Расчет воздухоразделительной установки средней производительности КжКАж-0,25

Размещено на http://www.allbest.ru/

Введение

Кислород в промышленности используется только в газообразном состоянии. Однако, при больших масштабах его потребления, транспортировка и хранение кислорода в жидком состоянии экономически и технически выгоднее, чем в газообразном состоянии. В этой связи в промышленности эксплуатируются различные типы установок, производящих жидкий кислород. Сложность схемы зависит от производительности. Установки, вырабатывающие 200…2000 кг/ч жидкого кислорода, проектируются на основе цикла высокого давления (рис. 1). В качестве прототипа была выбрана воздухоразделительная установка средней производительности КжКАж-0,25. Схема данной установки (см. плакат 1) основана на использовании цикла высокого давления с расширением части в охлаждаемого воздуха в турбодетандере[8]. Атмосферный воздух после очистки от механических примесей поступает в компрессор К1, где сжимается до 20 МПа. После концевого холодильника этот поток охлаждается в теплообменнике-ожижителе А3 до Т=276К потоком продукционного азота. В этом аппарате выделяется сконденсированная влага, что облегчает работу блока очистки (адсорберы А11 и А12), куда затем поступает сжатый воздух. Очищенный воздух фильтруется в одном из фильтров А13 ил А14 и далее делится на два потока: одна часть поступает на расширение в турбодетандер ТД1., а другая часть (дроссельный поток) направляется в теплообменник А4, где охлаждается отбросным азотом. Поток воздуха после расширения в турбодетандере смешивается с дроссельным потоком. Далее весь поток поступает на разделение в колонну А7. За счет предварительного разделения в этой колонне конденсируются пары азота, а с нижней тарелки в куб колонны стекает обогащенный кислородом жидкий воздух. Пары азота конденсируются в конденсаторе А9. Образующаяся таким образом азотная флегма служит для орошения нижней А7 и верхней А8 колонн. Поток азотной флегмы, идущий в верхнюю колонну, предварительно переохлаждается в переохладителе А6. Это позволяет снизить долю пара в процессе дросселирования через ветниль ВР3. Кубовая жидкость из нижней колонны, пройдя в переохладитель А6, дросселируется в соответствующее сечение верхней колонны. Этот поток перед поступлением в верхнюю колонну проходит переохладитель жидкого кислорода А5. В верхней колонне потоки азотной флегмы и кубовой жидкости участвуют в окончательном разделении воздуха на азот и кислород. Газообразный азот выводится из верхней части колонны А8, нагревается последовательно в аппаратах А6, А4, А3 и выбрасывается в атмосферу. Часть его в определенные периоды используются для регенерации адсорберов блока очистки А11 и А12. Для этой цели азот подогревается в подогревателе А15. Жидкий кислород из нижней части колонны А8 поступает в межтрубное пространство испарителя А9. За счет теплоты, подводимой от конденсирующихся паров азота, кислород кипит. Образующиеся пары возвращаются в колонну А8. Часть жидкого кислорода из испарителя А9 идет в переохладитель А5, после чего сливается в емкости. При полном отогреве или в аварийных ситуациях, сопровождающихся остановкой блока, жидкость из конденсатора и нижней колонны сливается в испаритель А16.



Схема цикла высокого давления (рис. 1)

1-компрессор. 2- блок очистки. 3- турбодетандер. 4- основной теплообменный аппарат. 5- нижняя колонна. 6- верхняя колонна. 7- конденсатор - испаритель. 8- переохладитель. 9- переохладитель жидкого кислорода. 10- теплообменник - ожижитель.



Выбор исходных данных

В установках для получения жидкого О₂ концентрация азотной флегмы х_А принимается равной или приблизительно равной концентрации у_А отходящего из верхней колонны газообразного азота. При концентрации кислорода 99.2 моль О₂/моль (по условию), концентрация азота в уходящем азоте составляет 4 моль О₂/моль. у_А= х_А=0.973 моль N₂/моль[9]. Концентрация кубовой жидкости (при вводе в колонну смеси дросселируемого и расширенного в детандере воздуха, если установка работает по циклу высокого давления) х_R = 0.32-0.34 моль О₂/моль. х_R=0.34 моль O₂/моль[9].

При расчёте процесса разделения воздуха в колонне двукратной ректификации давление в верхней колонне принимается исходя из гидравлических сопротивлений коммуникаций и аппаратов, стоящих на пути продуктов разделения. Обычно сопротивление этих линий составляет 0.03…0.04 МПа. Тогда давление в низу верхней колонны будет:

P_в.к = 0.13…0.14 МПа.

Принимается P_в.к = 0.13 МПа. Для получения среднего давления при котором кипит жидкий кислород в межтрубном пространстве конденсатора, необходимо учесть давление гидростатического столба жидкости P_ср.к.

,

где

H-высота гидростатического столба жидкости в конденсаторе, принимается равной 0.4…0.8 м. Принимается H=0.5 м. с₀₂- плотность жидкого кислорода при его состоянии в конденсаторе-испарителе. Принимаю с₀₂ = 1118.5 кг/м³.

МПа

По концентрации кислорода и среднему давлению в колонне определяется средняя температура кипения кислорода . К [2]. Принимая средний температурный напор в конденсаторе-испарителе равным = 3…4 К, определяется температура конденсации паров азота:

, К.

По температуре конденсации азота определяется давление в нижней колонне. МПа [2].

Расчет на ПК узла ректификации [10]

Расчет ректификации на ЭВМ выполняется в программе, разработанной на языке FORTRAN, и позволяет производить термодинамический и технологический расчеты ректификационных колонн. Она представляет собой структурированный файл, состоящий из нескольких программ типа SUBROUTINE. Программа разработана на кафедре криогенной техники, находится в студенческом архиве и имеет имя KOLONNA. Структура головного сегмента приводится ниже:

// JECSUR JOB 319-01, CYPIHA, 3-81, PROEC1, MS6LEVEL-1, CLASS-C // EXEC FORTGCLG // FОRТ. SYSPRINT DO SYSOUT=J COMMON/IS/IS, IS1 REAL*8 IS (82), IS1 (36) NAMELIST/LIST1/IS/LIST2/IS1 READ (5, LIST1) IF (IS (82)) 1, 2, 1 1 READ (5, LIST2) 2 CALL PROEC1 STOP 5 END При расчете процесса ректификации воздух рассматривается как смесь трех компонентов N₂ - Аr - О₂. В колонну подается шесть потоков питания: N, S, R, D и выводится пять продуктов разделения: А, Е, С, Н, К. При проведении этого расчета используются принятые концентрации продуктов разделения воздуха и концентрации промежуточных продуктов разделения - кубовой жидкости и азотной флегмы. Методика расчета процесса ректификации позволяет рассматривать воздух как смесь трех компонентов и дает возможность проводить определение не только числа теоретических тарелок, но и действительных. При расчете колонн простой структуры «лишние» потоки обнуляются. Для расчета нижней колонны задаются количество вещества в потоке питания В, его состав и энергетическое состояние, тепловая нагрузка на конденсатор (Q=4000-5000 Дж/моль), давление колонны. Конечными продуктами разделения являются азотная флегма D и кубовая жидкость R, которые являются потоками питания для расчета верхней колонны. Продуктами разделения верхней колонны являются потоки газообразного азота А и жидкого кислорода К. Основу расчета составляет определение средних коэффициентов эффективности каждой тарелки, которые зависят от гидродинамических, конструктивных и термодинамических показателей.

