Расчет основного аппарата

2. Расчет основного аппарата

Выбор конструкционных материалов

Выбираем конструкционный материал, стойкий в среде кипящего водного раствора К2СО3 в интервале изменения концентраций от 11 до 32%. в этих условиях химически стойкой является сталь марки Х18Н10Т. Скорость коррозии ее не менее 0,1 мм/год, коэффициент теплопроводности λ_ст = 25,1 Вт/(м_*К).

Расчеты конструктивно-технологических параметров аппарата

Определение поверхности теплопередачи выпарных аппаратов

Поверхность теплопередачи каждого корпуса выпарной установки определяется по основному уравнению теплопередачи:

F = Q/(Kt_п),  

где Q – тепловая нагрузка, кВт;

K – коэффициент теплопередачи, Вт/(м²_*K);

t_п – полезная разность температур_, град.

Для определения тепловых нагрузок Q, коэффициентов теплопередачи К и полезных разностей температур t_п необходимо знать распределение упариваемой воды, концентраций растворов и их температур кипения по корпусам. Эти величины находятся методом последовательных приближений.

Производительность установки по выпариваемой воде определяется из уравнения материального баланса:

W = G_н(1 – x_н/x_к),

где G_н – производительность установки по исходному раствору, кг/с;

x_н, x_к – массовые концентрации вещества в исходном _и упаренном растворе соответственно, %.

W = 1,11_*(1 – 11/32) = 0,728 кг/с.

Концентрации упариваемого раствора

Распределение концентраций раствора по корпусам установки зависит от соотношения нагрузок по выпариваемой воде в каждом аппарате. В первом приближении на основании практических данных принимают, что производительность по выпариваемой воде распределяется между корпусами в соотношении:

₁: ₂:₃ = 1,0: 1,1

Тогда

₁ =1,0W/(1,0 + 1,1) = 1,0_*1,11/2,1 = 0,346 кг/с;

₂ = 1,1W/(1,0 + 1,1) = 1,1_*1,11/2,1 = 0,381 кг/с;

Далее рассчитываются концентрации растворов в корпусах:

x₁ = G_нx_н/(G_н - ₁) = 1,11_*0,11/(1,11 – 0,346) = 0,16, или 16%;

x₂ = G_нx_н/(G_н - ₁ - ₂) =1,11_*0,11/(1,11 – 0,346 – 0,381) = 0,32, или 32%.

Концентрация раствора в последнем корпусе x₂ соответствует заданной концентрации упаренного раствора x_к.

Температуры кипения растворов

Общий перепад давлений в установке равен:

P_об = P_г1 – P_бк,

где P_г1 – давление греющего пара, МПа;

P_бк – абсолютное давление в барометрическом конденсаторе, МПа.

P_об =0,9-0,02=0,88МПа.

В первом приближении общий перепад давлений распределяют между корпусами поровну. Тогда давления греющих паров в корпусах (в МПа) равны:

P_г1 = 0,9МПа;

P_г2 = P_г1 - P_об/2 =0,9 – 0,0,88/2 = 0,46 МПа.

Давление пара в барометрическом конденсаторе:

P_бк = P_г2 - P_об/2 = 0,46 – 0,488/2 = 0,02 МПа,

что соответствует заданному значению P_бк.

По давлениям паров находим их температуры и энтальпии [1]:

P, МПа t, ⁰C I, кДж/кг

P_г1 = 0,9t_г1 = 174,5I₁ = 2780

P_г2 = 0,46 t_г2 = 147,82 I₂ = 2750

P_бк = 0,02 t_бк = 59,7 I_бк = 2607

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

Изменение температуры кипения по высоте кипятильных труб происходит вследствие изменения гидростатического давления столба жидкости.

Температуру кипения раствора в корпусе принимают соответствующей 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 ΣΔ от температурной (Δ^/), гидростатической (Δ^//) и гидродинамической (Δ^///) депрессий (ΣΔ = Δ^/ +Δ^// +Δ^///).

