Расчет и подбор выпарной установки

Оглавление 1. Введение. 2. Описание технологической схемы выпарной установки. 3. Теплотехнический расчёт выпарных аппаратов. 1. Расчёт общего количества выпаренной воды. 2. Расчет депрессий. 1. Гидравлические депрессии между корпусами. 2. Температурные депрессии. 3. Суммарная полезная разность температур.

4. Заполнение предварительной таблицы. 5. Уточнение значений W1, W2, W3 . 6. Расчёт предварительных значений тепловых потоков: 7. Расчёт комплексов А1, А2, А3, Во1, Во2, Во1. Расчёт A-комплексов. 2. Расчёт Во. 8. Выбор конструкционного материала для выпарного аппарата. 9. Расчёт поверхности теплообмена. 1. Расчёт комплексов для нахождения поверхности нагрева корпусов.

9.2 Расчёт поверхности теплообмена. 10. Заполнение окончательного варианта таблицы. 11. Уточнение значений W1, W2, W3 . 12. Расчёт окончательных значений тепловых потоков: 13. Оценка погрешности определения. 14. Расход греющего пара в первом корпусе. 15. Выбор стандартного выпарного аппарата. 16. Расчёт тепловой изоляции аппарата. 1. Теплоперенос при конденсации греющего пара.

2. Теплоперенос через стенку греющей камеры и слой изоляционного материала. 3. Теплоперенос от наружной поверхности изоляции в окружающую среду. 4. Расчёт толщины изоляции. 4. Механический расчёт аппаратов выпарных установок. 1. Греющая камера. 1. Расчёт толщины стенки греющей камеры. 2. Расположение труб в греющей камере. 4.1.3.

Крепление кипятильных труб в трубной решетке. 4.Расчёт толщины трубной решетки. 2. Сепаратор. 1. Высота и диаметр сепаратора. 2. Брызгоотделитель. 3.Днища и крышки. 1. Расчёт эллиптической крышки сепаратора. 2. Подбор эллиптического днища сепаратора. 3. Подбор конического днища сепаратора. 4.3.4.

Подбор конической крышки. 4. Основные штуцера выпарного аппарата. 5. Узел подогрева исходного раствора. 1. Тепловая нагрузка аппарата. 2. Движущая сила процесса. 3. Расход греющего пара. 4. Выбор конструкционного материала теплообменника. 5. Ориентировочный выбор теплообменника. 6. Расчёт коэффициента теплопередачи

К. 1.Расчёт коэффициента теплоотдачи от поверхности трубки к раствору. 3. Расчёт коэффициента теплопередачи К. 7. Расчёт поверхности теплообмена. 8. Подбор теплообменника по каталогу. 9. Расчёт толщины тепловой изоляции. 6. Блок создания и поддержания вакуума. 1. Расчёт барометрического конденсатора смешения. 1. Расход охлаждающей воды Gв. 2. Диаметр конденсатора.

3. Высота барометрической трубы. 4. Барометрический ящик. 2. Расчёт производительности вакуум-насоса. 1. Конденсатоотводчик для отвода конденсата из теплообменника, обогревающего исходный раствор до температуры кипения. 2. Конденсатоотводчик для отвода конденсата из первого корпуса выпарной установки. 3. Конденсатоотводчик для отвода конденсата из второго корпуса выпарной установки.

4. Конденсатоотводчик для отвода конденсата из третьего корпуса выпарной установки. 2. Ёмкости. 1. Ёмкость для исходного раствора. 2. Ёмкость для исходного раствора. 8. Список литературы. 1. Введение. Выпаривание - это процесс концентрирования растворов твёрдых веществ при температуре кипения путём частичного удаления растворителя в парообразном состоянии.

Выпариванию подвергают водные растворы твёрдых веществ, и удаляемый растворитель представляет собой водяной пар, так называемый вторичный пар. Концентрирование растворов методом выпаривания – один из наиболее распространённых технологических процессов в химической, пищевой, металлургической и других отраслях промышленности. Число действующих выпарных установок исчисляется многими сотнями. Единой классификации выпарных аппаратов не существует, но целесообразными являются классификации по

поверхности нагрева и свойствам используемых теплоносителей. Наибольшее распространение получили аппараты, обогреваемые конденсирующимся водяным паром, реже – топочными газами и высокотемпературными органическими теплоносителями, очень редко – электрическим током. Наиболее простыми являются выпарные аппараты в виде вертикальных полых цилиндров или чашеобразные. Аппараты бывают: • С внутренними вертикальными нагревательными камерами; •

С наружными циркуляционными трубами; • С подвесной нагревательной камерой; • С соосными и выносными нагревательными камерами; • Плёночные аппараты. Также бывают аппараты с естественной и принудительной циркуляцией. Движущей силой естественной циркуляции является разность гидростатических давлений жидкости в циркуляционной трубе или кольцевом канале и парожидкостной смеси.

В данном курсовом проекте мной рассмотрен выпарной аппарат с выносной греющей камерой и кипением в трубках. Выпариваемым раствором является сульфат аммония. Место постройки проектируемой установки - город Ижевск. Последний корпус этой трёхкорпусной выпарной установки работает под разряжением. Преимуществами такой выпарной установки являются: 1. благодаря вакууму может быть создана большая полезная разность температур, что и даёт возможность осуществить многократное использование тепла и этим снизить

расход пара на выпаривание; 2. низкая температура кипения в последних корпусах служит большей гарантией от пригорания и разложения продукта в случае упаривания растворов органических веществ; 3. большая гибкость выпарной установки в работе и приспособляемость к колебаниям нагрузки, так как конденсатор служит буфером, воспринимающим эти колебания. Недостатки этой установки: 1. несколько более сложное оборудование, так как необходимо иметь барометрический

конденсатор смешения для создания вакуума; 2. несколько большая площадь здания для установки под разряжением; 3. потеря вторичного пара из последнего корпуса, используемого лишь частично в виде тепла охлаждающей воды в смеси с конденсатом при температуре около 500С; 4. пониженная температура вторичного пара последних корпусов, это требует увеличения поверхности нагрева теплообменной аппаратуры, обогреваемой экстра-паром из выпарной установки.

2. Описание технологической схемы выпарной установки. Исходный разбавленный раствор из промежуточной ёмкости Е1 подаётся центробежным насосом в теплообменник Т, где исходный раствор подогревается до температуры кипения экстра-паром, отведённым из первого корпуса. Затем раствор подаётся в первый корпус выпарной установки

АВ1. Тип всех корпусов выпарной установки – выпарной аппарат с выносной греющей камерой и кипением в трубках. Здесь выпариваемый раствор поднимается по трубкам камеры, через подъёмную циркуляционную трубу поступает в сепаратор, откуда отделившийся вторичный пар, пройдя через брызгоуловитель, покидает аппарат. Раствор же опускается по нижней циркуляционной трубе в нижнюю часть нагревательной камеры, вновь поднимается по её трубам и т. д. Исходный раствор вводится в спускную циркуляционную трубу, а упаренный - отводится

из нижней части сепаратора. Первый корпус обогревается водяным паром, поступающим с ТЭЦ. Вторичный пар, образующийся при концентрировании раствора в первом корпусе, направляется в качестве греющего во второй корпус АВ2. Как уже было ранее сказано, часть вторичного пара - экстра-пар – направляется в качестве греющего в теплообменник Т и на бытовые нужды. Во второй корпус АВ2 направляется частично сконцентрированный раствор из первого корпуса.