Коэффициенты эффективности рассчитываются по схеме:

.

где z - число ветвей потоков на тарелке,

g_z - относительный расход жидкости на ветвях потока (У g_z=1),

ц_z - относительная скорость пара на ветвях потока,

s_z - число секций полного перемешивания в ветвях потока. При расчете расстояние между тарелками l, должно быть таким, чтобы верхняя граница слоя пены не доходила до вышележащей тарелки () [2]. Для определения материальных потоков и нагрузки на конденсатор-испаритель производится термодинамический расчет (приложение 1).

Полученные результаты:

А= 0.8108786 моль/моль - азот;

К= 0.1891192 моль/моль - кислород;

R= 0. 5830671 моль/моль - кубовая жидкость;

D= 0. 4169329 моль/моль - азотная флегма.

Тепловая нагрузка на конденсатор составила Q=4134 кДж/кмоль.

Для определения геометрических, термодинамических и гидродинамических параметров ректификационных колонн производится технологический расчет (приложение 2). Из результатов расчета видно, что коэффициент эффективности тарелки находится в пределах 0.5-0.8, расстояние между тарелками соответствует рекомендуемому расстоянию между тарелками для колонн определенного диаметра [3]. При сопоставлении полученных результатов с данными из литературы можно сделать вывод о том, что процесс ректификации выполнен правильно [2].

Расчет параметров установки

Баланс установки.

,

где плотность воздуха при нормальных условиях[7], плотность азота при нормальных условиях[7], плотность кислорода при нормальных условиях[7], изотермический эффект Джоуля - Томпсона, адиабатный перепад в детандере, адиабатный КПД детандера[9], теплоприток из окружающей среды, задается по производительности установки[9], разность температур на теплом конце теплообменника - ожижителя, теплоемкость азота при и [7].

кДж/кг,

550.98 кДж/кг[7],

= 515.53 кДж/кг[7],

Из выражения определяется энтальпия точки [1], где 496.95 кДж/кг[7],

381.9 кДж/кг[7]- принимается,

кДж/кг кДж/кг.

энтальпия газообразного кислорода при и

494.64 кДж/кг[7],

=545.7 кДж/кг[7],

энтальпия жидкого кислорода при и

температура жидкого кислорода заданной концентрации при выходе из испарителя.

93 К[7],

147.21 кДж/кг[7],

137.04 кДж/кг[7],

Из основного баланса установки выражается - доля воздуха, идущего на расширение в турбодетандер:

= 0.54 кг/кг.

После определения доли воздуха, поступающего на расширение в турбодетандер, проверяется на работоспособность основной теплообменный аппарат. Для этого строятся температурные кривые.

,

,

,

,

Таблица 1

	, кДж/кг	, кДж/кг	ТВ, К	ТН, К	, К	1/
0-0	497	520,8	283,1	263,5	19,6	0.077
1-1	466,367	502,89	260,5	246,2	14,3	0.075
2-2	435,734	484,98	239,4	229,1	10,3	0.098
3-3	405,101	467,07	219,8	211,9	7,9	0.119
4-4	374,468	449,16	202,1	194,8	7,3	0.122
5-5	343,835	431,25	185,5	177,6	7,9	0.109
6-6	313,202	413,34	169,7	160,5	9,2	0.091
7-7	282,569	395,43	154,1	143,4	10,7	0.079
8-8	251,936	377,52	138,4	126,4	12	0.072
9-9	221,303	359,61	122,4	109,5	12,9	0.069
10-10	190,67	341,7	105,8	92,7	13,1	0.068



,

- среднеинтегральная разность температур,

К - минимальная разность температур между потоками.

Из полученных зависимостей видно, что теплообменный аппарат функционирует исправно, следовательно, долю воздуха, идущего на расширение в турбодетандер можно оставить равной .

Баланс переохладителя азотной флегмы

,

где - теплоемкость флегмы при и изменение температуры азотной флегмы при прохождении ее через переохладитель, плотность азотной флегмы при нормальных условиях[7],

328.1 кДж/кг[7],

333.44 кДж/кг - К[7].

Баланс переохладителя кубовой жидкости

,

где - теплоемкость кубовой жидкости при и - теплоемкость кислорода при нормальных условиях[7], изменение температуры кубовой жидкости при прохождении ее через переохладитель, плотность кубовой жидкости при нормальных условиях, 332.82 кДж/кг[7],

кДж/кг - К[7].

Баланс переохладителя жидкого кислорода

,



изменение температуры жидкого кислорода при прохождении ее через переохладитель,

153.98 кДж/кг[7],

кДж/кг - К[7].

Баланс теплообменника-ожижителя

,

где ,

547.5 кДж/кг[7],

Из баланса теплообменника-ожижителя выражается :

=

520.1 кДж/кг.

Баланс основного теплообменного аппарата.

.

Из баланса основного теплообменного аппарата выражается :

кДж/кг.

Параметры узловых точек [7]

№ точки	Температура T, К	Давление p, МПа	Энтальпия i, кДж/кг
1В	297.25	20	550.98
2В	297.25	20	515.53
3В	276	20	494.64
4В	278	20	496.95
5В	134	0.55	381.69
6В	128.5	20	233.24
1А	80.5	0.13	328.1
2А	85.3	0.13	333.8
3А	93.4	0.13	343.26
4А	263	0.13	520.1
5А	289.25	0.13	547.5
К0	297.25	0.13	545.7
1К	93	0.13	147.21
2К	87	0.13	137.04
1R	97.2	0.55	163.95
2R	92.7	0.55	153.98
3R	79.2	0.13	153.98
4R	79.2	0.13	157.15
1D	95.2	0.55	163.85
2D	90.2	0.55	153.15
3D	77.1	0.13	153.15



Определение массовых расходов

Количество перерабатываемого воздуха, приведенного к нормальным условиям.

,

где - производительность по жидкому кислороду, кг/с.

3219 м³/ч.

кг/с

массовый расход установки по воздуху

кг/с

массовый расход на турбодетандер,

кг/с

массовый расход на основной теплообменник,

кг/с

массовый расход азотной флегмы,



кг/с

массовый расход кубовой жидкости,

кг/с

массовый расход отбросного азота.

Расчет теплообменных аппаратов

Расчет теплообменника обычно заключается в определении площади F поверхности теплообмена и связанных с ней геометрических параметров аппарата. Кроме того, находят гидродинамическое сопротивление, которое не должно превышать допустимого значения. Расчет выполняют на основании уравнений теплового баланса и конвективной теплопередачи, которые для двухпоточного аппарата при постоянном расходе G принимают вид: [2], Для автоматизированного расчета двухпоточных рекуперативных теплообменных аппаратов используется программа HEAT, разработанная на кафедре (приложение!!!). Для определения коэффициентов теплоотдачи от азотной флегмы к стенке трубки в программе используется выражение: ; коэффициент теплоотдачи от трубок к потоку отбросного азота: [11].

Коэффициент теплоотдачи, отнесенный к наружной поверхности труб:

.



Расчет переохладителя азотной флегмы

Исходные данные для расчета:

Температура прямого потока на входе в аппарат: 95.2 К,

Температура прямого потока на выходе из аппарата: 90.2 К,

Давление прямого потока: 0.55 МПа,

Расход: 0.481 кг/с,

Скорость потока: 0.6 м/с,

Температура обратного потока на входе в аппарат: 80.5 К,

Температура обратного потока на выходе из аппарата: 85.3 К,

Давление обратного потока: 0.13 МПа,

Расход: 0.935 кг/с,

Скорость потока: 4.0 м/с,

Тепловая нагрузка:

5.147 кВт.

