|
|
Процессы и аппараты нефтегазо- переработки. процессы и аппараты химической и нефтехимической технологии куиии д., Левеншпиль о
следующие соотношения (см. рис. XI-13). Для однорядного эк рана поверхность радиантных труб FpI равна
Fpi=nndl (XI,39)
где I — длина труб.
Плоская заэкранированная поверхность кладки
(XI,40) (XI,41)
Н\ = [(к — 1) s + d\ I = [(п — 1 )т + 1] dl
Отсюда
Fp]_ пп
Н\ (п — I) т + I
При т = 2 величина FpI ^ лЯ,/2.
Для двухрядного экрана заэкранированная поверхность кладки
Нп = [(я — l)s + d] / = [(я —l)m + 1] dl (XI,42)
а поверхность радиантных труб
(XI,43) (XI,44)
Fpi, — (2я — 1) я dl
Тор да
^pi 1 (2/г — 1) л
Ни — (я — 1) т -|- 1
При т -- 2 величина FpU/Hn = я.
ms/d
Определив поверхность радиантных труб Fp, рассчитывают их теплонапряженность QHp = Qpaa/Fp, которая не должна пре вышать рекомендуемых величин для соответствующего процесса. Малая величина QHp указывает на то, что поверхность радиантных труб используется неэффективно и ее необходимо уменьшить.
В конвекционной камере 60—70% общего количества тепла передается конвекцией, 20—30% — радиацией от горячих про- дуктов сгорания и около 10% — излучением нагретых стенок ка меры. Общее количество тепла <5К, воспринятого трубами в кон-
векционной камере, определя ется по уравнению (XI,30). По верхность конвекционных труб рассчитывают по формуле
t°c
Q
(XI,45)
где Atcр — средняя разность темпера тур между потоками дымовых газов и сырья; К — коэффициент теплопере дачи от продуктов сгорания к сырью.
Определение величины коэф фициента теплопередачи. Коэф-
Рис. Х1-15. Зависимость коэффициента А в уравнении (XI, 51) от средней температу ры дымовых газов.
фициент теплопередачи в камере конвекции определяется по фор муле
1
1/ах + 6 А + 1/а2
К
(XI,47)
где сц — коэффициент теплоотдачи от горячих продуктов сгорания к стенке трубы; а2 — коэффициент теплоотдачи от стенки трубы к потоку сырья; б — тол щина стенки трубы; Я — коэффициент теплопроводности материала труб.
Обычно величина а2 значительно больше (примерно в 10 раз), чем а,. Величина термического сопротивления стенки трубы 6/Я также незначительна. Поэтому коэффициент теплопередачи К «а,. С учетом этого замечания вычислим коэффициент тепло передачи К-
Конвекционная поверхность воспринимает тепло в результате прямого соприкосновения с продуктами сгорания и излучения трехатомных газов и кладки. Поэтому коэффициент К рассматри вают состоящим из суммы двух коэффициентов: ар. к — коэффи циента теплоотдачи излучением трехатомных газов и ак. к — коэффициента теплоотдачи конвекцией. Излучение кладки учи тывается коэффициентом 1,1:
/С = о1=1,1(ар.к + ак.к) (XI,48)
Коэффициент теплоотдачи излучением зависит от концентрации и температуры трехатомных газов С02, S02, Н20, толщины газо вого слоя, температуры стенки труб и может быть определен по специальным номограммам,
Для технических расчетов коэффициент теплоотдачи ар, к можно определить по уравнению
etp.K =2,33(0,0Шср —1) (XI,49)
где tcр — средняя температура продуктов сгорания в камере конвекции.
Среднюю температуру продуктов сгорания в камере конвекции рассчитывают по уравнению
(XI, 50)
^ух
/ср “ In (tn/ty>.)
0,35Л
(udfx
d
(XI,51)
а*, к
Величина коэффициента теплоотдачи конвекцией ак. к зависит от скорости движения газов, их средней температуры, температуры наружной поверхности труб, наружного диаметра труб, числа ря дов труб в направлении движения газов, числа труб по ширине и глубине пучка. Для приближенного расчета величины ак- к при шахматном расположении труб в пучке пользуются уравнением
где и — массовая скорость дымовых газов, кг/(м2- с); d — наружный диаметр труб, м.
