ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЙ РАСЧЕТ ТРУБЧАТОЙ ПЕЧИ

Скачать работу:


Трубчатая печь – аппарат, который предназначен для передачи нагреваемому продукту тепла, выделяющегося при сжигании топлива, непосредственно в этом же аппарате.
В настоящее время трубчатые печи получили широкое распространение в нефтеперерабатывающей и нефтехимической промышленности, они являются составной частью многих установок и применяются в различных технологических процессах, таких как перегонка нефти, мазута, каталитический крекинг, гидроочистка, очистка масел и др. [1, 2, 3, 9.4.].
В трубчатых печах наряду с передачей тепла нагреваемому продукту протекает процесс однократного испарения нагреваемого продукта.
Трубчатая печь имеет камеры радиации и конвекции. В камере радиации (топочная камера), где сжигается топливо, размещены радиантные трубы. Радиантные трубы получают тепло не только излучением, но и свободной конвекцией. Из всего количества тепла, воспринятого радиантными трубами, значительная часть (до 90%) передаётся излучением, остальное тепло конвекцией. В камере конвекции наибольшее количество тепла отдаётся трубам путём конвекции (до 70%), отдача тепла излучением от газов составляет 30%.


9.1 ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЙ РАСЧЁТ

При расчёте трубчатых печей перед проектировщиком могут быть поставлены задачи: либо конструирование новой печи, либо выбор её по имеющимся каталогам. При этом технологический расчёт трубчатой печи производится в следующей последовательности:
1) определяют полезную тепловую нагрузку;
2) рассчитывают процесс горения;
3) определяют коэффициент полезного действия печи и расход топлива;
4) определяют скорость продукта на входе в печь;
5) определяют поверхность нагрева радиантных труб и основные размеры камеры радиации, при этом:
- задаются температурой дымовых газов на выходе из топки и находят количество тепла, переданное продукту через радиантную поверхность;
- находят температуру продукта на входе в радиантные трубы;
- принимают теплонапряжённость и определяют поверхность нагрева радиантных труб;
- выбирают тип конструкции печи (либо конструируют новую печь), проводят компоновку радиантной поверхности и определяют основные (внутренние) размеры печи;
6) рассчитывают теплообмен в топке (поверочный расчёт). Этот расчёт проводится с целью подтверждения взаимного соответствия ранее выбранных температуры дымовых газов на выходе из топки и теплонапряженности поверхности радиантных труб. Если в результате расчёта окажется, что для выбранной теплонапряжённости радиантных труб температура газов на выходе из топки будет значительно отличаться от ранее принятой, то необходимо задаться новым значением этой температуры и повторить расчёт;
7) определяют величину конвективной поверхности нагрева печи, число конвекционных труб и размеры конвекции;
8) проводят гидравлический расчёт змеевика печи и определяют давление на входе в него;
9) определяют потери напора в газовом тракте печи и рассчитывают основные размеры (диаметр, высоту) дымовой трубы.


9.2 ПОЛЕЗНАЯ ТЕПЛОВАЯ НАГРУЗКА

Полезно использованное тепло, или полезная тепловая нагрузка печи, складывается из количества тепла, которое надлежит передать продукту в печи для его нагрева, испарения и перегрева паров, тепла, затрачиваемого на химическую реакцию. Если в печи помещены несколько самостоятельных змеевиков, то полезная тепловая нагрузка печи будет равна сумме теплот, полученных отдельными потоками.
Так, в случае нагрева и испарения продукта, полезную тепловую нагрузку печи можно определить по выражению

(9.2.1)

где GC – расход продукта, кг/с; е – массовая доля отгона на выходе из печи; , , – соответственно удельные теплосодержания продукта на входе в печь, неиспарившейся жидкости и паров на выходе из печи, кДж/кг.
Массовая доля отгона рассчитывается из процесса однократного испарения в зависимости от физических свойств нагреваемого продукта, конечной температуры нагрева и давления на выходе из печи [5, с. 284].
Расчет процесса однократного испарения проводится с целью определения доли отгона (или температуры Т, или давления Р) при однократном испарении смеси, и состава образовавшихся фаз и для заданных условий разделения.
Расчетные уравнения равновесного процесса однократного испарения имеют следующий вид:

, (9.2.2)

, (9.2.3)

где , , - мольная доля соответственно в жидкой фазе, в исходной смеси и в паровой фазе -го компонента или узкой нефтяной фракции; е – мольная доля отгона; - константа фазового равновесия, .
При расчете изотермического процесса однократной перегонки нефтяных смесей в присутствии перегретого водяного пара или другого инертного агента, полностью переходящего в паровую фазу, используют также уравнение (9.2), однако при этом необходимо учитывать изменение летучестей фракций вследствие уменьшения их парциального давления.
В соответствии с законом Дальтона исправленные значения кон-стант равновесия узких нефтяных фракций или условных компонентов будут определяться следующим уравнением:

, (9.2.4)

где - константы фазового равновесия нефтяных фракций при заданных Р и Т; - удельный расход водяного пара; L – количество молей исходного сырья; Z - . количество молей водяного пара или другого инертного агента, полностью переходящего в паровую фазу.
Получающиеся в результате расчетов по уравнениям (9.2.2) и (9.2.3) составы паровой и жидкой фаз относятся только к углеводородным компонентам, т. е. определяются без учета водяного пара или инертного компонента.
Если в печи нагреваются нефть и нефтепродукты, то их удельное теплосодержание можно определить по таблицам [1, с. 328] или рассчитать по следующим уравнениям [7, с. 85], кДж/кг:
для жидких нефтепродуктов

(9.2.2)

где – плотность жидкости при температуре 20 C, отнесённая к плотности воды при 4 С; t – температура, при которой определяется удельное теплосодержание, С; для углеводородных газов и паров при невысоких давлениях

(9.2.3)

При повышенных давлениях удельное теплосодержание паров можно найти по [7, с. 89]


9.3 РАСЧЁТ ПРОЦЕССА ГОРЕНИЯ

9.3.1 Низшая теплотворная способность топлива – количество тепла, выделяемого при полном сгорании единицы топлива, охлаждении продуктов сгорания до начальной температуры топлива, но в предположении, что влага остаётся в продуктах горения в парообразном состоянии.
В трубчатых печах и в других обычных огневых нагревателях дымовые газы выводятся через дымовую трубу при таких температурах, при которых водяные пары, находящиеся в продуктах сгорания, не могут сконденсироваться, следовательно, тепло конденсации водяного пара не используется. Поэтому для практических расчётов процесса горения пользуются низшей теплотворной спо-собностью топлива.
Низшая теплотворная способность топлива может быть рассчитана по формуле Д. И. Менделеева, кДж/кг:

(9.3.1)

где С, H, S, O, W – соответственно содержание углерода, водорода, серы, кислорода, влаги, % масс.
Учитывая, что теплота сгорания – свойство аддитивное, и воспользовавшись литературными данными о теплоте сгорания индивидуальных веществ [5, с. 403], теплоту сгорания топлива, в том числе и газообразного, можно определить по правилу смешения.

