Проектирование и расчет трехкорпусной установки для концентрирования водного раствора

Размещено на http://www.allbest.ru

Размещено на http://www.allbest.ru

Введение

Выпаривание - это процесс концентрирования растворов твердых нелетучих веществ путем частичного испарения растворителя при кипении жидкости.

Выпаривание применяют для концентрирования растворов нелетучих веществ, выделения из растворов чистого растворителя (дистилляция) и кристаллизации растворенных веществ, т.е. нелетучих веществ в твердом виде. При выпаривании обычно осуществляется частичное удаление растворителя из всего объема раствора при его температуре кипения. Поэтому выпаривание принципиально отличается от испарения, которое, как известно, происходит с поверхности раствора при любых температурах ниже температуры кипения. В ряде случаев выпаренный раствор подвергают последующей кристаллизации в выпарных аппаратах, специально приспособленных для этих целей.

Для нагревания выпариваемых растворов до кипения используют топочные газы, электрообогрев и высокотемпературные теплоносители, но наибольшее применение находит водяной пар, характеризующийся высокой удельной теплотой конденсации и высоким коэффициентом теплоотдачи.

Процесс выпаривания проводится в выпарных аппаратах. По принципу работы выпарные аппараты разделяются на периодические и непрерывно действующие.

Периодическое выпаривание применяется при малой производительности установки или для получения высоких концентраций. При этом подаваемый в аппарат раствор выпаривается до необходимой концентрации, сливается и аппарат загружается новой порцией исходного раствора.

В установках непрерывного действия исходный раствор непрерывно подается в аппарат, а упаренный раствор непрерывно выводится из него.

1. Задание на проектирование

Спроектировать трехкорпусную установку для концентрирования водного раствора от начальной концентрации до конечной при следующих условиях:

1. Обогрев производится насыщенным водяным паром давлением Рг1;

2. Давление в барометрическом конденсаторе Рбк;

3. Взаимное направление пара и раствора - прямоток;

4. Раствор поступает в первый корпус подогретым до температуры кипения.

Рассчитать теплообменник для подогрева сырья, поступающего в первый корпус, до температуры кипения.

Табл. 1

Производительность. Gн, кг/ч	Выпариваемый раствор	Конц. раствора хн, %	Конечная конц. хк, %	Давление гр. пара Рг1,МПа	Давление в бар конденсаторе Рбк, Мпа	Вып ап-т тип	Вып ап-т исполнение
25000	CaCl2	28	3	0,76	0,0074	1	3

2. Описание работы аппарата

Аппараты с выносной нагревательной камерой. При размещении нагревательной камеры вне корпуса аппарата имеется возможность повысить интенсивность выпаривания не только за счет увеличения разности плотностей жидкости и парожидкостной смеси в циркуляционном контуре, но и за счет увеличения длины кипятильных труб.

Аппарат с выносной нагревательной камерой (рис. 1) имеет кипятильные трубы, длина которых часто достигает 7 м. Он работает при более интенсивной естественной циркуляции, обусловленной тем, что циркуляционная труба не обогревается, а подъемный и опускной участки циркуляционного контура имеют значительную высоту.

Выносная нагревательная камера 1 легко отделяется от корпуса аппарата, что облегчает и ускоряет ее чистку и ремонт. Ревизию и ремонт нагревательной камеры можно производить без полной остановки аппарата (а лишь при снижении его производительности), если присоединить к его корпусу две камеры.

Исходный раствор поступает под нижнюю трубную решетку нагревательной камеры и, поднимаясь по кипятильным трубам, выпаривается иногда подачу исходного раствора производят. Вторичный пар отделяется от жидкости в сепараторе 2. Жидкость опускается по не обогреваемой циркуляционной трубе 3, смешивается с исходным раствором, и цикл циркуляции повторяется снова. Вторичный пар, пройдя брызгоуловитель 4, удаляется с сверху сепаратора. Упаренный раствор отбирается через боковой штуцер в коническом днище ceпapaтоpa.

Скорость циркуляции в аппаратах с выносной нагревательной камерой может достигать 1,5 м/сек, что позволяет выпаривать в них концентрированные и кристаллизующиеся растворы, не опасаясь слишком быстрого загрязнения

поверхности теплообмена. Благодаря универсальности, удобству эксплуатации и хорошей теплопередаче аппараты такого типа получили широкое распространение.

В некоторых конструкциях выпарных аппаратов с выносной нагревательной камерой циркуляционная труба отсутствует. Такие аппараты аналогичны аппарату, приведенному на рис. 1, у которого удалена циркуляционная труба.

В этом случае выпаривание происходит за один проход раствора через нагревательную камеру, т.е. аппарат работает как прямоточный. Выпарные аппараты прямоточного типа не пригодны для выпаривания кристаллизующихся растворов.

Рисунок 1 - Схема аппарата (тип 1, исполнение 3). Аппарат с выносной нагревательной камерой: 1 - греющая камера; 2 - сепаратор; 3 - циркуляционная труба.

3. Технологический расчет

^{Определение поверхности теплообмена выпарных аппаратов.}

Расчёт многокорпусных выпарных установок проводят методом последовательных приближений.

Первое приближение.

Производительность установки по выпариваемой воде определяют из уравнений материального баланса:

W = Q* (1-XН/ХК) = 25000/3600*(1-3/28) = 6,2 кг/с.

Расчёт концентрации упариваемого раствора.

Принимают, что производительность каждого корпуса по выпариваемой воде определяется соотношением W1:W2:W3 = 1,0 : 1,1 : 1,2 (такое распределение на основании практических данных). Тогда:

Рассчитывают концентрации раствора по корпусам.

X3 соответствует заданной концентрации упаренного раствора XК.

Определение температур кипения растворов.

В первом приближении общий перепад давлений в установке распределяют по корпусам поровну. Общий перепад давлений равен:

PОБ= Pr1 - PБК = 7,75 - 0,075 = 7,675 кг/смІ.

где 1 Па = кг/смІ.

Pr1 = кг/смІ.

PБК = кг/смІ.