Коэффициент А в уравнении (X 1,51) определяют но графику на рис. XI-15. Коэффициент теплоотдачи обычно составляет 25—50 Вт/(м2 • К).
Расчет средней разности температур. В конвекционной камере в общем осуществляется противоток между сырьем и продуктами сгорания (рис. XI-16).
Температуры газов на перевале уходящих из камеры кон векции tyx, и сырья на входе в камеру конвекции tx известны. Температуру сырья на выходе из камеры конвекции определяют по уравнению (XI,31), исходя из энтальпии сырья t'K. Обычно предполагают, что сырье уходит из камеры конвекции в жидком состоянии. Это предположение достаточно обосновано, так как в этой части змеевика более высокое давление и относительно не высокая температура сырья.
Со/рое
tK-« 1,
Рис. XI-1 в. Схема к расчету средней разности температур Продухты сгорания _
в камере конвекции. tn '
При испарении сырья часть тепла затрачивается на перевод его в парообразное состояние, и температура tK оказывается ниже. Это обстоятельство можно учесть после проведения гидравличе ского расчета змеевика печи, когда давление на выходе из кон векционных труб будет известно. Для этого рассчитывают энталь пию сырья на выходе из конвекционных труб по уравнению (XI,31).
Между тем энтальпия сырья iK может быть выражена через долю отгона е' по уравнению
гк = в*‘"к + О е‘) (XI,52)
где i'J , if1 — энтальпии пара и жидкости соответственно, к к
Кроме того, из уравнения материального баланса процесса одно кратного испарения определяют долю отгона е'
V Ki*Fi ,
ZJ e'(Ki- 1) -К 1
Задавшись температурой tK, определяют константы равнове сия /Сi при этой температуре. Затем вычисляют мольную долю отгона е' и проверяют выполнение равенства (XI,52). Если оно не выполняется, то задаются новой температурой tK и расчет по вторяют.
8. РАСЧЕТ ВОЗДУХОНАГРЕВАТЕЛЯ
Для повышения к. и. д. печи необходимо, как было показано ранее, снижать температуру газов, покидающих печь. При работе печей с естественной тягой эта температура не должна быть ниже 250 °С при разности температур газов и сырья на входе в печь примерно 100—150 °С. В печах, работающих с высокой темпера турой поступающего сырья, необходимой температуры уходящих газов достигают, пропуская последние через воздухонагреватель (рис. XI-17). При этом температура газов снижается до необхо димой величины, а нагретый от температуры до tB воздух по ступает в печь. При этом повышается температура в топке, топливо
сгорает более интенсивно, улуч шаются условия передачи тепла радиацией. Тепловой баланс воз духонагревателя записывается следующим образом:
В (^ш ^ух) Лв = BGbCq (/в !Bj)
(XI,53)
Рис. XI-17. Схема трубчатой печи, работаю щей с подогревом воздуха (с воздухонагрева телем):
{ — печь; 2 — воздухонагреватель.
или на 1 кг топлива
(*^ух) Чв бвсв (/в /в^) (XI ,54)
где В — массовый расход топлива; I/ , iyx — энтальпия продуктов сгорания на выходе из конвекционной камеры и ири входе в дымовую трубу на 1 кг топлива; Ни — к. п. д. воздухонагревателя; т|в = 0,90—0,96; GB — массовый расход воз духа на 1 кг топлива.
Проходящий через воздухонагреватель воздух GB нагревается до температуры iB, которую определяют из уравнения (X 1,53). Температуру газов на выходе из конвекционной камеры tm при нимают на 100—150 °С выше температуры сырья tt.
Обычно через воздухонагреватель проходит большая часть воздуха, необходимого для сгорания топлива.
Поверхность воздухонагревателя определяется по уравнению
(XI,55) по уравне-
(XI, 56)
Р <2в BGbcb (tB— iBi)
К в А^ср. в Кв АСр. в
Среднюю разность температур Д(ср. в определяют нию
(^ух ^Bj) Urn (в)
In [(^ух ^Bj)/(^m ^в)]
Коэффициент теплопередачи Кв определяют по уравнению
Кв = Що-Л^х + а2) (XI,57)
где аг и а2 — коэффициенты теплоотдачи от продуктов сгорания к стенке и от стенки к нагреваемому воздуху.