Гидродинамическая депрессия обусловлена потерей пара на преодоление гидравлических сопротивлений трубопроводов при переходе из корпуса в корпус. Обычно в расчетах принимают Δ^/// = 1,0 – 1,5град на корпус. Примем для каждого корпуса Δ^/// = 1 град. Тогда температуры вторичных паров в корпусах (в ⁰C) равны:

t_вп1 = t_г2 + Δ₁^/// = 147,82 + 1,0 = 148,82;

t_вп2 = t_бк + Δ₂^/// =59,7 + 1,0 = 60,7.

Сумма гидродинамических депрессий

ΣΔ^/// = Δ₁^/// +Δ₂^/// =1 + 1 = 2 ⁰С.

По температурам вторичных паров определим их давление. Они равны соответственно (в МПа): P_вп1 =0,47; P_вп2 = 0,18; P_вп3 = 0,021.

Гидростатическая депрессия обусловлена разностью давлений в среднем слое кипящего раствора и на его поверхности. Давление в среднем слое кипящего раствора Р_ср каждого корпуса определяется по уравнению:

Р_ср = P_вп + ρgH (1- ε)/2,

где Н- высота кипятильных труб в аппарате, м; ρ – плотность кипящего раствора, кг/м³; ε – паронаполнение (объемная доля пара в кипящем растворе), м³/м³.

Для выбора значения H необходимо ориентировочно оценить поверхность теплопередачи выпарного аппарата F_ор. При кипении водных растворов можно принять удельную тепловую нагрузку аппаратов с естественной циркуляцией q = 20000 – 50000 Вт/м². Примем q = 40000 Вт/м². Тогда поверхность теплопередачи первого корпуса ориентировочно равна:

F_ор = Q/q = ω_1*r₁/q,

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

F_ор = Q/q = ω_1*r₁/q = 0,346_*2121,2_*10³ / 40000 = 18,4 м².

По ГОСТ 11987 – 81 трубчатые аппараты с естественной циркуляцией и вынесенной греющей камерой состоят из кипятильных труб, высотой 4 и 5 м при диаметре d_н = 38 мм и толщине стенки δ_ст = 2 мм. Примем высоту кипятильных труб H = 4 м.

При пузырьковом (ядерном) режиме кипения паронаполнение ε = 0,4 – 0,6.Примем ε = 0,5.

Плотность водных растворов, в том числе NaCl [6], при температуре 20 ⁰С и соответствующих концентрациях в корпусах равна:

ρ₁ = 1145 кг/м³, ρ₂ = 1323014 кг/м³.

При определении плотности растворов в корпусах пренебрегаем изменением ее с повышением температуры от 20 ⁰С до температуры кипения ввиду малого значения коэффициента объемного расширения и ориентировочно принятого значения ε.

Давления в среднем слое кипятильных труб корпусов (в Па) равны:

Р_{1 ср}. = Р _{вп 1} + ρ_1*g_*Н_*(1- ε)/2 = 47,069*10⁴ + 1145_*9,8_*4_*(1 – 0,5)/2 = 48,2_*10⁴;

Р_{2 ср}. = Р _{вп 2} + ρ_2*g_*Н_*(1- ε)/2 =2,1 _*10⁴ + 1323,14_*9,8_*4_*(1 – 0,5)/2 = 3,4_*10⁴.

Этим давлениям соответствуют следующие температуры кипения и теплоты испарения растворителя [1]:

P, МПа t, ⁰C r, кДж/кг

P_1ср = 0,0,48t_1ср =149,6 r_вп1 = 2121,32

P_2ср = 0,034 t_2ср =71,38 r_вп2 = 2329,6

Определим гидростатическую депрессию по корпусам (в ⁰C):

Δ₁^// = t_1ср - t_вп1 =149,6– 148,8 = 0,8;

Δ₂^// = t_2ср - t_вп2 = 71,38-60,7=10,68

Сумма гидростатических депрессий

ΣΔ^// = Δ₁^// +Δ₂^// + Δ₃^// = 0,8+10,68=11,48.