Аналогично третий корпус АВ3 обогревается вторичным паром второго и в нем производится концентрирование раствора, поступившего из второго корпуса. Самопроизвольный переток раствора и вторичного пара в следующие корпуса возможен благодаря общему перепаду давлений, возникающему в результате создания вакуума конденсацией вторичного пара последнего корпуса в барометрическом конденсаторе смешения КБ, где заданное давление поддерживается подачей охлаждающей воды и отсосом неконденсирующейся паро-

воздушной смеси вакуум-насосом. Смесь охлаждающей воды и конденсата выводится из конденсатора при помощи барометрической трубы с гидрозатвором. Образующийся в третьем корпусе концентрированный раствор центробежным насосом подаётся в промежуточную ёмкость упаренного раствора Е2. Конденсат греющего пара из выпарных аппаратов выводится с помощью конденсатоотводчиков. 3. Теплотехнический расчёт выпарных аппаратов. 3.1.

Расчёт общего количества выпаренной воды. W = S0*(1-a0/a3) = 12000*(1-7/49) = 10285,7кг/ч Предположим, что с учётом отвода экстра-пара в первом корпусе выпаренная вода между корпусами распределилась следующим образом: W2 = W3 = (W-E1)/3 = (10285,7-300)/3 = 3328,5 кг/ч W1 = W2+E1 =3328,5 +300 = 3628,5 кг/ч Найдём концентрации а1 и а2: W1 = S0*(1-a0/a1) a1 = a0/(1-W1/S0)=7/(1-3628,5/12000) = 10,04% масс.

W1+W2 = S0*(1-a0/a2) a2 = a0/(1-(W1+W2)/S0)=7/(1-6957/12000)=16,67 % масс. 3.2. Расчет депрессий. 3.2.1. Гидравлические депрессии между корпусами принимаем равными 1.50С. 3.2.2. Температурные депрессии. Для корпусов 1 и 2 депрессии берутся в предположении, что давления в них мало отличаются от атмосферного:  и  берутся при а1 и а2 как стандартные. а1=10,04%масс.  =100,4-100,0=0,40С

(1, стр. 37) а2=16,67%масс. 2 =1,20С (1, стр. 37) Для третьего корпуса значения t3, 3 и  находятся строго, т. к. здесь точно известны концентрация а3 и давление Р3: по правилу Бабо, если нужно, то с поправкой Стабникова В.Н. Согласно правилу Бабо, отношения давления паров растворителя над раствором

Р к давлению паров над чистым растворителем Рs при температуре кипения раствора не зависит от рабочего давления и температуры его кипения: Р/Рs = (Р/Рs)ст = const Т. о. Температура кипения раствора 49% (NH4)2SO4 при атмосферном давлении t = 1070С. (3, стр. 510) Рsст = 1,294 бар=1,294*105 Па (2, стр. 17) Const = (Р/Рs)ст =9,81*104/1,294*105 = 0,758 Тогда Рs=Р/ const=0,197/0,758=0,260 бар По (2, стр.

23) находим искомую температуру кипения раствора, равную температуре кипения воды: t3 = 64,080С. Найдём & ;#61472;Р3=0,197 бар, то по (2, стр. 23) =58,70С. Тогда 3реал = t3 - =64,08 - 58,7 = 5,38 0С. 3.3. Суммарная полезная разность температур: с Т13& amp;#61540;& #61540;&

#61485;ɧ 40;& amp;#61489;г& ;#61490;г  147,1-58,7-0,4-1,2-5,38-1=80,420С 1472; ; г примерно от 1 до 3 С. Принимаем г = 1С где давление греющего пара 0,4МПа (= 3,94ат), то по (2, стр.43) Т1=147,1 0С. с&am p;#61489;&

#6 1490; ; & ;#61508;= 508; & ;#61489;= 472;  & ;#61472;= 484;340С & ;#61472;24,570С & ;#61472;33,510С.

3.4. Заполнение предварительной таблицы. Значения давлений и энтальпий взяты из (2, стр. 17). Параметр Предварит. Вар. Окончат. Вар. 1к 2к 3к 1к 2к 3к 1 Темп. гр. Пара Т 0С 147,1 118,8 83,6 150,0 127,0 92,0 2 Полезн.разность темп.  0С 22,34 24,57 33,51 18,6 29,0 48,8 3 Темп.кип р-ра T 0С 124,76 89,4 43,4 131,4 98,0 43,4 4

Темп.депрессия  0С 2,9 4,3 4,7 2,9 4,3 4,7 5 Темп.вт. пара  0С 120,3 85,1 38,7 128,5 93,7 38,7 6 Гидр.депрессия  0С 1,5 1,5 1,5 1,5 7 Давл.гр. пара Pгр МПа 0,476 0,192 0,056 0,476 0,247 0,076 8 Давл.вт. пара P МПа 0,199 0,058 0,007 0,262 0,081 0,007 9 Энтальпия гр.п.

H кДж/кг 2748,6 2706,3 2650,6 2708,4 2718,5 2664,4 10 Энтальп.вт.пара I кДж/кг 2708,4 2653,5 2572,2 2721,4 2668,2 2572,2 11 Конц.р-ра A % 14,29 18,18 25,00 13,6 17,1 25,0 3.5. Уточнение значений W1, W2, W3 . Уточнение значений W1, W2, W3 на основе величин, содержащихся в предварительном варианте таблицы, путём совместного решения

системы уравнений: Q1=D1(h1-ck1T1)=S0c0(t1-t0)+W1(i1-cpt1) Q2=(W1-E1)(h2-ck2T2)=S1c1(t2-t1)+W2(i2-c pt2) Q3=W2(h3-ck3T3)=S2c2(t3-t2)+W3(i3-cpt3), которые описывают тепловые балансы корпусов (кроме первого корпуса) и дoполненный уравнением: W= W1+ W2+ W3. Пусть X1 = h1 – ck1T1 = 2117,1 кДж/кг X2 = h2 – ck2T2 = 2208,4 кДж/кг X3 = h3 – ck3T3 = 2300,5 кДж/кг

Y1 = t1 – t0 = 21,7 0С Y2 = t2 – t1 = -33,9 0С Y3 = t3 – t2 = -46,0 0С Z1 = i1 – cpt1 = 2193,3 кДж/кг Z2 = i2 – cpt2 =2279,9 кДж/кг Z3 = i3 – cpt3 = 2390,8 кДж/кг, где Со – теплоёмкость исходного раствора (10% (NH4)2SO4 при температуре кипения t0 = 101,5 0С): Со=3,65 кДж/кгК (4, стр.59). По (3, стр.535) находим: ck1 = 1,005 ккал/кгК = 4,21 кДж/кгК (при 150,0 0С) ck2 = 1,002 ккал/кгК = 4,19

кДж/кгК (при 118,8 0С) ck3 = 1,000 ккал/кгК = 4,19 кДж/кгК (при 83,6 0С) cp =4,18 кДж/кгК Т.о W1 = X2E2/(X2+cpY2) + Soc0Y2/(X2+cpY2)+ +Z2W2/(X2+cpY2) = 1,1031 W2 +2009,7 W2 = Y3S0c0/(X3+cpY3+Z3) + Z3W/(X3+cpY3+Z3)-(cpY3+Z3) * W1/(X3+cpY3+Z3) = -0,4887 W1 +5630,7 Решая систему уравнений, получим: W1 = 5342 кг/ч W2 = 3021 кг/ч W3 = 3638 кг/ч. 3.6.

