熱虹吸重沸器氣相返回塔體的入口高度對循環(huán)影響實(shí)例分析

第22卷第1期甘肅科學(xué)學(xué)報VoL 22 No. 12010年3月Journal of Gansu SciencesMar.2010熱虹吸重沸器氣相返回塔體的入口高度對循環(huán)影響實(shí)例分析漆愛(ài)平(蘭州石油化工工程公司,甘肅蘭州730060)摘要:為解決熱虹吸重沸器返回塔體入口的高度對循環(huán)的彩響,通過(guò)循環(huán)推動(dòng)力和循環(huán)阻力計算分析,誣明在工程設計中只要熱虹吸重沸器進(jìn)、出口管徑和流速的選擇合理,熱虹吸重沸器返回塔體入口的高度在合理的范圍之內,就不會(huì )彩響熱虹吸重沸器的正常工作關(guān)鍵詞:立式熱虹吸重沸器;循環(huán)推動(dòng)力;循環(huán)阻力中圖分類(lèi)號:TQ016.1文獻標志碼:A文章編號:1004-0366(2010)01-0152-02How to keep the Heal Siphon Reboiler Working ProperlyLanzhou petroleum& Chemical Engineering Company, Lanzhou 730060,chinaAbstract: To solve the problem of the height where the heat siphon reboiler returns back to the inlet ofthe tower, the cyclic driving force and the cyclic resistance were calculeted. Facts show that if we have aproper choice of the diameters of the inlet and outlet of a reboiler and the velocity of the flow, if we havethe inlet's height in a reasonable range, the reboiler will work properlyKey words: vertical heat siphon reboiler; cyclic driving force; cyclic resistance精餾是石油化工行業(yè)中非常重要的單元,起到立式熱虹吸重沸器內的流體流動(dòng)系統是由塔釜物質(zhì)分離的作用,在精餾操作中,重沸器為塔釜提供內液位高度I、塔釜底部至重沸器下部封頭管箱的分離所需的熱量,從而使精餾塔達到正常操作的目管路Ⅱ、重沸器的管程Ⅲ及其上部封頭至人塔口的的-。在實(shí)際運用中,由于現場(chǎng)施工等原因造成管路N所構成的循環(huán)系統重沸器的人口較高,將會(huì )造成循環(huán)困難,針對上述問(wèn)題進(jìn)行了循環(huán)推動(dòng)力的計算分析。1循環(huán)推動(dòng)力和阻力分析立式熱虹吸重沸器是依靠單相液體與汽液混合立式熱虹吸重沸器傳熱管內流體被加熱時(shí),由物間的密度差為推動(dòng)力來(lái)形成釜液流動(dòng)循環(huán)的于塔釜內存在一定的液位高度所以當釜液流入管(見(jiàn)圖1)內b點(diǎn)時(shí),流體的溫度必定低于氣壓力所對應的泡點(diǎn),當流體沿管上流,被加熱至泡點(diǎn)(對應于c點(diǎn))之N前時(shí),管內液體是單相對流傳熱,即管內流體在L段中所獲得的熱量?jì)H作為其升溫顯熱,故L段稱(chēng)為顯熱段,若該段的傳熱系數KL大一些,則L4會(huì )短一些流體流經(jīng)c點(diǎn)之后直至d點(diǎn),即在L段流體將蒸發(fā)H中國煤化工物,故L段稱(chēng)為CNMHG混合流動(dòng)可見(jiàn)每圖1熱虹吸重沸器安裝示意圖根松權和及權二部分組成的收稿日期:20090909第22卷漆愛(ài)平,熱虹吸重沸器氣相返回塔體入口對循環(huán)影響實(shí)例分析153若塔釜內液面高度低于重沸器上部板下緣,則不其中Ld為顯熱段長(cháng)度,d1為傳熱管內徑,x為氣能夠提供足夠大的釜液循環(huán)所需要的推動(dòng)力△戶(hù)4.