Файл: Эстрин, Б. М. Производство и применение контролируемых атмосфер (при термической обработке стали).pdf
ВУЗ: Не указан
Категория: Не указан
Дисциплина: Не указана
Добавлен: 15.10.2024
Просмотров: 150
Скачиваний: 0
|
Длина зоны горения /: ,.г = 0,2+0,8= 1 м. |
горения. Задаемся дву |
|||||
|
.Определим |
действительную |
температуру |
||||
мя |
значениями |
температуры: / Д | = 1100°С |
и |
/ Я 2 = 1 1 5 0 ° С . |
|||
|
Ведем параллельный расчет для обеих |
температур: |
|||||
/ д 1 |
= |
1100° С; / Д 2 = |
1150° С; |
|
|
|
|
SVc = |
2,71 ккал/°С; |
SKc = 2,73 ккал/"С; |
|
|
|||
/ = |
2,71 • 1100 = |
2980 ккал/м3 ; |
/ = 2,73 • 1150 = 3140 ккал/м3 ; |
||||
Д / = |
3550 — 2980 = 570 ккал/м3 ; |
Д/ = 3550 — 3140 = 410 ккал/м3 ; |
|||||
AQJ = |
570-32,5 = 18500 ккал/ч; |
AQ'2 = 410-32,5 = 13300 ккал/ч. |
|||||
=2.П/А. ( / С 1 - / с а )
2.31gd,/rf3 '
tcu |
|
= / д 2 — 40 = |
1110° С, |
/ С 2 |
о = 4 5 ° С ; |
|
Я2 |
= 0,434 + 0,4810~:н ккал/(м-ч-°С); |
|
||||
/ С 1 |
|
= / д , — 40 = |
1060°С; |
/ с 2 1 |
= 45°С; |
'с.1 + ' с 2 |
з |
|
|||||
3 |
= |
( d c P / i + d i |
lt)/(h + lt); |
|
|
|
d |
|
|
|
|
|
|
dQp = (d0 + d,)/2 = (100 + 400)/2 = 250 мм; d3 = (0,25-0,2 + 0,4-0,8)/l =0,37 м.
Тогда Я, = 0,698 ккал/(м-ч-°С); А2 =0,722 ккал/(м-ч-°С);
AQ, = |
2.-П-0,698 (1060 — 45) |
8400 ккал/ч; |
|||
2,3 |
- |
|
= |
||
1 |
lg0,63/0,37 |
|
|
||
AQ., = |
2л-0,722 |
(1110 — 45) |
9150 ккал/ч |
||
2,3 |
- |
—. |
= |
||
2 |
lg0,63/0,37 |
|
' |
||
(с/3 = 0,63 м, так как толщина стенки принимается равной 115 мм) Строим зависимости (см. рис. 62, в)
AQo.c = /('.') и AQ* = /(/ci), откуда находим: ta « 1180° С;
( £ К с ) / д = 2,74-1180 = 3240 ккал/м3 .
Учитывая, что температура продуктов сгорания на выходе из каме ры Гпих = 900° С, получаем
( 2 |
У с ) в ы х |
= 2,63; / в |
ы х = |
900-2,63 = 2380 ккал/м3 ; |
|
Д / |
3 . 0 |
= 3240 — 2380 = 860 ккал/м3 ; |
|||
Д<?з.0 |
= |
860-32,5 = |
28000 |
ккал/ч. |
|
Разбиваем зону охлаждения на четыре участка, на каждом из которых теряется в окружающую среду AQ, = 7000 ккал/ч.
По вычисленной температуре продуктов сгорания на границах участков определяем средние температуры / С | и коэффициенты теп лопроводности К по длине зоны охлаждения (рис. 62, г).