Средняя разность температур:

К [11],

Выбраны гладкие медные трубки, внешний диаметр d_нар= 10 мм, толщина стенки 1 мм.

Вид навивки: шаговая; относительный осевой шаг навивки у₂=1.8, относительный диаметральный шаг навивки у₁=1,0.

Диаметр сердечника 0.2 м.

Результаты расчета - смотри приложение 4.



Расчет переохладителя кубовой жидкости

Исходные данные для расчета:

Температура прямого потока на входе в аппарат: 97.2 К,

Температура прямого потока на выходе из аппарата: 92.7 К,

Давление прямого потока: 0.55 МПа,

Расход: кг/с,

Скорость потока: 1.25 м/с,

Температура обратного потока на входе в аппарат: 85.3 К,

Температура обратного потока на выходе из аппарата: 93.4 К,

Давление обратного потока: 0.13 МПа,

Расход: 0.935 кг/с,

Скорость потока: 8.0 м/с,

Тепловая нагрузка:

5.29 кВт.

Средняя разность температур:

К [11],

Выбраны гладкие медные трубки, внешний диаметр d_нар= 10 мм, толщина стенки 1 мм.

Вид навивки: шаговая; относительный осевой шаг навивки у₂=1.8, относительный диаметральный шаг навивки у₁=1,0.

Диаметр сердечника 0.2 м.

Результаты расчета - смотри приложение 5.



Расчет основного теплообменника

Исходные данные для расчета:

Температура прямого потока на входе в аппарат: 278 К,

Температура прямого потока на выходе из аппарата: 128.5 К,

Давление прямого потока: 20 МПа,

Расход: 0.672 кг/с,

Скорость потока: 0.5 м/с,

Температура обратного потока на входе в аппарат: 93.4 К,

Температура обратного потока на выходе из аппарата: 263 К,

Давление обратного потока: 0.13 МПа,

Расход: 0.935 кг/с,

Скорость потока: 4.0 м/с,

Тепловая нагрузка:

140.03 кВт.

Среднеинтегральная разность температур: ,

Выбраны медные трубки, оребренные проволокой. Внешний диаметр d_нар= 10 мм, толщина стенки 1.5 мм., эквивалентный диаметр - d_Э= 2.42 мм., диаметр проволоки - d_П= 1.6 мм., шаг оребрения - t_P=5.5 мм., коэффициент оребрения - =2.96, относительный осевой шаг навивки у₂=1.0, относительный диаметральный шаг навивки у₁=1,0.

Диаметр сердечника 0.2 м.

Результаты расчета - смотри приложение 6.

Расчет теплообменника - ожижителя

Исходные данные для расчета:

Температура прямого потока на входе в аппарат: 297.25 К,

Температура прямого потока на выходе из аппарата: 276 К,

Давление прямого потока: 20 МПа,

Расход: 1.153 кг/с,

Скорость потока: 2.0 м/с,

Температура обратного потока на входе в аппарат: 263 К,

Температура обратного потока на выходе из аппарата: 289.25 К,

Давление обратного потока: 0.13 МПа,

Расход: 0.935 кг/с,

Скорость потока: 8.0 м/с,

Тепловая нагрузка:

24.09 кВт.

Средняя разность температур

К [11],

Выбраны гладкие медные трубки, внешний диаметр d_нар= 8 мм, толщина стенки 1 мм.

Вид навивки: разреженная; относительный осевой шаг навивки у₂=1.2, относительный диаметральный шаг навивки у₁=1,2.

Диаметр сердечника 0.16 м.

Результаты расчета - смотри приложение 7. Анализируя данные расчетов теплообменных аппаратов, рассчитанных выше, можно отметить:

1. Получены вполне приемлемые данные по отношению , где D_Н - диаметр последнего ряда навивки.

2. Теплообменные аппараты не имеют значительного расхождения по длине трубок.

3. Гидродинамические сопротивления прямых и обратных потоков не превышают допустимых значений.

Расчет переохладителя жидкого кислорода [3]

Тепловой расчет теплообменника. Целью теплового расчета теплообменника является определение необходимой поверхности теплообмена. Тепловая нагрузка 2.461 кВт. Проходное сечение трубки: м², По данным [!!!!], при конструировании и расчете витых поперечноточных теплообменников рекомендуются следующие значения скоростей потоков: скорость потока жидкости 0.5- 2 м/с. Принимается скорость прямого потока щ₁=0.5 м/с. Тогда необходимое число трубок:

22

где, =1127.5 кг/м³-плотность жидкого кислорода при Т=92.8 К и р=0.13 МПа [7].

Принимается n=15.

Тогда уточненное значение скорости в трубках теплообменника:

м/с.

Критерий Рейнольдса:



,

где = Па/с - коэффициент динамической вязкости жидкого кислорода при р=0.13 МПа и T=90.3 К. При движении потока внутри труб витого теплообменника значения критических чисел , характеризующих начало перехода ламинарного режима к турбулентному, зависят от относительной кривизны намотки , где R - средний радиус намотки. В первоначальном варианте расчета =0.009 м, тогда:

.

Критерий Прандтля:

,

где =1.656 кДж/кг- теплоемкость жидкого кислорода при р=0.13 МПа и T=90.3 К [7], =1.46 Вт/(м² К) - коэффициент теплопроводности жидкого кислорода при р=0.13 МПа и T=90.3К [7].

Критерий Нуссельта:

,

Вт/(м² К).



Определяется коэффициент теплоотдачи от трубок к обратному потоку. Так как на данной стадии расчета не известны конструктивные размеры теплообменника и невозможно оценить гидравлические потери в межтрубном пространстве, принимается щ₂=0.3 м/с.

Критерий Рейнольдса:

, где

где, =869.3 кг/м³-плотность кубовой жидкости при Т=79.2 К и р=0.13 МПа [7],

= Па/с - коэффициент динамической вязкости кубовой жидкости при р=0.13 МПа и T=79.2 К [7]. При принятых в расчете значениях t₁ и t₂ относительные диаметральный и осевой шаги будут равны у₁=1.15, у₂=1.0 (плотная навивка). Критерий Нуссельта в этом случае определяется по формуле , где С= 0.0185, n=0,95). Тогда Коэффициент теплоотдачи от трубок к потоку кубовой жидкости:

, где

Вт/(м² К) - коэффициент теплопроводности кубовой жидкости при р=0.13 МПа и T=79.2 К [7].

Коэффициент теплоотдачи, отнесенный к наружной поверхности труб:

Вт/(м² К).



Теплопередающая поверхность:

м²,

ДT-среднелогарифмическая разность температур.

Тепловой расчет теплообменника. Целью конструктивного расчета теплообменника является определение его наружного диаметра и высоты навивки исходя из полученной поверхности теплообмена. Среднее сечение свободного объема межтрубного пространства:

м²,

Диаметр сердечника D_c принимается равным 20 d_н.

м.

Удельное свободное сечение:

м²/ м².

Площадь поперечного сечения теплообменника составит:

м².

Внутренний диаметр обечайки:



м.

Число рядов навивки теплообменника:

,

m=2.

Так как число рядов навивки округляется до целого числа, пересчитывается D₀ и находится значение изменения проходного сечения то ранее полученного:

м.

Средняя длина труб теплообменника:

м.

воздухоразделительный установка баланс теплообменный

Высота навивки:

м,

где м;

так как угол в мал, то cos в 1.