РАСЧЕТ ПАРОПЕРЕГРЕВАТЕЛЯ
Часто в конвекционной камере печи, кроме змеевика для на грева сырья, размещают также змеевик для перегрева водяного пара, используемого на технологические нужды. Схема трубчатой печи с пароперегревателем дана на рис. XI-10.
Обычно пароперегреватель размещают в той части конвекцион ной камеры, где температура уходящих газов составляет 500— 600 °С. При наличии пароперегревателя приходится рассчиты вать отдельно каждую секцию камеры конвекции. Поверхность пароперегревателя рассчитывают по уравнению
(XI,58)
Кг АСр. 2
Количество тепла Q2, переданного от уходящих газов водяному пару, равно
Q, = z(^2-‘-/2I) (XI,59)
где 2 — расход водяного пара; it t it —- энтальпии водяного пара на выходе из пароперегревателя и входе в него.
Среднюю разность температур А£ср. г определяют по уравнению
.. (*'-*я)l)
ср'г1п [(t'-t22)l(f-t2l) ]
где t' и t” — температура газов на входе в секцию пароперегревателя и выходе из нее.
При расчете коэффициента теплопередачи Кг можно пренебречь термическим сопротивлением стенки трубы змеевика. Тогда Кг будет определяться величинами коэффициентов теплоотдачи от газов к стенке трубы ах и от стенки трубы к водяному пару аг.
Поскольку эти коэффициенты одного порядка, величину К2 оп ределяют аналогично расчету Кв по уравнению (Х1,57), в котором а2 — коэффициент теплоотдачи от стенки к водяному пару.
ГИДРАВЛИЧЕСКИЙ РАСЧЕТ ЗМЕЕВИКА ТРУБЧАТОЙ ПЕЧИ
Нормальная работа трубчатой печи определяется скоростью движения потока сырья в трубах змеевика. При более высокой
скорости потока увеличивается коэффициент теплоотдачи от сте нок труб к нагреваемому сырью, уменьшается температура стенок и снижается возможность образо вания кокса и отложений твер дых частиц. Вместе с тем примене ние высоких скоростей сырьевого потока приводит к росту гидра влического сопротивления змее-
Рис. XI-18. Изменение температуры, сопро тивления и доли отгона по длине змеевика трубчатой печи.
вика и требует применения более мощного сырьевого насоса. Обычно скорость жидкого сырья в трубах на входе в печь состав ляет 1—3 м/с.
В зависимости от состояния сырья на выходе из трубчатой печи различают печи с потоком сырья: однофазным, двухфазным а также изменяющегося состава. Это обусловливает особенности гидравлического расчета трубчатой печи.
В случае однофазного жидкого потока сырья скорость его дви жения в змеевике печи изменяется незначительно (примерно на 10—20%) в основном за счет уменьшения плотности сырья при нагревании. В печах, служащих для нагревания газов и паров, изменение скорости сырья обусловлено также снижением давле ния по длине змеевика, в связи с этим увеличивается объемный расход на выходе из печи.
При расчете печей этого типа используют известные уравне ния гидравлики при средних характеристиках сырьевого потока (см. гл. II).
В печах, в которых происходит частичное или полное испа рение сырья, скорость его движения в змеевике существенно из меняется. Это приводит к тому, что сопротивление змеевика воз растает более быстро, чем в случае однофазного потока (рис. XI-18). Это требует специального подхода к расчету сопро тивления змеевика печи.
Змеевик такой печи можно разбить на два участка (см. рис. XI-18). В пределах первого (начального) участка происходитувеличение температуры сырья t и сопротивления змеевика Ар пропорционально длине участка. Сырье находится в жидком со стоянии. В конце первого участка начинается испарение сырья, и объем парожидкостной смеси значительно увеличивается, а ее плотность уменьшается. Это приводит к сильному возрастанию скорости движения сырья и интенсивному росту сопротивления. Поскольку по ходу движения сырья температура его растет, а давление снижается, доля отгона е быстро увеличивается.
