Рассчитаем расход греющего пара в калорифере для летних условий, для чего опреде-
ляем удельную энтальпию исходного воздуха:
I исх = cгtисх + (rо + cпtисх ) Х о = 1,01 ×17,2 + (2 495 + 1,965 ×17,2) × 0,009 = 40,1 кДж/кг.
Тепловая нагрузка калорифера
Q = L(Iо − Iисх ) = 87 370 (192 − 40,1) = 3 687 кВт. 3 600
Расход греющего пара при его давлении 1,6 МПа с учетом 5% тепловых потерь в ка-
лорифере
G |
= |
1,05Q |
= |
1,05 ×3 687 |
= 1,99 кг/с= 7,17 т/ч, |
|
|
||||
г.п |
|
r |
1 943 |
|
|
|
|
|
|||
где r = 1 943 кДж/кг – удельная теплота парообразования при давлении 1,6 МПа [3].
5.4.2. Расчет барабанной сушилки
Рассчитать и выбрать стандартизованную барабанную сушилку для использования во второй ступени двухступенчатой установки сушки ПВХ по следующим данным:
производительность по конечному продукту Gк = 10 100 кг/ч;
влажность ПВХ:
начальная wо = 4%;
конечная wк = 0,3%;
размер частиц материала (средний) δ = 125 мкм;
плотность частиц материала (конечная) ρм = 1 200кг/м3;
начальная температура материала θо = 40оС;
температура сушильного воздуха:
начальная tо = 110оС,
конечная tк = 55оС;
сушильный агент – атмосферный воздух при исходной температуре tисх = 17,2оС и влагосодержании Хо = 0,009 кг/кг.
Р е ш е н и е
Решением уравнений материального и теплового балансов (см. пп. 5.4.1) получены следующие расходные характеристики сушильного процесса:
производительность:
-по сухой части продукта Gт = 10 077кг/ч;
-по испаряемой влаге W = 390 кг/ч;
-по исходному материалу Gо = 10 490кг/ч;
расход сухого воздуха L = 20 440кг/ч.
При этом определены характеристики сушильного воздуха при конечных параметрах:
157
-влагосодержание Хк = 0,0281 кг/кг;
-плотность ρк = 1,045 кг/м3;
-вязкость m = 20 ×10−6 Па·с;
-объемный расход v к = 20 110 м3/ч = 5,59 м3/с.
Ориентируясь на начальные температуру сушильного воздуха и влажность материала
[34], принимаем напряжение объема сушильного барабана по испаряемой влаге
Аv = 3 кг/(м3·ч) и определяем по соотношению (5.41) требуемый рабочий объем сушилки:
V |
|
= |
W |
= |
390 |
= 130 м3. |
б |
|
|
||||
|
|
Av |
3 |
|
||
|
|
|
|
|||
Принимаем величину отношения длины барабана к его диаметру k = l0 / D = 4 и по
формулам [34] рассчитаем диаметр и длину сушильного барабана:
D = 3 |
|
4Vб |
|
= 3 |
|
4 ×130 |
|
= 3,46 м, |
pk |
|
|||||||
|
|
3,14 × 4 |
|
|
||||
lо = kD = 4 ×3,46 = 13,8 м.
Наружный диаметр барабана при толщине стенки δст = 22 мм составит
Dн = D + 2dст = 3,46 + 2 × 0,022 = 3,504 м.
Из стандартизованных барабанных сушилок [6] ближайший типоразмер – барабанная сушилка БН 3,5–18 НУ–03, имеющая наружный диаметр Dн = 3,5 м и длину lо = 18 м. Уточ-
няем характеристику барабана:
- внутренний диаметр D = Dн - 2dст = 3,5 - 2 ×0,022 = 3,456 м;
- площадь поперечного сечения S = 0,785D2 = 0,785 ×3,4562 = 9,38 м2; - объем Vб = Slо = 9,38 ×18 = 169 м3;
- напряжение объема по испаряемой влаге А |
= |
W |
= |
390 |
= 2,31 кг/(м3·К). |
|||||
|
|
|||||||||
|
|
|
|
v |
|
Vб |
169 |
|
||
|
|
|
|
|
|
|
||||
Скорость воздуха в барабане по условиям выхода |
|
|
|
|||||||
w = |
|
v к |
= |
5,59 |
|
= 0,795 м/с, |
||||
|
− βм)S |
|
|
|||||||
(1 |
|
(1 − 0,25)9,38 |
|
|
|
|||||
где βм = 0,25 – коэффициент заполнения барабана материалом и насадкой.