Определяются гидравлические сопротивления. Коэффициент сопротивления для прямой трубы:



, ш=1.1.

Гидравлическое сопротивление трубного пространства:

Па,

Гидравлическое сопротивление межтрубного пространства рассчитывается по зависимости вида:

,

где Eu - критерий Эйлера,

В и k - значения коэффициентов, в зависимости от Re₂, у₁ и у₂.

В=5.6, k=0.1.

.

Па,

где .

Данный расчет теплообменника рассматривается как предварительный, целью которого было определение основных конструктивных характеристик аппарата и оценка гидравлического сопротивления и на линиях прямого и обратного потоков.



Расчет конденсатора-испарителя

Для осуществления низкотемпературной ректификации воздуха необходимо получать потоки флегмы и пара. Эту задачу в узле ректификации функционально решает конденсатор-испаритель. Процесс конденсации одного из потоков осуществляется за счет кипения жидкости другого потока. Поскольку составы потоков различны, давления в полостях кипения и конденсации выбирают таким образом, чтобы обеспечить необходимую разность температур для передачи теплоты от конденсирующегося потока кипящей жидкости. Теплообмен при кипении и конденсации должен осуществляться при минимальной разности температур. Эта разность называется температурным напором ДТ. В современных аппаратах

ДТ=2-3.5 К. Для автоматизированного расчета трубчатого конденсатора - испарителя используется программа RKINOT, разработанная на кафедре (приложение 8) [12].

Исходные данные:

Параметры трубки:

Внешний диаметр трубки - 0.055 м.

Внутренний диаметр трубки - 0.051 м.

Высота трубки - 2 м.

Ширина ребра у основания - b=0.003 м.

Ширина ребра у вершины - d=0.001 м.

Расстояние между ребрами - с=0.001 м.

Высота ребра а=0.005 м.

Шаг размещения трубок - 0.065 м.

Число ребер в трубке - 39.

Рабочий агент в испарителе - кислород.

Рабочий агент в конденсаторе - азот.

Рабочее давление в испарителе - 0.13 МПа.

Тепловая нагрузка аппарата

кВт.

Температурный напор - ДТ=3.5 К.

При расчете необходимо обратить внимание на следующие параметры: - давление в конденсаторе (должно быть ? р_нк), - суммарный температурный напор кипения и конденсации должен быть от 2.3 до 2.7 К,

- количество трубок не должно превышать 100 шт.

Результаты расчета приведены в приложении (9).

Расчет адсорбционного блока комплексной осушки и очистки воздуха

Исходные данные.

Расчет производится по рекомендациям из [3].

Количество воздуха: V=3219м³/ч.

Давление воздуха: р=4МПа.

Температура воздуха на входе в блок осушки и очистки: Т_а=276К.

Среднее содержание двуокиси углерода в воздухе СО₂ - 0,03%.

Насыпной вес гидратированного цеолита марки NaX: с_ц=800кг/м³.

Динамическая ёмкость цеолита NaX по двуокиси углерода: а_д=15см³/г=0,015м³/кг

Время защитного действия слоя адсорбента.

Параметры ЦБ-1000/64:

- наружный диаметр сосуда D_н=530мм=0,530м,

- толщина стенки д=20мм=0,02м,

- высота сосуда Н=3000мм=3,00м

- высота слоя засыпки адсорбента Н_з= 0,92·Н=0,92·3000=2760мм = 2,76м,

- масса цеолита m=820кг.

Блок комплексной осушки и очистки воздуха будет состоять из двух групп переключающихся адсорберов по три в каждой.

Расход очищаемого воздуха при условиях адсорбции, т.е. при р=4МПа, Т_а=276К:

.

Тогда скорость очищаемого воздуха при условиях адсорбции будет равна:

,

где - внутренний диаметр сосуда;

n=3 - количество одновременно работающих адсорберов.

Масса дегидратированного цеолита, находящегося в одном работающем адсорбере:



.

Количество СО₂, поступающей в единицу времени в адсорбер:

.

Количество СО₂, которое способен поглотить цеолит:

.

Тогда время защитного действия адсорбента:

.

Процесс регенерации блока адсорберов

При подготовке к эксплуатации адсорбционных блоков осушки и очистки воздуха необходимо тщательно проводить регенерацию цеолита. При этом ёмкость цеолита по парам воды составляет 18-20% от массы адсорбента. В последующих циклах при прогреве адсорбента будет происходить десорбция поглощенных из потока сжатого воздуха паров воды, ацетилена, двуокиси углерода. В качестве греющего газа обычно используют сухой азот из блока разделения воздуха или сжатый воздух.

Параметры:

- температура азота на входе в электронагреватель:Т_нач=295К;

- температура азота на входе в блок адсорберов, изготовленных из углеродистой стали: Т_вх^'=655К;

- изоляция блока адсорберов - шлаковая вата с толщиной не менее д_из= 0,10ч0,30м. Задаем д_из= 0,3м.

Средняя температура азота на выходе из адсорбера:

,

где Т_вых1=295К - температура азота на выходе из блока адсорберов в начале регенерации;

Т_вых2=575К - температура азота на выходе из блока адсорберов в конце процесса регенерации.

Средняя температура металла в конце процесса регенерации:

.

Вес цилиндрической части баллона:

,

где Н_ц=2405мм=2,405м - высота цилиндрической части баллона;

с_м=7850кг/м³ - плотность металла.

Вес полусферического днища:

.

Вес баллона:



.

Вес крышки с коммуникациями примем равным 15% от массы :

.

Масса одного баллона с коммуникациями:

.

,

где с_из=300кг/м³ - плотность шлаковой ваты после забивки в кожух блока осушки.

Объём стенок кожуха:

- толщина стенки кожуха.

Вес стенок кожуха:

.

Общая масса блока:

.



Количество теплоты, необходимой для нагревания металла:

,

где с_м=0,544кДж/(кгК) - теплоёмкость металла при средней температуре 433,3К.

Количество теплоты, затрачиваемой на нагревание адсорбента:

,

где с_ц=0,88кДж/(кгК) - теплоемкость цеолита.

Количество теплоты, затрачиваемой на десорбцию влаги:

,

где - количество влаги, поглощенной адсорбентом к моменту регенерации;

а_Н2О=20% - полная ёмкость цеолита по парам воды;

с_р=4,19 кДж/(кг·К) - теплоемкость воды;

о=2478кДж/кг - теплота десорбции, принятая равной теплоте парообразования.

Количество теплоты, затрачиваемой на нагревание изоляции:

,

где - средняя теплоемкость шлаковой ваты;

;

с_риз=1,7 кДж/(кг·К);

.

Потери теплоты через изоляцию в окружающую среду Q₅ приняты равными 20% от Q₁+Q₂+Q₄:

.

Количество регенерирующего газа при продолжительности регенерации, равной: , примем .

Тогда:

гдекг/м³ - плотность азота при Т=297,25К и р=0,1МПа - по [8];

кДж/(кг·К) - теплоемкость азота при Т=297,25К- по [8].

Мощность электроподогревателя с учетом 20%-ного запаса на неравномерность потока, колебания напряжения и т. п.:

.

Скорость регенерирующего газа, отнесенная к сечению баллона:

л/(мин·см²)

Скорость регенерирующего газа при рабочих условиях:

.

Гидравлическое сопротивление слоя адсорбента при регенерации:

,

где Др - потери давления;

с=0,778кг/м³ - плотность азота при средней температуре Т_вых.ср.=435К и р=0,1МПа - по [8];

d_экв - эквивалентный диаметр каналов между зернами.