Температурную депрессию Δ^/ определим по уравнению

Δ^/ = 1,62_*10^-2_* Δ_атм^/_*Т²/ r _вп,

где Т – температура паров в среднем слое кипятильных труб, К; Δ_атм^/ - температурная депрессия при атмосферном давлении.

Находим значение Δ^/ по корпусам (в ⁰C):

Δ^/₁= 1,62_*10^-2 _*(149,6 + 273)²_* 1,64 / 2121,32 = 2,24;

Δ^/₂= 1,62_*10^-2 _*(71,32 + 273)²_* 5,04 / 2339,6 = 4,16;

Сумма температурных депрессий

ΣΔ^/ = Δ₁^/ +Δ₂^/ + Δ₃^/ =2,24+4,16=6,4.

Температуры кипения растворов в корпусах равны (в ⁰C)

t_к = t_г + Δ^/ +Δ^//.

В аппаратах с вынесенной зоной кипения с естественной циркуляцией кипение раствора происходит в трубе вскипания, устанавливаемой над греющей камерой. Кипение в греющих трубках предотвращается за счет гидростатического давления столба жидкости в трубе вскипания. В греющих трубках происходит перегрев жидкости по сравнению с температурой кипения на верхнем уровне раздела фаз. Поэтому температуру кипения раствора в этих аппаратах определяют без учета гидростатических температурных потерь Δ^//.

t_к1 = t_г2 + Δ^/₁ +Δ^///₁ = 147,82+2,24+0,8+1=151,86

t_к2 = t_бк + Δ^/₂ +Δ^///₂ =

Перегрев раствора Dt_пер может быть найден из внутреннего баланса тепла в каждом корпусе. Уравнение теплового баланса для j-го корпуса записывается в следующем виде:

G_нj*c_нj*(t_кj-1 - t_кj) + M_*c_нj*Dt_перj = ω_j*(I_{вп j} - c_в*t_кj),

где М – производительность циркуляционного насоса (в кг/с),тип которого определяют по каталогу [11] для выпарного аппарата с поверхностью теплопередачи F_ор.

Для первого корпуса t_кj-1 – это температура раствора, поступающего в аппарат из теплообменника-подогревателя.

В аппаратах с естественной циркуляцией обычно достигаются скорости раствора u = 0,6 – 0,8 м/с. Примем u = 0,7 м/с. Для этих аппаратов масса циркулирующего раствора равна:

M = u*S*ρ,

где S- сечение потока в аппарате (м²), рассчитываемая по формуле:

S = F_ор*d_вн/4_*H,

где d_вн – внутренний диаметр труб, м;

Н – принятая высота труб, м.

S = 18,3_*0,034/4_*4 = 0,039 м².

M = 0,7_*0,039_*1109,5 = 30,3 кг/с.

Таким образом, перегрев раствора в j-м аппарате Dt_перj равен:

Dt_перj = [ω_j*(I_{вп j} - c_в*t_кj) - G_нj*c_нj*(t_кj-1 - t_кj)] / M_*c_нj.

Dt_пер1 = [ω_1*(I_{вп 1} - c_в*t_к1) - G_н1*c_н1*(t_{к исх} - t_к1)] / M_*c_н1 = [0,346_*(2750 – 4,19_*151,86) –

1,11_*3,5196_*(103 – 151,86)] / 30,3_*3,596 = 8,1

Dt_пер2 = [ω_2*(I_{вп 2} - c_в*t_к2) - G_н2*c_н2*(t_к1 - t_к2)] / M_*c_н2 = [0,381_*(2750 – 4,19_*147,82) – 1,11_*3,520_*(1151,86 – 75,54)] / 30,3_*3,520 = 4,3

Полезная разность температур

Полезную разность температур (в ⁰С) в каждом корпусе можно рассчитать по уравнению:

Dt_пj = t_гj –t_кj.