Для оценки граничного размера частиц уноса рассчитаем критерий Лященко (5.39):
|
|
Ly |
= |
w3r2 |
= |
|
0,7953 ×1,045 |
2 |
= 2,33 . |
|||||
|
|
mrм g |
|
×10− 6 ×1 200 × |
|
|||||||||
|
|
|
|
|
20 |
9,81 |
||||||||
Из графика Ly = f (Ar,ε) [3] для Ly = 2,33 имеем значение Ar = 220 . Размер частиц |
||||||||||||||
уноса (5.44) |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
||
|
|
|
|
= 3 |
|
|
|
|
||||||
dун = 3 |
Arm2 |
|
|
220(20 ×10 − 6 )2 |
|
= 1,93 ×10 − 4 м = 193 мкм. |
||||||||
grмr |
|
|||||||||||||
|
|
|
|
9,81×1 200 ×1,045 |
|
|
|
|
||||||
158
Полученная величина размера, согласно графику дисперсного состава ПВХ (рис. 4.6),
соответствует уносу до 80% продукта с отработанным воздухом. В связи с этим целесооб-
разна выгрузка продукта через циклон или фильтр на выходе отработанного воздуха
(см. рис. 5.2).
5.4.3. Расчет сушилки кипящего слоя
Рассчитать сушилку кипящего слоя со встроенными теплообменными устройствами для суспензионного ПВХ по следующим исходным данным:
производительность Gк = 12,5 т/ч;
влажность ПВХ:
начальная wо = 28%;
конечная wк = 0,3%;
размер частиц материала:
средний δ = 125 мкм,
максимальный δ* = 500 мкм;
фактор формы частиц ψ = 0,85;
плотность частиц продукта ρм = 1 200 кг/м3;
удельная теплоемкость ПВХ ст = 1,2 кДж/(кг·К);
начальная температура материала θо = 40оС;
температура сушильного воздуха:
на входе в сушилку tо = 90оС,
на выходе tк = 50оС;
начальное влагосодержание сушильного воздуха Хо = 0,01 кг/кг;
атмосферное давление Р = 745 мм рт.ст. (99,3 кПа).
Р е ш е н и е
Решением уравнений материального баланса (см. пп. 5.4.1) получены расходы мате-
риальных потоков:
-по сухой части продукта Gт = 12 460 кг/ч,
-по испаряемой влаге W = 4 810 кг/ч,
-по исходному материалу Gо = 17 300 кг/ч.
Для определения расхода воздуха на сушку и конечного его влагосодержания рассчи-
таем параметры уравнения (5.6).
Удельная энтальпия пара, содержащегося в воздухе, при конечной температуре (5.8)
Iп.к = rо + cпtк = 2 495 +1,965 ×50 = 2 593 кДж/кг.
159
Принимая конечную температуру продукта qк = 0,95tк = 0,95 × 50 = 48о С, рассчита-
ем удельную теплоту, затрачиваемую на нагрев материала (5.9),
qм = (cт + cжuк )θк − θо = (1,2 + 4,18 × 0,003) |
48 − 40 |
= 25,5 кДж/кг, |
|
|
|||
Du |
0,386 |
|
|
где Du = W / Gт = 4 810 /12 460 = 0,386 кг/кг – |
изменение влагосодержания материала. |
||
Пренебрегая удельной теплотой энергии связи влаги с материалом (для ПВХ она пре-
небрежимо мала), найдем удельную теплоту сушки
qсуш= Iп.к + qм − cжθо = 2 593+25,5–4,18·40 = 2 451 кДж/кг.
Удельные тепловые потери принимаем равными 5% от тепла сушки:
qпот = 0,05 qсуш = 0,05·2 451 = 123 кДж/кг.
Удельную величину дополнительно вводимого тепла принимаем равной 80% от тепла
сушки, т.е.
qдоп = 0,8 qсуш = 0,8·2 451 = 1 961 кДж/кг.
Удельная энтальпия сушильного воздуха при входе в сушилку (5.7)
I о = cгtо + (rо + cпtо ) Хо = 1,01×90 + (2 495 +1,965 ×90)0,01 = 117,6 кДж/кг.