Расчёт предварительных значений тепловых потоков: Q1 = S0c0(t1-t0)+W1(i1-cpt1) = =20000*3,65*21,7+5342*2193,3=13,3*106 кДж/ч = 3,69*106 Вт Q2=(W1-E1)(h2-ck2T2)=(5342-3000)*2208,4= 5,17*106 кДж/ч= =1,44*106 Вт Q3=W2(h3-ck3T3)=3021*2300,5=6,95*106 кДж/ч =1,93*106 Вт. 3.7. Расчёт комплексов А1, А2, А3, Во1, Во2, Во3. 3.7.1.

A-комплекс, включающий теплофизические величины и зависящие от температур Т. Примем высоту труб Н = 4000мм = 4м. Для вертикальных труб: А=0,94(ɧ 54;rg/H)1/4 Справочные данные: & ;#61484; - (3,стр.512); r- (3, стр. 523). Ускорение свободного падения g = 9,82 м/с2.

Заполним таблицу: Т, 0С 150,0 118,8 83,5  кг/м3 917 943 972  Вт/м*К 68,4*10-2 68,6*10-2 67,5*10-2 Па*с 185*10-6 231*10-6 355*10-6 r, кДж/кг 2120 2207 2297 А, Дж/см2К3/4 8765,9 1513,8 1377,4 3.7.2. Во – коэффициенты отражающие свойства кипящего раствора и зависящие от давлений а, следовательно, и температур кипения в корпусах: B0i = B0iB ,33, где

B0iB = 46р0,57,  - относительный коэффициент теплоотдачи для водных растворов неорганических веществ.  при пузырьковом кипении (NH4)2SO4 при атмосферном давлении найдем из графика зависимости -а. График 1 строим на основании данных таблицы (1, стр. 40): при а=10%  = 0,84 а=20%  = 0,68 На основании данных графика, заполняем таблицу: а, % 14,29 18,18 25,00

Р, Бар 2,1 0,6 0,1 B0iB 70,2 34,4 12,4  0,77 0,72 0,60 B0i 29,4 11,5 2,26 3.8. Выбор конструкционного материала для выпарного аппарата. Выбираем конструкционный материал, стойкий в среде кипящего раствора хлорида натрия в интервале изменения концентраций от 10 до 25%(5, стр. 309). В этих условиях химически стойкой является сталь марки Х18Н10Т. Скорость коррозии её менее 0,1мм/год (точечная коррозия).

Коэффициент теплопроводности = 16,4 Вт/м*К (5, стр. 101). 3.9. Расчёт поверхности теплообмена. 3.9.1. Расчёт комплексов для нахождения поверхности нагрева корпусов. В случае равенства поверхностей обмена отдельных корпусов основное расчетное уравнение имеет вид: с=1/F4/3(Qi/Ai)4 /3 + 1/F(Qiст/ 1548;ст) + 1/F0,3&

#61523;(Qi/B0i)0,3, где ст =2мм=0,002м - толщина стенки трубок. Заполним вспомогательную таблицу: № (Qi/Ai)4/3 Qiст/ст (Qi/B0i)0,3 1 3160,3 464,8 33,9 2 9324,1 180,7 33,8 3 15680,6 242,8 60,2  28165,1 888,2 127,8 3.9.2 Расчёт поверхности теплообмена. Ведем в таблице: F 1/F4/3(Qi/Ai)4/3 1/F(Qiст/ 1548;ст) 1/F(Qiст/ 1548;ст) с 60 119,91 14,80 32,66 167,4 70 97,63 12,68 31,02 141,3 80 81,71 11,10 29,67 122,5 90 69,83 9,87 28,53 108,2 100 60,68 8,88 27,54 97,1 110 53,44 8,07 26,68 88,2 120 47,58 7,40 25,92 80,9 130 42,77 6,83 25,24 74,8 140 38,74 6,34 24,62 69,7

На основании табличных данных строим график зависимости с от F, по которому определяем по известной с=96,40С истинную F: F = 100,7м2. Тогда 1 = 18,60С 2 = 29,00С 3 = 44,80С Тогда с&am p;#61489; 1490; ;= 96,40С. 3.10. Заполнение окончательного варианта таблицы.

Давления и энтальпии были взяты из (2, стр. 17). Таблица сошлась. 3.11. Уточнение значений W1, W2, W3 . Уточнение значений W1, W2, W3 на основе величин, содержащихся в окончательном варианте таблицы (см.3.5.). Пусть X1 = h1 – ck1T1 = 2076,9 кДж/кг X2 = h2 – ck2T2 = 2186,5 кДж/кг X3 = h3 – ck3T3 = 2278,1 кДж/кг Y1 = t1 – t0 = 29,9 0С

Y2 = t2 – t1 = -33,4 0С Y3 = t3 – t2 = -54,6 0С Z1 = i1 – cpt1 = 2172,3 кДж/кг Z2 = i2 – cpt2 =2258,6 кДж/кг Z3 = i3 – cpt3 = 2390,9 кДж/кг, где Со – теплоёмкость исходного раствора (10 % NaCl при температуре кипения t0 = 101,5 0С): Со=3,65 кДж/кгК (4, стр.59). По (3, стр.535) находим: ck1 = 1,005 ккал/кгК = 4,21 кДж/кгК (при 150,0 0С) ck2 = 1,002 ккал/кгК = 4,19 кДж/кгК (при 118,8 0С) ck3 = 1,000 ккал/кгК = 4,19 кДж/кгК (при 83,6 0С)

cp =4,18 кДж/кгК Т.о W1 = X2E2/(X2+cpY2) + Soc0Y2/(X2+cpY2)+ +Z2W2/(X2+cpY2) = 1,1033 W2 +2014,7 W2 = Y3S0c0/(X3+cpY3+Z3) + Z3W/(X3+cpY3+Z3)-(cpY3+Z3) * W1/(X3+cpY3+Z3) = -0,4870 W1 +5563,0 Решая систему уравнений, получим: W1 = 5303 кг/ч W2 = 2980 кг/ч W3 = 3717 кг/ч. 3.12. Расчёт окончательных значений тепловых потоков: Q1 =

S0c0(t1-t0)+W1(i1-cpt1) = =20000*3,65*29,9+5303*2172,3=13,7*106 кДж/ч Q2=(W1-E1)(h2-ck2T2)=(5303-3000)*2186,5= 5,05*106 кДж/ч Q3=W2(h3-ck3T3)=2980,4*2 278,1=6,79*106 кДж/ч. 3.13. Оценка погрешности определения. Для Q1 : |(Q1 - Q1ут)/ Q1ут|=|(13,3-13,7)/13,7|=2,9% Q2 : |(Q2 - Q2ут)/ Q2ут|=| (5,17-5,05)/5,05|= 2,4%

Q3 : |(Q3 - Q3ут)/ Q3ут|=|(6,95-6,79)/6,79|=2,4% Погрешность менее 5%, следовательно, считаем, что приближения сошлись. 3.14. Расход греющего пара в первом корпусе. D1 = Q1/(h1-ck1T1) = 13699720/2076,9=6596 кг/ч 3.15. Выбор стандартного выпарного аппарата. Fраб = F/, Где  = 0,75 - коэффициент использования.