Тогда давление по корпусам равны:

Pr1 = 7,75 атм.;

Pr2 = Pr1 - PОБ/3 = 7,75 - 7,675 /3 = 5,19 кг/смІ;

Pr3 = Pr2 - PОБ/3 = 5,63 - 7,675 /3 = 2,63 кг/смІ

Давление пара в барометрическом конденсаторе:

PБК = Pr3 - PОБ/3 = 2,63 - 7,675 /3 = 0,075 кг/смІ.

Это соответствует заданной величине PБК.

Табл. 2

Давление, кг/смІ.	Температура, С.	Энтальпия, кДж/кг.
Pr1 = 7,75	tr1 = 168,2	J1 = 2774
Pr2 = 5,19	tr2 = 152,4	J2 = 2757
Pr3 =2,63	tr3 = 128	J3 = 2723
PБК = 0,075	tБК = 39,8	JБК = 2533

При определении температуры кипения растворах в аппаратах исходят из следующих допущений. Распределение концентраций раствора в выпарном аппарате с интенсивной циркуляцией соответствуют модели идеального перемешивания. Поэтому концентрацию кипящего раствора принимают конечной в данном корпусе и, следовательно, температуру кипения раствора - при конечной концентрации.

По высоте кипятильных труб происходит изменение температуры кипения вследствие изменения гидростатического давления столба жидкости. Принимают температуру кипения в корпусе соответствующую температуре кипения в среднем слое жидкости. Таким образом, температура кипения раствора в корпусе отличается от температуры греющего пара в последующем корпусе на сумму температурных потерь от температурной (/), гидростатической (//) и гидродинамической (///) депрессий.

Гидродинамическая депрессия вызвана потерей давления паром на преодоление гидравлических сопротивлений трубопроводов при переходе из корпуса в корпус. Обычно в расчётах /// принимают равной 1,0 1,5 градуса на корпус. Примем /// для каждого корпуса по 10, тогда температуры вторичных паров в корпусах будут равны:

Сумма температурных потерь вследствие гидродинамических депрессий:

По температурам вторичных паров определим их давления.

Табл. 3

Температура, С	Давление, кг/смІ
tВ1 = 153,4	PВ1 = 5,35
tВ2 = 129	PВ2 = 2,68
tВ3 = 40,8	PВ3 = 0,091

Определение гидростатической депрессии. Давление в среднем слое кипящего раствора каждого корпуса определяется по уравнению:

PСР = PВ + H . . q . / 2,

где PВ - давление вторичного пара в корпусе, Па; H - высота кипятильных труб в аппарате, м; - плотность кипящего раствора, кг.м3; - паронаполнение (объёмная доля пара в парожидкостной смеси), м3/м3.

Для выбора величины H необходимо ориентировочно оценить поверхность теплопередачи выпарного аппарата. Можно принять удельную тепловую нагрузку аппаратов с естественной циркуляцией раствора q = 30000 50000 Вт/м2. Примем q = 40000 Вт/м2, тогда для 1-го корпуса ориентировочная поверхность будет равна:

,

где r1 - теплота парообразования вторичного пара, Дж/кг.

По ГОСТу аппарата с естественной циркуляцией, соосной греющей камеры и солеотделением (Тип 1, исполнение 3) имеют высоту кипятильных труб 4 и 6 м при диаметре труб dН = 38 мм и толщине стенки СТ = 2 мм. Примем высоту кипятильных труб H = 4 м.

При пузырьковом (ядерном) режиме кипения паронаполнение составляет - 0,4 0,6. Примем = 0,5. Плотность водных растворов СaСl2 по корпусам при t = 200C равна:

1 = 1032 кг/м3;2 = 1051 кг/м3; 3 = 1260 кг/м3;

При определении плотности раствора в корпусах пренебрегаем изменением её с повышением температуры от 200С до температуры кипения в связи с малым значением коэффициента объёмного расширения и ориентировочным значением величины .

Давление в среднем слое кипятильных труб по корпусам равно:

P1СР = PB1 + H . 1 . g1 . / 2 = 5,35 . 106 + 4 . 1032 .9.8 / 2 = 5,45 кг/смІ;

P2СР = PB2 + H . 2 . g2 . / 2 = 2,68 . 106 + 4 . 1051 . 9.8 / 2 = 2,78 кг/смІ;

P3СР = PB3 + H . 3 . g3 . / 2 = 0,076 . 106 + 4 . 1260 . 9.8 / 2 = 0,2 кг/смІ;

Этим давлениям соответствуют следующие температуры кипения и теплоты испарения растворителя.

Табл. 4

Давление, Па	Температура, оС	Теплота испарения, кДж/кг
P1СР = 5,45	t1СР = 154,3	rВ1 =2107
P2СР = 2,78	t2СР = 130	rВ2 =2179
P3СР = 0,2	t3СР = 59,7	rВ3 =2358

Гидростатическая депрессия по корпусам:

Сумма гидростатических депрессий равна:

Температурная депрессия / определяется по уравнению:

где T - температура паров в среднем слое кипятильных труб, K, ra- теплота испарения, кДж/кг, - температурная депрессия при атмосферном давлении.

Тогда температурная депрессия по корпусам равна:

Сумма температурных депрессий равна:

Температуры кипения раствора по корпусам:

При расчёте температуры кипения в плёночных выпарных аппаратах не учитывают гидростатическую депрессию //.

Температуру кипения находят как среднюю между температурами кипения растворов с начальной и конечной концентрациями при давлении в данном корпусе.

В аппаратах с вынесенной зоной кипения, как с принудительной, так и с естественной циркуляцией кипение раствора происходит в трубе вскипания, устанавливаемой над греющей камерой. Кипение в трубах предотвращается за счёт гидростатического столба жидкости в трубе закипания. В греющих трубках происходит перегрев жидкости по отношению к температуре кипения на верхнем уровне раздела фаз, Поэтому в этих аппаратах температуру кипения раствора также определяют также без учёта гидростатических температурных потерь //. Температура перегрева раствора tПЕР может быть найдена из внутреннего баланса тепла в каждом корпусе. Баланс тепла для j корпуса записывается в следующем виде:

Gнj . Cнj . (tкj - tкj-1) + M. Cнj. tперj

где M - производительность циркуляционного насоса, кг/с определяют по каталогу для выпарного аппарата заданного типа, имеющего поверхность равную FОР.