Удельный расход воздуха на сушку (5.6)
σ = |
(qсуш |
+ qпот − qдоп ) |
u |
= |
|
(2 451 +123 −1 961)0,386 |
= 5,75 . |
||||
I о |
− cгtк − I п.к Х о |
|
|
117,6 -1,01×50 - 2 593 |
× 0,01 |
||||||
|
|
|
|
|
|||||||
Расход сухого воздуха на сушку (5.4) |
|
|
|
|
|
||||||
|
L = Gтs = 12 460 ×5,75 = 71 600 кг/ч = 19,89 кг/с. |
|
|||||||||
Изменение влагосодержания воздуха (5.4) |
|
|
|||||||||
|
|
DХ = |
u |
= |
0,386 |
= 0,0671 кг/кг. |
|
|
|||
|
|
s |
|
|
|
||||||
|
|
|
|
|
5,75 |
|
|
|
|||
Конечное влагосодержание воздуха
Хк = Хо + DХ = 0,01+ 0,0671= 0,0771 кг/кг.
Истинную конечную температуру продукта и соответствующее ей равновесное влаго-
содержание воздуха найдем путем установления условий равенства числа единиц переноса по влагосодержанию и температуре mX = mt . Для этого рассчитаем для конечного влагосо-
держания продукта uк = 0,003 значение равновесного влагосодержания X * двумя спосо-
бами по формулам (5.26) и (5.29) при двух крайних значениях температур: qmin = 42оC и
qmax = 49оC .
Принимая в первом приближении прямолинейную зависимость равновесного влаго-
содержания, рассчитанного по формуле (5.29), координаты точки пересечения прямых мож-
но рассчитать без графического построения криволинейной зависимости (рис. 5.7).
160
X *
X 2* |
|
|
|
|
|
|
|
|
|||
|
|
|
2 |
|
|||||||
1 |
|
|
|
||||||||
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
||
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
||
X 3* |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
||
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|||
|
|
|
|
|
|
||||||
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
X * |
|
|
|
|
|
|
|||||
к |
|
|
|
|
|
|
|||||
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
X 1* |
|
|
|
|
|
|
|||||
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
X 4* |
|
|
|
|
|
|
|||||
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
||
θm ax |
|||||||||||
|
|
θm in |
|
θк |
|
||||||
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|||
|
|
Рис. 5.7. Зависимости X * = f (θ) : |
|
|
|
||||||
1 – по уравнению (5.26); 2 – |
по уравнениям (5.27) – (5.29) |
||||||||||
При температуре θmin = 42оC по формуле (5.28) имеем
j* = 1 - exp - 0,0031,315+3,81×10−4 ×42 exp(8,294 + 0,0122 × 42) |
= 0,947 . |
||||||||||||||
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
Давление насыщенного пара при θmin = 42оC [34] |
|
|
|||||||||||||
|
P* = |
2 |
|
|
|
3 991,15 |
|
|
|
|
|||||
|
|
|
|
exp 18,59 - |
|
|
|
= 8,2 кПа. |
|
|
|||||
|
|
|
|
|
|
|
|
||||||||
|
1 |
15 |
|
|
42 + 233,8 |
|
|
|
|||||||
|
|
|
|
|
|
|
|||||||||
Влагосодержание воздуха (5.29) |
|
|
|
|
|
|
|
|
|||||||
* |
|
0,622j1* Р1* |
0,622 × 0,947 ×8,2 |
|
кг/кг. |
|
|||||||||
X 1 = |
|
|
|
|
|
|
= |
|
|
|
|
|
= 0,0528 |
|
|
|
|
|
|
|
|
99,3 - 0,947 ×8,2 |
|
||||||||
|
|
Р - j1* Р1* |
|
|
|
||||||||||
При qmax = 49оC по тем же формулам получено X 2* = 0,0792 кг/кг. |
|||||||||||||||
При qmin = 42оC по формуле (5.27) имеем |
|
|
|
|
|
||||||||||
Х3* = Х к + |
|
Х (t |
к - qк ) = 0,0771 + |
0,0671 |
(50 - 42) = 0,0905 кг/кг. |
||||||||||
|
|
||||||||||||||
|
Dt |
|
|
|
|
|
|
90 - 50 |
|
|
|
|
|||
Аналогично при θmax = 49о C Х4* = 0,0788 кг/кг.