因化率.液相流動(dòng)阻力△p為△pA的形成首先需要靠密度差(管程c點(diǎn)之后的流△p=λ(Ld/d)(G/2p),體密度顯著(zhù)小于塔釜中液體的密度),其次要靠塔釜內液面高度實(shí)際上,一般要求塔釜內液面高度與重Rel=(d GL/A)沸器上部板處于同一水平高度上這樣確定塔釜內液G為管程出口管液相質(zhì)量流速,單位kg/(m2·s)面高度可使顯熱段較短而傳熱系數KL較高△戶(hù)3=(△ps1+△p1)41.1循環(huán)推動(dòng)力△p(4)管程內因動(dòng)量變化引起的阻力釜液循環(huán)推動(dòng)力△p是由于釜液在管內從c△pe=G2M/p,點(diǎn)開(kāi)始汽化形成兩相混合物,其密度差小于釜液的M為動(dòng)量變化引起的阻力系數密度,由此而產(chǎn)生密度差,形成了循環(huán)推動(dòng)力在重M=[(1-x,)2/R]+{(A/a)[x2/(1-R)]-1.沸器內,與釜液具有密度差的流體柱高度為蒸發(fā)段(5)管程出口管路阻力△p該段為兩相流,L,因此△p=[Lu(p-p)-lp]g,阻力計算方法與傳熱管蒸發(fā)段阻力相同,計算中所式中Δp為循環(huán)推動(dòng)力,L為蒸發(fā)段高度,即相應用管長(cháng)取重沸器管程出口管長(cháng)度與局部阻力當量長(cháng)的塔釜液柱高度,A為釜液密度,Pos為蒸發(fā)段兩相流度之和的平均密度,為管程出口管內的兩相流密度,h為重沸器上部管板至接管人塔口間的高度2結語(yǔ)1.2循環(huán)阻力△pr理論計算和工作實(shí)踐證明:不降低熱虹吸重沸重沸器中液體循環(huán)阻力△p包括管程進(jìn)口管器返回塔體的入口(根據設備的實(shí)際情況最多只能阻力△戶(hù)1、傳熱管顯熱段阻力△2、傳熱管蒸發(fā)段阻降低250mm),其增加的阻力為105mmH2O.只要力Δ3、因動(dòng)量變化引起的阻力Δ戶(hù)和管程出口阻管徑和流速的選擇設計合理,熱虹吸重沸器返回塔力△ps,即△pr=△p1+△P2+△+△p+△p體氣相入口e的高度在合理的范圍之內,循環(huán)推動(dòng)(1)管程進(jìn)口管阻力力△p與循環(huán)阻力△pr之比在1.1~1.5之間,熱△1=λ;(L,/D)(G/2a),虹吸重沸器返回塔體氣相的入口e的高度就不會(huì )影摩擦系數λ;=0.01227+0.7543/Re3,響熱虹吸重沸器的正常運行進(jìn)口管長(cháng)度與局部阻力當量長(cháng)度之和L=(D/0.0254)2/[0.3426(D/0.0254-0.1914)],參考文獻:Re:=(DG/R)[1]李言德,劉飛.基于支持向量機的精餾塔模糊預測控制算法研其中D4為進(jìn)口管內徑,G為釜液在進(jìn)口管內的質(zhì)量究[].廣州化工,2009,21(6):171-172流速,單位為kg/(m2·s)[2]馮水超熱虹吸式重沸器的管道設計與計算[河南化工(2)傳熱管顯熱段阻力2009,21(8);50-51△P2=λ:(Lk/d)(G2/2p)[3]劉成軍熱虹吸式重沸器循環(huán)回路的設計探討[門(mén)化工設計,Re;=(dG/),2008,20(6);24-26.其中Lk為顯熱段長(cháng)度,d,為傳熱管內徑[4]陳英南,劉玉蘭常用化工單元設備的設計[M].上海華東理(3)傳熱管蒸發(fā)段阻力分別計算該段的汽、工大學(xué)出版社,2005.[5]盧煥章著(zhù).石油化工基礎數據手冊[M]北京:化學(xué)工業(yè)出版液兩相流動(dòng)阻力,然后按一定方式相加,以求得汽相流動(dòng)阻力△p[6]國家醫藥管理局上海醫藥設計院編[M門(mén)化工工藝設計手冊·△p=λ(L/d1)(G21/2p),下冊,北京:化學(xué)工業(yè)出版社,19[7]張德姜,王懷義劉紹葉工藝管道安裝設計手冊·設計與計算Re=(d G/u)[M.(修訂本),北京:中國石化出版社,1992中國煤化工作者簡(jiǎn)介CNMHG漆愛(ài)平(1964-)男,甘肅省天水人,1997年畢業(yè)于蘭州石油職工大學(xué)有機工藝專(zhuān)業(yè),蘭州石油化工工程公司工藝工程師,長(cháng)期從事石油化工設計工作