В аппаратах с вынесенной нагревательной камерой и естественной циркуляцией раствора обычно достигаются скорости V = 0,6 0,8 м/с. Для этих аппаратов масса циркуляционного раствора равна:

M = V . S . ,

Где S - сечение потока в аппарате, м2.

где dВН - внутренний диаметр труб, м; H - принятая высота труб, м.

Таким образом, температура перегрева в j - ом аппарате равна:

Полезная разность температур в этом случае может быть рассчитана по уравнению:

Полезные разности температур по корпусам.

tП1 = tг1 - tК1 = 168,2 - 155,1 = 13,1С.

tП2 = tг2 - tК2 = 152,4 - 131,3 = 21,1С.

tП3 = tг3 - tК3 = 128 - 67,2 = 60,8С.

Суммарная полезная разность температур:

tП =tП1 + tП2 + tП3 = 13,1 + 21,1 + 60,8 = 94,9С.

Проверка суммарной полезной разности температур:

tП = tг1 - tБК1 - (/ + // + ///) =168,2 -39,8 - (9,7 + 20,8 +3) = 94,9С.

Определение тепловых нагрузок.

Совместным решением уравнений тепловых балансов по корпусам и уравнения балансов по воде для всей установки определяем расход греющего пара в 1-ый корпус, производительность каждого корпуса по выпаренной воде и тепловые нагрузки по корпусам.

Q1 = D1 . (JГ1 - i1) = 1,03. [GН . CН . (tК1 - tК) W1 . (JВ1 - CВ . tК1) + Q1 КОНЦ];

Q2 = W1 . (JГ2 - i2) = 1,03. [(GН - W1) . C1 . (tК2 - tК1) + W2 . (JВ2 - CВ . tК2) + Q2 КОНЦ];

Q3 = W2 . (JГ3 - i3) = 1,03. [(GН - W1 - W2) . C2 . (tК3 - tК2) + W3 . (JВ3 - CВ . tК3) + Q3 КОНЦ];

W = W1 + W2 + W3.

Где Q1, Q2 ,Q3 - тепловые нагрузки по корпусам, кВт; D - расход греющего пара в 1-ый корпус, кг/с; 1,03 - коэффициент, учитывающий 3% потерь тепла в окружающую среду; J1, J2, J3 энтальпии греющих паров по корпусам кДж/кг; JВ1, JВ2, JВ3 - энтальпии вторичных паров по корпусам кДж/кг;

При решении уравнения баланса можно принимать, что:

JВ1 JГ2; JВ2 JГ3; JВ3 JБК;

i1, i2, i3 - энтальпии конденсата по корпусам, кДж/кг; СВ - теплоёмкость воды кДж/кг. К; СН, C2, C3 - теплоёмкость раствора начальной концентрации в первом корпусе и втором корпусе, соответcтвенно, кДж/кгК, Q1 КОНЦ, Q2 КОНЦ, Q3 КОНЦ - теплота концентрирования по корпусам, кВт; tн - температура кипения исходного раствора при давлении в 1-ом корпусе, С.

где - температурная депрессия для исходного раствора

Анализ зависимостей теплоты концентрирования от концентрации и температуры показал, что она наибольшая для третьего корпуса. Поэтому проведём расчёт теплоты концентрирования для 3-го корпуса.

Q3 КОНЦ = GСУХ . q,

где Q3 КОНЦ - производительность аппарата по сухому веществу СаCl2, кг/с; q - разность интегральных теплот растворения при концентрациях X2 и X3, кДж/кг.

Q3 КОНЦ = GП . XН . q = 6,94 . 0,03 . (918 - 840,2) = 16,2 кВт.

Сравним Q3 КОНЦ с ориентировочной нагрузкой для 3-го корпуса Q3 ОР:

Q3 ОР = (GН - W1 - W2) . (tК3 - tК2) + W3 . (JВ3 - CВ . tК3) = (6,94 - 1,88 - 2,07) . 3,16 . (67,2 - 131,3) + 3,2 . (2533 - 4,19 . 67,2) = 4469 кВт.

Q3 КОНЦ составляет значительно меньше 3% от Q3 ОР, поэтому в уравнениях тепловых балансов по корпусам пренебрегаем величиной Q3 КОНЦ.

Q1 = D . (2774 - 717) = 1,03 .[6,94 . 3,56 . (155,1 - 154,4) + W1 . (2774 - 4,19 . 155,1)]

Q2 = W1 . (2757 - 639) = 1,03 .[(6,94 - W1) . 3,38 . (131,3 - 155,1) + W2 . (2757 - 4,19 . 131,3)]

Q3 = W2 . (2723 - 551) = 1,03 .[(6,94 - W1 - W2) . 3,16 . (67,2 - 131,3) + W3 . (2723 - 4,19 . 67,2)]

W = 6,2 = W1+ W2+ W3

6,2 = + +

Отсюда: D = 1,66 кг/с.

Тогда:

W1 = 0,941,64 - 0,044 = 1,52 кг/с

W2 = 0,831,64 + 0,21 = 1,59 кг/с

W3 = 0,811,64 - 1,76 = 3,09 кг/с

Проверка:

W = W1 + W2 + W3 = 1,52 + 1,59 + 3,09 = 6,2 кг/с

Определим тепловые нагрузки, кВт:

Q1 = D•2057 = 1,66•2057=3414

Q2 = W1•2118 =1,52•2118=3214

Q3 = W2•2172 = 1,59•2172=3452

Наибольшее отклонение вычисленных нагрузок по испаряемой воде в каждом корпусе от предварительно принятых (W1 = 1,88 кг/с, W2 = 2,07 кг/с, W3 = 2,25 кг/с) так как расчет показал превышение 5%. То пересчитываем концентрации:

Плотность водных растворов СaСl2 [3] (13 стр. 541 табл. 185) по корпусам при t = 200C равна:

1 = 1030 кг/м3;2 = 1048 кг/м3; 3 = 1255 кг/м3;

При определении плотности раствора в корпусах пренебрегаем изменением её с повышением температуры от 200С до температуры кипения в связи с малым значением коэффициента объёмного расширения и ориентировочным значением величины .