По найденным координатам двух линий можно найти координаты точки их пересече-
ния на графике (рис. 5.7) совместным решением двух уравнений пересекающихся линий [32]:
Х |
* |
= |
Х1* |
Х4* - Х2* |
Х3* |
|
|
= |
|
0,0528×0,0788 |
- 0,0792 |
×0,0905 |
= 0,0789 |
кг/кг; |
|||||||
к |
Х1* - Х2* - Х3* |
+ Х4* |
0,0528 - 0,0792 |
- 0,0905 |
+ 0,0788 |
||||||||||||||||
|
|
|
|
|
|||||||||||||||||
|
|
|
|
θ |
|
|
= |
(Х |
* |
− Х * )θ |
min |
− (Х * − Х |
* )θ |
max = |
|
|
|||||
|
|
|
|
к |
|
|
4 |
2 |
3 |
1 |
|
|
|||||||||
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
Х1* − Х 2* − Х 3* + Х 4* |
|
|
|
|
|||||||
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
||||||
= (0,0788 − 0,0792 )42 − (0,0905 − 0,0528 )49 = 48,9оС. 0,0528 - 0,0792 - 0,0905 + 0,0788
161
Число единиц переноса по уравнениям (5.25) и (5.26)
|
|
m |
= |
tо − tк |
|
= |
90 − 50 |
= 36,4 , |
||||
|
|
|
|
|||||||||
|
|
t |
|
tк − θк |
|
|
50 − 48,9 |
|||||
|
|
|
|
|
|
|
||||||
m |
Х |
= |
Хк − Х0 |
= |
|
0,0771− 0,01 |
= 37,3 . |
|||||
|
|
|||||||||||
|
|
Хк* − Хк |
|
|
|
0,0789 − 0,0771 |
||||||
|
|
|
|
|
|
|||||||
Рассчитанные значения mt и mХ |
совпали с погрешностью менее 2,5%, поэтому нет |
|||||||||||
необходимости графического построения зависимости X * = f (θ) . Принимаем усредненную величину mt = mХ = 0,5(36,4+37,3) = 36,9.
Определяем физико-химические характеристики воздуха при конечных параметрах
процесса сушки. |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
Плотность влажного воздуха: |
|
|
|
|
|
|||||||
- при нормальных условиях |
|
|
|
|
|
|||||||
ρ |
|
= |
1,293(1 + Хк ) |
= |
1,293(1 + 0,0771) |
= 1,239 кг/м3, |
||||||
|
|
|
|
|
|
|||||||
|
о |
1 + Х |
к |
/ 0,622 |
|
1 + 0,0771/ 0,622 |
|
|||||
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
- при рабочих условиях |
|
|
|
|
|
|
|
|
||||
|
|
r = r |
|
ТоР |
= |
1,239 × 273 × 99,3 |
=1,027 кг/м3. |
|||||
|
|
|
|
|
||||||||
|
|
|
|
о ТР |
(273 + 50) ×101,3 |
|
||||||
|
|
|
|
|
|
о |
|
|
|
|
|
|
Из справочных |
данных |
[5] |
для |
воздуха при tк = 50оС имеем коэффициенты: |
||||||||
теплоемкости сг = 1,01 кДж/(кг·К); теплопроводности λ = 0,0283 Вт/(м·К); динамической вязкости μ = 19,6·10–6 Па·с.
Объемный расход воздуха при рабочих условиях
v |
к |
= |
L(1 + Хк ) |
= |
19,89(1 + 0,0771) |
= 20,86 м3/с. |
|
|
|
||||||
|
|
ρ |
1,027 |
|
|||
|
|
|
|
||||
Расчет гидродинамики |
псевдоожиженного слоя выполним с использованием |
||||||
зависимости критерия Лященко Ly = f (Re, ε) [3, 34, 36] с учетом влияния формы частиц по
П.Г.Романкову. |
|
|
|
|
|
|
|
Критерий Архимеда |
|
|
|
|
|
|
|
Ar = |
gd3r |
м |
r |
= |
9,81(125 ×10−6 ) |
31 200 ×1,027 |
= 64,5 . |
m2 |
|
|
(19,6 ×10−6 )2 |
||||
|
|
|
|
|
|||
Учитывая высокую дисперсность материала и наличие внутренних теплообменных устройств, принимаем фонтанирующий режим псевдоожиженного слоя с порозностью ε = 0,85. Из графика Ly = f (Ar, ε) [3] находим значение критерия Ly = 0,045. Экстраполяцией данных П.Г.Романкова [34] Ar = 64,5 примем динамический коэффициент формы частиц
ϕ = 0,95. Тогда из соотношения (5.39) с учетом поправки на форму частиц получим рабочую скорость псевдоожижения
162
|
|
|
|
|
|
|
|
|
−6 ×1 200 ×9,81 |
|
|
w = ϕ |
3 |
|
Lymr |
м g |
= 0,95 3 |
|
0,045 ×19,6 ×10 |
= 0,214 |
м/с. |
||
|
r2 |
|
|
1,0272 |
|||||||
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|||
Площадь газораспределительной решетки
S = v к = 20,86 = 97,3 м2. w 0,214
Принимаем прямоугольную форму аппарата в плане с соотношением длины к ширине
L / B = 3, тогда ширина слоя и его длина составят
B = |
S |
= |
97,3 |
= 5,7 м, |
L = 3B = 3 ×5,7 =17,1 м. |
|
|
||||
3 |
3 |
|
|
||
Для оценки критического размера частиц, способных к псевдоожижению при |
|||||
рассмотренных условиях, |
определим величину критерия Архимеда при значениях |
||||
Ly = 0,045 и εкр = 0,4; из графика Ly = f (Ar, ε) [3] имеем Arкр = 2,5 ×104 и
dкр = 3 |
Arкрm 2 |
= 3 |
|
2,5 ×10 4 (19,6 ×10 −6 ) |
2 |
|
= 9,26 ×10 |
grмr |
|
9,81 ×1 200 ×1,027 |
|
||||
|
|
|
|
|
|
т.е. псевдоожижение возможно для всех частиц материала.