Fраб = 100,7/0,75=134,3 м2. Выбор стандартного выпарного аппарата (кафедральный стенд ПАХТа): • Номинальная поверхность теплообмена 160 м2 • Действительная поверхность теплообмена при диаметре трубок 38*2 и L = 4000мм: 154 м2 • Количество труб 361 • Диаметр греющей камеры D1=1000мм • Диаметр сепаратора D2=1400мм • Высота до брызгоотделителя

H1=1600мм • Диаметр циркуляционной трубы D3=700мм • Диаметр и высота трубы вскипания D4=700мм и H4=2000мм • Расстояние между осями 1600мм • Расстояние между болтами на опорах B1= 1540мм • Расстояние между болтами на опорах B2=1390мм • Высота аппарата H=10550мм • Избыточное расчётное давление: в греющей камере 3; 6; в сепараторе–0,92; 1; 3;6.

• Завод изготовитель УзХимМаш. 3.16. Расчёт тепловой изоляции аппарата. Тепловая изоляция аппарата применяется для уменьшения потерь тепла в окружающую среду и расхода греющего пара. Расчёт толщины тепловой изоляции рассматривается при установившемся тепловом потоке ql=const, где ql – тепловой поток, отнесённый к единице высоты греющей камеры. При расчёте принимают, что потери в окружающую среду равны не более

Q0 = (0,03-0,05)Q1. Тогда ql = 0,05Q1/l , где l = 4м – высота кипятильных труб, Q1 = 13,7*106 кДж/ч = 3,81*106Дж/с. ql = 0,05*3,81*106/4 = 4,76*104Дж/(с*м). Перенос теплоты из межтрубного пространства греющей камеры в окружающую среду – многостадийный процесс. 3.16.1. Теплоперенос при конденсации греющего пара. В межтрубном пространстве имеет место конденсация греющего пара, поэтому ql= конд*&

#61552;Dвн(tгп -&am p;#61472;А(tгп - 1)3/4*Dвн 1484; & ;#61472;= 537;конд = 2,035А’(rгп/l)1/4*(tгп - 1)-1/4; А = 2,035А’(rгп/l)1/4, А’= (конд ; конд  конд)1/4, где конд ,  конд,  конд

– физические параметры конденсата греющего пара, причём А’ – табулирован (8, стр.40), выбираем А’=196 при температуре 1500С. rгп = 2120 кДж/кг - теплота парообразования греющего пара при температуре 1500С. Т.о А=10,8*103 Dвн=1м – внутренний диаметр стенок греющей камеры. 3.16.2. Теплоперенос через стенку греющей камеры и слой изоляционного материала.

Стационарный теплоперенос теплопроводностью через стенку греющей камеры и слой изоляционного материала представляется как ql= & ;#61489; -&am p;#61487; 1489; ;стln(Dн/Dвн), ql= & ;#61490; -&am p;#61487; 1489;

;изln(Dиз/Dн), где & ;#61472;= 484; - температуры внутренней стенки, стенки между изоляционным материалом и стенкой, наружной поверхности изоляционного материала;  = 400С – выбирается исходя из условий безопасности обслуживания установки. ст, из- теплопроводность стенки греющей камеры и изоляционного материала: ст=16,4

Вт/мК из = 0,0098 Вт/мК - теплопроводность для совелита – 85% магнезии и 15% асбеста (8, стр.44). Dн =1,020 м– наружный диаметр стенок греющей камеры Dиз – наружный диаметр изоляции. 3.16.3. Теплоперенос от наружной поверхности изоляции в окружающую среду. ql= & ;#61553;tср)& ;#61552;Dиз где tср = 20,30С - температура окружающей среды, о- коэффициент теплоотдачи от наружной

поверхности изоляции к окружающей среде, который слагается из коэффициентов теплоотдачи за счёт естественной конвекции (о,) и за счёт излучения (о ). о = о, + о где о = с(((273+)/100)4 – ((273+ tср)/100)4)/ (-tср) с =Сч - константа излучения, зависящая от рода материала и состояния поверхности излучения: & ;#61484;= 472;&

#61485;степень чёрноты поверхности изоляции & ;#61472;стр.& ;#61492;= 499; & ;#61472;= 472; Сч =5,7 Вт/м2К4 – коэффициент излучения абсолютно чёрного тела, с = 0,96*5,7 = 5,5 Вт/м2К4 Тогда о =5,5(96,0 - 74,0)/19,7 = 6,1

Вт/м2К. о, = N*((-tср)/Dизm&a mp;#61481;n Найдём произведение критериев Прандтля и Грасгофа Gr*Pr: Критерий Прандля для воздуха в диапазане температур 10-5000С при атмосферном давлении остаётся практически постоянным и равным 0,722. Критерий Грасгофа Gr = gDиз3t/ɧ 50;г де = 1/(273+30,2)=0,0033 – коэффициент объёмного расширения воздуха,

 = & ;#61472;0,014*10-3᠃ 2;м2/с  кинематическая вязкости воздуха при температуре 30,20С,ɧ 01;& amp;#61488;& #61482;ɦ 85;Н*с/м2динамич еская вязкость воздуха при температуре 30,20С (9,стр. 107); ;&am p;#61490;&

#61497; 1496;кг/м3плотно сть воздуха при тех же условиях (9, стр.33), l = 4 м. Для определения величины критерия Грасгофа необходимо располагать значением Dиз, который, собственно, является искомым в проводимом расчёте. Однако для рачёта не требуется точного значения произведения Gr*Pr и достаточно лишь располагать порядком этой величины.

В связи с этим в выражения для критерия Грасгофа вместо Dиз можно подставить значение наружного диаметра корпуса аппарата Dн = 1,020 м. Тогда критерий Грасгофа Gr = 9,81*(1,020)3*0,0033*(40-20,3)/ɦ 80;0,014*10-3)=3 ,4*1010. Произведение критериев Прандтля и Грасгофа Gr*Pr = 2,4*109. Т.к. произведение критериев

Прандтля и Грасгофа (Gr*Pr)>2*107, то n = 1/3; m=0; N=1,450 (1, стр.20). Тогда о, = 1,450*(40-20,3)0,33= 3,9 Вт/м2К. Следовательно, о = о, + о = 3,9 + 6,1 = 10 Вт/м2К. 3.16.4. Расчёт толщины изоляции. Толщину тепловой изоляции находят из равенства удельных тепловых потоков через слой изоляции от поверхности изоляции в окружающую среду: о(&

#61491;&a mp;#61485;tср) & ;#61548;из/ из)( -&am p;#61486; Причём – температура наружной поверхности аппарата, ввиду незначительного термического сопротивления стенки аппарата по сравнению с термическим сопротивлением слоя изоляции  принимают равной температуре греющего пара 1500С.