1 7 5
Для каждого участка составляют по два уравнения с двумя не известными следующего общего вида:
A Q C =
О Ч ,„А /А |
; Л < 3 ; = a F A L |
|
2,3 |
Jga2 /"i |
|
|
||
Принимаем, что |
|
|
|
|||
tcl = (ti + ti+l)/2 — 40°C. |
|
|
||||
Значение Я,- берем по температуре ^ С р = ('ci+fc2)/2 |
(to2 в этом |
|||||
случае принимается равной 50° С). |
|
|||||
Упрощая общин вид приведенных выше уравнений, получим |
||||||
AQi = |
6,2&; lj |
( t c |
l - i c i ) |
|
|
|
|
0,453 |
= 7000 ккал/ч, |
|
|||
|
|
|
|
|
||
a U %i (<ci — <с2) = |
505 ккал/(ч-°С). |
|
||||
Беря значения |
X, Рг и v по средней температуре воды, прини |
|||||
маемой равной 25° С, получаем |
|
|||||
а = 0,335 Я /V'/З ( - ^ - у / 2 = |
0,335-0,523-6,2] /з ( ^ j ' ' |
= |
||||
/ |
1 \ 1 |
/ 2 |
|
|
|
|
= 3 3 7 ( т ) |
• |
|
|
|
|
|
Принимая, |
по практическим |
данным ш 0 = 1 м/с, получаем |
||||
F = jtd2 h = |
1,98/;. |
|
|
|
||
Тогда |
|
|
|
|
|
|
7000 = |
337 I — |
j |
1,98/; (rC 2 |
— 25) |
|
|
или |
|
|
|
|
|
|
|
, 1 V/2 |
|
|
|
|
|
10,5== |
(t) |
" / ' ( / « - 2 5 )' |
|
|
||
где Z. — координата середины участка.
Длину участков зоны охлаждения определяем следующим об разом.
I участок. |
|
|
dAi (to. — tC2) |
= 505 ккал/ч; |
|
1 0 , 5 = u ) |
/ i ( ' « - 2 5 ) ; |
|
0,725/x (1105 — tC2) |
= 505 ккал/ч; |
|
L = IJ2; 10,5 = (2 ij)1'2 (tc2 — 25). |
||
Принимаем tc2=35° |
С и ^ 2 = 4 0 ° С. При / С 2 = 3 5 ° С : из первого урав |
|
нения ii =0,65 м; из второго /i = 0,55 м.
При < с 2 = 4 0 ° С : из первого уравнения /i ==0J658 м; из второго /j = = 0,49 м.
Принимаем /i = 0,655; / С 2 = 3 8 ° С
|
II |
участок. |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
/ |
1 |
У 2 |
0,703/2 |
(1035 — гс г ) = 505 ккал/ч; |
10,5= |
|
/ 2 ( г С 2 —25). |
|||||||
|
|
|
|
|
|
|
|
|
\ ' i |
"Т 'г/2 / |
|
Из |
первого уравнения |
/2 = 0,721; |
из второго |
/2 = 0,702 м (при 102= |
|||||||
= |
40° С). |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
Из |
первого уравнения /2 =0,723 м; из второго /2 =1,17 м (при (С2 — |
||||||||||
= |
35° С). |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
Принимаем /2 = |
0,72; г С 2 = 4 1 ° С . |
|
|
|
|
||||||
|
III |
участок |
(при ? с 2 = 4 0 с |
С ) |
|
|
|
|
|||
0,686/3 |
(965 — гС 2 ) = 505 ккал/ч; |
|
|
|
|
||||||
10,5= |
/ |
1 |
|
W 2 |
l3(tc> |
— 25). |
|
||||
|
|
\ 0,655 +0,72 + |
/3 /2 |
/ |
|
с " |
|
|
|
||
Из |
первого уравнения |
/3 = |
0,795 |
м, из второго |
/3 =0,81 м. |
||||||
Принимаем /3 = 0,8 м, |
/ С 2 = 4 0 ° С . |
|
|
|
|
||||||
|
IV |
участок. |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
0,67/4 (895 — (С 2 ) = 505 ккал/ч; |
|
|
|
|
|||||||
10,5= |
|
|
1 |
|
|
|
1/2 |
|
|
||
0,655 + 0,72 + |
0,8 + U/2 J |
U ( / « - 2 5 ) . |
|||||||||
|
|
|
|
|
|||||||
При / с 2 = 4 0 ° С |
из первого уравнения |
/4 = 0,88 |
м; из второго уравне |
||||||||
ния / 4 = 1,162 м. |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
||
При ^с2=45°С |
из первого уравнения ^=0,885 м; из второго уравне |
||||||||||