Особенность изменения температуры сырья состоит в следую щем. В пределах первого участка, где сырье нагревается без ис парения, температура сырья увеличивается равномерно. Когда в трубах печи начинается испарение сырья, часть подведенного тепла расходуется не только на повышение его температуры, но и на его испарение. Это может привести к тому, что на выходе из печи сырье будет иметь более низкую температуру, чем в промежу точном сечении участка испарения (на рис. XI-18 показано штри хом). Чрезмерное повышение температуры в промежуточном се чении змеевика при нормальной температуре на выходе сырья из печи может быть причиной частичного разложения сырья и отло жения кокса на стенках труб. Для расчета гидравлического со противления змеевика с частично или полностью испаряющимся сырьем Б. Д. Баклановым предложено следующее уравнение:
Pu = V Р1+А(Р,ЛВ)1п (XI,60)
где р„, рк — абсолютное давление в начале и конце участка испарения, Па; 1„ — длина участка испарения, м; А и В — коэффициенты, определяемые по формулам
814X0;
А - Г;—
Рж^
В = 9,81 —^ Рп
X — коэффициент гидравлического сопротивления; X — 0,018—0,024; Ос — рас ход жидкого сырья для одного потока, кг/с; рж — плотность жидкости при сред ней температуре участка, кг/м3; рп — средняя плотность паров при давлении 9,81 Па, кг/м3; d — внутренний диаметр труб змеевика, м; е2 — массовая доля отгона сырья в конце рассматриваемого участка.
Среднюю плотность паров рп определяют по формуле
— = 424 Рп
(XI,61)
где Тн и Тк — температура кипения испаряющихся фракций в начале и конце участка испарения, К; Мн и Мк — молекулярные массы тех же фракций.
По исследованиям Я- Г. Соркина, при нагреве нефти и полу- мазута 1/рп як 3500, а мазута 1/рп як 2000.
Длину участка испарения /и определяют, исходя из допущения, что по длине радиантного змеевика тепловой поток распределен равномерно, т. е.
И
(XI,62)
где i/2> г/н> i/ — соответственно энтальпия сырья на выходе из печи, в начале участка испарения и при входе в радиантные трубы; 1р_ 3 — эквивалентная длина радиантных труб:
(XI, 63)
р, Э — ^р -|- 1ц. э
/р — фактическая длина радиантных труб; /д. э — эквивалентная длина печных двойников.
Эквивалентная длина одного печного двойника составляет: 30d при плавном повороте потока; (50—60) d при резком повороте и 100 d при резком повороте с сужением.
ГАЗОВОЕ СОПРОТИВЛЕНИЕ И ТЯГА
Для удаления продуктов сгорания топлива и избыточного воз духа из печи необходимо создать разность давлений на входе в печь и выходе из нее. По способу создания движущей силы для перемещения газов различают естественную и искусственную тягу. При естественной тяге движущая сила создается за счет раз ности плотностей атмосферного воздуха и уходящих газов в ды мовой трубе.
С увеличением температуры уходящих газов и высоты дымовой трубы тяга возрастает, однако снижается к. п. д. трубчатой печи. Искусственную тягу применяют в случае повышенного гидравли ческого сопротивления газового тракта и пониженной температуры отходящих газов. Сопротивление газоходов потоку отходящих газов складывается из следующих основных составляющих: а) со противления трения о стенки газоходов; б) сопротивления при дви жении через пучок конвекционных труб; в) местных гидравличе ских сопротивлений, связанных с изменением сечений и конфигу рации потока; г) сопротивлений регулирующих приспособлений (шибера, заслонки и т. п.); д) сопротивления воздухоподогрева теля; е) преодоления гидростатического давления уходящих газов.
Просуммировав все перечисленные сопротивления, можно рассчитать высоту дымовой трубы #д. т по формуле
(XI,64)
Ц ар
S (Ра — Рг)
где 2j Лр — гидравлическое сопротивление газового тракта; ра, рг — плотность окружающего воздуха и газов в дымовой трубе; g — ускорение свободного па дения.