Высоту единицы переноса рассчитаем по уравнению теплоотдачи рассчитаем по уравнениям (5.18) – (5.19).
−4 м = 0, 926 мм,
(5.16). Коэффициент
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
cm |
|
|
|
|
|
1 010 ×19,6 ×10−6 |
|
|
|
|
|
|
|
|
||||||||||
Критерий Прандтля |
Pr = |
|
|
|
|
|
= |
|
|
|
|
|
|
|
|
= 0,7 . |
|
|
|
|
|
|
|
||||||||||||
|
|
l |
|
|
|
|
0,0283 |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|||||||||||||||||||
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|||||
Критерий Рейнольдса |
Re = |
wdr |
= |
0,214 ×125 ×10 − 6 ×1,027 |
= 1,4 . |
|
|
||||||||||||||||||||||||||||
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|||||||||||||||||||||||||||
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
m |
|
|
19,6 ×10 − 6 |
|
|
|
|
|
|
|
|
||||||||
Отношение Re/ e =1,4 / 0,85 =1,65 < 200. |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|||||||||||||||||||||||||
Коэффициент теплоотдачи к частицам (5.18) |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|||||||||||||||||||||||||
|
l |
|
|
Re 1,3 |
|
|
0,33 |
|
|
|
|
|
|
0,0283 |
|
|
|
|
1,3 |
|
|
|
0,33 |
|
|
2 |
|||||||||
a = |
d |
0,016 |
|
|
|
Pr |
|
|
|
|
|
|
= |
|
|
|
|
|
|
0,016 |
×1,65 |
|
× 0,7 |
|
= 6,2 Вт/(м ·К). |
||||||||||
|
|
|
|
|
|
|
|
125 × |
|
|
|
||||||||||||||||||||||||
|
|
|
e |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
10 − 6 |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
||||||||||
Удельная поверхность частиц (при ψ = 0,85 ) |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|||||||||||||||||||||||||
|
|
|
|
|
Fуд |
= |
|
G |
|
= |
|
|
|
|
|
6 |
|
|
= 5,65×104 м–1 . |
|
|
|
|||||||||||||
|
|
|
|
|
yd |
|
|
0,85 |
|
×125 ×10− 6 |
|
|
|
||||||||||||||||||||||
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|||||||||||
Приведенная теплоемкость воздуха |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|||||||||||||||||||||||||
|
|
c = cг + cп X к |
|
|
= 1 010 + 1 965 × 0,0771 = 1 160 Дж/(кг·К). |
||||||||||||||||||||||||||||||
Высота единицы переноса (5.16) |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|||||||||||||||||||||
|
|
ht = |
|
|
cL |
|
|
|
|
|
= |
|
|
|
|
|
|
|
|
1 160 ×19,89 |
|
|
|
= 4,5×10 |
–3 |
м. |
|||||||||
|
|
aFудS (1 |
|
|
|
|
6,2 × 5,65 ×10 4 × 97,3(1 - 0,85) |
|
|
||||||||||||||||||||||||||
|
|
|
- e) |
|
|
|
|
|
|
||||||||||||||||||||||||||
Высота псевдоожиженного слоя, необходимая по кинетике сушки,
Hсл = ht mt = 4,5 ×10−3 ×36,9 = 0,167 м.
Для обеспечения устойчивости кипящего слоя и возможности размещения в нем теплообменных элементов принимаем H сл = 1,5м. Высоту сепарационной зоны принимаем
163
как для мелких материалов [34]: H сеп = 3Н = 3 ×1,5 = 4,5 м. Общая высота сушильной камеры (над решеткой)
Н = H сл + Hсеп = 1,5 + 4,5 = 6м.