Давление в среднем слое кипятильных труб по корпусам равно:

P1СР = PB1 + H . 1 . g1 . / 2 = 5,35 . 106 + 4 . 1030 .9.8 / 2 = 5,44 кг/смІ;

P2СР = PB2 + H . 2 . g2 . / 2 = 2,68 . 106 + 4 . 1048 . 9.8 / 2 = 2,77 кг/смІ;

P3СР = PB3 + H . 3 . g3 . / 2 = 0,076 . 106 + 4 . 1255 . 9.8 / 2 = 0,19 кг/смІ;

Этим давлениям соответствуют следующие температуры кипения и теплоты испарения растворителя.

Табл. 5

Давление, Па	Температура, С	Теплота испарения, кДж/кг
P1СР = 5,44	t1СР = 154	rВ1 =2103
P2СР = 2,77	t2СР = 129,8	rВ2 =2172
P3СР = 0,19	t3СР = 59	rВ3 =2350

Гидростатическая депрессия по корпусам:

Сумма гидростатических депрессий равна:

Температурная депрессия / определяется по уравнению:

Сумма температурных депрессий равна:

Температуры кипения раствора по корпусам:

tП1 = tг1 - tК1 = 168,2 - 154,7 = 13,5 С.

tП2 = tг2 - tК2 = 152,4 - 131 = 21,4 С.

tП3 = tг3 - tК3 = 128 - 67 = 61 С.

Суммарная полезная разность температур:

tП =tП1 + tП2 + tП3 = 13,5 + 21,4 + 61 = 95,9 С.

Проверка суммарной полезной разности температур:

tП = tг1 - tБК1 - (/ + // + ///) =168,2 -39,8 - (9,2 + 20,3 +3) = 95,9С.

Табл. 6. Параметры растворов и паров по корпусам

Параметр	Корпус
	1	2	3
Производительность по испаряемой воде, w, кг/с	1,52	1,59	3,09
Концентрация растворов x, %	3,8	5,4	28
Давление греющих паров Pг , МПа	7,75	5,19	2,63
Температура греющих паров tг , °C	168,2	152,4	128
Температурные потери , град	2,3	3	27,2
Температура кипения раствора tk, °C	154,7	131	67
Полезная разность температур , град	13,5	21,4	61

Выбор конструкционного материала.

Выбираем конструкционный материал, стойкий в среде кипящего раствора СаCl2 в интервале изменения концентраций от 3 до 28% [6]. В этих условиях химически стойкой является сталь марки X17, имеющая скорость коррозии менее 0,1 мм в год, коэффициент теплопроводности СТ = 25,1 Вт/м . К.

Расчёт коэффициентов теплопередачи.

Расчёт коэффициента теплопередачи в первом корпусе.

сопротивление загрязнений со стороны пара:

Коэффициент теплоотдачи от конденсирующегося пара 1 к стенке равен:

где r1 - теплота конденсации греющего пара, Дж/кг; Ж1, Ж, Ж плотность (кг/м2), теплопроводность (Вт/м.К), вязкость (Па) конденсата при средней температуре плёнки, соответственно:

tПЛ = tГ1 - t1/2,

t1 - разность температур конденсации пара и стенки, град..

Расчёт 1 ведут методом последовательных приближений.

1-ое приближение.

Примем - t1 = 2,00 C, тогда.

Проверяем правильность первого приближения по равенству удельных тепловых нагрузок:

Для установившегося процесса передачи тепла справедливо:

где q - удельная тепловая нагрузка, Вт/м2; tСТ - перепад температур на стенке, град; t2 - разность между температурой стенки со стороны раствора и температурой кипения раствора, град..

tСТ = 1 . t1 . / = 10724. 2 . 2,87 . 10-4 = 6,2C.

Тогда:

t2 = tП1 - tСТ - t1 = 13,5 -6,2 -2,0 = 5,3C.

Коэффициент теплоотдачи от стенки к кипящему раствору для режима пузырькового кипения в вертикальных пузырьковых трубках при условии естественной циркуляции раствора равен:

q1 = 1 . t1 = 10724 . 2 = 21447 Вт/м2;

q2 = 2 . t2 = 3359 . 5,3 = 17944 Вт/м2;

Табл. 7. Физические свойства кипящего раствора CaCl2

Параметр	Корпус
	1	2	3
Теплопроводность раствора л, Вт/(м·К)	0,58	0,57	0,53
Плотность растворов с, кг/м3	1030	1048	1255
Теплоемкость раствора с, Дж/ (кг·К)	3560	3380	3160
Вязкость раствора µ, мПа·с	0,18	0,34	0,82
Поверхностное натяжение , Н/м	73,3	74,5	79,8
Теплота порообразования, , Дж/кг	2107	2179	2358
Плотность пара, , кг/мі	3,12	1,49	0,13

2-ое приближение.

Примем - t1 = 2,3C, тогда:

tСТ = 10356 . 2,3 . 0,287 . 10-3 = 6,8 OC.

t2 = 13,5 -2,3 -6,21 = 4,4 OC.

q1 = 10356 . 2,3 = 23818 Вт/м2;

q2 = 5422 . 4,4= 23649 Вт/м2;

Если расхождение тепловых нагрузок не превышает 3%, то на этом расчёт коэффициентов 1 и 2 заканчивают.

Расчёт коэффициента теплопередачи во 2-ом корпусе.

Примем - t1 = 2,70 C, тогда:

tСТ = 9809. 2,7 .0,287 . 10-3 = 7,6C.

t2 = 21,4 -7,6 -2 = 11,1C.

q1 = 9809 . 2 = 26485 Вт/м2;

q2 = 2479 . 11,1 = 27487 Вт/м2;

Расчёт коэффициента теплопередачи в 3-ем корпусе.