(9.3.2)

где – теплота сгорания i-го компонента в топливе; хi – массовая доля i-го компонента в топливе; n – число индивидуальных компонентов в топливе.
9.3.2. Коэффициент избытка воздуха. Для обеспечения полноты сгорания топлива практически приходится подавать в топку некоторый избыток воздуха по сравнению с теоретическим избытком.
Избыток воздуха характеризуется коэффициентом избытка воздуха

(9.3.3)

где Ln, Lo – практическое и теоретическое количество воздуха, отнесённое к одному килограмму топлива, кг/кг.
С увеличением избытка воздуха, подаваемого в топку, общее количество дымовых газов увеличивается, что приводит к росту потерь тепла с газами, уходящими в дымовую трубу. Наряду с этим понижается температура дымовых газов в топке, а, следовательно, интенсивность теплопередачи радиантным трубам. Поэтому на практике следует стремиться к возможному пониженному значению коэффициента избытка воздуха, при одновременном обеспечении полноты сгорания.
В таблице 9.3.1. приведены наиболее приемлемые значения коэф-фициента избытка воздуха в зависимости от вида топлива и способа его сжигания.
Здесь необходимо отметить, что при прохождении дымовых газов от топки к дымовой трубе происходит подсос воздуха, вследствие чего коэффициент избытка воздуха в камере конвекции несколько возрастает. В современных печах подсос воздуха не превышает 5-10% от практического количества воздуха.

Таблица 9.3.1 – Оптимальное значение коэффициента избытка топлива [3, 4]
Вид топлива Способ сжигания Коэффициент избытка воздуха
Жидкое в форсунках с паровым распылом 1,3-1,4
Жидкое в форсунках с воздушным распылом 1,2-1,3
Газообразное объёмное горение 1,05-1,2
Газообразное беспламенное горение 1,02-1,05

9.3.3 Теоретическое количество воздуха, необходимого для сжигания одного килограмма топлива, определится как

(9.3.4)

где 23,2 – содержание кислорода в воздухе, % масс.
Отсюда теоретический объём воздуха, приведённый к нормаль-ным условиям, составит

(9.3.5)

где 1,293 – плотность воздуха, кг/м9.3.
9.3.4 Состав продуктов горения. Продукты полного горения топлива состоят из двуокиси углерода, сернистого газа, паров воды, избыточного кислорода и азота.
Количество продуктов горения одного килограмма топлива определится по следующим уравнениям:

(9.3.6)

(9.3.7)

(9.3.8)

(9.3.9)

(9.3.10)

где N с соответствующим индексом – количество молей компонента в дымовых газах, кмоль/кг; Z – количество форсуночного водяного пара при паровом распыливании жидкого топлива, кг/кг. Расход форсуночного пара принимается по таблице 9.3.2, в которой приведены технические характеристики некоторых комбинированных газомазутных факельных горелок.


9.4 КОЭФФИЦИЕНТ ПОЛЕЗНОГО ДЕЙСТВИЯ ПЕЧИ,
РАСХОД ТОПЛИВА

Коэффициент полезного действия трубчатой печи в основном зависит от коэффициента избытка воздуха и температуры отходящих дымовых газов.
9.4.1 Температура отходящих дымовых газов, исходя из практических данных [4, с. 284], принимают на 130-180 C выше температуры поступающего в печь продукта, так как более низкий перепад температур приводит к увеличению размеров камеры конвекции, а завышенное его значение снижает коэффициент полезного действия печи. При определении температуры отходящих газов необходимо учитывать то, что её значение должно быть более 250 C при естественной тяге. Использование искусственной тяги даёт возможность снизить температуру до 150-170 С. В некоторых случаях, когда температура уходящих газов по технологическим расчётам получается высокой, более 400 С, экономически целесообразно использование тепла отходящих газов для подогрева воздуха, пода-ваемого в печь.
Другим фактором, влияющим на коэффициент полезного действия печи, является коэффициент избытка воздуха. Вопрос о снижении его связан в первую очередь с конструкцией форсунок. Для снижения расхода воздуха необходимо смешивать топливо с воздухом непосредственно в форсунке. Другим путём является применение беспламенного или настильного горения топлива. Этот способ основан на том, что некоторые огнеупорные материалы катализируют горение. Ускорение горения путём каталитического воздействия огнеупорного материала позволяет вести процесс почти с теоретическим количеством воздуха.

Таблица 9.3.2 - Технические характеристики комбинированных газомазутных факельных горелок [6, с. 53]
Показатель ФГМ-95ВП ФГМ-120М ГИК-2 ФП-2 ФГШУ
Теплопроизводитель-ность, МВт 1,16 2,32 1,39 0,93-1,75 1,40
Расход топлива:
жидкого, кг/ч 100 120-200 70-170 80-150 70-120
газообразного, м3/ч 100 до 160 до 200 95-180 80-145
Пределы регулирования теплопроизводительности от номинальной, %  30  25  40 – –
Давление перед горелкой:
мазута, МПа 0,2-0,8 0,2-0,8 0,01-0,05 0,15-0,30 0,15-0,30
газа, кПа 1,0-10 1,0-10 30-200 до 60 40-150
воздуха, кПа 2,0-3,0 2,0-3,0 – – –
пара, МПа 0,3-1,0 0,3-1,0 0,2-0,6 0,3-0,6 –
Температура перед горелкой, С:
мазута 80-120 80-120 80-120 80-120 80-120
газа и воздуха 250 до 250 до 200 – до 250
Удельное количество пара (при работе без по-дачи воздуха вентилято-ром), кг/кг топлива 0,45 0,45 0,50 0,75 0,40-0,60
Габаритные размеры, мм:
длина 555 610 375 550 1160
ширина 495 470 290 380 540
высота 470 405 220 420 370
Масса, кг 49,0 74,6 21,0 27,0 41,7


9.4.2 Численное значение коэффициента полезного действия печи определится как

(9.4.1)

где q2, q3, q4, q5 – потери тепла соответственно с уходящими в дымовую трубу газами, от химической и механической неполноты сгорания, излучением через стены печи в окружающую среду в долях от низшей теплоты сгорания.
В современных трубчатых печах потери тепла от химической и механической неполноты сгорания малы, и можно принять q5 ≈ q4 ≈ 0.
Потери тепла излучением составляют около 0,05.
Величина q2 рассчитывается как

(9.4.2)

где Q2 – потери тепла с отходящими газами; рассчитываются по уравне-нию

(9.4.3)

где Ni – содержание i-го компонента в дымовых газах на выходе из камеры конвекции, кмоль/кг; Cpm – средняя молярная теплоёмкость i-го компонента, кДж/(кгград); t2 и tв – температуры уходящих дымовых газов и окружающего воздуха, С.
Средняя молярная теплоёмкость определяется при средней темпе-ратуре от t2 до tв по уравнению

(9.4.4)

значения коэффициентов a, b, c приведены в таблице 9.4.1.

Таблица 9.4.1 – Значения коэффициентов a, b, c в уравнении 9.4.4
Вещество a b103 c106
O2 37,2 17,3 -3,57
CO2 35,0 1,8 1,40
H2O 28,4 3,4 -0,36
N2 29,1 4,8 -0,81
SO2 41,2 11,9 -2,20

9.4.3 Расход топлива, кг/с, определится по уравнению

(9.4.5)

9.5 СКОРОСТЬ ПРОДУКТА НА ВХОДЕ В ПЕЧЬ

Скорость движения продукта в печных трубах имеет большое значение. Низкая скорость может привести к нежелательным реакциям разложения с образованием слоя кокса в трубах и их прогоранию. С увеличением скорости движения сырья увеличивается коэффициент теплопередачи, снижается температура стенок труб и, как следствие, удлиняется пробег печи без чистки змеевика. При чрезмерно высокой скорости движения сырья увеличиваются потери и, следовательно, возрастает необходимое давление на выходе из нагнетательной линии насоса, с помощью которого сырьё подаётся в печь. Поэтому диаметры печных труб выбираются такими, чтобы линейные скорости продукта на входе в печь (считая жидкое сырьё) находились в пределах 1-3 м/с [6, с. 70; 3, с. 166].
Трубы для змеевиков изготовляют из углеродистой и низколегированной стали (ГОСТ 8734-75), также из легированной стали (ГОСТ 550-75).
Скорость продукта на входе в печные трубы, м/с, определится как
(9.5.1)
где ρ – плотность продукта при температуре 20 C, кг/м3; S – внутреннее сечение трубы, м2; m – число параллельных потоков продукта в печи.


