
2620
179
178.9
49
РЕЗУЛЬТАТЫ РАСЧЕТА
Критический тепловой поток (ккал/м2*час)
1422595,89508724
Фактический тепловой поток (ккал/м2*час)
48461,5384615385
Скорость потока на входе в рибойлер (м/час)
616,108328413354
Скорость потока на выходе из рибойлера (м/час)
44403,2524986643
Доля отгона
0,10819
Частный коэффициент теплоотдачи (ккал/м2*час*гр.ц.)
13597,818257769
Частный коэффициент теплоотдачи в зоне нагрева
(ккал/м2*час*гр.ц.)
1937,99143930666
Частный коэффициент теплоотдачи в зоне кипения
(ккал/м2*час*гр.ц.)
14116,1636357937
Общий коэффициент теплопередачи (ккал/м2*час*гр.ц.)
3375,52765821317
Размер зоны кипения (м)
2,87232
Количество жидкости поступающей в рибойлер (кг/час)
22426,3431542461
Количество жидкости выходящей из рибойлера (кг/час)
20000
Количество паров выходящих из рибойлера (кг/час)
2426,3431542461
Потеря статического напора в рибойлере (кг/м2)
644,132718995871
Сопротивление рибойлера (кг/м2)
256,00122500147
Сопротивление в парожидкостном трубопроводе (кг/м2)
639,364531870873
Сопротивление в жидкостном трубопроводе (кг/м2)
454,339963821719
Сопротивление от ускорения парожидкостной смеси (кг/м2)
42,5513788728999
Движущая сила термосифона (кг/м2)
2115,86728100413
Нс
0
Нж
2,76
50
Диаметр парожидкостного трубопровода (мм)
Сечение парожидкостного трубопровода (м2)
Диаметр жидкостного трубопровода (мм)
Сечение жидкостного трубопровода (м2)
150
0,0177
50
0,00297
ГЕОМЕТРИЧЕСКИЕ РАЗМЕРЫ ТЕРМОСИФОННОГО
РИБОЙЛЕРА
Диаметр аппарата (мм)
Диаметр трубок (мм)
Общее количество трубок
Живое сечение трубного пространства (м2)
Поверхность теплообмена (м2)
Длина труб (м)
51
400
25*2
111
0.0385
26
3
Приложение Г
Блок-схема расчета вертикального термосифонного рибойлера
Ввод данных: Q, PH, t1, t2, B
Определение средней t кипящего агента
t t
tср  2 1
t
2.3  lg 2
t1
Ввод: физические свойства кипящего агента при tср
п
ж
 ж ,  г ,  ж ,  г ,  , с p ,  , iвых
, iвхж , iвых
характеристика греющего теплоносителя
Pм, Gм, Т1, Т2
Определение средней t теплоносителя
Т 2  Т1
Т ср 
Т
2.3  lg 2
Т1
Предварительный тепловой расчет
Ввод коэффициента термического сопротивления
1
1
 rм и
 rт
м
т
Ориентировочный коэффициент теплопередачи
1
кр 
 1
  1


 rм   
 rт 
м
  т

Расчет средней разности температур
t1  T2  t1 , t 2  T1  t2
 t ср 
 t 2   t1
t2
2 . 3  lg
 t1
52
Ориентировочный расчет поверхности теплообмена
Q
Fр 
к р  t ср
Вывод Fр
Ввод Fф
Определение удельной теплоты испарения
п
ж
r  iвых
 iвых
Определение критического теплового потока
qmax
    ж   п 
 1465   п  r  

 п2


0, 25
Определение фактического теплового потока
Q
qф 
Fф
да
нет
qф  qmax
Расчетная поверхность теплообмена
Q
Fр 
q max
1
Вывод Fр
Выбор термосифона по каталогу
Ввод: Dк, dв, dн, nтр, Sт, Lтр, F
53
Поверочный тепловой расчет
Выбор схемы термосифона:
1. С рециркуляцией кубового остатка
2. С однопроходной циркуляцией кубового остатка
Ввод N – номера схемы
да
нет
N=1
Задаемся весовой долей отгона
в термосифоне х<0,25
Ввод: х
Определяем количество жидкости
поступающей в термосифон
Q
Go 
п
ж
x  iвых  1  х   iвых
 iвхж
Количество пара выходящего из термосифона
Gп  х  Gо
Количество жидкости выходящей из
термосифона
G ж  Gо  Gп
Определяем количество паров
выходящих из термосифона
ж
Q  B  iвых
 iвхж 
Gп 
п
iвых
 iвхж
Определяем количество жидкости,
поступающей в термосифон
Go  Gп  В
Определяем весовую долю отгона
в термосифоне
G
х п
Go
да
нет
х<0,25
Вывод: х>0,25
Применение термосифона невозможно,
необходимо применить рибойлер с паровым
пространством.
Конец
54
Определяем тангенс угла наклона кривой давления паров
0,00234   ж   п  tср  273
 t 