Тогда  из из&a mp;#61480;&# 61472;᠅ 1;о( -tср) = 0,098*(150-40)/10(40-20,3) = 0,055м = 55мм Принимаем толщину тепловой изоляции 0,055м и для других корпусов. 4. Механический расчёт аппаратов выпарных установок.

Механический расчёт выполняется для первого корпуса (корпус, представленный в графической части проекта). 4.1. Греющая камера. 4.1.1. Расчёт толщины стенки греющей камеры. Корпус греющей камеры выпарного аппарата представляет собой вертикальную обечайку, работающую для первого корпуса выпарной установки под внутренним, избыточным давлением, равном давлению греющего пара р= 0,476 МПа = 4,85 ат. Номинальная расчётная толщина стенки рассчитывается по формуле: ст’&

#61472;p D/(2 & ;#61472;p) Допускаемое напряжение =&am p;#61544;, где  =1,0 – поправочный коэффициент, учитывающий условия эксплуатации аппарата (5, стр. 408);  - нормативное допускаемое напряжение для выбранного материала - сталь марки Х18Н10Т.  = 130 МН/м2 – номинальное допускаемое напряжение при температуре1500С

(5, стр. 406). & ;#61472;= 555; = 130 МН/м2  = 1,0 – коэффициент прочности сварного шва – сварной шов стыковой двухсторонний (8, стр.20). D = 1000мм – диаметр греющей камеры. Тогда ст’( 0,476*106*1)/(2137*106*1& ;#61485; 0,476*106) = 2мм. Расчётная толщина стенки равна ст ст’+ Ск + Сэ + Сд + Со, где Сэ – прибавка на эрозию или другой вид механического

воздействия рабочей среды на материал, Сд – дополнительная прибавка по технологическим, монтажным и другим соображениям, величинами Сд и Сэ пренебрегаем. Ск = 1мм, т.к. проницаемость данного материала не более 0,1 мм/год (5, стр. 409). Со = 1 - прибавка на округление размера. Тогда ст2+ 1 = 3мм. Таким образом, толщина стенки должна быть не менее 3мм, принимаем ст 10мм

(8, стр. 21). 4.1.2. Расположение труб в греющей камере. При размещении кипятильных труб стремятся к равномерному их распределению по сечению греющей камеры. Трубы расположены в шахматном порядке – по сторонам равносторонних шестиугольников. При расположении труб по периметру равносторонних шестиугольников греющая камера получается наиболее компактной по сравнению с другими способами расположения труб.

Число шестиугольников для расположения труб: К = ((12n-3)½-3)/6 = 11, где n=361 – число труб. Число труб по диагоналям шестиугольника b = 2К+1=23. Диаметр ограничительной окружности Dо = Dн – 2(ст+15)= 472;970мм, где Dн = 1020мм – наружный диаметр греющей камеры. Расстояние между осями соседних труб – шаг t=48мм (8, стр. 17). 4.1.3. Крепление кипятильных труб в трубной решетке.

Наиболее распространённым способом закрепления труб в трубных решетках является развальцовка. Развальцовка труб заключается в холодной раздаче (раскатки) их в отверстиях трубной решетки. Крепление труб в трубных решетках гладкой развальцовкой. В случае развальцовки диаметр отверстий в трубной решетке под кипятильные трубы для оптимальной величины зазора равен: d=38,9мм (8, стр. 21). Расчёт закрепления труб в трубной решетке выпарного аппарата заключается

в определении расчётной минимальной высоты трубной решетки, обеспечивающей крепление в ней труб при вальцовке: h’=(4,35dн+15)/(t-dн)= (4,35*38+15)/(48-38)=18мм. Примем h’= 20 мм. 4.1.4. Расчёт толщины трубной решетки. Трубная решетка - Тип 1. Номинальная расчетная высота трубной решетки снаружи: h1= kD(p/ид), где k = 0,28; D =1000мм – внутренний диаметр греющей камеры, р=0,476МПа – давление греющего пара, &

#61555;ид =136МН/м2 - допускаемое напряжение на изгиб для материала решетки (8, стр. 27). h1= 17 мм. Номинальная расчётная высота трубной решетки посередине: h = kD (p/оид), где о= (D-d)/D = (D-dнb)/D = 0,13 – коэффициент ослабления трубной решетки отверстиями под кипятильные трубки; к=0,47. h = 78 мм. 4.2. Сепаратор. 4.2.1. Высота и диаметр сепаратора.

Сепарационное пространство в выпарном аппарате служит для предотвращения уноса вторичным паром капель упариваемого раствора, так как капли уносимого раствора попадают в межтрубное пространство следующего выпарного аппарата, увеличивают его термическое сопротивление, загрязняют конденсат пара. Унос также уменьшает выход готового продукта. Величину уноса капель характеризует объемным напряжением парового пространства Rv, представляющего отношение объемного потока вторичного пара на 1м3 парового

пространства. Rv = 4100 м3/м3ч. Для реальных случаев выпаривания принимают предельное напряжение парового пространства Rvпред= 0,35* Rv = 502 м3/м3ч. Объём сепарационного пространства определяется по формуле: Vсеп = W/Rvпредп, где W = 5303кг/ч – количество вторичного пара; п= 1,453 кг/м3 – плотность вторичного пара (2, стр.18). Vсеп = 7,3 м3. Пусть высота сепаратора Hсеп = 3м. Тогда диаметр сепаратора:

Dсеп = (4Vсеп/Hсеп)1/2 =1,76 м. Принимаем диаметр сепаратора 1800 мм. 4.2.2. Брызгоотделитель. Брызгоотделители располагаются в верхней части сепарационного пространства и служат для окончательного отделения капель раствора от вторичного пара. Выберем брызгоотделитель инерционно-центробежного типа. Выбор брызгоуловителя производят исходя из диаметра сепаратора и количеству выпаренной воды (8, стр.49):

D5=900мм; d1*=600мм; H5*=1250мм; H6=1050мм; B=300мм; C=650мм; K=400мм; I1=240мм; I2=75мм; количество щелей n = 6. 4.3. Днища и крышки. 4.3.1. Расчёт эллиптической крышки сепаратора. р= 0,476 МПа = 4,85 ат. Номинальная расчётная толщина стенки рассчитывается по формуле: ст’p Dвн/(2᠉ 3;)

Допускаемое напряжение & ;#61501;= 482;, где =1,0 – поправочный коэффициент, учитывающий условия эксплуатации аппарата (5, стр. 408);  - нормативное допускаемое напряжение для выбранного материала - сталь марки Х18Н10Т.  = 138 МН/м2 – номинальное допускаемое напряжение при температуре 1270С (5, стр.