9.6 ОПРЕДЕЛЕНИЕ ПОВЕРХНОСТИ НАГРЕВА РАДИАНТНЫХ ТРУБ

9.6.1 В начале расчёта размеров радиантной камеры задаёмся температурой дымовых газов на выходе из топки и последующим расчётом проверяем приёмлемость принятой температуры. Обычно эта величина на действующих трубчатых печах находится в пределах 700-900 C [3].
Количество тепла, переданное продукту через радиантную поверхность, определим из уравнения теплового баланса топки, кВт:

(9.6.1)

где Т – коэффициент полезного действия топки; GCpm – средняя тепло-ёмкость продуктов горения одного килограмма топлива при температуре газов на выходе из топки; tp – температура газов на выходе из топки, С.
Коэффициент полезного действия топки характеризует долю тепла, которую можно полезно использовать в топке. Поскольку q5 ≈ q4 ≈ 0. (см. п. 9.4.2.), а потери тепла излучением в топке составляют около 0,045, то T = 0,955.
Численное значение величины GCpm определится как

(9.6.2)

здесь Ni – содержание i-го компонента в топочных дымовых газах, кмоль/кг; Cpmi определяется, как и в п. 9.4.2.
9.6.2 Полагая на основе опытных данных, что продукт в конвекционных трубах не испаряется, теплосодержание его на входе в радиантные трубы определится по уравнению

(9.6.3)

где QK – количество тепла, воспринимаемое конвекционными трубами, определится как

(9.6.4)

Температуру продукта на входе в радиантные трубы (на выходе из конвекционных труб) определяем в зависимости от величины теплосодержания жидкого потока сырья qpk по уравнению

(9.6.5)

9.6.3 Теплонапряжённость определяется количеством тепла, передаваемого через единицу поверхности нагрева за единицу времени. Теплонапряжённость поверхности нагрева характеризует, насколько эффективно используется трубчатый змеевик печи для нагрева сырья.
Допускаемое значение теплонапряжённости поверхности нагрева принимают с учётом жаропрочности и жаростойкости стали печных труб, скорости движения потока сырья, его состава и свойств, чтобы при работе печи не происходили нежелательные реакции из-за перегрева сырья и не образовывались отложения солей и кокса на стенках труб. Низкая теплопроводность кокса является причиной быстрого повышения температуры стенки труб в местах его отложения, что уменьшает прочность материала труб, увеличивает агрессивность сред, воздействующих на сталь, в результате чего срок службы печных труб резко снижается. Поэтому для сырья, содержащего смолистые соединения, а также при малых скоростях движения потоков теплонапряжённость устанавливается невысокой. Далее, чем выше температура нагрева сырья, а значит и стенок труб (при неизменных скоростях потока), тем ниже допускаемая теплонапряжённость поверхности нагрева.
Средние значения допускаемой теплонапряжённости во многом зависят от равномерного распределения тепловой нагрузки по всей поверхности труб, что достигается оптимальной компоновкой трубчатого змеевика, удачным его размещением в топке, совершенствованием конструкции горелок и методов сжигания топлива.
При равномерном распределении тепла по всей длине и окружности печных труб, что наблюдается в печах с двухсторонним облучением, допускаемая теплонапряжённость поверхности нагрева может быть увеличена на 50% от значений, приведённых в таблице 9.6.1.
Из таблицы 9.6.1. в зависимости от назначения печи выбираем ориентировочное значение средней допустимой теплонапряжённости (дальнейшим расчётом подтвердим эту величину). Тогда ориентировочная поверхность нагрева радиантных труб определится как

(9.6.6)

Таблица 9.6.1 - Значение средней допустимой теплонапряжённости поверхности нагрева радиантных трубчатых змеевиков печей [6. с.69]
Назначение змеевика Теплонапряжённость , кВт/м2

Нагревательные печи
Нагрев без испарения 46-58
Нагрев и испарение нефти
до 310 C 31-47
до 425 C 27-35
Вакуумная перегонка мазута 24-31
Замедленное коксование 23-35
Каталитический крекинг 29-53
Каталитическое дегидрирование бутана 29-35
Отгон фильтрата установок депарафинизации 20-23
Нагрев раствора остаточных масел 17-20
Реакционно–нагревательные печи
Глубокий крекинг дистиллятного сырья 29-47
Лёгкое разложение мазута 29-47
Лёгкий крекинг тяжёлого и остаточного сырья 24-41
Реакционные печи термического крекинга 14-23
Пиролиз газов и бензиновых фракций 35-81
Нагрев сырья:
в печах каталитического риформинга 29-35
в печах гидроочистки 23-29
в печах установок ароматизации 21-24