Dt_п1 = t_г1 – t_к1 = 174,5-151,8=22,7;

Dt_п2 = t_г2 – t_к1= 147,82-75,54=72,28;

Анализ этого уравнения показывает, что величина Dt_пер / 2 – не что иное как дополнительная температурная потеря. В связи с этим общую полезную разность температур выпарных установок с аппаратами с вынесенной зоной кипения нужно определять по выражению:

ΣΔt_п = t_г1 - t_бк - ΣΔ^/ - ΣΔ^/// + ΣΔ^//.

ΣΔt_п = 174,5-59,7-(6,4+11,48+2)=94,92⁰С.

Проверим общую полезную разность температур:

ΣΔt_п = Dt_п1 + Dt_п2 = 22,7+72,28=94,98⁰С.

Определение тепловых нагрузок

Расход греющего пара в 1-й корпус, производительность каждого корпуса по выпаренной воде и тепловые нагрузки по корпусам определим путем совместного решения уравнений тепловых балансов по корпусам и уравнения баланса по воде для всей установки:

Q₁ = D_*(I_г1 – i₁) = 1,03_*[G_н*c_н*(t_к1 - t_н) + w_1*(I_вп1 – c_в*t_к1) + Q_1конц]; (1)

Q₂ = w_1*(I_г2 – i₂) = 1,03_*[(G_н - w₁)_*c_1*(t_к2 – t_к1) + w_2*(I_вп2 – c_в*t_к2) + Q_2конц]; (2)

W = w₁ + w₂ (4)

где 1,03 – коэффициент, учитывающий 3% потерь тепла в окружающую среду;

с_н,с₁,с₂ – теплоемкости растворов соответственно исходного, в первом и во втором корпусах, кДж/ (кг*К) [6];

Q_1конц, Q_2конц, Q_3конц – теплоты концентрирования по корпусам, кВт;

t_н – температура кипения исходного раствора при давлении в 1–м корпусе;

t_н = t_вп1 + Δ^/_н,

где Δ^/_н – температурная депрессия для исходного раствора.

t_н = 148,8 + 1 = 149,8⁰С.

При решении уравнений (1) – (4) можно принять:

I_вп1 » I_г2; I_вп2 » I_г3; I_вп3 » I_бк.

Получим систему уравнений:

Q₁ = D_*(2780-740) = 1,03_*[1,11*3,5* (151,86-149,8) + ω_1*(270-4,19*151,86)];

Q₂ = ω_1*(272750-622,64) = 1,03_*[(1,11-ω₁)_*3,52_*(75,54-15,186)+ω_2*(2607-4,79*75,54)];

W = w₁ + w₂ + w₃ = 1,11.

Решение этой системы уравнений дает следующие результаты:

D = 0,366 кг/с; Q₁ = 746,64 кВт; Q₂ = 713 кВт;

ω₁ = 0,335 кг/с; ω₂ = 0,392 кг/с.

Результаты расчета сведены в таблицу1.2

Таблица 1.2

Параметры	Корпуса
	1	2
Производительность по упаренной воде ω, кг/с.	0,335	0,392
Концентрация растворов х,%	16	32
Давление греющих паров Pг,МПа	0,9	0,46
Температура греющих паров tг, °С	174,5	147,82
Температурные потери ΣΔ, град	-	-
Температура кипения раствора tк, °С	151,86	75,54
Полезная разность температур Δtп, градус	22,7	72,28

Наибольшее отклонение вычисленных нагрузок по испаряемой воде в каждом корпусе от предварительно принятых (ω1=0,34 кг/с, ω2=0,37 кг/с, ω3=0,4 кг/с) превышает 5% необходимо заново пересчитать концентрации, температурные депрессии и температуры кипения растворов, положив в основу расчета новое, полученное из решения балансовых уравнений, распределение нагрузок по испаряемой воде.

Рассчитаем концентрации растворов в корпусах:

x₁ = G_нx_н/(G_н - ₁) = 1,11_*0,11/(1,11 – 0,335) = 0,158, или 16%;

x₂ = G_нx_н/(G_н - ₁ - ₂) = 1,11_*0,11/(1,11 – 0,335 – 0,393) = 0,319, или 32%.

