Гидравлический расчёт и подбор насоса

Размещено на http://www.allbest.ru/

Российский химико-технологический университет им. Д.И. Менделеева

Кафедра процессов и аппаратов химической технологии

КУРСОВАЯ РАБОТА

"Расчёт участка подогрева жидкой смеси ректификационной установки"

Часть 1. Гидравлический расчёт и подбор насоса

Выполнила: Петрова М. группа И-34

Проверил: Комляшев Р.Б.

Москва 2013



Введение

Ректификация является процессом энергоёмким, а также требующим значительных капитальных затрат на оборудование. Так капиталовложения в ректификационное оборудование достигают в среднем 20% от сметной стоимости нефтеперерабатывающих и химических заводов. Несмотря на свою энерго- и материалоёмкость, ректификация по сей день занимает ключевое место в химических производствах. Причина такой востребованности процесса ректификации заключается в его крупнотоннажности, ни один альтернативный процесс разделения не может обеспечить столь высоких расходов разделяемых продуктов. В целом, энергетические затраты на процессы разделения составляют 50% и выше от себестоимости продукции, причём количественная доля ректификации в этих процессах достигает 90%. Ректификационная колонна - это не более половины капитальных и эксплуатационных затрат ректификационной установки. Остальные затраты приходятся на технологическую "обвязку" колонны: теплообменники для подогрева исходных потоков и охлаждения продуктов, трубопроводы и насосы для транспортировки исходной смеси, продуктов разделения, теплагентов и хладагентов, ёмкости для промежуточного накопления исходной смеси и продуктов, обеспечивающие непрерывную работу ректификационной установки. Столь значительные затраты на гидравлическое и теплообменное оборудование ректификационной установки налагают жесткие требования на его проектирование. В первой части данной курсовой работы рассмотрен гидравлический расчёт участка подогрева исходной смеси перед её подачей в ректификационную колонну. Следует отметить, что подогрев исходной смеси осуществляют не всегда. Возможна, и часто применяется, подача разделяемой смеси в ректификационную колонну без предварительного подогрева. В этом случае расчёт участка подачи исходной смеси проводится аналогично рассматриваемому расчёту, исключая расчёт теплообменного аппарата. Гидравлический расчёт включает в себя также подбор насоса, обеспечивающего непрерывную подачу ректификационной смеси из промежуточной ёмкости, куда смесь поступает с других стадий производства, в ректификационную колонну. Наибольшее распространение на химических производствах получили центробежные насосы, благодаря своим высоким подачам (расходам) и достаточным для химических производств напорам. Одноступенчатый центробежный насос обеспечивает напор до 50 метров, что обычно достаточно для транспортировки жидкостей между аппаратами, работающими под атмосферным давлением. При этом центробежный насос, значительно уступая поршневым и плунжерным в напоре, отличается от них более высоким КПД и несравнимо более высокой подачей.

Центробежный насос выбирают таким образом, чтобы при работе на данную гидравлическую сеть, представляющую собой трубопровод с установленными на нём арматурой и оборудованием, он обеспечивал расход и напор немного выше, чем требуется в соответствии с техническим заданием.

плотность вязкость пар теплообменник

Рис. 1 Характеристики насоса и сети:

Vс, Hс - производительность и напор сети,

Hн - напор насоса при заданной производительности,

Vр.т., Hр.т. - производительность и напор сети.

При этом на графике зависимости напора от производительности (расхода) рабочая точка, представляющая собой пересечение характеристики насоса с характеристикой сети, будет лежать правее и выше точки сети (см. рис. 1). Из всех насосов, удовлетворяющих вышеуказанному условию, выбирают насос с наименьшей потребляемой мощностью.

Поскольку производительность выбранного насоса на сеть несколько выше, чем данный в техническом задании расход, необходимо устройство для регулирования расхода. Таким устройством является байпасный вентиль, установленный на линии, соединяющей нагнетательный и всасывающий трубопроводы в обход насоса. По байпасной линии излишек потока возвращается во всасывающую трубу. Таким образом, меняя степень открытия байпасного вентиля, можно регулировать расход в сети при неизменном режиме работы насоса. Для непрерывной стабильной работы ректификационной колонны необходима возможность поддерживать и регулировать расход автоматически, для чего требуется замерять его в реальном времени. Одно из наиболее распространённых устройств для измерения расхода в трубопроводах - это мерная диафрагма, представляющая собой установленную в трубе перегородку с отверстием. Замеряя перепад давления на диафрагме манометром, можно по его показаниям вычислить расход.