,

где е_сл=0,3ч0,4 - пористость слоя адсорбента, принятая равной е_сл=0,35;

м - коэффициент динамической вязкости:

где Т_к=126,2К - критическая температура азота.

Подставив вычисленные значения в формулу для определения коэффициента Re, получим:

.

Коэффициент сопротивления f =2,2.

Тогда:

,

что не выходит за пределы допустимого перепада давления в подобных аппаратах.

Определение удельных затрат энергии [9]

Одним из основных показателей эффективности установки является расход энергии на единицу получаемого продукта. В воздухоразделительных установках, получающих жидкий продукт, определяется расход энергии на получение 1 кг.

Удельный расход энергии на сжатие в воздушном компрессоре:

,

где - потери воздуха при продувках компрессорах и блока очистки,

кг/м³- плотность воздуха при К и p=0.13 МПа,

- газовая постоянная для воздуха,

- изотермический КПД компрессора [9].

Энергия, отдаваемая детандером

,

Суммарные затраты энергии:

Выбор конструкционных материалов конденсатора-испарителя [5]

Плохое качество конструкций и изделий часто является следствием неправильного выбора материала для заданных условий их эксплуатации. Особенности, характерные для низкотемпературной работы оборудования, предъявляют ряд специфических требований к материалам. Выбор конструкционных материалов производится на основе их механических, физико-химических и технологических свойств. При выборе материалов необходима информация об их стоимости и дефицитности. Надежность низкотемпературных конструкций, работающих в условиях многократного подъема и сброса давления, зависит от сопротивления материалов усталостному разрушению. Ваза испытаний выбирается в зависимости от условий эксплуатации оборудования. Кроме того, металл холодильных и криогенных установок, подвергаемых многократному захолаживанию, испытывается на сопротивление термической усталости.

Совместимость с рабочей средой. Использование материалов в любой конструкции возможно только в случае их совместимости с рабочей средой.

Коррозия, коррозионная усталость, коррозия под напряжением, водородное охрупчивание и т. д. могут вызвать повреждения в металле и привести конструкцию к хрупкому разрушению. Сочетание низких температур и радиоактивного облучения, имеющее место в условиях пузырьковых камер и физических установок, из-за изменения механических свойств материалов также может создать проблему совместимости.

Для криогенных конструкций особенно важную роль играет химическое воздействие низкокипящих продуктов на свойства конструкционных сталей и сплавов. Особую сложность проблема совместимости приобретает при выборе материалов для работы в контакте с жидким или газообразным кислородом и другими применяемыми окислителями на основе фтора. Известно, что такие химически активные металлы, как титан и его сплавы, магниевые славы, алюминиевые сплавы при ударном нагружении могут самопроизвольно загораться при контакте с кислородом.

У титановых сплавов возникает активная реакция, алюминиевые сплавы активно реагируют с кислородом только при ударном нагружении. Медные и никелевые сплавы, а также легированные стали не вступают во взаимодействие с кислородом.

Материал обечайки и днища - конструкционная легированная сталь 12Х18Н10Т.

Материал решеток - латунь AMцC12.

Материал трубок - медь АМцС12.

Расчет основных деталей конденсатора-испарителя [6]

Определение номинальной расчетной толщины стенки сварной цилиндрической обечайки.

Материал обечайки - 12Х18Н10Т, проницаемость материала обечайки в среде П=0.03 мм/год (С_К=0.5, С_Э=0), среда - жидкий кислород с_о2=1140 кг/м³ [!!!], р=0.13 МПа, Н=0.46 м., D_В=0.704 м., Т= - 196⁰ С, продольный сварной шов ручной электродуговой двусторонний (ц_ш=0.95), у_В=150 МПа (при Т= - 193⁰ С).

Расчетное давление в нижней части обечайки:

МПа.

Определяется отношение параметров у и р с учетом коэффициента ц_ш:

.

Номинальная расчетная толщина стенки обечайки:

мм,

Выбирается дополнительная прибавка на округление толщины стенки (по сортаменту)

С₀=1.05 мм.

Общая прибавка к номинальной толщине стенки:

С=С_К+С₀+С_Э=0.5+1.05+0=1.55 мм.

Толщина стенки с учетом прибавок:

мм.

Принимается s=2 мм.

Проверяется условие:

- условие выполнено.

Окончательно принимается толщина стенки обечайки колонны s=2 мм.

Допускаемое давление в обечайке:

МПа.

Окончательно принимается толщина обечайки конденсатора-испарителя s=2 мм.

Подбор оборудования

Подбор оборудования производится по атласу технологических схем криогенных установок[!!!], в зависимости от выбранного типа установки, производительности, давления всасывания, давления нагнетания, потребляемой мощности, мощности электродвигателя. При выборе насоса главным критерием выбора является количество подаваемого вещества.

Компрессор. Компрессор выбирается по давлению нагнетания (р_наг=20 МПа) и количеству перерабатываемого воздуха (V_B=53.7 м³/мин). Для воздухоразделительной установки, вырабатывающей 870 кг/час жидкого кислорода, необходимы поршневые компрессоры:

- Марка - 7ВП-20/220

- Завод-изготовитель - «Компрессорный завод», г. Краснодар,

- Производительность при условии всасывания - 19 м³/мин,

- Давление всасывания - 0.1 МПа,

- Давление нагнетания - 22 МПа,

- Потребляемая мощность - 270 кВт,

- Установленная мощность электродвигателя - 315 кВт,

-Количество - 3.

1. Турбодетандер

- Тип - ДТ-1.8/20,

- Массовая производительность - 1700 кг/ч,

- Давление на входе - 20 МПа,

- Температура на входе - 238 К,

- Давление на выходе - 0.6 МПа,

- Масса -500 кг,



Список литературы

1. Архаров А.М., Марфенина И.В., Микулин Е.И. Криогенные системы. В 2 т. Т. 1: Основные теории и расчета: Учебник для студентов вузов. 3-е изд. М.:Машиностроение, 1996. 575 с;

2. Архаров А.М., Смородина А.И. Криогенные системы. В 2 т. Т.2:Основы проектирования аппаратов, установок и систем: Учебник для студентов вузов. 2-ое изд. М.:Машиностроение, 1999. 720с;

3. Расчет криогенных установок. Л. А. Акулов, Е. И. Борзенко, С. С. Будневич. Учеб. Пособие для холодильных и технологических вузов. 2-е изд., перераб.. и доп.

Л.: Машиностроение, 1979. 367 с;

4. Справочник по физико-техническим основам криогеники. Под ред. М. П. Малкова М.: Энергия, 1973.

5. Солнцев Ю. П., Борзенко Е. И., Вологжанинова С. А. Материаловедение, выбор и применение. Учебное пособие. ХИМИЗДАТ.

6. А. А. Лощинский, А. Р. Торчинский. Основы конструирования и расчета химической аппаратуры. 2-е изд., перераб.. и доп. Л.: Машиностроение.

7. Теплофизические св-ва криопродуктов. Учебное пособие для вузов. Л. А. Акулов, Е. И. Борзенко, В. Н. Новотельнов. СПб: Политехника, 2001. - 243 с. 8. Акулов Л. А., Холодковский С. В. Криогенные установки (атлас технологических схем криогенных установок): Учеб. пособие.-СПб.:СПбГАХПТ, 1995. -65 с.

9. Акулов Л. А., Холодковский С. В. Криогенные установки. Метод. указания. 2-е изд., испр.- СПб.: СПбГУНиПТ, 2008. -33 с.