Гидравлическое сопротивление псевдоожиженного слоя определяется эффективным
весом находящегося в нем материала [34]:
D |
|
сл = rм |
1 - e gH сл = 1200 (1 - 0,85) × 9,81 ×1,5 = 2650 |
Па. |
|||||||||
|
Р |
|
( |
) |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
Для эффективного газораспределения гидравлическое сопротивление решетки должно |
|||||||||||||
быть равным Р |
|
( |
|
) Р |
, но не менее 500 Па [34]. |
|
|||||||
D реш = 0,3 |
- 0,55 D |
сл |
|
|
|
|
|
|
|||||
Принимаем DРреш = 0,4DРсл = 0,4 × 2650 =1060 Па. |
|
||||||||||||
Из выражения гидравлического сопротивления решетки DРреш = zrоwотв2 / 2 найдем |
|||||||||||||
скорость газа в отверстиях решетки |
|
|
|
|
|
|
|
|
|||||
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
2DРреш |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
wотв |
= |
|
= |
2 ×1 060 |
|
= 36 м/с, |
|
|||
|
|
|
|
|
zrо |
1,7 × 0,96 |
|
|
|||||
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
||
где ζ = 1,7– коэффициент сопротивления для перфорированных пластин; ρо = 0,96 кг/м3 –
плотность воздуха при условиях входа.
Для обеспечения скорости wотв = 36 м/с можно изготовить газораспределительную решетку из тонких стальных листов с арочно-щелевыми отверстиями, обеспечивающими живое сечение
jотв = |
Sотв |
= |
v о |
= |
L(1 + X о ) |
= |
19,89(1 + 0,01) |
= 0,006 или (0,6%), |
|
wотвS |
|
|
|||||
|
S |
|
rоwотвS 0,96 ×36 ×97,3 |
|||||
где v о – объемный расход воздуха на входе в сушилку.
Определим ориентировочно площадь поверхности встроенных теплообменников и его геометрические характеристики. Для этого рассчитаем тепловую нагрузку (т.е. тепловой
поток, передаваемый материалу в сушильной камере):
Qдоп = qдопW = 1 961× 4 810 / 3 600 = 2 620 кВт.
В качестве теплоносителя используем воду с начальной температурой tв.о = 90оС и конечной – tв.к = 85оС. Расход воды из уравнения теплового баланса
G в |
= |
Q доп |
= |
2 620 |
= 125 |
кг/с. |
||
cв (t в.о - tв.к ) |
4,18 (90 |
- 85 ) |
||||||
|
|
|
|
|
||||
Объемный расход воды в теплообменнике |
|
|
|
|||||
V |
|
= |
Gв |
= |
125 |
= 0,129 м3/с = 465 м3/ч, |
в |
ρв |
|
||||
|
|
967 |
|
|||
|
|
|
|
|||
где ρв = 967 кг/м3 – плотность воды при средней температуре tв = 0,5(90+85) = 87,5оС.
Среднюю разность температур между теплоносителем в трубах и сушильным агентом в слое приближенно можно оценить как tср = tв − tк = 87,5 − 55 = 32,5 оС.
Коэффициент теплопередачи можно рассчитать по ориентировочным значениям коэффициентов теплоотдачи. По данным [3], при вынужденном движении воды в трубах
164
ориентировочные величины коэффициентов теплоотдачи α1 = 1 200 – 5 800 Вт/(м2·К), а при поперечном обтекании труб воздухом α2 = 70 – 100 Вт/(м2·К). По данным [35] коэффициент теплоотдачи в кипящем слое увеличивается до величины α2 = 150 – 350 Вт/(м2·К) за счет влияния взвешенных твердых частиц. Для последующих расчетов примем ориентировочные значения: α1 = 2 000 Вт/(м2·К), α2 = 200 Вт/(м2·К), термическое сопротивление загрязнений
суммарно |
r |
= 3×10–4 м2·К/Вт. Тогда ориентировочное значение коэффициента теплопередачи |
|||||||||
|
|
з |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
составит |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
1 |
|
|
|
|
1 |
|
|
= 170 Вт/(м2·К). |
K = |
1/ a1 + rз + d / l +1/ a2 = |
1/ 2 000 + 3 ×10− 4 + 2 ×10−3 /17 +1/ 200 |
|||||||||
Требуемая площадь поверхности теплообменника |
|
|
|||||||||
|
|
|
|
|
|
Qдоп |
|
2 620 ×10 3 |
|
2 |
|
|
|
|
F = |
|
|
= |
|
= 474 |
м . |
||
|
|
|
KDtср |
170 × 32 ,5 |
|||||||
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|||