 
r  ж  п
 P  S
Определяем частный коэффициент теплоотдачи в зоне нагрева
λ
Gо*dвн 0,8 сп*μж 0,4
αн = 0.023*
*(
) *(
)
dвн Sт*μж
λ
Температура стенки в зоне нагрева
 н  t ср   м  Т ср
tст 
н   м
Удельный температурный градиент в зоне нагрева
t   d вн  n тр  Н  tст  t ср 

L
Go  c p
Доля длины трубок, на которой происходит нагрев
 t 


 P  S

t
L   t 


ж
 P  S
Фактор физических свойств кипящего агента

   п
 ж



0, 5

  ж
 п



0,1
Определяем параметры двухфазной системы
1 х 
х tt  

 х 
0 ,9
 ;
1
x tt
55
Массовая скорость двухфазного потока
G сек
V мас  0,205  o
ST
Вывод: Vиас
Определение гидродинамической структуры потока
Скорость потока на входе в термосифон
Go
Vвх 
 ж  SТ
Скорость потока на выходе из термосифона
Gп
Gж
п 
ж
Vвых 
SТ
Среднелогарифмическая скорость потока в термосифоне
V  Vвх
Vср  вых
V
2,3  lg вых
Vвх
Определяем длину зоны кипения
Lкип  Lтр  1   
Частный коэффициент теплопередачи в зоне кипения
с р *  ж 0, 25 d вн *Vср *  ж 0, 55
(10 *
) *(
)

ж

 кип  605 *
*


d вн
( ж  1) 0,8 * ( м ) 0, 45 * ( Lкип ) 0, 25
п
 *ср
Частный коэффициент теплоотдачи усредненный для всей длины трубки
 Т    Н  1     кип
56
Определение общего коэффициента теплопередачи
Ввод:
 ст
ст
Общий коэффициент теплопередачи без учета загрязнений
1
Кr 
1  ст
1


 т ст  м
Общий коэффициент теплопередачи
Q
kф 
Fф  t ср
Термическое сопротивление допускаемых загрязнений
 rд  rт  rм
Величина термического сопротивления загрязнений
К К
 rф  Кr * Кф
ф
r
да
нет
 rф 
 rд
Вывод: следует принять большую поверхность
теплообмена и повторить тепловой расчет
1
Гидравлический расчет циркуляционного контура
“термосифон – колонна”
57
Определение параметров xtt для долей отгона:
1
2
x1   x ; x1   x ; x
3
3
 1  x1 

x  
 x1 
\
tt
0 ,9
 1  x2
 ; x  
 x2
\\
tt



0, 9
1 x 
 ; x tt  

 x 
0,9

Ввод: Rж, Rж*
Определяем плотность двухфазной смеси
 пж   ж  Rж   п  (1  Rж )
*
*
*
 пж
  ж  Rж
  п  (1  Rж
)
Ввод: Фtt ; Ф2
Потеря статического напора в термосифоне
*
Рст  Lкип   пж
 Н с   пж
Движущая сила термосифона
Р 1  Н ж   ж  Р ст
Определение числа Re в зоне кипения и в зоне нагрева
Re н 
G o  d вн
G  1  х 2 d вн
; Re кип  o
SТ   ж
SТ   ж
Ввод коэффициентов трения в зоне нагрева и кипения: λн ;λкип
Ввод:

н
м . с.
,

кип
м . с.
58
Определение сопротивления рибойлера
2
Р риб
 Gжсек 
1
 *
 
 S пж  2 * g *  ж




L
L
2
*  н * н   мн. с   Ф22 * 1  х2  *  кип * кип   мкип. с 
dн
d кип




Ввод: Dпж, Sпж,

пж
м. с .
, Dо, Sо,

о
м . с.
Определяем Reж и Reо
Re ж 
G  Dо
G ж  D пж
, Re о  o
S пж   ж
Sо   ж
Сопротивление в парожидкостном трубопроводе
Рпж
2
 G сек
 0,051   ж
 S пж
 Фtt2 

L
 
  ж  пж   мпж
.с 

Dпж
 ж 

Сопротивление в жидкостном трубопроводе
 G сек
Рж  0,051   о
 Sо
2


L
1 
 
  о  о   мо. с. 
Dо
 ж 

Сопротивление от ускорения парожидкостной смеси
Р уск
 G сек
 0,102   о
 Sт
2
2


ж * х2
1  1  х 
 


 1
 п * 1  Rж  
  ж  Rж
Суммарное сопротивление циркуляционного контура
Р 2  Рж  Р риб  Рпж  Р уск
да
Р 2  Р1
нет
увеличьте диаметры
трубопроводов
конец
59
Список обозначений
м – частный коэффициент теплоотдачи в межтрубном пространстве (со
стороны греющего теплоносителя), [ккал/м2·час·оС]
т – частный коэффициент теплоотдачи в трубном пространстве (со
стороны кипящего агента), [ккал/м2·час·оС]
н – частный коэффициент теплоотдачи при нагреве кипящего агента,
[ккал/м2·час·оС]
кип – частный коэффициент теплоотдачи при кипение кипящего агента,
[ккал/м2·час·оС]
В – количество кубового остатка, [кг/час]
 – часть длины трубки, на которой происходит нагрев кипящего агента
ср – теплоемкость греющего теплоносителя, [ккал/кг·оС]
dн – наружный диаметр трубок, [м]
dв – внутренний диаметр трубок, [м]
Dк – диаметр корпуса рибойлера, [м]
Dо – диаметр жидкостного трубопровода, [м]
Dпж – диаметр парожидкостного трубопровода, [м]
ст – толщина стенки трубки, [м]
Fр – расчетная поверхность теплообмена, [м2]
Fф – фактическая поверхность теплообмена, [м2]
Fн – поверхность теплоотдачи, необходимая для нагрева кипящего агента,
[м2]
Fкип – поверхность теплоотдачи, необходимая для испарения кипящего
агента, [м2]
 – фактор физических свойств кипящего агента
Фtt – поправка, учитывающая потерю напора двухфазной смеси в
парожодкостном трубопроводе
Ф2 – поправка, учитывающая потерю напора двухфазной смеси в трубках;
определяется при доле отгона х2=2/3·х
gr=1,27·108, [м/час2] – ускорение силы тяжести
gr=9,81, [м/с2] – ускорение силы тяжести
Gм – расход греющего теплоносителя, [кг/час]
Gо – количество жидкости поступающей в рибойлер, [кг/час]
Gосек – [кг/сек]
Gп – количество паров выходящих из рибойлера, [кг/час]
Gпсек – [кг/сек]
60
Gж – количество жидкости выходящих из рибойлера, [кг/час]
Gжсек – [кг/сек]
Нж – разность между уровнем жидкости в колонне и высотной точкой
начала кипения в рибойлере, [м]
Нс – разность между точкой ввода парожидкостной смеси в колонну и
верхней трубной решеткой в рибойлере, [м]
iпвых – теплосодержание паров на выходе из рибойлера, [ккал/кг]
iжвых – теплосодержание жидкости на выходе из рибойлера, [ккал/кг]
iжкип – теплосодержание жидкости в точке начала кипения, [ккал/кг]
iжвх – теплосодержание жидкости на входе в рибойлер, [ккал/кг]
Кr – общий коэффициент теплопередачи, определенный без учета
загрязнений поверхности, [ккал/м2·час·оС]
Кr – фактический коэффициент теплопередачи, рассчитанный по принятой
(фактической) поверхности, [ккал/м2·час·оС]
Lтр – длина трубок в рибойлере, [м]
Lкип – высота зоны кипения, [м]
Lн – высота зоны нагрева, [м]
Lо – длина жидкостного трубопровода, [м]
Lпж – длина парожидкостного трубопровода, [м]