Примем - t1 = 9,20 C, тогда

tСТ = 4342 . 9,2 .0,287 . 10-3 = 11,5C.

t2 = 61 -11,5 -9,2 = 40,3C.

q1 = 4342 . 9,2 = 39946Вт/м2;

q2 = 990 . 40,3 = 39949 Вт/м2;

Распределение полезной разности температур.

Полезные разности температур в корпусах установки находим из условия равенства из поверхностей теплопередачи:

где - соответственно полезная разность температур, тепловая нагрузка, коэффициент теплопередачи для j- го корпуса.

Q1 = 3414 кВт Q2 = 3214 кВт Q3 = 3452 кВт

Подставив численные значения, получим:

?tП1=95,9•3414/1760/(3414/1760+3214/1707+3452/1067)

?tП1= 26,3 град

?tП2=95,9•3214/1707/(3414/1760+3214/1707+3452/1067)

?tП2= 25,6 град

?tП3=95,9•3452/1067/(3414/1760+3214/1707+3452/1067)

?tП3= 44 град

Проверим общую полезную разность температур установки:

Поверхность теплопередачи выпарных аппаратов, мІ

В последующих приближениях нет необходимости вносить коррективы на изменение конструктивных размеров аппаратов. Сравнение распределенных из условий равенства поверхностей теплопередачи и предварительно рассчитанных значений полезных разностей температур Дtп представлено в табл. 8.

Табл. 8

Параметры	Корпус
	1	2	3
Распределенные в 1-ом приближении Дtп, град.	26,3	25.6	44
Предварительно рассчитанные Дtп,град	13,5	21,4	61

Второе приближение.

Как видно, полезные разности температур, рассчитанные из условия равного перепада давления в корпусах и найденные в 1-ом приближении из условия равенства поверхностей теплопередачи в корпусах, существенно различаются. Поэтому необходимо заново перераспределить температуры (давления) между корпусами установки. В основе этого перераспределения температур (давлений) должны быть положены полезные разности температур, найденные из условия равенства поверхностей теплопередачи аппаратов.

Уточненный расчет поверхности теплопередачи.

В связи с тем, что существенное изменение давлений по сравнению с рассчитанным в первом приближении происходит только в 1-ом корпусе, во втором приближении принимаем такие же значения Д', Д", Д'" для каждого корпуса, как в первом приближении. Полученные после перераспределения температур (давлений) параметры растворов и паров по корпусам представлены в табл. 9:

Табл. 9

Параметры	Корпус
	1	2	3
Производительность по испаряемой воде, щ, кг/с	1,52	1,59	3,09
Температура греющего пара в первом корпусе tг1 °С	168,2	-	-
Полезная разность температур Дtп град	26,3	25,6	44
Концентрация растворов х, %	3,8	5,4	28
Температура кипения раствора tк=tг-Дtп °С	141,9	115,0	68,0
Температура вторичного пара tвп= tк-(Д'+ Д") °С	140,6	112,0	40,8
Давление вторичного пара Рвп, МПа	3,69	1,51	0,76
Температура греющего пара tг= tвп- Д'", °С	-	139,6	113,0

Рассчитаем тепловые нагрузки (в кВт):

Q1 = 1,03 .[6,94 . 3,56 . (155,1 - 154,4) + 1,52 . (2757 - 4,19 . 155,1)] = 4276

Q2 = 1,03 .[(6,94 - 1,52) . 3,38 . (115 - 141,9) + 1,59 . (2723 - 4,19 . 115)] = 3225

Q3 = 1,03 .[(6,94 - 1,52 - 1,59) . 3,16 . (68 - 115) + 3,09 . (2533 - 4,19 . 68)] =7173

Расчет коэффициентов теплопередачи, выполненный описанным выше методом, приводит к следующим результатам [в Вт/(м2•К)]:

К1=1112; К2=860; К3=1102.

Распределение полезной разности температур

?tП1=95,9•3445/1112/(3445/1112+3225/860+7173/1102).

?tП1= 26,3 град.

?tП2=95,9•3225/860/(3445/1112+3225/860+7173/1102).

?tП2= 25,6 град.

?tП3=95,9•7173/1102/(3445/1112+3225/860+7173/1102).

?tП3= 44 град.

Проверим общую полезную разность температур установки:

У Дtп =26,3+25,6+44=95,9 °С

Сравнение полезных разностей температур Дtп, полученных во 2-ом и 1-ом приближении, представлено в табл. 10:

Табл. 10

Параметры	Корпус
	1	2	3
Дtп, во 2-ом приближении, град.	26,1	25,5	44,3
Дtп в 1-м приближении, град.	26,3	25.6	44

Различие между полезными разностями температур по корпусам в 1-ом и 2-ом приближениях не превышает 5%.

Поверхность теплопередачи выпарных аппаратов:

Табл. 11. Технические характеристики выпарного аппарата с естественной циркуляцией

Показатель	Значение
Номинальная поверхность теплообмена F, м2	125
Диаметр греющей камеры dk, мм	1000
Диаметр сепаратора dc, мм	2200
Диаметр циркуляционной трубы dц, мм	700
Общая высота аппарата Ha, мм	16000
Масса аппарата Ma, кг	10000

Определение толщины тепловой изоляции.

Толщину тепловой изоляции дн находят из равенства удельных тепловых потоков через слой изоляции от поверхности изоляции в окружающую среду:

где - коэффициент теплоотдачи от внешней поверхности изоляционного материала в окружающую среду, Вт/(м2·К): - температура изоляции со стороны окружающей среды (воздуха); для аппаратов, работающих в закрытом помещении, выбирают в интервале 35-15°С; - температура изоляции со стороны аппарата, ввиду незначительного термического сопротивления стенки аппарата по сравнению термическим сопротивлением слоя изоляции принимают равной температуре греющего пара ; - температура окружающей среды (воздуха), °С; - коэффициент теплопроводности изоляционного материала, Вт/(м·К).