При размещении U-образных труб поперек камеры длина одной трубы составит l1 » 2B = 2 ×5,7 = 11,4 м. Площадь поверхности одной трубы диаметром dн = 20 мм с учетом
того, что α >> |
α |
2 |
, |
|
F |
= πd |
|
l = |
3,14·0,02·11,4 |
= 0,716 м2. Число трубок в |
||||||||||
1 |
|
|
|
1 |
|
|
|
н |
1 |
|
|
|
|
|
|
|||||
теплообменнике |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
n = |
F |
= |
474 |
= 662 . |
|
||||||||
|
|
|
|
|
|
|
F1 |
|
|
|
||||||||||
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
0,716 |
|
|
|||||
Теплообменник с U-образными трубами двухходовой. Площадь сечения труб одного |
||||||||||||||||||||
хода составит |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
pd |
2 |
n |
|
|
3,14 × 0,016 2 × 662 |
2 |
|||||||||
|
|
|
S1 |
= |
|
в × |
|
|
= |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
= 0,108 м . |
|
|
|
|
|
2 |
|
|
|
|
|
4 × 2 |
||||||||||
|
|
|
|
|
4 |
|
|
|
|
|
|
|
|
|||||||
Скорость воды в трубах |
w |
= |
Vв |
= |
0,129 |
= 1,2 м/с, что приемлемо. |
||||||||||||||
|
|
|
|
|
|
в |
|
|
|
S1 |
0,108 |
|
|
|
||||||
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
||||||||
На основании полученных данных далее может быть выполнен поверочный расчет теплообменника и скорректированы его геометрические характеристики.
165
Глава 6. ОБОРУДОВАНИЕ СТАДИИ РЕКУПЕРАЦИИ
НЕЗАПОЛИМЕРИЗОВАВШЕГОСЯ ВИНИЛХЛОРИДА
6.1. Аппаратурно-технологическое оформление стадии рекуперации ВХ
Незаполимеризовавшийся винилхлорид подлежит рекуперации, т.е. улав-
ливанию из абгазов (газовых смесей) и возвращению на стадию полимеризации для повторного использования путем добавки к свежему винилхлориду, загру-
жаемому в реакторы. На разных стадиях производства суспензионного ПВХ и в зависимости от условий проведения технологических процессов образующиеся и выделяющиеся абгазы имеют разную концентрацию ВХ. Величина концен-
трации определяет применение того или иного способа выделения ВХ из газо-
вой смеси и очистки ее перед выбросом в атмосферу.
По величине концентрации ВХ можно выделить три группы абгазов:
- высококонцентрированные, содержащие от 40 до 95% ВХ, – газовые смеси, сдуваемые из реакторов-полимеризаторов и дегазаторов суспензий и сточных вод ПВХ, а также из систем очистки мало- и среднеконцентрирован-
ных абгазов; - среднеконцентрированные (1 – 40% ВХ), содержащие несконденсиро-
вавшийся ВХ на стадии рекуперации высококонцентрированных абгазов; - малоконцентрированные (менее 1% ВХ) – вентиляционные выбросы из
систем вентилирования сборников суспензий ПВХ и местных вентотсосов.
Винилхлорид из абгазов высоких концентраций выделяют обычно кон-
денсацией. Улавливание винилхлорида из аварийных сдувок осуществляют ад-
сорбцией с применением специальных полимерных адсорбентов. Из средне- и
малоконцентрированных абгазов ВХ выделяют абсорбцией или адсорбцией.
Конденсация винилхлорида из газовой смеси достигается путем ее сжатия и охлаждения. В соответствии с уравнением состояния газов и законом Дальто-
на концентрацию ВХ можно выразить как
y = |
p |
, |
(6.1) |
|
|||
|
Pо |
|
|
где y – мольная доля газообразного ВХ в смеси; p – парциальное давление па-
ров ВХ; Ро – общее давление газовой смеси.
Конденсация паров из газовой смеси происходит при равенстве парци-
ального давления пара давлению насыщенного пара компонента при данной
температуре. Давление насыщения уменьшается при снижении температуры.
Давление насыщенного пара винилхлорида в функции температуры можно рас-
считать по уравнению, справедливому в диапазоне температур от –105 до
+ 100оС [1]:
lg pн = 9,07073 − |
926,215 |
, |
(6.2) |
|
|||
|
t + 241,603 |
|
|
где pн – давление насыщенных паров ВХ, Па; t – температура насыщения, оС.