7 ВЫБОР ТИПА КОНСТРУКЦИИ ПЕЧИ

Определив ориентировочную поверхность нагрева радиантных труб, по техническим характеристикам, приведённым в каталоге «Трубчатые печи» [8], выбирают ближайший (по поверхности нагрева) типоразмер печи.
В каталоге [8] содержатся сведения об основных типах трубчатых печей для нефтеперерабатывающей, нефтехимической и газовой промышленности. В зависимости от специфики технологического процесса, физико-химических свойств нагреваемой среды и вида топлива применяют печи различных конструкций и параметров.
В каталоге описаны трубчатые печи различных типов, с поверхностью нагрева от 16 до 1650 м2 и приведены чертежи разрезов и общих видов печей, а также планы расположения фундаментных болтов.
Для условного обозначения трубчатых печей принят следующий шифр.
Первая буква означает конструктивное исполнение печи: Г- трубчатые печи с верхним отводом дымовых газов и горизонтальными радиантными трубами; В - трубчатые печи с верхним отводом дымовых газов и вертикальными радиантными трубами; Ц - цилиндрические трубчатые печи с верхней камерой конвекции; К - цилиндрические трубчатые печи с кольцевой камерой конвекции; С - секционные трубчатые печи; Б - блочные трубчатые печи для нефтепромыслов.
Вторая буква означает способ сжигания топлива: С - свободный факел; Н - настильный факел; Д - настильный факел с дифференциальным подводом воздуха по высоте факела.
Цифра после буквенного обозначения - число радиантных камер (Р) или секций (С). В случае отсутствия цифры - однокамерный (односекционный) вариант. Цифры: в числителе дроби - поверхность нагрева радиантных труб, м2; в знаменателе - длина или высота радиантных труб, м.
Например, трубчатая печь ГС, поверхностью нагрева 959 м2, с трубой длиной 24 м обозначается ГС 959/29.4.
7.1 Трубчатая печь конструкции ГС
Печь - трубчатая коробчатая с верхним отводом дымовых газов, горизонтальными экранами, свободного вертикального сжигания комбинированного топлива.
Горелки расположены в один ряд в поду печи. Обслуживание горелок производится с одной стороны печи, что позволяет установить рядом две камеры радиации (тип ГС2).
Печи типа ГС применяются на установках AT, ВТ на вторичных процессах.
Печи ГС2 - предпочтительны на установках замедленного коксования, и на процессах где требуется нагрев нефтепродуктов с низкими теплонапряжениями (29 кВт/м2).
Принципиальные схемы печей конструкции ГС приведены в при-ложении на рисунке 1. Техническая характеристика их показана в приложении в таблице 1.
7.2. Трубчатая печь конструкции ГН
Печь - трубчатая коробчатая с верхним отводом дымовых газов и горизонтальными настенными или центральными трубными экранами. Объемно-настильный способ сжигания комбинированного топлива или настильного сжигания газового топлива на фронтальные стены.
Принципиальная схема печей конструкции ГН приведена на рисунке 7.2. Техническая характеристика печей типа ГН показана в таблицах 7.2 (вариант I) и 7.3 (вариант II).
Вариант I. Горелки расположены в два ряда на фронтальных стенах под углом 45°. По оси печи расположена настильная стена, на которую и направлены горящие факелы. Печь ГН2 имеет две камеры радиации. Она предпочтительна для процессов, требующих «мягкий» режим нагрева (УЗК, процессы крекинга) с низкими теплонапряжениями (29 кВт/м2).
Вариант II. Горелки расположены ярусами на фронтальных стенах. Двухрядный горизонтальный экран располагается по оси печи. Тепло к экранам передается от фронтальных стен, на которые настилаются факелы веерных горелок (ГВН-0,35; ГВН-0,75). Данный тип предназначен для реконструкции существующих печей беспламенного горения, а также в процессах средней производительности, обеспеченных газовым топливом, в том числе с большим содержанием водорода.
7.3 Трубчатые печи типа ВС
Печь - коробчатая, с вертикальным расположением труб змеевика, свободного вертикально-факельного сжигания комбинированного топлива. Вертикальные трубы радиального змеевика размещены вдоль по всем четырём сторонам камеры радиации. На стенах камер радиации расположены однорядные настенные экраны.
Предусмотрено четыре типоразмера этих печей, которые отли-чаются числом одинаковых камер радиации. Над камерой радиации расположена камера конвекции с гладкими горизонтальными трубами.
Обслуживание горелок с двух сторон. Печи футерованы легко-весным жаропрочным бетоном. Печи ВС установлены на установке ЛК-6-У. Могут применяться на установках AT, вторичной переработки и т.д.
Принципиальная схема печи конструкции ВС приведена на рисунке 7.9.3. Техническая характеристика печей типа ВС показана в таблице 7.9.4.
7.9.4. Трубчатые печи типа Ц – цилиндрические с верхним отводом дымовых газов и вертикальными трубами радиантного змеевика. Их изготовляют в двух исполнениях ЦС 1 и ЦД 9.4. Радиантные змеевики собраны из вертикальных труб на приварных калачах. Калачи вместе с переходными из камеры конвекции трубами, расположенными в камере радиации, – обогреваемые.
Трубчатые печи типа ЦС1 - цилиндрические с пристенным распо-ложением труб змеевика в одной камере радиации, свободного вертикально-факельного сжигания комбинированного топлива. Комбинированные горелки расположены в поду печи. На стенах камеры радиации установлены однорядные настенные трубные экраны. Отвод газов сгорания - через дымовую трубу, установленную на печи, и сборник газов. Предусмотрено два варианта исполнения этих печей: радиантное (без камеры конвекции) и радиантно-конвективное (с камерой конвекции). В радиантных печах к шифру добавляется буква Р.
Трубы камеры радиации могут быть или вертикальными, или горизонтальными навитыми по спирали.
Принципиальная схема печи конструкции ЦС1 приведена на ри-сунке 7.9.4. Техническая характеристика печей типа ЦС1 показана в таб-лице 7.5.
Трубчатые печи типа ЦД4 - цилиндрическая с дифференциальным подводом воздуха, вертикальным расположением труб экранов в четырех камерах радиации, настильного сжигания комбинированного топлива.
Комбинированные горелки расположены в поду печи. Оси их на-клонены в сторону отражателя-распределителя, установленного в центре печи. Отражатель изготовлен в виде пирамиды с вогнутыми гранями, представляющими собой настильные стены для факелов горелок каждой камеры радиации. Внутри отражатель разделен на отдельные воздуховоды, количество которых вдвое больше количества граней. Каждый воздуховод оснащен поворотным шибером, управляемым с площадки обслуживания.
В кладке граней отражателя на двух ярусах по высоте граней расположены каналы прямоугольного сечения, которые служат для подвода вторичного воздуха из воздуховодов к настильному факелу каждой грани. Изменяя подачу воздуха через каналы, можно регулировать степень выгорания топлива в настильном факеле, что позволяет выравнивать теплонапряженность по высоте труб в камере радиации.
На стенах радиации установлены однорядные настенные экраны, а между камерами радиации - двухрядные радиальные экраны двухстороннего облучения.
При изменении тепловой производительности горелок в этих печах эпюра подведенных тепловых потоков практически не меняется, однако в каждой из четырех камер радиации можно поддерживать свои средние допускаемые значения теплонапряженности поверхности труб экрана камеры радиации.
Отвод газов сгорания - через сборник газов и дымовую трубу.
Предусмотрено изготовление печей четырех типоразмеров.
Принципиальная схема печи конструкции ЦД4 приведена на ри-сунке 7.5. Техническая характеристика печей типа Ц Д4 показана в таблице 7.6.


8 РАСЧЁТ ТЕПЛООБМЕНА В ТОПКЕ (ПОВЕРОЧНЫЙ РАСЧЁТ)

В современных трубчатых печах основную роль играет передача тепла лучеиспусканием. Поэтому главной частью печи является камера радиации, одновременно исполняющая роль топочной камеры. Передача тепла в радиантных камерах трубчатых печей представляет собой сложный процесс, складывающийся из теплоотдачи радиацией и свободной конвекцией. Все методы расчёта камеры радиации можно разбить на две группы: эмпирические и аналитические.
Эмпирические методы расчёта камеры конвекции (топки), дающие в основном лишь приближённое решение, не удовлетворяют потребности проектировщиков.
В основу существующих аналитических методов теплового расчёта экранированных топок паровых котлов, трубчатых печей, перегревателей и т.п. положены закон Стефана-Больцмана, уравнение теплового баланса топки и эмпирическая зависимость температуры излучающей среды от температуры газов, покидающих топку.
Расчётное уравнение теплопередачи в топке имеет вид

(8.1)

где Tmax – максимальная температура горения, К; Тр – температура дымовых газов на выходе из топки, К; CS – коэффициент лучеиспускания абсолютно чёрного тела (CS = 0,00577 кВт/(К4м2); HS – величина эквивалентной абсолютно чёрной поверхности, м2;  - средняя температура наружной поверхности радиантных труб, К; кр – коэффициент теплоотдачи конвекцией от газов к радиантным трубам, кВт/(м2К); Нкр – величина радиантной поверхности, участвующая в конвекционном теплообмене. Численное значение её можно принять равной поверхности радиантных труб.
Н.И. Белоконем показано, что уравнение этого вида может быть представлено в явном виде относительно ТР как

(8.2)

где  =ТР/(Тmax - ) есть характеристика излучения;

- аргумент излучения.

Расчётное уравнение, связывающее характеристику излучения с аргументом излучения, будет иметь следующий вид:

(8.3)

Рассмотрим порядок расчёта величин, входящих в Х и .
8.1 Максимальная температура горения определится с учётом по-терь в топке при условии, что всё тепло, выделяемое от сжигания топлива, идёт только на повышение температуры дымовых газов, при этом средняя теплоёмкость газов определяется в пределах температур t0 и tp;

(8.4)

Приведённая температура исходной системы, если пренебречь теплосодержанием топлива и в случае работы без циркуляции газов,

(8.5)

где tв – температура поступающего воздуха, С; СФ, Св – средние массо-вые теплоёмкости водяного пара и воздуха, кДж/(кгград). В печах, работающих без подогрева воздуха, можно принять t0 = tв.
8.2 Температурная поправка теплопередачи в топке характеризует влияние теплоотдачи конвекцией и обратного излучения поверхностей радиантных труб и определится как

(8.6)

Средняя температура стенки трубы , К, определится как

(8.7)

где tpk – температура продукта на входе в радиантные трубы, С (см. п. 6.2);  – толщина стенки трубы, м;  – коэффициент теплопроводности сталей, кВт/(м2С) (берется по таблице 8.1); 2p – коэффициент теплоот-дачи от стенки к продукту, кВт/(м2С). Численное значение его можно рассчитать по [9, с. 557].