ния U = 0,785 м. |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
||
Принимаем /4 =0,885 м, с Р 2 = 4 4 с С. |
|
|
|
||||||||
|
Зиая длины отдельных участков зоны охлаждения и протяжен |
||||||||||
ность зоны горения, получаем общую |
длину |
камеры сгорания Luc' |
|||||||||
LK.c |
= l3.r + k + k+ls |
+ U=i |
+0,66 + 0,72 + 0,8 + 0,85 « 4 м. |
||||||||
|
Распределение температур продуктов сгорания по длине зоны |
||||||||||
охлаждения показано |
на рис. 62, д. Целесообразно, чтобы горение |
||||||||||
в камерах небольшой производительности, предназначенных для сжи
гания природного газа при коэффициенте |
расхода воздуха |
а = |
= 0,5-=-0,7, было туннельным. Это позволяет |
существенно уменьшить |
|
общую длину камеры за счет сокращения длины зоны горения. |
|
|
Определение длины и диаметра туннеля рекомендуется в дан |
||
ном случае проводить по методике, предложенной Спейшером |
[45]. |
|
Описанный выше расчет камеры сгорания выполнен, исходя из максимальной ее производительности. Когда же потребление защитного газа понижается, производи тельность установки и, следовательно, камеры сгорания должны соответственно снизиться и температура при этом в зоне горения будет падать.
Минимальная производительность камеры сжигания определяется, как было указано выше, минимально до пустимыми скоростями истечения смеси..
12-39 J |
177 |
Вторым фактором, определяющим минимальную про изводительность камеры сгорания является температу ра продуктов сгорания на выходе из зоны горения, ко торая не должна быть ниже 850° С. Диаметр устья горел ки dy определяют, исходя из нижнего предела скоростей истечения при минимальной производительности камеры.
Г л а в а IX
НЕКОТОРЫЕ ВОПРОСЫ КОРРОЗИИ ЭЛЕМЕНТОВ ОБОРУДОВАНИЯ В УСТАНОВКАХ ПО ПРОИЗВОДСТВУ КОНТРОЛИРУЕМЫХ АТМОСФЕР
КОРРОЗИЯ СТАЛИ В ВОДНЫХ РАСТВОРАХ МОИОЭТАНОЛАМПНА
Водные растворы этаиоламшюв, применяемые иногда как эф фективные ингибиторы, сами по себе нейтральны по отношению к стали и чугуну.
Однако, если в очищенном газе есть даже следы HCN или кис лорода, коррозия может достичь таких размеров, что произойдет быстрое разрушение стального оборудования. Известны случаи, ког да стальные змеевики кипятильника раствора были разрушены в те чение недели. Сильная коррозия при этом наблюдалась и па трубо проводах, по которым течет горячий раствор МЭА. Интересно отметить, что при совместном присутствии в очищаемом газе серни стого и углекислого газов коррозия практически не наблюдается. Видимо, это следует объяснить защитным действием пленки, по крывающей поверхность трубы плотным слоем. Химическим анали зом в пленке обнаружен FeS. Кроме того, при наличии в растворе сульфатов проникающий извне кислород связывается ими в тио сульфата. В совокупности эти два фактора снижают коррозионное воздействие кислорода на сталь. Когда сернистый газ в очищаемом газе отсутствует (при сжигании природного газа), то кислород, по падающий в систему, оказывает разрушающее действие па сталь, поскольку она не предохранена защитной пленкой.