10. Л. А. Акулов, Е. И. Борзенко. Расчет на ЭВМ ректификационных колонн узла разделения воздуха. Метод. указан. 2-е изд., испр.- СПб.: СПбГУНиПТ, 2008. -25 с.

11. Л. А. Акулов, Е. И. Борзенко, Иванов Д. Н., Расчет двухпоточных витых Теплообменников на ЭВМ. Метод. указан. .- СПб.: СПбГУНиПТ, 2008. -33 с. 12. Автоматизированный расчет трубчатых кондненсаторов-испарителей. Л. А. Акулов, Е. И. Борзенко, А. В. Зайцев, Метод. указан. по курсовому и дипломному проектированию . СПб.: СПбГУНиПТ, 2007. -33 с.

13. Акулов Л. А., Холодковский С. В. Графическая часть курсовых проектов. Метод. указан. СПб.: СПбГУНиПТ, 2008. -38 с.



Приложение 1

Текст подпрограммы конструкторского расчета теплообменных аппаратов HEAT.

PROGRAM KR COMMON /A/ TKR, PKR, ROKR, R COMMON /B/ H00, H000, s00, s000, T0 COMMON /C/ A(10), C(10) COMMON /D/ F(10) COMMON /E/ B(8,10) COMMON /M/ AM(7), BM(15), IM(15), JM(15) COMMON /SS/ SN COMMON /L/ AL(9), BL(15), IL(15), JL(15), CL(7) COMMON /T5/ FI, DE, DPR, E1, E2 COMMON /T6/ DR, DELTAR, TAUR, FIT open (5, file='heat.dat') READ(5, 8) NV, NK1,NK2 8 FORMAT (3I5) READ (5,9) D1, D2, TRO, TZO, DC, QT 9 FORMAT (6F10.5) READ (5, 10) T1, T2, T3, T4 ,P1, P2 10 FORMAT (6F10.5) READ (5, 11) W1, W2, GM1, GM2 , DTCR 11 FORMAT (5F10.5) READ (5, 12) FI, DE, DPR, E1, E2 12 FORMAT (5F10.5) READ (5, 13) DR, DELTAR, TAUR, FIT 13 FORMAT (4F10.5) CALL KRIAG3 CALL RTEP (D1, D2, TRO, TZO, DC, T1, T2, T3, T4 ,P1, P2, QT, W1, W2, GM1, GM2 , DTCR, NV, NK1, NK2) STOP END