ст – теплопроводность стенки трубки, [ккал/м·час·оС]
 – теплопроводность кипящей жидкости, [ккал/м·час·оС]
о – коэффициент трения Блазиуса по жидкости в жидкостном
трубопроводе
ж – коэффициент трения Блазиуса по жидкости в парожидкостном
трубопроводе
т – коэффициент трения Блазиуса по жидкости в трубках
п – вязкость паров кипящего агента, [кг/м·час]
ж – вязкость кипящей жидкости, [кг/м·час]
Мт – молекулярный вес кипящего агента
Мм – молекулярный вес греющего теплоносителя
n – общее число трубок в рибойлере
Рм – давление греющего теплоносителя, [кг/м2]
Рн – давление в нижней части колонны, [кг/м2]
Рж – потеря напора в жидкостном трубопроводе рибойлера, [кг/м 2]
Рпж – потеря напора в парожидкостном трубопроводе, [кг/м2]
Рриб – потеря напора в рибойлере, [кг/м 2]
Руск – потеря скоростного напора от испарения рибойлере, [кг/м2]
61
Q – общее количество тепла, передаваемое в рибойлере, [ккал/час]
Qн – количество тепла, воспринимаемое при нагреве кипящим агентом,
[ккал/час]
Qисп – количество тепла, воспринимаемое кипящим агентом при
испарении, [ккал/час]
qр – расчетный тепловой поток, [ккал/м2·час]
qмах – критический тепловой поток, [ккал/м2·час]
qф – фактический тепловой поток, [ккал/м2·час]
qм – тепловой поток со стороны греющего теплоносителя, [ккал/м 2·час]
qт – тепловой поток со стороны кипящего агента, [ккал/м2·час]
Rж* - объемная доля жидкости в двухфазной смеси, соответствующая доле
отгона х1=1/3·х
Rж – объемная доля жидкости в двухфазной смеси
м – плотность греющего теплоносителя, [кг/м3]
пж – плотность парожидкостной смеси, [кг/м3]
пж* – средняя плотность парожидкостной смеси, соответствующая доле
отгона х1=1/3·х,[кг/м3]
п – плотность паров кипящего агента, [кг/м3]
ж – плотность кипящей жидкости, [кг/м 3]
r – удельная теплота испарения, [ккал/кг]
rм – термическое сопротивление загрязнений со стороны греющего
теплоносителя, [м2·час·оС/ккал]
rт – термическое сопротивление загрязнений со стороны кипящего агента,
[м2·час·оС/ккал]
 - поверхностное натяжение кипящего агента, [кг/м]
Sпж – сечение парожидкостного трубопровода, [м2]
Sт – сечение трубок в рибойлере, [м2]
Sо – сечение жидкостного трубопровода, [м2]
tкип – температура начала кипения кипящего агента, [оС]
t1 – температура кипящего агента на входе в рибойлер, [оС]
t2 – температура кипящего агента на выходе из риболера, [оС]
T1 – начальная температура греющего теплоносителя, [оС]
T2 – конечная температура греющего теплоносителя, [оС]
t – разность температур, [оС]
tст – средняя температура стенки, [оС]
tстн – температура стенки в зоне нагрева, [оС]
tсткип – температура стенки в зоне кипения, [оС]
62
tср – средняя температура кипящего агента, [оС]
Tср – средняя температура греющего теплоносителя, [оС]
tср – среднелогарифмическая разность температур между греющим
агентом и кипящим агентом, [оС]
tст=(tст - tср) – разность между температурой стенки и средней
температурой кипящего агента, [оС]
tкр – критическая разность между температурой стенки и средней
температурой кипящего агента, [оС]
Vвх – скорость потока на входе в рибойлер, [м/час]
Vвых – скорость потока на выходе из рибойлера, [м/час]
Vср – среднелогарифмическая скорость потока в рибойлере, [м/час]
Wо – линейная скорость в жидкостном трубопроводе, [м/сек]
Wж – линейная скорость, рассчитанная по расходу жидкой фазы Gжсек в