Попытки создать защитную пленку на поверхности труб пред варительным кипячением их в жесткой воде с прибавлением бихро-
мата калия заметного эффекта ие дали (вместо одной |
недели зме |
|
евик простоял |
две). Неэффективным оказалось также |
прибавление |
в раствор 1—2 |
г/л двухромовокислого калия. |
|
На основании практического опыта выяснено, что |
для борьбы |
|
с |
коррозией |
стальных труб в водных растворах МЭА необходимо |
|||
принимать следующие меры: |
|
|
|
||
|
I) устранять контакт |
раствора МЭА |
с воздухом. Для |
этого |
|
в |
сборниках |
МЭА надо создавать азотные «подушки». Насосы, на |
|||
качивающие |
раствор МЭА, |
не должны |
засасывать воздух |
через |
|
178
сальники (особенно насос, забирающий раствор из абсорбера). Уже одна эта мера позволяет снизить коррозию стали в несколько раз;
2)проводить регенерацию раствора МЭА при минимальной тем пературе. Это существенно снижает коррозию. Оптимальной темпе ратурой регенерации следует считать 105—110° С;
3)добавлять в раствор ингибиторы, ваиадат натрия [0,5% (по массе)]. Предполагается, что ваиадат натрия способствует образо ванию на поверхности стали защитной окпснон пленки, предотвра щающей переход ионов железа в раствор.
Так, па одном из заводов США выдержка образцов из стали
в течение месяца в бедном |
растворе МЭА показала потерю массы, |
||
равную 12,3 г, а в богатом |
растворе МЭА 13 г. При введении в рас |
||
твор |
вападата |
натрия потеря массы за два месяца составила в бо |
|
гатом |
растворе |
МЭА 0,0009 г, а в бедном 0,0016 г. Если коррозия |
|
стали в растворе без ингибитора определялась ~ 100 мм/год, то с ин гибитором она оценивается в 0,02 мм/год;
4) применять коррозиониостонкпе стали.
КОРРОЗИЯ ХРОМОНИКЕЛЕВЫХ СТАЛЕЙ В ГАЗООБРАЗНОМ АММИАКЕ
Жидкий аммиак, поступающий па заводы-потребители в балло нах или цистернах, содержит временами значительное количество влаги (не менее 0,5%). Этим объясняется, что влажность диссоци ированного аммиака зачастую достигает величин, соответствующих температуре точке росы 8—12° С, т. е. в жидком аммиаке пример но 2,5% влаги.
Вот почему в действительности, когда требуется обеспечивать низкую влажность газа, необходимо осуществлять осушку диссоции рованного аммиака твердым адсорбентом.
Влага |
в аммиаке |
делает его весьма агрессивным по отношению |
ко многим |
сталям. |
Коррозионное действие аммиака проявляется |
особенно сильно при входе в слой катализатора.
Так, например, на одном из заводов СССР находился в эксплуа тации реактор, наружная труба которого была изготовлена из стали Х18Н23, а внутренняя — из стали 1Х18Н9Т. Газообразный аммиак поступал сверху в кольцевое пространство, образуемое двумя труба ми н заполненное катализатором. Наружная труба была изготов лена из листа толщиной 8 мм, а труба из стали 1Х18Н9Т была цельнотянутой (толщина стенки 12 мм). Через четыре месяца работы при температурах в верхней части реактора 720—740° С, а в нижней 820—830° С (по замерам наружными термопарами) внутренняя тру ба оказалась сильно разрушенной в месте входа газообразного ам
миака в слой катализатора (почти |
по всему периметру трубы |
обра |
зовалось отверстие высотой 30—50 мм). Ниже указанного |
места |
|
процесс коррозии резко обрывался |
и на трубе совсем близко |
от ли |
нии раздела |
следов разрушения практически не было. Чем ближе ь |
|
выходу газа, тем менее была выражена коррозия трубы. |
||
Между тем на внутренней поверхности наружной трубы (из ста |
||
ли Х18Н23) |
в том же сечении |
наблюдались лишь едва заметные |
следы коррозии глубиной не более 1 мм. |
||
Полный химический анализ образцов, вырезанных близ места |
||
разрушения |
трубы из стали 1Х18Н9Т (образец № 1) и в месте, где |
|
отсутствовала видимая коррозия |
(образец № 2), дан в табл. 18 |
|
12* |
|
179 |