Cтали а b
Углеродистые -0,00004536 0,05599
Легированные -0,00003181 0,04767
Высоколегированные аустенитные 0,00001417 0,01469
Таблица 8.1 – Коэффициенты для расчета коэффициента теплопроводности для различных сталей при разных температурах (t) по уравнению = аt+b, кВт/(мС)

По практическим данным, в печах прямой перегонки средняя тем-пература поверхности радиантных труб будет выше средней температуры нефтепродукта на 30-60 С [4, с. 137].
8.3 Коэффициент теплоотдачи конвекцией от газов к радиантным трубам для случая теплоотдачи при свободной конвекции можно определить по формуле, кВт/(м2С),

(8.8)

8.4 Величина эквивалентной абсолютно чёрной поверхности для поверхностного горения (излучающие стенки) определится по следующему уравнению [3, с. 89].

(8.9)

где ТV – температура газа в топке, К; ТR – температура излучающей стенки, К.
К излучающим стенам относятся стены с настильным пламенем, стены, собранные из панельных горелок, раскалённые форсуночные ам-бразуры, перевальная стенка, омываемая факелом горения.
В уравнении (8.9)

(8.10)

(8.11)

(8.12)

(8.13)

(8.14)

где V, H, F, R – соответственно степень черноты объёма газа и факела, трубного экрана, неэкранированной поверхности кладки в топке и излу-чающих стен; VH, HR, FR, FH – степень эффективности излучения по-верхностей (угловые коэффициенты взаимного излучения).
Для расчётов можно принять H = F = R = 0,9 [9, с. 594]. Сте-пень черноты объёма газа и факела можно вычислить в зависимости от парциальных давлений трёхатомных газов, геометрических размеров топки, конфигурации и природы факела и условий сажеобразования по следующей формуле [3, с. 93]:

 = 1-exp (-∙s), (8.15)

где  – коэффициент прозрачности газовой среды, определяемый в зависимости от степеней черноты трёхатомных газов [9, с. 597]; s – толщина поглощающего газового слоя в топке, может быть вычислена по следующей формуле [9, с. 600]:

(8.16)

где V – объём, в котором заключён газ, м3; F – поверхность оболочки, ограничивающей объём газа, м2;  – коэффициент поглощения, соответствующий объёмному содержанию частиц сажи и твёрдых взвешенных частиц Ч0, %:

 = 0,25104Ч0 (8.17)

Для печей с беспламенным сжиганием газа коэффициент  = 0, а следовательно, V = 1-. С достаточной точностью значение  можно взять из таблицы 6.2. или определить по уравнению  = 0,145∙Ln(t) - 0,269.

Таблица 6.2 – Изменение  в зависимости от температуры [3, с. 94]
t,C 400 500 600 700 800 900 1000
 0,60 0,63 0,66 0,68 0,70 0,72 0,73

8.5 Температуру газа в топке для практических расчётов можно определить как

(8.18)

где Сpm – средняя теплоёмкость газов в пределах температур от ТР и ТV. (Практически можно принять при ТР); QPK – количество тепла, переданное конвекцией от газов к трубному экрану, кВт. QPK = KPHP∙(TP - ); QПОТ – потери тепла через стенки топки, кВт.
8.6 Температура излучающей стенки TR определится из опытных данных при 800 К, TR = 1,2ТР и при >1000 К, TR = 1,1ТР [3, с. 93].
8.7 Угловой коэффициент или степень эффективности излучения поверхности  показывает, во сколько раз расчётная поверхность взаимного излучения двух тел больше или меньше одной из взаимно излучающих поверхностей, участвующих в теплообмене. Например, HF=ПHF/H показывает, во сколько раз расчётная поверхность ПHF больше поверхности труб (Н).
Для двух параллельно расположенных поверхностей R и F одинаковой длины с расстоянием между ними, достаточно малым относительно длины, величина расчётной поверхности, по правилу натянутой нити, определится как длина тела L, умноженная на полусумму внутренних, минус полусумму внешних нитей, натянутых по контуру на оба этих тела [3, с. 97].
На основании этого правила расчётная поверхность двух взаимно излучающих поверхностей F и R (рисунок 8.1) определится как


Рисунок 8.1 – Две параллельные взаимно излучающиеся поверхности (к правилу натянутой нити)

ПFR = 0,5L ((A1C1D2B2 + B1D1C2A2) – (A1A2 + B1B2)).

Угловой коэффициент относительно поверхности определится как



Изложенный метод определения углового коэффициента относится к двум сплошным поверхностям.
Если одна из поверхностей экранирована и шаг между трубами больше их диаметра, то необходимо определить угловой коэффициент для каждой трубы в отдельности. Величина углового коэффициента относительно всей экранированной поверхности определится как средняя арифметическая.
Рассмотрим метод определения углового коэффициента взаимного излучения трубного экрана и излучающей стенки HR. Для этого вычерчиваем в масштабе эскиз печи и определяем угловые коэффициенты для отдельных труб.
По правилу натянутой нити определяем расчётную поверхность взаимного излучения одной трубы и излучающей стенки.



Так как и длины дуг

то поскольку +=2 (рисунок 8.2.), а


где a – высота излучающей стенки; bi, ci – расстояние от крайних точек излучающей стенки A1B1 до центра трубы (см. рисунок 8.2). Расстояния a, b, c определяют по эскизу печи; l – длина трубы; d – наружный диаметр трубы.


Рисунок 8.2 – К определению расчетной поверхности взаимного излучения излучающей стенки и трубы

Тогда величина расчётной поверхности определится как



Поверхность одной трубы Н/=∙l∙d, расчётное уравнение для определения углового коэффициента для одной трубы будет иметь вид

(8.19)

Угловой коэффициент взаимного излучения

(8.20)

где m – число труб, взятых для определения углового коэффициента.
Величина углового коэффициента взаимного излучения газового объёма и трубного экрана VH определяется по графикам Хоттеля [3] или по уравнениям в зависимости от отношения шага к диаметру трубы (s1/d) и принятого размещения труб:
для однорядного экрана

VH=0,013+0,3659 (s1/d)-0,046 (s1/d)2; (8.21)

для двухрядного экрана, первый ряд

VH =0,196+0,1458 (s1/d)-0,012 (s1/d)2; (8.22)

для двухрядного экрана, второй ряд

VH= -0,232+0,251 (s1/d)-0,019 (s1/d)2. (8.23)

Величина степени эффективности излучения от газового объёма или факела к поверхности стен топки VF = 1 [3, с. 99].
Величину углового коэффициента взаимного излучения экрана и кладки можно определить по правилу натянутой нити либо приближённо [4, с. 124].
(8.24)

где F – суммарная поверхность кладки, м; F – неэкранированная по-верхность кладки, м.
8.8. Величина эквивалентной абсолютно чёрной поверхности для объёмного сжигания определится из уравнения (8.9) при А2=0 и величина 1, определяемая по уравнению (8.14), будет иметь следующий вид:

(8.25)

При определении величины V можно пользоваться приближённым уравнением [4, с. 125]
(8.26)
здесь  – коэффициент избытка воздуха.