Состояние насыщения достигается и при повышении общего давления га-
зовой смеси, поэтому эффективность способа конденсации определяется вели-
чинами давления компрессора и температуры хладоагента. Применяемые для хлоросодержащих газов поршневые, турбинные или винтовые компрессоры обеспечивают компремирование газов до 0,6 – 0,7 МПа. В качестве хладоаген-
тов применяют захоложенную воду с температурой до 5оС или холодильные рассолы при температуре с –30 до –40 оС.
Если газовую смесь, содержащую 95% ВХ, инертные газы и водяные па-
ры, подвергнуть сжатию в компрессоре до давления 0,6 МПа, то в соответствии с соотношением (6.1) давление паров ВХ составит р = 0,95·0,6 = 0,57 МПа.
При этом давлении температура насыщения газообразного ВХ в соответствии с формулой (6.2) составит 38оС. Если охладить газовую смесь до температуры
7ОС, то часть ВХ сконденсируется, а оставшаяся часть газообразного ВХ будет находиться в состоянии насыщения и иметь, согласно уравнению (6.2), давле-
ние рк = 0,22 МПа. Содержание ВХ в газовой смеси при этом, согласно (6.1),
составит ук = рк / ро = 0,22 / 0,6 = 0,37. При охлаждении смеси до температуры
–30 оС давление насыщения составит 0,049 МПа, а конечная концентрация ВХ –
ук = 0,082.
Таким образом, способом конденсации возможно перевести высококон-
центрированные абгазы в группу среднеконцентрированных. В связи с этим способ конденсации применяется в качестве первой ступени выделения винил-
хлорида из абгазов. Для последующего выделения ВХ и очистки абгазов при-
меняют способы абсорбции или адсорбции, а также их комбинирование.
При использовании абсорбционного способа очистки абгазов от винил-
хлорида и рекуперации последнего большое значение имеет выбор абсорбента.
Главное требование эффективной работы абсорбционной установки – хорошая растворимость ВХ в абсорбенте и возможность десорбции поглощенного ВХ при умеренных температурах процесса. Процесс абсорбции протекает при ус-
ловии, что парциальное давление компонента в смеси р больше его равновес-
ного давления над раствором р* , т.е. р > р* . При р < р* происходит де-
сорбция, а при р = р* наступает равновесие. Последнее равенство можно ис-
пользовать для подбора абсорбента. В соответствии с законом растворимости газов в жидкостях условие равновесия определяется уравнением
р* = Еx , |
(6.3) |
где Е – коэффициент Генри, зависящий от температуры и природы газа и рас-
творителя; x – мольная доля компонента в жидкости.
В условиях равновесия из уравнений (6.1) и (6.3) следует
x = |
Pо y |
. |
(6.4) |
|
|||
|
E |
|
|
Из равенства (6.4) следует, что растворимость ВХ в абсорбенте увеличи-
вается с повышением общего давления и уменьшением коэффициента Генри.
Последний находится с температурой в прямой зависимости, поэтому следует проводить процесс при пониженной температуре абсорбента. Кроме того, к аб-
сорбентам предъявляются и чисто технологические требования: хорошая реге-
нерируемость, т.е. отсутствие химического взаимодействия с поглощаемым веществом, невысокая летучесть, химическая стойкость, нетоксичность, низкая коррозионная активность.
Наиболее подходящим для улавливания винилхлорида из абгазов являют-
ся малолетучие растворители типа N-алкиллактамов, в частности N-метил-
пирролидон (N-МП), который хорошо растворяет винилхлорид. N-МП имеет высокую температуру кипения (205оС) и низкое давление насыщения собствен-
ных паров (при 40оС рн= 133 Па). Эти свойства позволяют легко и без потерь десорбировать из N-МП поглощенный ВХ нагреванием глухим паром умерен-
ных параметров (0,3 – 0,6 МПа) без опасности разложения или осмоления рас-
творителя. N-МП малотоксичен и не оказывает коррозионного воздействия на аппаратуру.
Степень очистки абгазов абсорбционным поглощением винилхлорида с применением N-МП составляет 98 – 99%, а концентрация в очищенном газе – от 3 до 25 г/м3. Таким образом, способ абсорбционной очистки, несмотря на высокую эффективность, не обеспечивает снижения содержания ВХ в газовых выбросах до значений ПДВ, обусловливающих величины его концентраций в атмосферном воздухе предприятия и населенных пунктов в пределах ПДК. По-
этому данный способ используется в качестве второй ступени очистки абгазов.