SUBROUTINE RTEP(, D2, TRO, TZO, DC, T1, T2, T3, T4 ,P1, P2, QT, W1, W2, GM1, GM2 , DTCR, NV, NK1, NK2) REAL MU1, MU2, LAMDA1, LAMDA2, KQ, LO, MPS COMMON/T5/ FI, DE, DPR, E1, E2 COMMON /T6/ DR, DELTAR, TAUR, FIT COMMON /A/ TKR, PKR, ROKR, R COMMON /B/ H00, H000, s00, s000, T0 COMMON /C/ A(10), C(10) COMMON /D/ F(10) COMMON /E/ B(8,10) COMMON /M/ AM(7), BM(15), IM(15), JM(15) COMMON /SS/ SN COMMON /L/ AL(9), BL(15), IL(15), JL(15), CL(7) DIMENSION D(100), JZN(100), BS(100), SL(100), NX(25) WRITE (20, 8) 8 FORMAT (/25X,'ISHODNII PARAMERTI'/) WRITE (20,9) DTCR, D1, D2, TRO, TZO, DC FORMAT (2x,'DT=', F6.2, 2x,'D1=', F6.3, 2x, 'D2=', F6.3, 2x, 'TRO=', F6.3, 2x, 'TZO=', F6.3, 2x, 'DC=', F6.3) WRITE (20, 19) T1, T2, T3, T4 ,P1, P2, Q, FI, DE, DPR, E1, E2 19 FORMAT (2x, 'T1=', F6.2, 2x, 'T2=', F6.2, 2x, 'P1=', F6.3, 2x, 'P2=', F6.3, 2x, 'T3=', F6.2, 2x, 'T4=', F6.2, 2x, 'Q=', F6.2, 2x, 'FI=', F6.3, 2x, 'DE=', F10.5, 2x, 'DPR=', F10.5, 2x, 'E1=', F10.5, 2x, ' 2E=', F10.5) WRITE (20, 119) GM1, GM2, W1, W2, NV, NK1,NK2 119 FORMAT (2x, 'GM1=', F6.2, 2x, 'GM2=', F6.2, 2x, 'W1=', F6.3, 2x, 'W2=', F6.2, 2x, 'NV =', I3, 2x, 'NK1=', I3, 2x, 'NK2=', I3) IF (N.EQ. 0) CALL AER IF (N.EQ. 1) CALL N2 IF (N.EQ. 3) CALL O2 IF (N.EQ. 4) CALL HE1 IF (N.EQ. 5) CALL HE2 IF (N.EQ. 6) CALL CH4 WRITE (20, 71) 71 FORMAT (25x, ` RASTCHTET RTEPLO') T= (T1+T2)/2. TT= (T3+T4)/2. RO1= FRO (P1, T) MU1= FMU (RO1, T) LAMDA1= FLA (RO1, T) CP1= CRCP (RO1, T)*1000. WRITE (6, 555) RO1, MU1, LAMDA1, CP1 555 FORMAT (2x, 4E15.7) TR= TRO*D2 TZ= TZO*D2 IF (NV.EQ.5) TZ= D2+1.5*DPR IF (NV.EQ.5) TR= .866*(D2+1.5*DPR) DELTA= TR-D2 IF (NV.EQ.6) TR= DR*TRO IF (NV.EQ.6) TZ= DR*TZO IF (NV.EQ.6) DELTA= TR-TZ XN= .75 DO 65 I=1, 25 65 NX(I)= 1+((2*I-1)**2-1)*NX NT= GM1/(.785*W1*RO1*D1**2)+.5 IF (NT.LE.1) NT=1 W1=GM1/(.785*NT*RO1*D1**2) CALL ALFAT (W1, D1, DC, MU1, RO1, CP1, LAMDA1, ALFA1, DZITA1, RE1) N=NK2 IF (N.EQ. 0) CALL AER IF (N.EQ. 1) CALL N2 IF (N.EQ. 3) CALL O2 IF (N.EQ. 4) CALL HE1 IF (N.EQ. 5) CALL HE2 IF (N.EQ. 6) CALL CH4 RO2= FRO (P2, TT) MU2= FMU (RO2, TT) LAMDA2= FLA (RO2, TT) CP2= CRCP (RO2, TT)*1000. 100 IF (NV.NE. 5) CALL ALFAM (NV, W2, TR, TZ, D2, MU2, LAMDA2, RO2, ALFA2, DZITA2, RE2) DTL= ((T1-T4)-(T2-T3))/ALOG((T1-T4)-(T2-T3)) DTL=DTCR KQ=1./(D2/(ALFA1*D1)+1./ALFA2) IF (NV.EQ.5) KQ=1./(FI/ALFA1+1./ALFA2) IF (NV.EQ.6) KQ=1./(FIT/ALFA1+1./ALFA2) F1= 11.3*Q*1000./(KQ*DTL) FYD=1.-.785*(D2**2.)/(TR*TZ) IF (NV.EQ.6) FYD= 1.-.785*(D2**2.+(DR**2.-D2**2.)*DELTAR/TAUR)/(TR*TZ) FP=GM2/(W2*RO2) IF (NV.EQ.5) FYD= E1 IF (NV.EQ.6) S=FP/ E1+.785*DC**2 S= FP/ АНВ+.785*DC**2. DH=SQRT (S/ 0.785) EO= (DH-DC)/(2.*TR) NKK= E0+ .5 IF (NV.EQ.5) NKK= .5+((DH-DC)/2.-DPR)/TR DHAP= DC+2. *TR*NKK SF= .785*DHAP**2.-DC**2.) FHS= 0.785* DHAP**2. FPY= FHS*FYD-.785*FYD*DC**2. IF (NV.EQ.5) FPY= .785*(DHAP**2.-DC**2.)*E1 W2Y= GM2/ (FPY*RO2) EPS= ABS (W2-W2Y) W2=W2Y IF (NV.EQ.5) H= F1/ (FP*E2) LO=F1/ (3.14*D2*NT) IF (NV.EQ.5) LO= F1/(3.14*D1*NT*FI) IF (NV.EQ.5) LO= F1/(3.14*D1*NT*FIT) IF (EPS.GT. 0.02) GO TO 100 H= 2*NT*LO**TZ/ (3.14*(DC+DHAP)*NKK) IF (NV.EQ.5) H= F1/ (FP*E2) DGIDR= (DC+DHAP)/4. EL= DGIDR/D1 IF (NV.GT.5) DZITA2=0.03 DP2= (DZITA2*H*RO2*W2**2.)/(TZ*10**3.) IF (NV.EQ.5) DP2= F2*W2**2.*F1*RO2/ (2.*FPY*10**3.) AA= EL-12. IF (AA.GT.0) MPS= 1.1 IF (AA.LT.0) MPS= .00866*EL**2.-.1952*EL+2.3234 DP1= (DZITA1*MPS*RO1*LO*W1**2.)/ (2*D1*10**3.) WRITE (20, 40) ALFA1, ALFA2, KQ, F1, F2 40 FORMAT (5x, `ALFA1=', F8.2, 2x, `ALFA2=', F8.2, 2x, `KQ=', F8.2, 2x, `F1=', F7.4, 2x, `DZAR2=', F10.2) WRITE (20, 43) DP1, DP2, H, LO, NT 43 FORMAT (5x, `DP1=', F10.3, 2x, `DP2=', F10.3, 2x, `H=', F7.4, 2x, `LO=', F7.4, 2x, `NT=', I4) WRITE (20, 55) 55 FORMAT (15x, `TABLICA NAVIVKI') WRITE (20, 56) WRITE (20, 57) WRITE (20, 58) WRITE (20, 59) 56 FORMAT (5x, `___________________________________________________________________________',/) 57 FORMAT (5x, `NOMER DIAMETR KOLIC KOLIC DLINA') 58 FORMAT (5x, `SLOIA SLOIA VITKOV ZAHODOV TRUBKI') NP=0 DO 70 I=1, NKK D(I)= DC+TR*(2*I-1) HH=2*NT*D(I)/ (DHAP+DC)/ NKK NS= HH+.5 IF (I.EQ. NKK) NS= NT-NP NP= NP+NS JZN (I)= NS BS (I)= H/ (TZ*JZN(I)) SL (I)= 3.14*BS (I)*D(I) WRITE (20, 60) I, D (I), BS (I), JZN (I), SL (I) 60 FORMAT (5x, I3, 2x, F7.3, 2x, F7.1, 3x, I3, 5x, F6.1) 70 CONTINUE RETURN END SUBROUTINE ALFAT (W1, D1, DC, MU1, RO1, CP1, LAMDA1, ALFA1, DZITA1, RE1) REAL MU1, LAMDA1, NU1 PR1= CP1*MU1/ LAMDA1 RE1= W1*D1*RO1/ MU1 RCR= DC/ 2. REKR= 2300. +10500.*(D1/RCR) **.3 IF (RE1.LE. 2300) GO TO 20 IF (RE1.GT. 2300. AND. RE1.LE. REKR) GO TO 21 IF (RE1.GT. REKR) GO TO 22 22 NU1= .23*(1. +1.77*D1/RCR)*RE1**.8*PR1**.47) DZITA1= .3164/ RE1**.25 GO TO 23 21 NU1= (RE1/300.)*PR1**.37*(1. +1.77*D1/ RCR) DZITA1= .3164/ RE1**.25 GO TO 23 20 NU1= 3.66 DZITA1= 64./ RE1 23 ALFA1= NU1*LAMDA1/ D1 WRITE (20, 72) D1, W1, RE1, NU1, PR1 FORMAT (5x, `D1=', F6.3, 2x, `W1=', F6.3, 2x, `RE1=', F8.1, 2x, `NU1=', F6.2, 5x, `PR1=', F6.3) RETURN END SUBROUTINE ALFAM (NV, W2, TR, TZ, D2, MU2, LAMDA2, RO2, ALFA2, DZITA2,RE2) REAL MU2, LAMDA2, NU2 RE2= W2*D2*RO2/ M2 TRO= TR/ D2 TZO=TZ/ D2 IF (NV.EQ.6.AND.RE2.LE.400.OR.RE2.GT.5000) WRITE (6, 257) IF (NV.EQ.6) GO TO 300 IF (NV.EQ.1) GO TO 30 IF (NV.EQ.2) GO TO 31 IF (NV.EQ.3) GO TO 41 30 A= .185 AM= .95 B= 8.1 BM= .2 IF (RE2.LE. 2000. OR. RE2.GT. 10000) WRITE (6, 257) GO TO 300 31 A= .083 AM= .85 B= 13. BM= .21 IF (RE2.LE. 1000. OR. RE2. GT.7000) WRITE (6, 257) NTR= 100.*TRO NTZ= 100.*TZO IF (NTR.EQ. 110. AND. NTZ. EQ.120) GO TO 431 IF (NTR.EQ. 120. AND. NTZ. EQ.120) GO TO 432 IF (NTR.EQ. 115. AND. NTZ. EQ.130) GO TO 433 431 IF (RE2.LE. 1000. OR. RE2. GT.8000) WRITE (6, 257) B= 33.8 GO TO 300 433 IF (RE2.LE. 1500. OR. RE2. GT.4000) WRITE (6, 257) B= 15.9 GO TO 300 432 IF (RE2.LE. 1000. OR. RE2. GT.26000) WRITE (6, 257) B= 13. GO TO 300 41 A= .1 AM= .88 B= 19.2 BM= .1 IF (TZO.LE. 1.8. AND. TZO. GT.1.6) GO TO 334 IF (TZO.LE. 1.6. AND. TZO. GT.1.4) GO TO 333 IF (TZO.LE. 1.8. AND. TZO. GT.1.6) GO TO 334 IF (TZO.LE. 1.2) GO TO 331 334 IF (RE2.LE. 1000. OR. RE2. GT.7000) WRITE (6, 257) A= .195 AM= .8 B= 13.7 BM= .1 GO TO 300 333 IF (RE2.LE. 1000. OR. RE2. GT.7000) WRITE (6, 257) A= .1 AM= .83 B= 17.1 BM= .1 GO TO 300 331 IF (RE2.LE. 800. OR. RE2. GT.44000) WRITE (6, 257) A= .009 AM= 1.1 B= 48.5 BM= .21 GO TO 300 332 IF (RE2.LE.10. OR. RE2. GT.7000) WRITE (6, 257) A= .1 AM= .88 B= 19.2 BM= .1 GO TO 300 300 NU2= A*RE2**AM ALFA2= NU2*LAMDA2/ D2 DZITA2= B*RE2**(-BM) 257 FORMAT (11x, `VNIMANIE RE2 NE SOOTVETSTVUET B') WRITE (20, 72) D2, W2, RE2, NU2, A, B 72 FORMAT (5x, `D2=', F6.3, 2x, `W2=', F6.3, 2x, `RE2=', F8.1, 2x, `NU2=', F6.2, 2x, `A=', F6.3, 2x, `B=', F7.4) RETURN END SUBROUTINE ALFAR (W2, DE, MU2, LAMDA2, RO2, CP2, ALFA2, F2,RE2) REAL MU2, LANDA2 RE2=W2*RO2*DE/ MU2 PR2= CP2*MU2/ LAMDA2 ST2= .168*RE2**(-.3)*PR2**(-.666) ALFA2= ST2*W2*CP2*RO2 IF (RE2.GE.30. AND.RE2. LT.100) F2= 12.8/RE**(.64) IF (RE2.GE.100. AND.RE2. LT.5000) F2= 2.65/RE**(.3) WRITE (20, 72) DE, W2, RE2, ST2, PR2, F2 72 FORMAT (5x, `DE=', F6.3, 2x, `W2=', F6.3, 2x, `RE2=', F8.1, 2x, `ST2=', F6.2, 2x, `PR2=', F6.3, 2x, `DZAR2=', F10.8) RETURN END