Расчет коэффициентов теплопередачи

Коэффициент теплопередачи для первого корпуса определяют по уравнению аддитивности термических сопротивлений:

К₁ = 1 / (1/α₁ + Σδ/λ + 1/α₂)

Примем, что суммарное термическое сопротивление равно термическому сопротивлению стенки δ_ст/λ_ст и накипи δ_н/λ_н. Термическое сопротивление загрязнений со стороны пара не учитываем. Получим:

Σδ/λ = 0,002/25,5 + 0,0005/2 = 2,87*10^-4 м²_*К/Вт.

Коэффициент теплоотдачи от конденсирующегося пара к стенке α₁ равен:

α₁ = 2,04_*⁴√(r_1*ρ²_{ж 1*}λ³_{ж 1}) / (μ_{ж 1*}Н_*Dt1),

где r₁ – теплота конденсации греющего пара, Дж/кг;

ρ_{ж 1,}λ_{ж 1},μ_{ж 1} – соответственно плотность (кг/м³), теплопроводность (Вт/м_*К), вязкость (Па_*с) конденсата при средней температуре пленки t_пл = t_г1 - Dt₁/2, где Dt₁ – разность температур конденсации пара и стенки, град.

Расчет α₁ ведут методом последовательных приближений. В первом приближении примем

t_пл = 174,5 – 1 = 1175,5 град.

Тогда

α₁ = 2,04_*⁴√(2025,2_*10³_*1095²_*0,587³)/(0,07_*10^-3_*4_*2) = 11101,61 Вт/ м²_*К.

Для установившегося процесса передачи тепла справедливо уравнение

q = α_1*Δt₁ = Δt_ст / (Σδ/λ) = α_2*Δt₂,

где q – удельная тепловая нагрузка, Вт/м²;

Δt_ст – перепад температур на стенке, град;

Δt₂ – разность между температурой стенки со стороны раствора и температурой кипения раствора, град.

Отсюда

Δt_ст = α_1*Δt_1* Σδ/λ = 11101,61*2*2,87^-4 = 8,26 град.

Тогда

Δt₂ = Δt_{п 1} - Δt_ст - Δt = 22,7-8,24-2 = 16,46 град.

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

α₂ =Аq^0.6 =780 q^0.6 (λ¹₁^.3*ρ₁^0.5*ρ_п1^0.06/σ₁^0,5*r_в1^0,6*ρ₁^0,66*c₁^0,3*μ₁^0,3).

Подставив численные значения, получим:

α₂ =780q^0.6 (0,587 ^1.3*1095^0.5*2,913^0.06/0,078^0.5*(2145*10³) ^0.6*0,579^0.66*3450^0.3*(0,07*10^{3) 0.3)} =6976,4

Проверим правильность первого приближения по равенству удельных тепловых нагрузок:

q^/ = α_1*Δt₁ = = 11101,61*2=222,322 Вт/м²;

q^// = α_2*Δt₂ = 6976,4*16,46 = 90483,91 Вт/м².

Как видим, q^/ ≠ q^//.

Для второго приближения примем Δt₁ =5,0

α₁ = 11101,61_*⁴√2/5 = 8828,78 Вт/ м²_*К.

Получим:

Для установившегося процесса передачи тепла справедливо уравнение

Δt_ст =9722,4*3,4*3,79*10^-4 =11,38

Δt₂ = 23,23-11,38-5=0,85 град.

α₂ = 17,21*(9722,4*5) ^0,6 =10536,67

Проверим правильность первого приближения по равенству удельных тепловых нагрузок:

q^/ = α_1*Δt₁ = 9722,4*5 = 33056,16 Вт/м²;

q^// = α_2*Δt₂ = 8857,93*7,29 = 64574,31 Вт/м².

Как видим, q^/ ≠ q^//.

Так как расхождение между тепловыми нагрузками превышает 5%, продолжаем подбор

Тогда примем Dt₁ = 4,3

Тогда

α₁ = 2,04_*⁴√2/4 = 9335,3 Вт/ м²_*К.