Поскольку плотность продуктов сгорания уменьшается с по вышением их температуры, требуется дымовая труба меньшей высоты. Тяга также улучшается с понижением температуры ок ружающего воздуха. Высота дымовых труб на нефтеперерабаты вающих установках составляет 40—50 м и более, а создаваемое разрежение 150—200 Па. Скорость движения газов в трубе обычно принимают равной 4—8 м/с при естественной тяге и 8—16 м/с при искусственной, согласуя ее с величиной гидравлического со противления.
РАЗДЕЛ 4
МАССООБМЕННЫЕ ПРОЦЕССЫ
Глава XII
Основы теории массопередачи
ПОНЯТИЕ О МАССООБМЕННЫХ ПРОЦЕССАХ
Массообменные или диффузионные процессы связаны с перехо дом компонентов из одной фазы в другую с целью их разделения. Движущей силой массообменпых процессов является разность концентраций или градиент концентраций, а скорость процесса определяется скоростью перехода вещества из одной фазы в дру гую, т. е. скоростью массопередачи или скоростью диффузии.
Массообменные процессы обратимы, т. е. направление переноса компонентов смеси может изменяться в зависимости от рабочих условий (давления, температуры) и свойств разделяемой смеси. Перенос вещества прекращается при достижении состояния равно весия между фазами.
К массообменным процессам относятся перегонка, ректифика ция, абсорбция, экстракция, адсорбция, сушка.
Перегонка — процесс разделения жидких смесей, достигае мый испарением части исходной жидкой смеси. Перегонка реали зуется при наличии паровой и жидкой фаз в системе.
Ректификация — процесс разделения жидких смесей па от дельные компоненты или их смеси (фракции), обусловленный вза имодействием потоков пара и жидкости. При ректификации всегда существуют две фазы — жидкая и паровая.
Абсорбция — процесс избирательного поглощения компонен тов газовой (паровой) смеси жидким поглотителем — абсорбен том. Таким образом, в процессе абсорбции участвуют газовая и жидкая фазы.
Экстракция — процесс избирательного извлечения компонен тов из жидкой смеси (или из твердого вещества) другой жидкостью (избирательным или селективным растворителем).
Наиболее часто процесс экстрации осуществляется при взаимо действии двух жидких фаз.
Адсорбция — процесс избирательного поглощения компонен тов газовой, паровой или жидкой смеси твердым поглотителем — адсорбентом.
Сушка — процесс удаления жидкости (в частности, влаги) из твердых материалов в результате ее испарения. В этом процессе присутствуют пропитанный жидкостью твердый материал и паро вая фаза.
Поскольку в процессах массообмена участвуют две фазы, всегда имеется граница раздела фаз, через которую происходит массо- обмен. Массообменные процессы широко используют при пере работке нефти и газа. Так, ректификацией из нефти получают бен зин, керосин, дизельное топливо, мазут, масляные фракции, раз деляют природные и нефтяные газы, выделяют ароматические угле водороды, ксилолы, этилбензол и др.
Абсорбцию широко применяют на газо- и нефтеперерабатываю щих заводах для выделения из природных и попутных газов и газов нефтеперерабатывающих заводов этановой, этан-этиленовой, пропановой, пропан-пропиленовой, бутановой и бутан-бутилено- вой фракций, являющихся ценным химическим сырьем.
Очистка масел осуществляется экстракцией.
Процесс сушки используют в производстве катализаторов.
СПОСОБЫ ВЫРАЖЕНИЯ СОСТАВА ФАЗ
Для характеристики фазы необходимо знать ее количествен ный состав, т. е. содержание в ней тех или иных компонентов. Поскольку в процессах массообмена участвуют две фазы, относи тельное содержание компонента с номером i в одной фазе (на пример, в жидкой) будем обозначать через xit а в другой фазе (например, в паровой) yt.
Если масса всей фазы g, а содержащихся в ней компонентов gh i =1,2, .... л, где д — число компонентов смеси, то массовые доли компонентов (массовые концентрации) будут равны
П
П
(ХИЛ)
Очевидно, что (XII, 2)
и
|
|
|
Скачать 2.36 Mb.