406). & ;#61472;= 555;* = 138 МН/м2  = (Dвн-d)/Dвн = (1800-500)/1800 = 0,72 – коэффициент ослабления крышки отверстиями. Где d = 500 мм – диаметр центрального штуцера для выхода вторичного пара. Dвн = 1800 мм – диаметр сепаратора. Тогда ст’( 0,476*106*1,800)/(2*0,72*138*106) = 4,3мм. Расчётная толщина стенки равна ст ст’+

Ск + Сэ + Сд + Со, где Сэ – прибавка на эрозию или другой вид механического воздействия рабочей среды на материал, Сд – дополнительная прибавка по технологическим, монтажным и другим соображениям, величинами Сд и Сэ пренебрегаем. Ск = 1мм, т.к. проницаемость данного материала не более 0,1 мм/год (5, стр. 409). Со =1 прибавка на округление размера. Тогда ст4, 3 +2 = 6,3мм. Таким образом, толщина стенки должна быть не менее 6,3мм, принимаем ст &

#61472;10мм (8, стр. 21). Подбираем эллиптическую крышку (8, стр.55): Dвн = 1800мм; h = 40мм; hв = 450мм. 4.3.2. Подбор эллиптического днища сепаратора. Толщина стенки 10мм. Центральный штуцер для слива из аппарата d = 50мм. Подбираем эллиптическое днище (8, стр.55): Dвн = 1000мм; h = 25мм; hв = 250мм. 4.3.3. Подбор конического днища сепаратора. Толщина стенки 10мм.

Подбираем коническое днище (8, стр.58): Dвн = 1800мм; h = 50мм; H = 1631мм. 4.3.4. Подбор конической крышки. Толщина стенки 10мм. Подбираем коническую крышку (8, стр.58): Dвн = 1000мм; h = 50мм; H = 906мм. 4.4. Основные штуцера выпарного аппарата. Подбор произведен по кафедральному стенду ПАХТа исходя их диаметра греющей камеры.

4.4.1. Штуцер для подачи исходного раствора. Диаметр d1 = 80 мм. 4.4.2. Штуцер для вывода упаренного раствора. Диаметр d2 = 80 мм. 4.4.3. Штуцер для вывода вторичного пара. Диаметр d3 = 500 мм. 4.4.4. Штуцер для ввода греющего пара. Диаметр d4 = 500 мм. 4.4.5. Штуцер для вывода конденсата греющего пара.

Диаметр d5 = 65 мм. 5. Узел подогрева исходного раствора. Назначение рассчитываемого теплообменника – подогрев исходного раствора, подаваемого при температуре окружающей среды tн = 20,30С (г. Стерлитамак, средне июльская температура (3, стр. 513)) до температуры кипения. «Горячий поток» - экстра-пар, то есть вторичный пар , отводимый из первого корпуса при температуре Т= 128,5-1,5 = 1270С. Причем поток меняет агрегатное состояние, следовательно,

его температура постоянна. «Холодный поток» - исходная смесь 10% хлористого натрия, подаваемого при температуре 20,30С. 5.1. Тепловая нагрузка аппарата. Тепловая нагрузка аппарата определяется исходя из условий нагрева исходного раствора от начальной температуры tн = 20,30С до конечной t0 = 101,50С (Со=3,731 кДж/кг (2, стр. 21)) по следующей формуле: Q =Gпраrпар= S0c0(t0-tн) = 20000*3,731*(101,5-20,3) =6,06*106кДж/ч.

5.2. Движущая сила процесса. Разности температур теплоносителей на концах теплообменника:  Тtн  12720 = 1070С  Тtк 127101,5 = 25,50С Движущая сила процесса: ср= & ;#61485;2)/ln&am p;#61508; 1508; ;&

#61472; & ;#61488;25,5& ;#61481;ln(107/25,5) = 56,80C 5.3. Расход греющего пара. Gпар =Q/rпар, где rпар = 521,4 ккал/кг = 2184,7 кДж/кг - удельная теплота парообразования при Т=1270С (2, стр. 18). Т.о Gпар =6,06*106/2116,0 = 2774 кг/ч. 5.4. Выбор конструкционного материала теплообменника.

Выбираем конструкционный материал, стойкий в среде кипящего раствора хлорида натрия при концентрации 10 (5, стр. 309). В этих условиях химически стойкой является сталь марки Х28. Скорость коррозии её менее 1мм/год. Коэффициент теплопроводности  = 16,8 Вт/м*К (5, стр. 101). 5.5. Ориентировочный выбор теплообменника. В качестве парожидкостных подогревателей наиболее рациональными являются многоходовые кожухотрубчатые

теплообменники жесткой конструкции – тип ТН. Аппараты типа ТН выполняются с неподвижными трубными решетками. Расположение аппарата вертикальное. Для нормальной работы теплообменника в межтрубное пространство необходимо направить конденсирующийся пар, а в трубное пространство – исходный раствор. Геометрические размеры трубок рекомендуется выбирать путём ориентировочной оценки требуемой поверхности теплообмена:

Fор = Q/Kорср. Для оценки зададимся ожидаемым значением коэффициента теплопередачи Кор, ориентировочные пределы которого в промышленных теплообменных аппаратах указаны (7, стр.47) - Кор = 300 – 2500Вт/м2К. Пусть Кор = 1800Вт/м2К. Fор = 6,06*106/1800*56,8 = 59м2. Подбираем по (7, стр.51) теплообменник: • Поверхность теплообмена 61 м2; • Длина труб 4м; • Диаметр труб d = 25*2; • Число ходов z = 6; •

Общее число труб 196; • Трубное пространство (3,14*(0,025-0,004)2)*206=0,271м2. Т о на один ход 0,271/6=0,045 м2 5.6. Расчёт коэффициента теплопередачи К. К = {(К1/3ср1/3/А4/3) + (стс т&am p;#61480; 1537;}-1 5.6.1. Расчёт коэффициента теплоотдачи от поверхности трубки к раствору .

Расчёт  производят по критериальным уравнениям. Скорость течения раствора равна: W = So*z/fтр= 20000*6/3600*0,045*1072=0,711 м/с, Где  = 1027 кг/м3 –плотность 10% хлористого натрия при температуре кипения (4, стр. 56); & ;#61472;0,339*10-6м2/с - вязкость 10% хлористого натрия при температуре кипения (4, стр. 58). При этой скорости имеем:

Re = Wd/ = 0,711*0,021/0,339*10-6 = 4,4*104 Т. о попадаем в развитую турбулентную область. Nu=0,021Re0,8 Pr-0,43 (Pr / Pr ст)0,25l Критерий Прандтля – характеризует отношение вязкостных и температуропроводных свойств теплоносителя – конденсирующегося водяного пара Pr = /а = 0,339*10-6 / 16,9*10-8=2,01 при температуре кипения 10% хлористого натрия (3,

стр. 537), где а – коэффициент теплопроводности (4, стр. 64). Для нагревающихся жидкостей можно принимать (Pr / Pr ст)0,25=1, допуская небольшую погрешность в сторону уменьшения коэффициента теплоотдачи, т. е. в сторону запаса. Воспользовавшись номограммой для определения критерия Nu (3, стр. 536) Nu= 140. Тогда =

Nuводы/d = 140*0,633/0,021 = 4220 Вт/К*м2, Где воды= 0,633 Вт/м*К - теплопроводность 10% NaCl при температуре кипения (4, стр. 61). 5.6.2. Расчёт коэффициента А. А=0,94(ɧ 54;rg/H)1/4 При температуре Т=1270С  = 68,6*10-2 Вт/мК  = 935 кг/м3 (3, стр.