Исходные данные

Низкокипящий компонент - сероуглерод

Высококипящий компонент - ацетон

Молярная доля низкокипящего компонента в смеси: x := 0.22 кмоль/кмоль

Массовый расход смеси: G :=39,9 т/ч

Исходная температура смеси: t := 25 оС

Геометрическая высота подачи: Hг := 4,9 м

Внешний диаметр всасывающего трубопровода: d1:=108 мм

Толщина стенки всасывающего трубопровода: д1 := 5 мм

Длина всасывающего трубопровода: L1 := 6,1 м

Количество отводов на всасывающем трубопроводе: m1 :=6

Внешний диаметр нагнетательного трубопровода: d2:=89 мм

Толщина стенки нагнетательного трубопровода: д2:= 4 мм

Длина нагнетательного трубопровода: L2 := 62 м

Условный проход нормальных вентилей: Dу2 :=100 мм

Количество нормальных вентилей: n2 := 4

Диаметр отверстия диафрагмы: do2 := 57,28 мм

Количество отводов на нагнетательном трубопроводе: m2 := 8

Внешний диаметр труб теплообменника: dто := 25 мм

Толщина стенки труб теплообменника: дто := 2 мм

Длина труб теплообменника: Lто := 6 м

Общее число труб теплообменника: Nто := 404

Число ходов теплообменника: k := 4

Справочные данные по плотности и вязкости компонентов.



1. Определение средней температуры в теплообменнике

Данные по парожидкостному равновесию [5, табл. 509]

xк := yк := Тк :=

0	0	56,2
1,9	8,32	54
4,76	18,5	51,4
13,4	35	46,6
18,58	44,3	44,0
29,12	52,75	41,4
37,98	57,4	40,3
44,77	59,8	39,8

Температура кипения смеси заданного состава:

tкип := linterp(х, т , x) = 43,16 оС

(найдена с помощью функции линейной интерполяции по зависимости температуры кипения жидкости от состава, приведённым на Т-x,y диаграмме). Средняя температура в теплообменнике: tто := (t + tкип)/2 = 34,08 оС (найдена в первом приближении как среднее арифметическое, во второй части курсовой должна быть пересчитана через среднюю движущую силу процесса теплопередачи).

2. Расчёт плотности бинарной смеси

Молярные массы компонентов:

Сероуглерод Mнк := 76,143 кг/кмоль

Ацетон Mвк := 58,08 кг/кмоль

Массовая доля НК в смеси:

xm :== 0,27

Плотность компонентов при исходной температуре:

Сероуглерод с_нк := linterp(tснк, снк, t) =1255,8 кг/м3

Ацетон с_вк := linterp(tсвк, свк, t) = 784,65 кг/м3

(найдены с помощью функции линейной интерполяции по справочным данным зависимости плотностей компонентов от температуры).

Плотность смеси при исходной температуре:

с := ( + )-1 =( + )-1 = 873 кг/м3

(найдена по формуле, не учитывающей объёмный эффект смешения; для водных растворов формула неприменима).

Плотность компонентов при средней температуре в теплообменнике:

Сероуглерод с_нк := linterp(tснк, снк, tто) = 1242 кг/м3

Ацетон с_вк := linterp(tсвк, свк, tто) = 773,8 кг/м3

(найдены с помощью функции линейной интерполяции по справочным данным зависимости плотностей компонентов от температуры).

Плотность смеси температуре средней температуре в теплообменнике:

сто := ( ) -1 = =( + )-1 = 861,5кг/м3

(найдена по формуле, не учитывающей объёмный эффект смешения; для водных растворов формула неприменима).

Расчёт вязкости бинарной смеси.

Вязкость компонентов при исходной температуре:

Сероуглерод м_нк := linterp(tмнк, мнк, t) = 0.353 мПа.с

Ацетон м_вк := linterp(tмвк, мвк, t) = 0.3105 мПа.с

(найдены с помощью функции линейной интерполяции по справочным данным зависимости плотностей компонентов от температуры; корректней было бы сделать линейную интерполяцию не по зависимости µ=f(t), а по зависимости ln(µ)=f(1/T) ).