Приложение 2

Текст подпрограммы конструкторского расчета конденсатора-испарителя из напыленно-оребренных труб RKINOT.

SUBROUTINE RKINOT(trez)

common/dan/NK1,NK2,Q,p1,d1,d2,st,dTv,HH_,Hok_,cm_,Htr,Hsg_,ntr_

common/danr/hr,cr,br,dr,Nr

common/in2/C1,dTsr,GCF

external sdT

character(80) trez !переменная для сообщений об ошибках

character(10) prod

select case(NK1)

case(1); prod="Aer"

case(2); prod="N2"

case(3); prod="Ar"

case(4); prod="O2"

case(5); prod="He1"

case(6); prod="He2"

endselect

CALL agent(prod) !вычисление свойств криопродукта

T1=Ts(p1) !Tисп в верхнем сечении

R1=R(T1)*1000. !теплота парообразования

rov1=rov(p1,T1) !плотность пара

rol1=rol(p1,T1) !плотность жидкости

select case(NK2)

case(1); prod="Aer"

case(2); prod="N2"

case(3); prod="Ar"

case(4); prod="O2"

case(5); prod="He1"

case(6); prod="He2"

endselect

CALL agent(prod)

T2=T1+dTv/2. !Тконд среднее в верхнем сечении

p2=ps(T2) !рконд в верхнем сечении

R2=R(T2)*1000. !теплота парообразования

rov2=rov(p2,T2) !плотность пара

rol2=rol(p2,T2) !плотность жидкости

fmu2=fmu(rol2,T2) !динамическая вязкость

fla2=fla(rol2,T2)/1000. !теплопроводность

q01=7000. !можно задать в исходных данных или оценить как в RKIMT

wp1=q01*d1*Htr/(R1*rov1*(995.*st**2.-900.*d1**2.)) !привед. скорость (3)

Ho=(SQRT(1.+5.4*wp1*rol1)-1.)/(2.7*wp1*rol1) !относительный уровень (2)

dlT=T1*Htr*Ho*rol1/(.102*R1*rov1) !температурная депрессия (1)

dT=dTv-0.5*dlT !средний температурный напор (4)

!комплекс E в формуле (20) Z=E*dTконд

E=4.*fla2*fmu2/(R2*9.8*rol2**2)*(89*.001/(fla2*hr**2))**4*Htr

Ar=.6171*9.8*R2*rol2**2*hr/fmu2*(fla2*hr**2/(89.*.001))**3*E**(7./8.) !Aр в (21)

!Lambda ребра принято const=89, полутолщина ребра (t) - const=0.001

C=8866.8 !коэффициент в (16)

F1=3.14*d1*Htr !поверхность кипения 1 трубки

!пов. конденсации -- ребро + межреберное пр-во на ед. высоты трубки

Fr1=dr+br+2.*sqrt(((cr-br)/2.)**2+hr**2)

F2=Nr*Fr1*Htr !поверхность конденсации 1 трубки

C1=Nr*Ar/(C*F1) !первые две дроби в (26)

GCF=.5*d1/89.*log(d1/d2)*c*d1*2./(d1+d2) !множитель в (25)

dTi=1.5; dTa=.1; eps=.01 !диапазон поиска dTкип и заданная погрешность

dT1=bisection(dTi,dTa,sdT,eps) !расчет dTкип половинным делением

dT2=dTsr-dT1-GCF*dT1**1.4655 !dTконд из баланса температур

Q1=C*F1*dT1**1.4655 !Qкип 1 трубки

Q2=Nr*Ar*dT2**0.875 !Qконд 1 трубки

ntr=Q*1000./Q1 !количество трубок

Alfa1=Q1/(F1*dT1) !коэффициент теплоотдачи при кипении

Alfa2=Q2/(F2*dT2) !коэффициент теплоотдачи при конденсации

write(1,*)

write(1,*)' РЕЗУЛЬТАТЫ КОНСТРУКТОРСКОГО РАСЧЕТА'

write(1,*)

write(1,*)'Температура в верхней части испарителя, К ',T1

!write(1,*)'Теплота парообразования там же, ',R1

!write(1,*)'Плотность пара там же, кг/куб.м ',rov1

!write(1,*)'Плотность жидкой фазы там же, кг/куб.м ',rol1

!write(1,*)

write(1,*)'Температура в верхней части конденсатора, К ',T2

write(1,*)'Давление в конденсаторе, МПа ',p2

!write(1,*)'Теплота парообразования там же, ',R2

!write(1,*)'Плотность пара там же ',rov2

!write(1,*)'Плотность жидкой фазы там же, кг/куб.м ',rol2

!write(1,*)'Кинематическая вязкость там же, ',fmu2

!write(1,*)'Теплопроводность там же, Вт/(м*К) ',fla2

!write(1,*)

!write(1,*)'Эквивалентный диаметр, м ',de

!write(1,*)'Плотность теплового потока кипения, Вт/кв.м ',q01

write(1,*)'Тепловой поток кипения одной трубки ',Q1

write(1,*)'Тепловой поток конденсации одной трубки ',Q2

write(1,*)'Поверхность кипения одной трубки ',F1

write(1,*)'Поверхность конденсации одной трубки ',F2

!write(1,*)

!write(1,*)'Высота трубки, м ',Htr

!write(1,*)'Высота столба светлой жидкости, м ',Hsg

write(1,*)'Скорость пара в межтрубном пространстве, м/с ',wp1

write(1,*)'Относительный уровень межтрубного кипения, м ',Ho

!write(1,*)

!write(1,*)'Плотн. теплового потока конденсации, Вт/кв.м ',q02

write(1,*)'Температурная депрессия, К ',dlT

write(1,*)'Средний температурный напор, К ',dTsr

!write(1,*)

write(1,*)'Температурный напор кипения, К ',dT1

write(1,*)'Температурный напор конденсации, К ',dT2

write(1,*)'Коэффициент теплоотдачи кипения, К ',ALFA1

write(1,*)'Коэффициент теплоотдачи конденсации, К ',ALFA2

write(1,*)'Поверхность кипения одной трубки, кв.м ',F1

write(1,*)'Количество трубок ',ntr

RETURN

END

Размещено на Allbest.ru