Рассчитаем толщину тепловой изоляции для 1-го корпуса:

tСТ2 = 40°С.

tВ = 20°С.

бВ = 9,3+0,058•40 = 11,62 Вт/(м2·К).

В качестве материала для тепловой изоляции выберем совелит (85% магнезии + 15% асбеста), имеющий коэффициент теплопроводности л=0,09 Вт/ (м·К). Тогда получим:

Принимаем толщину тепловой изоляции 0,052 м и для других корпусов.

Расчет барометрического конденсатора.

Для создания вакуума в выпарных установках обычно применяют конденсаторы смешения с барометрической трубой. В качестве охлаждающего агента используют воду, которая подается в конденсатор чаще при температуре окружающей среды (около 20°С). Смесь охлаждающей воды и конденсата выливается из конденсатора по барометрической трубе. Для поддержания постоянства вакуума в системе из конденсатора с помощью вакуума - насоса откачивают неконденсирующие газы.

Необходимо рассчитать расход охлаждающей воды, основные размеры (диаметр и высоту) барометрического конденсатора и барометрической трубы, производительность вакуума - насоса.

Расход охлаждающей воды.

Расход охлаждающей воды Gв определяют из теплового баланса конденсатора:

где - энтальпия паров в барометрическом конденсаторе, Дж/кг; tн - начальная температура охлаждающей воды, °С; tk - конечная температура смеси воды и конденсата, °С.

Разность температур между паром и жидкостью на выходе из конденсатора должна быть 3-5 град. Поэтому конечную температуру воды tк на выходе из конденсатора примем на 3 град ниже температуры конденсации паров:

tk = t б.к - 3,0 = 39,8 - 3 = 36,8 °C.

tH = 20 °C.

IБК = 2533 кДж/кг.

сВ = 4,190 кДж/кг•К.

Тогда:

кг/с.

Диаметр конденсатора

Диаметр барометрического конденсатора dбк определяют из уравнения расхода:

где с - плотность паров, кг/м3, v - скорость паров, м/с.

При остаточном давлении в конденсаторе порядка 104 Па скорость паров v = 15-25 м/с. Тогда:

сП = 0,13 кг/м3.

Подбираем конденсатор диаметром, равным расчетному или ближайшему большему. Определяем его основые размеры. Выбираем барометрический конденсатор диаметром

dбк =1000 мм.

Высота барометрической трубы.

В соответствии с нормалями, внутренний диаметр барометрической трубы dбт равен 300 мм.

Скорость воды в барометрической трубе:

м/с.

Высота барометрической трубы:

где B - вакуум в барометрическом, Па; ?о - сумма коэффициентов местных сопротивлений; л - коэффициентов трения в барометрической трубе; 0,5 - запас высоты на возможное изменение барометрического давления, м.

Па

где - коэффициенты местных сопротивлений на входе в трубу и на выходе из нее.

Коэффициент трения л зависит от режима течения жидкости. Определим режим течения воды в барометрической трубе:

сВ = 1000 кг/мі мВ = 0,00054Па•с

м

Расчет производительности вакуум - насоса.

Производительность вакуум - насоса определяется количеством газа (воздуха), который необходимо удалять из барометрического конденсатора:

GВОЗД = 2,5•10-5•(w3+GB)+0,01•w3

кг/с

где 2,5•10-5 - количество газа, выделяющегося из 1 кг воды: 0,01 - количество газа, подсасываемого в конденсатор через неплотности, на 1 кг паров.

Объемная производительность вакуум - насоса равна:

,

где R - универсальная газовая постоянная, Дж/(кмоль К); Мвозд - молекулярная масса воздуха, кг/моль; tвозд - температура воздуха, °С; Pвозд - парциальное давление сухого воздуха в барометрическом конденсаторе, Па.

Мвозд = 29 кг/моль

Температуру воздуха рассчитывают по уравнению:

Давление воздуха равно:

где Pп - давление сухого насыщенного пара (Па) при tвозд = 26°C составит Па (определили по 1 табл. XXXVIII стр. 536). Подставив, получим:

Тогда:

Зная объёмную производительность Vвозд и остаточное давление по каталогу подбираем вакуум-насос типа ВВН-50, мощностью =94 кВт и производительностью 50мі/мин.

Определение поверхности теплопередачи подогревателя.

Рассчитать и подобрать нормализованный кожухотрубчатый теплообменник для подогрева исходной смеси. Горячий раствор в количестве GН = 6,94 кгс нагревается от температуры t2н= 20°С до t2к=141,9°С.

Давление греющего пара 0,775 МПа, что соответствует температуре =182°C

Тепловая нагрузка аппарата:

кВт

Определение средне-логарифмической разности температур:

С

С

С.

Примем ориентировочное значение коэффициента теплопередачи Kор=800 Вт/м2К.

Рассчитаем требуемую поверхность теплообмена:

Число труб, приходящееся на один ход:

Предварительно выбираем теплообменник по ГОСТу с характеристиками:

внутренним диаметром кожуха;

длиной труб;

поверхность теплообмена;

двухходовой теплообменник.

Уточненный расчет.

Действительное число Рейнольдса равно:

Коэффициент теплоотдачи к воде определяем по уравнению (2.12), пренебрегая поправкой :

Вт/мІ·К;

Коэффициент теплоотдачи от пара конденсирующегося на пучке вертикально расположенных труб, определим по уравнению:

Вт/мІ·К;

Термическое сопротивление стальной стенки трубы:

Суммарное термическое сопротивление стенки и загрязнений:

где лст=17,5 Вт/(м·К) - коэффициент теплопроводности стали.

- тепловая проводимость загрязнения со стороны бензола:

- тепловая проводимость загрязнения со стороны воды.

Коэффициент теплопередачи:

Рассчитываем запас:

Вывод: Принятый нами теплообменник подходит с запасом.

Расчёт центробежного насоса.

Основными типами насосов, используемых в химической технологии, являются центробежные, осевые и поршневые. Для проектируемой выпарной установки используем центробежный насос. При проектировании обычно возникает задача определения необходимого напора Н и мощности N при заданной подаче (расходе) жидкости Q, перемещаемой насосом. Далее по найденному напору и производительности насоса определяем его марку, а по величине мощности на валу - тип электродвигателя к насосу.