9. РАСЧЁТ КОНВЕКЦИОННОЙ КАМЕРЫ

Процесс теплопередачи в камере конвекции определяется отдачей тепла от газового потока к конвекционным трубам конвекцией и радиацией. Основное значение в конвекционной камере имеет конвективный теплообмен. Однако температура газов в ней достаточно высока и значительное количество тепла передаётся излучением [1, 5].
Расчёт конвекционной камеры производится в следующей последовательности:
1) определяется количество тепла, которое необходимо передать в ка-мере конвекции;
2) рассчитывается предварительное значение поверхности конвекционных труб;
3) конструируется камера конвекции;
4) проводится поверочный расчёт.
9.1. Количество тепла, переданное в камере конвекции, кВт:

(9.1)

9.2. Предварительное значение поверхности конвекционных труб (для случая проектирования печи) определяем по следующему уравнению:
(9.2)
где FK – поверхность конвекционных труб, м2; QHK – теплонапряжённость конвекционных труб, кВт/м2.
Ориентировочно можно принять QHK = 9 -18 кВт/м2.
Потребное количество труб в камере конвекции определяется по уравнению
(9.3)
где d – наружный диаметр труб, м; L – длина одной трубы, участвующей в теплообмене, м.
Выбирается расстояние между осями труб S1, равное 1,5; 1,7; 2,0∙d (в зависимости от размеров применяемых двойников).
При шахматном расположении труб расстояние между осями рядов для S1 = Sd определяется как

(9.4)

где Sd – расстояние между осями труб по диагонали.
9.9.3. При конструировании камеры конвекции различают два случая.
В первом случае размеры камеры конвекции неизвестны, то принимаем число труб в ряду, определяем количество рядов и находим высоту и ширину камеры. Длина камеры конвекции в большинстве случаев равна длине радиантной камеры.
Во втором случае размеры камеры конвекции известны (например, печь выбрана по каталогу), необходимо выбрать диаметр труб и расстояние между ними такими, чтобы обеспечить потребную поверхность.
При выборе числа труб в ряду, диаметра труб и расстояния между ними необходимо ориентироваться на то, чтобы скорость дымовых газов в самом узком сечении межтрубного пространства равнялась 10-12 м/с [3, с. 166]. Низкие значения скорости приводят к снижению коэффициента теплоотдачи, высокие – увеличивают потери напора в газовом тракте. Уменьшение диаметра труб также увеличивает потери напора в трубном змеевике.
После определения основных размеров камеры конвекции и предварительного значения числа труб проводим её поверочный расчёт.
9.9.4. Поверочный расчёт камеры конвекции заключается в определении потребной поверхности конвекционных труб по уравнению

(9.5)

где К – коэффициент теплопередачи, кВт/(м2град); tСР – средний температурный напор, определяется как средне логарифмическая величина температурных напоров на концах теплообменного аппарата для случая прямотока и противотока. Для других схем теплообмена tСР необходимо рассчитать с учётом коэффициента противоточности [3, с. 100].
Коэффициент теплопередачи с учётом, что коэффициент теплоот-дачи от стенки трубы к продукту в конвекционных трубах нефтезаводских печей обычно во много раз больше коэффициента теплоотдачи от газов к стенке, и пренебрегая сопротивлением стенки трубы, можно определить как

(9.6)

Коэффициент теплоотдачи от газов к стенке в камере конвекции определится по формуле

(9.7)

где 1,1 – величина, учитывающая радиацию кладки, её необходимо учитывать для печей, в которых камера радиации отделена от конвекции перевальной стеной; П – коэффициент теплоотдачи радиацией, кВт/(м2град).

(9.8)

где Tm и m – средние температуры соответственно газа и наружной стенки, К; V – степень черноты газовой среды, при отсутствии в дымовых газах твёрдых частиц

(9.9)
при этом
(9.10)

где РСО2 и РН2О – парциальные давления СО2 и Н2О, Па; S – эффективная толщина газового слоя между трубами, м.
S=1,89∙(S1+S2)–4,1d, при этом S1 и S2 – шаг труб по ширине и глубине пучка, м.
Величину П можно определить как сумму коэффициентов тепло-отдачи излучением трёхатомных газов по номограмме [9, с. 478].
Коэффициент теплоотдачи вынужденной конвекции определяется по формуле
(9.11)
где u – массовая скорость, рассчитывается на наименьшую площадь сво-бодного сечения, кг/(м2С); СР – истинная массовая теплоёмкость дымо-вых газов, кДж/(кгград); А/ – параметр теплоотдачи при вынужденной конвекции.
(9.12)

где С, n, m – коэффициенты, определяемые из табл. 9.1; Re – параметр Рейнольдса
(9.13)

где d – определяющий размер (диаметр), м;  – динамическая вязкость дымовых газов, кг/(мс); Pr – параметр Прандтля.

Вид поверхности нагрева и характер омывания n m c
Продольное омывание:
1) гладкотрубных пучков
d=dЭ; Re2320;
L-длина камеры; dн- наружный диаметр;
Z – число труб; bK – ширина камеры. 0,2 0,6 28,234∙(L/dн)-0,093
2)пластинчатых воздухоподогревателей Re0,7 0,4 1,0

Пучки труб с круглыми рёбрами при
h/s = 0,5-2,5; d/s = 3,0-4,8; s = 0,01-0,03 м,
где d – наружный диаметр трубы; s – шаг рёбер;
h – высота рёбер:
Значение соответству-ет величине теплоот-дачи, отнесённой к полной наружной по-верхности оребрённых труб.
1) коридорное расположение 0,28 1,0 СГ = 125,9
2) шахматное расположение 0,35 1,0 СГ = 270
Таблица 9.1 – Значения n, m, c в уравнении (9.12)

(9.14)
где  – коэффициент теплопроводности дымовых газов, кВт/(мград).
Значения коэффициентов для определения СР,  и  для основных компонентов дымовых газов в зависимости от температуры приведены в таблицах 9.2-9.9.4.

Таблица 9.2- К определению значения коэффициента теплопроводности  по уравнению =a+b∙t+c∙t2, 10-6 кВт/(м∙град)
Компоненты a b c
CO2 14,94 0,0662 -0,0000154
SO2 7,65 0,0424 0,0000074
H2O 16,28 0,0821 0,0000486
N2 23,83 0,0798 -0,0000316
О2 24,81 0,0838 -0,0000223

Таблица 9.3- К определению значения коэффициента динамической вязкости  по уравнению =a+b∙t+c∙t2, 10-6 кг/(м∙с)
Компоненты a b c
CO2 14,199 0,045 -0,00001177
SO2 12,399 0,038 -0,00000011
H2O 8,07 0,04 0,00000149
N2 16,602 0,039 -0,00001192
О2 18,914 0,044 -0,00001215

Таблица 9.4- К определению значения истинной теплоемкости Ср по уравнению Ср =a+b∙t+c∙t2, кДж/(кг∙град)
Компоненты a b c
CO2 0,848 0,00075990 -0,00000038
SO2 0,6151 0,00055310 -0,00000033
H2O 1,8897 0,00053240 0,00000017
N2 1,0159 0,00013060 0,00000009
О2 0,8894 0,00040150 -0,00000018

Значения Re и Pr по уравнениям (9.13) и (9.14) вычисляются при средней логарифмической температуре дымовых газов в камере конвек-ции. Скорость газов рассчитывается для самого узкого сечения межтрубного пространства.
Коэффициент динамической вязкости рассчитывается по уравне-нию
(9.15)

где Mr,  – молекулярная масса и динамическая вязкость дымовых газов; Mi, i – молекулярная масса и динамическая вязкость i-го компонента в дымовых газах; xi – мольная доля i-го компонента в дымовых газах; n – число компонентов.
Коэффициент теплопроводности определяется по уравнению

(9.16)

где i – коэффициент теплопроводности i-го компонента в смеси.
Истинная теплоёмкость дымовых газов дымовых газов

(9.17)

где Срi, xi/ – истинная теплоёмкость и массовая доля i-го компонента в смеси газов.