Для установившегося процесса передачи тепла справедливо уравнение

q = α_1*Δt₁ = Δt_ст / (Σδ/λ) = α_2*Δt₂,

где q – удельная тепловая нагрузка, Вт/м²;

Δt_ст – перепад температур на стенке, град;

Δt₂ – разность между температурой стенки со стороны раствора и температурой кипения раствора, град.

Отсюда

Δt_ст = α_1*Δt_1* Σδ/λ = 9335,3*4*3,79_*10^-4 = 14,15град.

Тогда

Δt₂ = Δt_{п 1} - Δt_ст - Δt = 23,23-4-14,15 = 5,08 град.

α₂ = 17,21(9335,3*4) ^0,6 =9530,02

Проверим правильность первого приближения по равенству удельных тепловых нагрузок:

q^/ = α_1*Δt₁ = 9335,3*4=37341,2 Вт/м²;

q^// = α_2*Δt₂ = 9530,02*5,08=48412,50 = 39282,63 Вт/м².

Как видим, q^/ ≈ q^//.

Расхождение между тепловыми нагрузками не превышает 3%, расчет коэффициентов α₁ и

α₂ на этом заканчивается. Находим К₁:

К₁ = 1/(1/9168,04 + 2,87_*10^-4 + 1/9845,27) = 1696 Вт/ м²_*К.

Далее рассчитаем коэффициент теплопередачи для второго корпуса К₂.

К₂₌1 / (1/α₁ + Σδ/λ + 1/α₂)

Расчет α₁ ведут методом последовательных приближений. В первом приближении примем

Δt₁=5 град.

α₁ = 2,04_*⁴√(2084_*10³_*1274²_*0,5592³)/(0,21 _*10^-3_*4_*5) = 7027,52 Вт/ м²_*К.

Δt_ст = 7027,52_*5_*2,87_*10^-4 = 13,32 град;

Δt₂ =74,87-13,32-5= 56,55 град;

α₂ =780q^0.6 (0,5592 ^1.3*1274^0.5*0,2498^0.06/0,09^0.5*(2307*10³) ^0.6*0,579^0.66*3180^0.3*

* (0,21*10^3)0.3) =5269,63 Вт/ м²_*К;

q^/ = α_1*Δt₁ = 7027,52*5,0 = 35137,6 Вт/м²;

q^// = α_2*Δt₂ = 5269,63*56,55=297997,58 Вт/м².

Как видим, q^/ ≠ q^//.

Во втором приближении примем Dt₁ =23,5 град.

Тогда

α₁ = 7027,52√5/23,5 = 4772,85 Вт/ м²_*К.

Δt_ст = 4772,85*23,5*2,87*10^-4 =42,51 град;

Δt₂ =74,87-42,51-23,5=8,86 град;

α₂ = 10573,64 Вт/ м²_*К;

q^/ = α_1*Δt₁ = 4772,85*23,5=112161,975 Вт/м²;

q^// = α_2*Δt₂ = 10573,64*8,86= 93682,45Вт/м².

Как видим, q^/ ≠ q^//.

Так как расхождение между тепловыми нагрузками превышает 5%, продолжаем подбор

Тогда примем Dt₁ = 23

α₁ = 7027,52_*⁴√5/23 = 4798,58 Вт/ м²_*К.

Δt_ст =4798,58*232,87_*10^-4 = 41,83 град;

Δt₂ = 74,87-41,83-23=10,04 град;

α₂ = 10471,8 Вт/ м²_*К;

q^/ = α_1*Δt₁ = 4798,58*23 = 110367,34 Вт/м²;

q^// = α_2*Δt₂ = 10471,8*10,04=105136,87 Вт/м².

Как видим, q^/ ≈ q^// расхождение между тепловыми нагрузками превышает 5%, продолжаем подбор

Тогда примем Dt₁ = 22,8.

α₁ = 7027,52_*⁴√5/22,8 = 4809,07 Вт/ м²_*К.