Мощность на валу насоса, кВт,

,

где Q - производительность насоса, м3/c; Н - напор, развиваемый насосом,м; - к.п.д. насоса, = 0,4 ч 1,92; - к.п.д. передачи (для центробежного насоса = 1).

Напор насоса:

,

где Р1 - давление жидкости для исходного раствора (атмосферное), Па; Р2- давление вторичного пара в первом корпусе, Па; НГ- геометрическая высота подъема раствора, м, Н Г = 8 ч 15 м; hп- напор, теряемый на преодоление гидравлических сопротивлений (трения и местных сопротивлений) в трубопроводе и теплообменнике, м.

Потери напора:

,

где и - потери напора соответственно в трубопроводе и в теплообменнике, м. В связи с громоздкостью расчета потери напора в теплообменнике можно не рассчитывать и принимать их в пределах , в зависимости от скорости движения раствора в трубах теплообменника, длины, количества труб и числа ходов теплообменника;

w - скорость раствора, м/с, w= 0,5 ч 1,5 м/с; l и d- длина и диаметр трубопровода, м; l = 10 ч 20 м; - коэффициент трения; - сумма коэффициентов местных сопротивлений.

Определим диаметр трубопровода из основного уравнения расхода:

Для определения коэффициента трения рассчитываем величину Rе:

,

где плотность, кг/м3 и вязкость, Па•с исходного раствора;

Для гладких труб при Re= 83814

Определим сумму коэффициентов местных сопротивлений :

Коэффициент местных сопротивлений равны:

вход в трубопровод = 0,5;

выход из трубопровода = 1,0;

колено с углом 90є (для трубы d= 34 мм); = 1.6;

вентиль прямоточный = 0,85 (для трубы d= 34 мм);

;

Примем потери напора в теплообменнике и аппарата плюс 2 метра, НГ= 10 м.

Тогда:

(выбор насоса не точный)

Устанавливаем, что данным подаче и напору больше всего соответствует центробежный насос марки Х45/21, для которого в оптимальных условиях работы Q = 1,25 10-3 м3/с, H = 17,3 м, . Насос обеспечен электродвигателем АО 2- 51 - 2 номинальной мощностью N= 10 кВт.

По мощности, потребляемой двигателем насоса, определяем удельный расход энергии:

Расчёт объёма и размеров емкостей.

Большинство емкостей представляют собой вертикальные или горизонтальные цилиндрические аппараты. При проектировании емкостей основными руководящими документами являются нормали и Государственные стандарты.

По номинальному объему аппарата выбирают его основные конструктивные размеры (диаметр, высоту), которые должны соответствовать ГОСТ 9941-72, ГОСТ 9671- 72.

Длина (высота) емкостей принимается равной (1 ч1,5) Dн.

Расчет емкостей для разбавленного и упаренного раствора ведем из условий шестичасовой (сменной) работы выпарного аппарата, т.е. ч.

Объём емкости для разбавленного (исходного) раствора:



где - количество (кг/ч) и плотность (кг/м3) исходного раствора; - коэффициент заполнения емкости, = 0,85 - 1,925. Примем Vн=50 м. Принимаем диаметр емкости равным D= 2,8 м. Тогда длина ее l = 4 м.

Объем емкости упаренного раствора:

где - количество (кг/ч) и плотность (кг/м3) упаренного раствора.

4. Конструктивный расчет

Расчет проточной части трубного пространства

Расчетная поверхность теплообмена

Длина труб l=4 м.

Число труб:

Размещение отверстий в трубной плите, определение диаметра греющей камеры.

Шахматное расположение труб в трубной плите (в вершинах шестиугольника (равностороннего треугольника =600)).

Внутренний диаметр греющей камеры.

Шаг между трубами от 1,2 до 1,5dH.

Коэффициент использования площади трубной решетки:

=0,7

Расчетный диаметр греющей камеры выпарного аппарата:

Стандартный диаметр греющей камеры выпарного аппарата D=1000 мм.

Выбор крышки (днища) аппарата по диаметру греющей камеры D=1000 мм выбираем эллиптическую крышку с обортовкой днище 400x6-25-09Г2С ГОСТ6533-68высота днища h=D/4=250 мм.

5. Гидравлический расчёт

Определение гидравлического сопротивления в трубном пространстве:

Число ходов: Z = 1

Определение коэффициентов местных сопротивлений.

Входной штуцер: жтр1= 1,5.

Выходной штуцер; жтр1= 1,5.

Поворот на 180o между ходами: ж'тр2= 2,5.

Количество поворотов n = z - 1 = 0.

Вход в трубы или выход из них:

ж'тр3 = 1 n = 2 z = 2.

жтр3= nж'тр3 = 2.

Скорость в трубах:

Высота выступов шероховатостей:

Д= 0,0002 м.

Относительная шероховатость труб:

е=Д/dв= 0,0002/0,034 = 0,00558.

Критерий Рейнольдса:

лт=

Гидравлическое сопротивление в трубном пространстве:

Дpт=

Дpт

Площадь самого узкого сечения в межтрубном пространстве:

Sм= 0,121 мІ (1, т. XXXV, с. 517)

Число рядов труб:

6. Механический расчёт

Определение толщины стенки:

1. Обечайки аппарата, работающие под внутренним давлением.

Выбираем хромникелевую сталь Х18Н10Т ГОСТ 5632-72;

Наибольшая температура среды в аппарате ;

Расчетная температура стенки ;

Допускаемое напряжение на растяжение ;

Рабочее давление р = 0,101 МПа;

Коэффициент прочности сварного шва, при 100% контроле сварного шва ручная дуговая электросварка.

Проницаемость среды в материал (скорость коррозии)м/год.

Срок службы аппарата лет.

Прибавка к расчетной толщине стенки для компенсации коррозии:

м/год

Расчетная толщина стенки цилиндрической обечайки условие соблюдается.