10. РАСЧЁТ ПОТЕРЬ НАПОРА В ЗМЕЕВИКЕ ПЕЧИ

Потеря напора в змеевике печи связана непосредственно со скоростью движения продукта в трубах печи. Как указывалось выше, скорость движения в трубах печи имеет большое значение, поскольку с увеличением её возрастает коэффициент теплообмена к продукту, уменьшается время пребывания последнего в трубах и, следовательно, уменьшается опасность коксообразования и разложения. В связи с этим гидравлический расчёт змеевика является важным звеном в расчёте трубчатой печи и, в конечном счёте, определяет выбор диаметра труб и числа потоков.
При расчёте потери напора в змеевике трубчатой печи могут встретиться случаи, когда продукт подвергается:
1) только нагреву и на всём протяжении змеевика остаётся в одной фазе; 2) нагреву и частичному или полному испарению; 3) нагреву, испарению и химическому превращению.
10.1. Если продукт на всём протяжении змеевика в процессе нагрева находится в одной фазе, потери напора рассчитываются по формуле Дарси-Вейсбаха:

(10.1)

где Р – потеря напора на рассчитываемом участке, Па;  – коэффициент гидравлического сопротивления, определяется по табл. 10.1. в зависимости от среднего диаметра труб; LЭКВ – эквивалентная длина одного потока, м; dвн – внутренний диаметр труб, м; Uс – массовая скорость продукта в трубах, кг/(м2с);  – плотность продукта при средней температуре на участке, кг/м9.3.

Таблица 10.1 – Значение коэффициента гидравлического сопротивления
d, мм 63 76 89 101 127 152
 0,035 0,043 0,033 0,032 0,031 0,030

Эквивалентная длина змеевика вычисляется как сумма длин труб и эквивалентной длины двойников:

LЭКВ=nLmp + (n-1)∙ ∙dвн (10.2)

где n – число труб в одном потоке; Lmp – полная длина трубы, м;  – коэффициент, определяемый по таблице 10.2

Таблица 10.2 – Значение коэффициента  уравнения (10.2)
Конструкция двойника 
Двойник с резким поворотом и значительным внутренним сужением потока 100
Двойник с резким поворотом потока 50-60
Двойник с плавным поворотом потока 30
Калач с радиусом R более 4dвн 15

10.2. Гидравлический расчёт змеевика нагревательных печей, в которых происходит испарение продукта, рекомендуется производить по методу Б.Д. Бакланова [3, с. 131].
Змеевик условно разбивается на два участка – зону нагрева и зону испарения. Расчёт потери напора производится на каждом участке в отдельности. Задача сводится к определению давления в начале участка испарения.
Давление в начале рассчитываемого участка в общем случае определится по уравнению Б.Д. Бакланова

(10.3)

где Рк, Рн – давление в конце и начале рассчитываемого участка, Па; Lu – расчётная длина участка испарения, м; А, В – коэффициенты, равные соответственно:

(10.4)

(10.5)

где  – коэффициент гидравлического сопротивления, равный для атмо-сферных печей 0,020-0,024, для вакуумных печей 0,018-0,020; GC – се-кундный расход жидкости для одного потока, кг/с; e0, eK – массовая доля отгона в начале и в конце рассчитываемого участка; ж – плотность жидкости при средней температуре участка, кг/м3; п – плотность паров при давлении 0,10 МПа, кг/м9.3.

(10.6)

где Т0 и ТК – температура кипения испаряющихся фракций в начале и конце участка, К; М0, МК – соответственно их молекулярные массы.
По данным Я.Г. Соркина, можно приближённо принять для нефти и полумазута 1/п = 3500, для мазута 1/п = 2000.
Расчётная длина участка испарения определяется в предположении, что распределение теплонапряжённости по длине рассчитываемого участка равномерное:

(10.7)

где – теплосодержание сырья на выходе, входе рассчитываемого участка и в начале участка испарения; Т2, Т0, ТН – температура сырья на выходе, входе рассчитываемого участка и в начале участка испарения.
В зависимости от того, в какой камере начинается испарение нагреваемого продукта, представляется два случая расчёта гидравлического сопротивления змеевика.
10.2.1 В случае, если испарение начинается в радиантных трубах, необходимо подобрать давление в начале участка испарения.
Порядок расчёта в этом случае следующий:
1. Задаёмся давлением в начале участка испарения.
2. Из условия начала однократного испарения нагреваемого нефтепродукта определяем температуру в начале участка испарения.
3. По уравнению (10.7) определяем длину участка испарения.
4. По уравнению (10.3) проверяем правильность принятого давления (относительное отклонение не более 5%).
5. По уравнению (10.1) рассчитываем потери напора на участках нагрева радиантных и конвекционных труб.
В этом случае в уравнении (10.3) коэффициенты А и В определя-ются при е0 = 0.
10.2.2 В случае, если испарение начинается в конвекционных тру-бах, вначале необходимо подобрать давление на входе в радиантные трубы, определив при этом долю отгона нефтепродукта. Затем подбирается давление в начале участка испарения в конвекционных трубах. При этом рекомендуется следующий порядок расчёта:
1. Задаёмся давлением в начале змеевика камеры радиации.
2. Задаёмся температурой в начале змеевика камеры радиации, рассчитываем долю отгона е0 и теплосодержания паровой и жидкой фаз нефтепродукта.
3. Из теплового баланса потока нефтепродукта в змеевике кон-векционной камеры проверяем правильность принятой температуры.
4. По уравнению (10.3) проверяем правильность принятого давления.
5. Рассчитываем давление в начале участка испарения в конвек-ционных трубах. Порядок расчёта см. п. 10.2.1. При этом доля отгона в конце рассчитываемого участка еК = е0.
10.9.3. Гидравлический расчёт печи при нагреве продукта, сопро-вождающемся химической реакцией, следует вести по участкам, сочетая их с кинетическими расчётами. Порядок расчёта для этого случая и некоторые примеры приведены в литературе [3, с. 133, 151; 1, с. 200].
10.9.4. Потери напора в змеевике трубчатой печи будут составлять

(10.8)

где РН и РИ – потери напора на участке испарения и нагрева, Па; РСТ – статическое давление столба жидкости в печи, Па.

РСТ = 9,81∙h∙ж, (10.9)

где h – высота печи до оси самой верхней трубы, м; ж – плотность сырья при средней температуре в конвекционных трубах, кг/м9.3.
10.5. Мощность на валу электродвигателя, затрачиваемая на про-качку продукта, определяется по формуле, Вт:

(10.10)

где  – к.п.д. насоса, доли единицы;  – плотность продукта, кг/м3; GC – расход нагреваемого продукта, кг/с; Р – потеря напора в змеевике печи, Па.