Δt_ст =4809,07*22,8*2,87_*10^-4 = 41,56 град;

Δt₂ = 74,87-41,56-22,8=10,51 град;

α₂ = 10430,43 Вт/ м²_*К;

q^/ = α_1*Δt₁ =4809,07 * 22,8=109646,796 Вт/м²;

q^// = α_2*Δt₂ = 10430,73*10,51=109626,97 Вт/м².

Как видим, q^/ ≈ q^// расхождение между тепловыми нагрузками не превышает 5%.заканчиваем расчет коэффициентов α₁ и α_2. находим К₂

К₂ = 1/(1/4809,07 + 2,87_*10^-4 + 1/10430,73) = 1464,13 Вт/ м²_*К.

Распределение полезной разности температур

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

Δt_пj = ΣΔt_п*(Q_j/K_j)/ΣQ/K,

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

Подставив численные значения, получим:

Δt_п1 =94,98 *(746,64/1696,35) / (746,64/1696,35 + 713/1464,13) = 44,76град,

Δt_п2 = 94,98*(713/1464,13) / (746,64/1696,35 + 713/1464,13) = 50,22 град,

Проверим общую полезную разность температур установки:

 

ΣΔt_п = Δt_п1 +Δt_п2 = 45,76+49,19=94,98град.

Теперь рассчитаем поверхность теплопередачи выпарных аппаратов по формуле:

F= Q/(K Δt_п)

F₁ = 746,64 *10³/ (1696,35*45,76) = 12,3м²,

F₂ = (713*10³) / (1464,13*49,76) = 12,3 м²,

Найденные значения мало отличаются от ориентировочно определенной ранее поверхности F_ор. Поэтому в последующих приближениях нет необходимости вносить коррективы на изменение конструктивных размеров аппаратов (высоты, диаметра и числа труб). Сравнение распределенных из условий равенства поверхностей теплопередачи и предварительно рассчитанных значений полезных разностей температур Δt_п представлено ниже:

	Корпус
	1	2
Распределенные в 1-м приближении значения Δtп, град	22,7	72,28
Предварительно рассчитанные значения Δtп, град	45,76	49,19

 

Как видно, полезные разности температур, рассчитанные из условия равного перепада давления в корпусах и найденные в 1-м приближении из условия равенства поверхностей теплопередачи в корпусах, существенно различаются. Поэтому необходимо заново перераспределить температуры (давления) между корпусами установки. В основу этого перераспределения температур (давлений) должны быть положены полезные разности температур, найденные из условий 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-м и 2-м корпусах (где суммарные температурные потери незначительны), во втором приближении принимаем такие же

значения Δ^/,Δ^// и Δ^/// для каждого корпуса, как в первом приближении. Полученные после перераспределения температур (давлений) параметры растворов и паров по корпусам представлены ниже:

Параметры	Корпус
	1	2
Производительность по испаряемой воде ω, кг/с	0,335	0,392
Концентрация растворов х, %	16	32
Температура греющего пара в 1-м корпусе tг1, 0С	174,82	147,82
Полезная разность температур Δtп, град	45,76	49,19
Температура кипения раствора tк = tг – Δtп, 0С	131,06	99,83
Температура вторичного пара tвп = tк – (Δ/ + Δ//), 0С	130,56	82,76
Давление вторичного пара Рвп, Мпа	0,47	0,02
Температура греющего пара tг = tвп – Δ///, 0С	129	81,76

Рассчитаем тепловые нагрузки (в кВт):

Q₁ = 1,03_*[1,11_*3,68_*(131,06-129,06)+0,435_*(2726,78-4,19_*131,06)] = 1026,957;

Q₂ = 1,03_*[(1,11-0,335)_*3,45_*(99,83-131,06)+0,52_*(2648,97-4,19_*82,76)] = 1121,06;

Расчет коэффициентов теплопередачи, выполненный выше описанным методом, приводит к следующим результатам: К₁ = 1767 м²_*К/Вт; К₂ = 1512 м²_*К/Вт.

Распределение полезной разности температур:

Δt_п1 =94,98 *(981,79/1767) / (981,79/1767 +1211/1512) = 41,85 град,

Δt_п2 =94,98*(1211/1512) /(981,79/1767 +1211/1512)=53,13 град,

Проверим общую полезную разность температур установки:

 

ΣΔt_п = Δt_п1 +Δt_п2 =41,85+53,13=94,98град.