Вязкость смеси при исходной температуре:

= = 0.320мПа.с

Вязкость компонентов при средней температуре в теплообменнике:

Сероуглерод м_нк := linterp(tмнк, мнк, t) = 0,332 мПа.с

Ацетон м_вк := linterp(tмвк, мвк, t) = 0.286 мПа.с

(найдены с помощью функции линейной интерполяции по справочным данным зависимости плотностей компонентов от температуры)

Вязкость смеси при исходной температуре:

= = 0.295мПа.с

3. Таблица местных сопротивлений

Источник данных [2, табл. XIII]

Диафрагма: Отвод: Нормальный вентиль:

0.02		7000
0.04		1670
0.06		730
0.08		400
0.1		245
0.12		165
0.14		117
0.16		86
0.18		65.5
0.2		51.5
0.22		40
0.24		32
0.26		26.8
0.28		22.3
0.30		18.2
0.34		13.1
0.4		8.25
0.5		4
0.6		2
0.7		0.97
0.8		0.42
0.9		0.13
13		10.8
20		8
40		4.9
80		4
100		4.1
150		4.4
200		4.7
250		5.1
350		5.5

mDjD := оDjD := RdjO :=оOjO := DVjV :=оVjV :=

1		0.21
2		0.15
4		0.11
6		0.09
15		0.06
30		0.04
50		0.03



4. Расчёт всасывающего трубопровода (участок Т1)

Объёмный расход смеси:

V1 := = = 12,7 Ч 10-3 м3/c

Эквивалентный диаметр трубопровода:

dэ1:= (d1?2?д1)?10-3= 0.108-0.1 =0.098 м

Площадь внутреннего сечения трубопровода:

S1 := р•= 7,54 Ч10-3 м2

Скорость жидкости в трубопроводе:

w1 := = = 1,683 м/с

Критерий Рейнольдса:

Re1 := = = 449960,6

Абсолютная шероховатость стенок стального трубопровода с незначительной коррозией:

e := 0.2 мм [2, табл. XII]

Относительная шероховатость трубопровода:



е1 := = 2,04 Ч 10-3

Коэффициент гидравлического трения (коэффициент Дарси) по формуле Кольбрука:

л1 := = 0,024

Коэффициент сопротивления трения:

отр1 := = = 1.49

Коэффициент местного сопротивления входа в трубу с закруглёнными краями:

о1 := 0.2 [2, табл. XIII]

Коэффициент местного сопротивления отвода (поворота) на 90о с отношением радиуса закругления к эквивалентному диаметру трубыR0/dэ = 1:

о2 := linterp(Rd, оO, 1) = 0.21

Сумма коэффициентов местных сопротивлений:

Уомс1 := о1 + m1?о2 = 0.2 + 6• 0.21 = 1,46

Потери напора во всасывающем трубопроводе:

hп1 := (1.1 + отр1 + Уомс1)• = 6.73•0.21 = 0.59 м

5. Расчёт нагнетательного трубопровода (участок Т2)

Эквивалентный диаметр трубопровода:

dэ2 := (d2 ? 2?д2)?10-3= = 0.081 м

Площадь внутреннего сечения трубопровода:

S2 := р• = = 5,15 Ч10-3 м2

Скорость жидкости в трубопроводе:

w2 := = = 2.464м/с

Критерий Рейнольдса:

Re2 := = 536481,8

Относительная шероховатость трубопровода:

е2 := = 2.47 Ч 10-3

Коэффициент гидравлического трения (коэффициент Дарси) по формуле Кольбрука:

л 2 := = 0.0252

Коэффициент сопротивления трения:

отр2 := = = 19,29

Коэффициент местного сопротивления нормального вентиля:

о1 := linterp(DV, оV, Dу2) = 4,1

Константа диафрагмы:

md := 0.5

Коэффициент местного сопротивления диафрагмы:

о2 := linterp(mD, оD, md) = 4

Коэффициент местного сопротивления отвода (поворота) на 90о с отношением радиуса закругления к эквивалентному диаметру трубы R0/dэ = 1:

о3 := linterp(Rd, оO, 1) = 0.21

Сумма коэффициентов местных сопротивлений:

Уомс2 := n2?о1 + о2 + m2?о3 = 4•4.1+4+8•0.21 = 22,08

Потери напора в нагнетательном трубопроводе:

hп2 := (отр2 + Уомс2)• = 12,8

Гидравлический расчёт теплообменника (участок ТО)

Объёмный расход смеси:

Vто := = 12,86 Ч 10-3 м3/c

Эквивалентный диаметр внутритрубного пространства теплообменника:

dэто := (dто ? 2?дто)?10-3 = (25 - 4)?10-3 = 0.021 м

Площадь сечения внутритрубного пространства:

Sто = р•= = 34,96 Ч 10-3 м2

Скорость жидкости в трубах теплообменника:

wто := = = 0.3627 м/с

Критерий Рейнольдса:

Re2 := = 22 243

Относительная шероховатость труб теплообменника:

ето := = = 9.52 Ч 10-3

Коэффициент гидравлического трения (коэффициент Дарси) по формуле Кольбрука:

л то := = 0.04043

Коэффициент сопротивления трения:

отрто := = =46,2

Коэффициенты местных сопротивлений теплообменника [2, с. 55]:

i := 1..5

вход в камеру (входной штуцер) о1 := 1.5 n1 := 1

вход в трубчатку (дробление потока) о2 := 1 n2 := k = 2

выход из трубчатки (слияние потока) о3 := 1 n3 := k = 2

поворот на 180о о4 := 2.5 n4 := k ? 1 = 1

выход из камеры (выходной штуцер) о5 := 1.5 n5 := 1

Сумма коэффициентов местных сопротивлений теплообменника:

Уомсто := ?(оi?ni) = 18,5

Потери напора в теплообменнике: hпто := (отрто + Уомсто)• = 0.44 м

Подбор центробежного насоса

Потери напора в сети: hп := hп1 + hп2 + hпто = 0.59 + 12.8+0.44 = 13.824 м

Давление в ёмкости:

p1 := 101325 Па

Давление в колонне:

pк := 101325 Па

Напор, необходимый для работы насоса на сеть:

Hc =+ Hг + hп + = 4,9 + 13.8 + = 18,9 м

Коэффициенты уравнения характеристики сети

Hc = A + B.V2:

первый коэффициент:

Aс := + Hг = 4,9

второй коэффициент:

Bс := • 10-6 = 1,1032

Уравнение характеристики сети:

Hс(v) := Aс + Bс?v ,

где v - производительность в л/с, Hс - напор сети в м.

Характеристика насоса Х 45/21 [7]: i := 0..7

Vнi :=Hнi :=Nнi := знi :=

0	25	1,7	0
2	25,8	2,5	40,5
4	25	3,4	57,8
6	21,5	4	63,3
8	19	4,1	63,7
10	16	4,18	60,1
12	12,8	4,22	53,5
14	9,4	4,25	43,4

Уравнение характеристики насоса Х45/21:

Н(v) := Aн + Bн?v + Cн?v ,

где v - производительность в л/с, Hс - напор сети в м.

Напор насоса при заданной производительности:

Нн := Н(V1?1000) = 20,63м

Мощность насоса при заданной производительности:

Nн := linterp(Vн , Nн , V1?1000) = 4,0345кВт

КПД насоса при заданной производительности:

зн := linterp(Vн , зн , V1?1000) = 63,44 %



Рис. 3 Характеристики насоса и сети

Нахождение рабочей точки (точки пересечения характеристики сети и характеристики насоса):

Vрт := 13,6 л/c; Hрт := Hс(Vрт) = 19,8 м

6. Расчёт максимальной высоты всасывания

Давление паров сероуглерода при температуре в трубопроводе:

p_нк := linterp(tpнк, pнк, t) = 366.05 Па

(найдены с помощью функции линейной интерполяции по справочным данным зависимости плотностей компонентов от температуры; корректней было бы сделать линейную интерполяцию не по зависимости p=f(t), а по зависимости ln(p)=f(1/T)). Давление паров фенола при температуре в трубопроводе

p_вк := linterp(tpнк, pнк, t) = 234,25 Па

Давление паров над смесью при температуре в трубопроводе:

pнас := p_нк?x + p_вк?(1 ? x) = 366,05• 0.22 +234,25 • 0.78 = 269,8 Па

(корректней было бы использовать для расчёта не состав жидкой смеси, а состав паров, найденный по Т-x,y диаграмме, построенной для соответствующего пониженного давления, однако при низких давлениях диаграмма сужается и состав пара становится близким к составу жидкости).