512)  = 212*10-6Па*с r = 2194 кДж/кг (3, стр. 524) Н = 4м Тогда А = 8647,8 5.6.3. Расчёт коэффициента теплопередачи К. К = {(К1/3ср1/3/А4/3) + (стс т&am p;#61480; 1537;}-1 ср= 82,70C; ст= 2мм = 0.002м – толщина стенок нагревательных труб; ст= 16,8

Вт/м*К – теплопроводность материала стенки;  = 4220 Вт/К*м2- коэффициент теплоотдачи от поверхности трубки к раствору; А= 8647,8 ; = 4220 Вт/м2 . Воспользуемся итерационным расчётом: К(ст ст & ;#61490; = 1- (К/А)4/3 *ср1/3

Пусть Yл = К(ст ст & ;#61490; Yп = К(ст ст & ;#61490; Построим оба графика в одной системе координат, пересечение этих графиков дает истинное значение К. К Yл Yп 2100 0,748 0,968 2200 0,783 0,962 2300 0,819 0,954 2400 0,854 0,945 2500 0,890 0,936 2600 0,926 0,925 2700 0,961 0,913 2800 0,997 0,899 2900 1,032 0,884 3000 1,068 0,867

Из графиков видно, что К = 2600 Вт/(м2*К). Реальное значение коэффициента теплопередачи в работающем теплообменнике всегда меньше рассчитанного из-за дополнительных термических сопротивлений загрязнений стенок rзагр с обеих сторон. При этом общее термическое сопротивление в реальном теплообменнике: (1/К)реал = (1/К)расч + rзагр.1 + rзагр.2 Значение термических сопротивлений загрязнений стенок rзагр взяты из (3, стр. 506): rзагр.1= 1,7*10-4м2*К/Вт - для водяного пара, rзагр.2=1,7*10-4м2*К/Вт - для кипящего

исходного раствора. (1/К)реал= 1/2600 + 1,7*10-4+1,7*10-4 = 7,2*10-4м2*К/Вт Тогда Креал=1380 Вт/(м2*К). 5.7. Расчёт поверхности теплообмена. Fор = Q/Kорср = 6,06*106/1380*56,8 = 77м2. 5.8. Подбор теплообменника по каталогу. Подбираем по (7, стр.51) теплообменник: • Поверхность теплообмена 79 м2; • Длина труб 4м; • Диаметр труб d = 20*2; •

Число ходов z = 6; • Общее число труб 316. 6. Блок создания и поддержания вакуума. Для создания вакуума в выпарных установках обычно применяют конденсаторы смешения с барометрической трубой. В качестве охлаждающего агента используют воду, которая подаётся в конденсатор при температуре окружающей среды (г. Стерлитамак t = 200C). Смесь охлаждающей воды и конденсата выливается из конденсатора по барометрической трубе. Для поддержания постоянства вакуума в системе из конденсатора с помощью вакуум-

насоса откачивают неконденсирующиеся газы. 6.1. Расчёт барометрического конденсатора смешения. 6.1.1. Расход охлаждающей воды Gв. Gв определяют из теплового баланса конденсатора: Gв=W3(hбк-cвtк)/cв(tk-tн), где hбк – энтальпия паров в барометрическом конденсаторе; tн = 200С - начальная температура охлаждающей воды; Cв =4,19 кДж/кг; tк – конечная температура смеси воды и конденсата ; Рбк = 7000 Па = 0,0714 ат, то по (2, стр. 23) tбк = 38,7 0С и hбк = 2572,2 кДж/кг.

Разность температур между паром и жидкостью на выходе из конденсатора должна быть 3 – 5 0С. Поэтому конечную температуру воды tк на выходе из конденсатора примем на 4 градуса ниже температуры конденсации паров: tк = tбк-4= 38,7-4=34,70С. Тогда Gв= 3716,5(2572,2-4,19*34,7)/4,19(38,7-20) = =115110кг/ч = 31,98 кг/с. 6.1.2. Диаметр конденсатора. Определяют по уравнению расхода: dбк = (4W3/(v))1/2

= 0,04782 кг/м3 – плотность паров (2, стр. 23). При остаточном давлении к конденсаторе порядка 104 Па скорость паров v=15 – 25 м/с. Тогда dбк = (4*3716,4/3600(0,04782*3,14*20))1/2 = 1,17м. По (4, стр. 41) подбираем конденсатор: • dбк = 1200мм; • Высота цилиндрической части 4,90м • Диаметры штуцеров условные: 

Для входа вторичного пара 450мм;  Для входа охлаждающей воды 250мм;  Для барометрической трубы 250мм;  Для выхода парогазовой смеси 200мм. 6.1.3. Высота барометрической трубы. Диаметр барометрической трубы dбт = 250мм. Скорость воды в барометрической трубе: v = 4(Gв + W3)/(dбт2) = 4(31,98+1,03)/(1000*3,14*0,252)= =0,67м/с.

Высота барометрической трубы: Нбт=В/вg + (1+& amp;#61548; Нбт/ dбт)v2/2g + 0,5 , где В – вакуум в барометрическом конденсаторе;  - сумма коэффициентов местных сопротивлений;  - коэффициент трения в барометрической трубе; 0,5 – запас высоты на возможное изменение барометрического давления. В = Ратм - Рбк = 98000 – 7000 = 91000 Па;  = вх+вых

=0,5 +1,0 =1,5, где вх, вых – коэффициенты местных сопротивлений на входе в трубу и выходе из неё (3, стр. 494). Коэффициент трения  зависит от режима течения жидкости. Определим режим: Re = dбтv/в = 0,25*0,67/0,81*10-6 = 206790 , где в = 0,81*10-6 м2/с при tк = 34,70С (3, стр. 512). При Re = 206790 коэффициент трения определяется по формуле Никурадзе:  = 0,0032 + 0,221*Re-0,237=0,015

Т. о Нбт=91000/1000*9,81 + (1+1,5᠄ 4; Нбт/ 0,25)0,672/2*9,81 + 0,5=9,833+0,00137 Нбт Нбт=9,8 м. 6.1.4. Барометрический ящик. Барометрический ящик, заполненный водой и сообщающийся с атмосферой, является гидравлическим затвором для барометрической трубы. Объём воды в ящике должен обеспечивать заполнение барометрической трубы при пуске установки.