парожидкостном трубопроводе, [м/сек]
Wп – линейная скорость, рассчитанная по расходу паровой фазы Gжсек в
парожидкостном трубопроводе, [м/сек]
х – весовая доля отгона (весовое отношение жидкости, испаренной в
рибойлере к общему количеству жидкости, поступающему в рибойлер)
х1 – весовая доля отгона, х1=1/3·х
х2 – весовая доля отгона, х2=2/3·х
Хtt – фактор двухфазного потока Локкарта – Мартинелли
Хtt/ – фактор двухфазного потока, соответствующий доле отгона х1=1/3·х
Хtt// – фактор двухфазного потока, соответствующий доле отгона х2=2/3·х
Хtt* – усреднений фактор двухфазного потока, соответствующий доле
отгона х=0,4·х
м.с.о – коэффициент местных сопротивлений на жидкостном трубопроводе
м.с.пж – коэффициент местных сопротивлений на парожидкостном
трубопроводе
м.с.тр – коэффициент местных сопротивлений в трубном пространстве
рибойлера
м.с.н – коэффициент местных сопротивлений в зоне нагрева в рибойлере
м.с.кип – коэффициент местных сопротивлений в зоне кипения в рибойлере
63
Библиографический список
1. Павлов К.Ф. , Романков П.Г. , Носков А.А. Примеры и
задачи по курсу процессов и аппаратов химической технологии:
Учебное пособие для вузов / Под ред. гл.-корр. АН СССР П.Г.
Романкова- 9-е изд., перераб. И доп. - Л.: Химия, 1981-560с., ил.
2. Хаузен Х. Теплопередача при противотоке, прямотоке и
перекрестном токе : Пер. с нем.-М.: Энергоиздат, 1981.-384 с., ил.
3. Михеев М. А., Михеева И. М. Основы теплопередачи. - М.:
Энергия, 1977-344с., ил.
64
ОГЛАВЛЕНИЕ
Введение
1. Преимущества вертикальных термосифонных рибойлеров
2. Недостатки вертикальных термосифонных рибойлеров
3. Теоретическая часть
3.1. Тепловой расчет
3.1.1. Механизм кипения в вертикальном термосифоне
3.1.2. Определение количества паров, образующихся в рибойлере, тепла
нагрева жидкости и тепла испарения жидкости
3.1.3. Совместное определение коэффициента теплоотдачи при нагреве
и кипении жидкости
3.1.4. Определение частного коэффициента теплоотдачи для
конденсирующегося водяного пара
3.1.5. Определение общего коэффициента теплопередачи
3.2. Гидравлический расчет
4. Пример расчета вертикального термосифонного рибойлера
5. Пример расчета вертикального термосифонного рибойлера и
гидравлического контура «рибойлер - колонна» с помощью программы
«TERMOSIFON»
Приложения
Приложение А
Приложение Б
Приложение В
Приложение Г
Список обозначений
Библиографический список
65
МЕТОДИКА ТЕПЛОВОГО И ГИДРАВЛИЧЕСКОГО
РАСЧЕТА ВЕРТИКАЛЬНЫХ
ТЕРМОСИФОННЫХ РИБОЙЛЕРОВ
Составители:
КРЮЧКОВ Дмитрий Александрович
КОСАРЕВА Анна Андреевна
ГРИГОРЯН Леон Гайкович
Редактор Е.С. Захарова
Компьютерная верстка И.О. Миняева
Выпускающий редактор Н.В. Беганова
Подписано в печать 01.10.08.
Формат 60x84 1/16. Бумага офсетная.
Усл. п.л. 1,16. Уч.-изд. л. 1,12.
Тираж 100 экз. Рег. № 435.
________________________________________________________________
Государственное образовательное учреждение
высшего профессионального образования
"Самарский государственный технический университет".
443100, г. Самара, ул. Молодогвардейская, 244. Главный корпус.
Отпечатано в типографии
Самарского технического университета
443100, г. Самара, ул. Молодогвардейская, 244. Корпус №8
66
Авторы: Д.А. Крючков, А.А. Косарева, Л.Г. Григорян
МЕТОДИКА ТЕПЛОВОГО И ГИДРАВЛИЧЕСКОГО
РАСЧЕТА ВЕРТИКАЛЬНЫХ
ТЕРМОСИФОННЫХ РИБОЙЛЕРОВ
Учебно-методическое пособие
Самара
2009
67
68