11. ГАЗОВОЕ СОПРОТИВЛЕНИЕ И ТЯГА В ТРУБЧАТОЙ ПЕЧИ

Общие потери напора по газовому тракту печи, или величина тяги дымовой трубы, рассчитывается по уравнению

(11.1)

где РР – величина разряжения в камере радиации; РК – потери напора в конвекционном пучке труб; РН – потери напора на преодоление местных сопротивлений; РТР – потери напора в дымовой трубе; РТ – величина эффекта самотяги.
Величину разряжения в камере радиации во избежание утечки газа следует поддерживать от 20 до 40 Па.
Величина эффекта самотяги определяется по уравнению

РТ = 9,81∙hr∙(в - г), (11.2)

где hr – высота газового тракта, м; в – плотность воздуха, кг/м3; г – плотность дымовых газов в газовом тракте, кг/м9.3.
При движении дымовых газов сверху вниз самотяга газохода препятствует движению газа и в уравнении (11.1) величину РТ необходимо взять с противоположным знаком.
Потери напора в конвекционном пучке труб рассчитываются по следующему уравнению:

(11.3)

где u – массовая скорость дымовых газов, кг/(м2с); г – плотность дымовых газов при средней температуре газов в конвекционной камере, кг/м3;
 – коэффициент сопротивления.
Коэффициент сопротивления при продольном омывании труб рассчитывается по уравнению

(11.4)

где  – коэффициент трения, рассчитывается по [9, с. 396]; L – длина, м; dЭ = 4f/П, здесь f – площадь поперечного сечения потока, м2; П – смоченный периметр, м.
Коэффициент сопротивления при поперечном омывании труб:
1) при шахматном расположении

при S1S2 =b∙(4+6,6∙m)∙Re-0,28, (11.5)

при S1>S2 =b(5,4+3,4∙m)Re-0,28; (11.6)

2) при коридорном расположении

(11.7)

где S1, S2 – расстояние между осями труб поперёк и вдоль движения потока газа, м; d – наружный диаметр труб, м; m – число рядов в пучке в направлении движения; Re – рассчитывается по уравнению (9.13); b – коэффициент, зависящий от угла атаки (угол между осью трубы и направлением потока газов), определяется по табл. 11.1.

Таблица 11.1 – Значение коэффициента b в уравнениях (11.5-11.7) в зависимости от угла атаки.
Угол атаки, градус 90 80 70 60 50 40 30 10
b 1 1 0,95 0,83 0,69 0,53 0,38 0,15

Потери напора на преодоление местных сопротивлений (повороты, сужения, расширения, шиберы и т.д.) рассчитываются по уравнению

(11.8)

где i – коэффициент местного сопротивления.
Численные значения коэффициентов местных сопротивлений для различных видов сопротивлений приведены в [9, с. 368].
11.1. Потери напора в дымовой трубе непосредственно рассчитать невозможно, поскольку неизвестна высота трубы. Для расчёта высоты дымовой трубы предлагается следующий порядок рас-чёта:
1) из практических данных выбираем скорость движения дымо-вых газов в трубе. При естественной тяге принимается 4-8 м/с, поскольку при меньших скоростях возможно задувание воздуха в трубу, большие скорости приводят к увеличению сопротивления;
2) зная количество дымовых газов и их температуру, можно рассчитать необходимый диаметр дымовой трубы;
3) задавшись температурой газов на выходе из трубы, можно рассчитать высоту трубы по следующему уравнению:
(11.9)
где Р – общие потери напора в газовом тракте за исключением скоростного напора в трубе, Па; в, г – плотность окружающего воздуха при 30 С и дымовых газов при средней температуре в трубе, кг/м3; g – стандартное ускорение силы тяжести, равное 9,81 м/с2;  – коэффициент трения (см. уравнение (11.4)); D – диаметр трубы;
4) далее проводим поверочный расчёт, который сводится к проверке правильности выбора температуры уходящих газов. Для этого определим величину потерь тепла поверхностью дымовой трубы в окружающую среду:

(11.10)

где Тв – температура окружающего воздуха, К; С – постоянная излучения поверхности трубы [9, с. 593], кВт/(м2К4); НТ – поверхность трубы, м2;  - средняя температура стенки, К. Она определяется по формуле

(11.11)

ТСР – средняя температура дымовых газов, К; QПОТ – количество передаваемого тепла, кВт.

QПОТ = B∙G∙Cpm∙(tг – tух). (11.12)

Cpm – средняя молярная теплоёмкость дымовых газов, определяется при средней температуре от tг до tух; tг и tух – температуры газов на входе и выходе из трубы, С; Т – коэффициент теплоотдачи от газов к стенке трубы, Вт/(м2град);  - толщина стенки, м;  - коэффициент теплопроводности материала стенки трубы, кВт/(мград).
Коэффициент теплоотдачи от газов к стенке трубы определится по следующему уравнению [9, с. 557]:

(11.13)

где L – коэффициент, учитывающий влияние отношения длины трубы к её диаметру, определяется по [9, с. 558]; D – диаметр дымовой трубы, м; Re и Pr – параметры Рейнольдса и Прандтля, определяются по уравнениям (9.13) и (9.14);
5) определяем температуру уходящих дымовых газов по уравнению

(11.14)

В случае несовпадения полученной температуры уходящих газов с ранее принятой необходимо произвести перерасчёт, начиная с п. 3;
6) далее по уравнению (11.1) определяем общие потери напора по газовому тракту. Если сопротивление движению дымовых газов превышает 300 Па, то в этом случае необходимо установить дымосос.
Мощность электродвигателя дымососа определится как

(11.15)

где V – производительность по газу, м3/с;  - к.п.д. дымососа.


ЛИТЕРАТУРА

1. Кузнецов А.А., Кагерманов С.М., Судаков Е.Н. Расчеты процессов и аппаратов нефтеперерабатывающей промышленности. –Л.: Химия, 1974, - 343с.
2. Скобло А.И., Трегубова И.А., Молоканов Ю.К. Процессы и аппараты нефтеперерабатывающей и нефтехимической промышленности. –М.: Химия, 1982. -584с.
3. Бахшиян Ц.А. Трубчатые печи с излучающими стенками топки. –М.: ГОСИНТИ, 1963, -192с.
4. Адельсон С.В. Процессы и аппараты нефтепереработки и нефтехимии. –М.: Гостоптехиздат,1969.3. -310с.
5. Эмирджанов Р.Т. Основы технологических расчетов в нефте-переработке. –М. – Л. : Химия, 1965. -544с.
6. Ентус П.Р. Трубчатые печи. –М.: Химия, 1977. -222с.
7. Рабинович Г.Г. и др. Справочник. Расчеты основных процессов и аппаратов нефтепереработки. -М.: Химия, 1982. -584с.
8. Трубчатые печи. Каталог. –М.: ЦИНТИхимнефтемаш, 1985. -34с.
9. Справочник химика. –М. – Л. : Химия, т. V, 1968. -974с.
10. Трубы металлические и соединительные части к ним. Ч. 1,-М.:Изд-во стандартов,1961. -375с.
11.

СОДЕРЖАНИЕ

Введение
1. Технологический расчет
2. Полезная тепловая нагрузка
3. Расчет процесса горения
4. Коэффициент полезного действия печи, расход топлива
5. Скорость продукта на входе в печь
6. Определение поверхности нагрева радиантных труб
7. Выбор типа конструкции печи
8. Расчет теплообмена в топке (поверочный расчет)
9. Расчет конвекционной камеры
10. Расчет потерь напора в змеевике печи
11. Газовое сопротивление и тяга в трубчатой печи
12. Пример расчета трубчатой печи
Литература
Приложения



Рисунок 7.3 Схема трубчатой печи типа ВС
1 - змеевик; 2 - взрывное окно; 3 - футеровка; 4 - каркас;
5 - горелка; 6 - гляделка; 7 - дымовая труба.




Рисунок 1 - Трубчатая печь типа а- ГС и б- ГС2
1 - змеевик; 2 - каркас; 3 - футеровка; 4 - лестничная площадка; 5 - возду-хоподогреватель; . 6 - дымовая труба; 7 – горелка. Рисунок 7.2 - Трубчатая печь типа ГН
1 - змеевик; 2 - каркас; 3 - футеровка; 4 - настильная стенка; 5 - го-релка; 6 - площадка лестничная; 7-дымовая труба.





Рисунок 7.4 - Трубчатая печь типа ЦС
1 – дымовая труба; 2 – камера конвекции; 3 - вы-хлопное окно; 4 – каркас; 5 – футеровка; 6 - ра-диантный змеевик; 7 – конвективный змеевик.