Различия между полезными разностями температур по корпусам в 1-м и 2-м приближениях не превышают 5%.

Поверхность теплопередачи выпарных аппаратов:

F₁ = (978,545*10³) / (1767*41,97) = 13,2 м²,

F₂ = (112,06*10³) / (15612*56,13) = 13,2 м².

По ГОСТу11987-81 выбирем выпарной аппарат со следующими характеристиками:

Номинальная поверхность теплообмена F_н 16 м²

Диаметр труб d 38*2 мм²

Высота труб H 4000 мм²

Диаметр греющей камеры d_к 400 мм

Диаметр сепаратора d_с 800 мм

Диаметр циркуляционной трубы d_ц 250мм

Масса аппарата M_а 14500кг

Определение толщены тепловой изоляции

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

α _в (t _ст2- t _в)= (λ_и /δ_и)(t _ст1 – t_ст2)

где α _в =9,3+0,058 t _ст2- коэффициент тепло отдачи от внешней поверхности изоляционного материала в окружающую среду,Вт/м² К;

t _ст2-температура изоляции со стороны окружающейсреды, С°;

t _{ст1 -} температура изоляции со стороны аппарата t _{ст1 =} t _г1, С°;

t _в – температура окружающей среды,С°

λ_и -коэффициент теплопроводности изоляционного материала Вт/м К.

α _в = 9,3 + 0,058*40 =11,62 Вт

в качестве материала для тепловой изоляции выберем совелит (85% магнезии = 15% асбеста), имеющий коэффициент теплопроводности λ_и =0,09Вт/м К.

Тогда получим

δ_и =0,09(179,8-40)/11,62(40-60)=0,054 м

Расчет на прочность

Эллиптическое днище.

Внутренний диаметр элептического днища	1200 мм
Высота скругленной части днища	300 мм
Толщина стенки днища s	8 мм
Диаметр заготовки D	1463 мм
Высота борта h	40 мм
Масса днища m	105 кг
Объем днища V	271·103 м3
Внутренняя поверхность днища	2 м2

Коническое днище.

Внутренний диаметр конического днища	1200 мм
Высота конической части днища	1087 мм
Радиус нижней части днища	180 мм
Объем днища V	490·103 м3
Внутренняя поверхность днища	2,58 м2
Толщина стенки днища s	8 мм
Высота борта h	40 мм
Масса днища m	165 кг
Развертка	2592 мм

Расчет толщины обечаек.

,

.

Условие выполняется, следовательно толщина обечайки выбрана правильно.

 

Заключение

В курсовой работе рассмотрена двухкорпусная выпарная установка, произведены основные расчеты по определению поверхности теплоотдачи выпарного аппарата, концентрации упариваемого раствора К2СО3. Исходя из свойств соли был выбран аппарат первого типа с третьим исполнением, выпарной трубчатый аппарат с естественной циркуляцией, с сосной греющей камерой и солеотделением. Упариванием раствора, выделяющиеся кристаллы, удаляются промывкой.

Список использованной литературы

1 Реми Г. Курс неорганической химии/-М.: Мир 1989.-823с.

2 Колчан Т.А. Выпарные станции/Т.А. Колчан, Д.В. Радун-.М.:Машгиз,1963.-398с.

3 Основные процессы и аппараты химической технологии/Под ред. ЮЙ Дыднерского.-М:. Химия, 1991.-494с.

4 Павлов К.Ф примеры и задачи по курсу процессов и аппаратов химической технологии / К.Ф. Павлов, П.Г. Романков, А.А Носков.- Л.: Химия,1987.-576 с.

5 Справочник химика / Под редакцией Б.Н. Николенского. Т. 1-6.-М.;Л.:химия, 1966.

6 Аппараты выпарные трубчатые вертикальные общего назначения:Каталог.- М.:ЦИНТИхимнефтемаш,1979.-272с.