м

Исполнительная толщина стенки цилиндрической обечайки 6 мм.

Проверка.

условие соблюдается.

Допускаемое давление:

МПа.

условие соблюдается

2. Эллиптической крышки (днище) аппарата.

Коэффициент ослабления днища отверстиями:

.

Если <, то

Рабочая толщина стенки крышки (днища)

условие соблюдается.

м

Исполнительная толщина стенки цилиндрической обечайки 6 мм.

Проверка:

условие соблюдается

Допускаемое давление:

МПа.

условие соблюдается

Расчет фланцевого соединения.

Выбираем фланец с прокладкой прямоугольного сечения между плоскими поверхностями, среда инертная малоагрессивная рс < 2,5 МПа; tс < 540 єC тип I.

Диаметр болтовой окружности фланцев:

м

Катет сварного шва м.

Наружный диаметр обечайки:

м.

Наружный диаметр обечайки:

м.

Расчетный диаметр болтов:

м

Стандартный диаметр болтов м.

Площадь сечения выбранного болта по внутреннему диаметру резьбы:

мІ.

Наружный диаметр фланцев:

 м.

Выбираем наружный диаметр фланцев м.

Нормативный параметр е = 0,034 м.

Наружный диаметр прокладки:

м.

Выбираем прокладку из паронита тип I. Определяем действительную ширину прокладки: b = 0,016 м.

Средний диаметр прокладки:

м.

Эффективная ширина прокладки.

Если b15 мм, то м, если b>15 мм, то:

k =2,5 - коэффициент для паронита

Расчетная сила осевого прижатия прокладки прямоугольного сечения:

Расчетное растягивающее усилие в болтах при рабочих условиях:

.

Количество болтов:

 принимаем 32, так как количество болтов должно быть кратно 4.

Приведенная нагрузка на фланец при рабочих условиях:

МН.

Предел текучести выбранной стали МПа, коэффициенты ,

Вспомогательная величина.

мІ

Расчет высоты (толщины) фланца:

Если то:

м

м

Получаем расчетный фланец со следующими размерами

Табл. 12

Р, МПа					h		z
	мм	шт
0,78	1000	1060	1100	1050	28	М20	48

Коэффициент ослабления трубной решётки отверстиями:

Коэффициент: K= 0,45.

Расчётная толщина трубной решётки:

Выбираем толщину трубной решётки:

h=h'+cокр= 0,1 + 0,001 = 0,101 м.

Расчёт опор.

Масса аппарата:

m= 111461 кг.

Вес аппарата.

Ga=mg= 112815 Н.

Площадь аппарата:

Вес аппарата наполненного водой:

Gг=сж g l S= 922,9 * 9,81 * 4 * 0,5 = 2846,9 Н.

Максимальный вес аппарата:

G=Ga+Gг= 112815 + 2846,9 = 115661,9 Н.

Число лап: n = 4

Выбираем опору VIII со следующими размерами.

Табл. 13

G/nЧ102, МН	L	L1	L2	В	B1	B2	H	h	dб	a	a1	b1
	мм
3,531	170	190	160	185	135	125	285	24	М24	30	50	105

Число ребёр в одной лапе: Допускаемое напряжение на сжатие:

z= 2 ус.д= 100 МПа

Коэффициент: k=0,367.

Расчётная толщина ребра:

Исполнительная толщина ребра:

д=д'+cокр= 0,019 м.

Отношение:

l /д= 18,5

Общая длина сварного шва:

Lш=4(h+д)= 4 (0,285 + 0,019) =1,22 м

Заключение

выпарной температурный гидродинамический циркуляция

По результатам проведения расчета трехкорпусной выпарной установки был выбран выпарной аппарат с естественной циркуляцией

Табл. 14

Показатель	Значение
Номинальная поверхность теплообмена F, м2	125
Диаметр греющей камеры dk, мм	1000
Диаметр сепаратора dc, мм	2200
Диаметр циркуляционной трубы dц, мм	700
Общая высота аппарата Ha, мм	16000
Масса аппарата Ma, кг	10000

Произведен расчет производительности вакуум - насоса. Определение толщины тепловой изоляции. Осуществлен расчет и подбор конденсатора и барометрической трубы, а также емкостей.

Выполнен конструктивный расчет выпарной части аппарата, а также гидравлический расчет трубного пространства.

Также выполнен механический расчеты для проверки аппарата на прочность и определение его основных параметров.

Список использованных источников

1. Дытнерский Ю.И. Основные процессы и аппараты химической технологии (пособие по проектированию) М.: Альянс. - 2008.

2. Иоффе И.Л. Проектирование процессов и аппаратов химической технологии. Л.: Химия. - 1991

3. Павлов К.Ф., Романков П.Г., Носков А.А. Примеры и задачи по курсу процессов и аппаратов. Л.,”Химия”, 1976, 552с.

4. Мищенко К.П., Полторацкий Г.М. Термодинамика и строение водных и неводных растворов электролитов. Изд. 2-ое, Л.,”Химия”, 1976, 328с.

5. Воробьёва Г.Я. Коррозионная стойкость материалов в агрессивных средах химических производств. Изд. 2-ое, М., ”Химия”, 1975, 816с.

6. Касаткин А.Г. Основные процессы и аппараты химической технологии. Изд. 9-ое, М, ”Химия”, 1973, 750с.

7. Викторов М.М. Методы вычисления физико-химических величин и прикладные расчёты. Л.,”Химия”, 1977, 360с.

8. Чернышов А.К., Поплавский К.Л., Заичко Н.Д. Сборник номограмм для химико-технологических расчётов. Л.,”Химия”, 1974, 200с.

9. Тананайко Ю.М., Воронцов Е.Г. Методы расчёта и исследования плёночных процессов. Киев, “Техника”, 1975, 312с.

10. Лащинский А.А., Толчинский А.Р. Основы конструирования и расчёты химической аппаратуры. Л., “Машиностроение”, 1970, 752с.

11. Альперт Л.В. Основы проектирования химических установок. М. “Высшая школа”, 1976, 272с.

Размещено на Allbest.ru