Следовательно, объём ящика должен быть не менее объёма барометрической трубы, а форма ящика может быть произвольной: V3 >= dбт2Нбт /4>=3,14*0,252*9,8/4 = 0,48 м3. 6.2. Расчёт производительности вакуум-насоса. Производительность вакуум-насоса Gвозд определяется количеством газа (воздуха), который необходимо удалять из барометрического конденсатора: Gвозд =2,5*10-5(Gв + W3)+0,01W3= 2,5*10-5 (31,98+1,03) +0,01*1,03 = 11,1*10-3кг/с

Объёмная производительность вакуум-насоса равна: Vвозд = R(273+tвозд) Gвозд/(MвоздPвозд), где R = 8314 Дж/(кмоль*К)- универсальная газовая постоянная; Mвозд = 29 кг/кмоль – молекулярная масса воздуха; tвозд - температура воздуха: tвозд= tн +4+0,1*( tк – tн) = 20 + 4 + 0,1* 14,7 = 25,50С; Рвозд- парциальное давление сухого воздуха в барометрическом конденсаторе: Рвозд = Рбк –Рп = 7000-3355 = 3645 Па, где давление сухого насыщенного пара

Рп = 0,03426 ат = 3355 Па при температуре 25,50С (2, стр. 17). Тогда Vвозд = 8314(273+25,5) 1,1*10-3/(29*3645)=0,026 м3/с =1,55 м3/мин Зная объёмную производительность и остаточное давление, по каталогу (7, стр. 188) подбираем вакуум-насос типа ВВН-3 с мощностью на валу N = 6,5 кВт. 7. Расчет и выбор вспомогательного оборудования выпарной установки.

7.1. Конденсатоотводчики. Для отвода конденсата, образующегося при работе теплообменных аппаратов, в зависимости от давления пара, применяют различные виды устройств. 7.1.1. Конденсатоотводчик для отвода конденсата из теплообменника, обогревающего исходный раствор до температуры кипения. Температура греющего пара на входе в теплообменник 1270С, следовательно, давление Р = 2,5160 ат = =0,247 МПа. При данном давлении устойчиво работает конденсатороотводчик термодинамический

муфтовый чугунный типа 45ч12нж.  Расчётное количество конденсата после теплообменника: Расход греющего пара Gрасч = 2774 кг/ч, тогда G = 1,2Gрасч = 3,3 т/ч.  Давление пара перед конденсатоотводчиком: Р1 = 0,95*Р = 1,44 ати.  Давление пара после конденсотоотводчика: Р2 = 0,5* Р1 = 0,72 ати.  Условная пропускная способность:

KVy = G/(A*P0,5), где P = 0,72ат = 0,07МПа – перепад давления на конденсатоотводчике; А = 0,67 – коэффициент, учитывающий температуру конденсата и перепад давлений на конденсатоотводчике (11, стр.6). KVy = 3,3/(0,67*0,720,5) = 6 т/ч.  Подбор конденсатоотводчиков типа 45ч12нж по (11, стр. 7): Установим 3 одинаковых конденсатоотводчика с условной пропускной способностью

KVy = 2; диаметр условного прохода равен 40мм; размеры L=170мм, L1= 22мм, Hmax=89мм, H1= 42,5мм, Do=111,5мм. 7.1.2. Конденсатоотводчик для отвода конденсата из первого корпуса выпарной установки. Температура греющего пара на входе в аппарат 1500С, следовательно, давление Р = 4,85 ат =0,476 МПа. При данном давлении устойчиво работает конденсатороотводчик термодинамический

муфтовый чугунный типа 45ч12нж.  Расчётное количество конденсата после теплообменника: Расход греющего пара Gрасч = 6596 кг/ч, тогда G = 1,2Gрасч = 7,9 т/ч.  Давление пара перед конденсатоотводчиком: Р1 = 0,95*Р = 3,61 ати.  Давление пара после конденсотоотводчика: Р2 = 0,5* Р1 = 1,81 ати.  Условная пропускная способность: 

KVy = G/(A*P0,5), где P = 1,8 ат = 0,18 МПа – перепад давления на конденсатоотводчике; А = 0,55 – коэффициент, учитывающий температуру конденсата и перепад давлений на конденсатоотводчике (11, стр.6). KVy = 4,61/(0,55*0,180,5) = 6,2 т/ч.  Подбор конденсатоотводчика типа 45ч12нж по (11, стр.

7): Установим 2 одинаковых конденсатоотводчика с условной пропускной способностью KVy = 2 и один с условной пропускной способностью KVy = 2,5. При KVy = 2 диаметр условного прохода равен 40мм; размеры L=170мм, L1= 22мм, Hmax=89мм, H1= 42,5мм, Do=111,5мм. При KVy = 2,5 диаметр условного прохода равен 50мм; размеры

L=200мм, L1= 24мм, Hmax=103мм, H1= 60мм, Do=115мм. 7.1.3. Конденсатоотводчик для отвода конденсата из второго корпуса выпарной установки. Температура греющего пара на входе в аппарат 1270С, следовательно, давление Р =0,247 МПа. При данном давлении устойчиво работает конденсатороотводчик термодинамический муфтовый чугунный типа 45ч12нж.  Расчётное количество конденсата после теплообменника:

Расход греющего пара Gрасч = W1-E1=2,3 т/ч, тогда G = 1,2Gрасч = 2,8 т/ч.  Давление пара перед конденсатоотводчиком: Р1 = 0,95*Р = 1,425 ати.  Давление пара после конденсотоотводчика: Р2 = 0,5* Р1 = 0,713 ати.  Условная пропускная способность: KVy = G/(A*P0,5), где P = 0,7125 ат – перепад давления на конденсатоотводчике;

А = 0,7 – коэффициент, учитывающий температуру конденсата и перепад давлений на конденсатоотводчике (11, стр.6). KVy = 2,8/(0,7*0,7130,5) = 5 т/ч.  Подбор конденсатоотводчика типа 45ч12нж по (11, стр. 7): Установим 2 одинаковых конденсатоотводчика с условной пропускной способностью KVy = 2,5. При KVy = 2,5 диаметр условного прохода равен 50мм; размеры

L=200мм, L1= 24мм, Hmax=103мм, H1= 60мм, Do=115мм. 7.1.4. Конденсатоотводчик для отвода конденсата из третьего корпуса выпарной установки. Температура греющего пара на входе в аппарат 920С, следовательно, давление Р =0,076 МПа = 0,077ат. При данном давлении устойчиво работает конденсатороотводчик поплавкрвый муфтовый (с опрокинутым поплавком) 4513нж.  Расчётное количество конденсата после теплообменника:

Расход греющего пара Gрасч = W2 = 3,0 т/ч, тогда G = 1,2Gрасч = 3,6 т/ч.  Давление пара перед конденсатоотводчиком: Р1 = 0,95*Р = 0,0722МПа = 0,7 ат.  Давление пара после конденсотоотводчика: Р2 = 0,5* Р1 = 0,0361МПа = 0,4 ат.  Условная пропускная способность: tн = 89,450С – температура насыщенного пара (2, стр. 23) tк = 75,420С - температура конденсата (2, стр.23) т.к. tк/tн = 0,84 <

0,85, то KVy = G/(t*P)0,5, где P = 0,0361МПа = 0,37 ат – перепад давления на конденсатоотводчике;