Число оборотов насоса: n := 2900 об/мин

Запас на кавитацию: hкав := 0.00125 • =

= 0.00125 • = 2,81 м

Максимальная высота всасывания:

Hmax := ? hп1 ? hкав = 4,2 м



Литература

1. Варгафтик Н.Б. Справочник по теплофизическим свойствам газов и жидкостей. Издание второе, дополненное и переработанное. М. Наука. 1972.

2. Павлов К.Ф., Романков П.Г., Носков А.А. Примеры и задачи по курсу процессов и аппаратов химической технологии. Учебное пособие для вузов. Л. Химия. 1987.

3. Справочник химика. Второе издание, переработанное и дополненное. Том 1. М.-Л. Химия. 1966.

4. Бобылев Физические свойства наиболее известных химических веществ

5. Коган В. Б., Фридман В. М., Кафаров В. В. Равновесие между жидкостью и паром (справочное пособие). М.-Л. Наука. 1966.

6. Рид Р., Праусниц Дж., Шервуд Т. Свойства газов и жидкостей. Справочное пособие. Л. Химия. 1977.

7. Мягков Л. В. Сборник заданий по процессам и аппаратам химической технологии. Гидромеханические процессы и аппараты. М. МХТИ. 1981.



Приложение

Сводная таблица физических свойств				Вариант	244
Низкокипящий компонент:	Сероуглерод		MНК =	76,143	кг/кмоль
Высококипящий компонет:	Ацетон		MВК =	58,08	кг/кмоль
Молярная доля НК x =	0,22	кмоль/кмоль		Массовая доля НК	0,27	кмоль/кмоль
	t =	25	°C		tTO =	34,08	°C
	НК	ВК		Смесь	НК	ВК	Смесь
Плотность с, кг/м3	1255,8	784,65		873	685.6	773,8	861,5
Вязкость µ, мПа·с	0,353	0.3105		0.320	0,1915	0,286	0,295
Давление паров p, Па	366,05	234,25		269,8	509,4	339,9	385,4
Сводная результатов расчёта		Вариант	244
Наименование величины	Обознач.	Единица изм.	Значение
	Плотность смеси	с1	кг/м3	873
	Вязкость смеси	µ1	мПа·с	0.320
	Объёмный расход	V1	л/с	0,0127
	Скорость	w1	м/с	1,683
	Критерий Рейнольдса	Re1		449960
	Коэфф. гидравлического трения (коэф. Дарси)	л1		0.024
	Сумма коэффициентов местных сопротивлений	Уомс1		1,46
	Суммарные потери напора	h 1	м	0.59
	Скорость	w2	м/с	2.464
	Критерий Рейнольдса	Re2		536481,8
	Коэфф. гидравлического трения (коэф. Дарси)	л2		0.0252
	Сумма коэффициентов местных сопротивлений	Уомс2		22,08
	Суммарные потери напора	h2	м	12,8
	Плотность смеси	сТО	кг/м3	861,5
	Вязкость смеси	µТО	мПа·с	0.295
	Объёмный расход	VТО	л/с	0.01286
	Скорость	wТО	м/с	0.3627
	Критерий Рейнольдса	ReТО		22243
	Коэфф. гидравлического трения (коэф. Дарси)	лТО		0.04043
	Сумма коэффициентов местных сопротивлений	УомсТО		18,5
	Суммарные потери напора	hТО	м	0.44
	Потери напора в сети	hп	м	13,8
	Напор сети	Hс	м	18,9
	Марка насоса	М.Н.	Х 45/21
	Напор насоса при данной в условии производительности	H	м	20,63
	Мощность насоса при данной в условии производительности	N	Вт	4,0345
	КПД насоса при данной в условии производительности	з	%	63,438
	Производительность в рабочей точке	Vрт	м3/с	13,6
	Напор в рабочей точке	Hрт	м	19,9
	Запас на кавитацию	hкав	м	2,81
	Давление насыщенных паров смеси	pнас	Па	35950,85
	Максимальная (допустимая) высота всасывания	Hвс	м	4,2

Размещено на Allbest.ru

...