Двухкорпусная выпарная установка

ФЕДЕРАЛЬНОЕ АГЕНТСТВО ПО ОБРАЗОВАНИЮ

Государственное образовательное учреждение высшего профессионального образования

Кузбасский Государственный Технический Университет

Кафедра процессов, машин и аппаратов химических производств

РАСЧЕТНО-ПОЯСНИТЕЛЬНАЯ ЗАПИСКА

к курсовому проекту на тему:

«Двухкорпусная выпарная установка»

Студент Майбуров М.В.

Руководитель проекта

Темникова Е.Ю

Кемерово 2006

Содержание

Введение

1. Описание технологической схемы установки

2. Расчет основного аппарата

Заключение

Список литературы

Введение

Выпарные аппараты предназначены для концентрирования жидких растворов практически нелетучих веществ путем частичного удаления растворителя испарением при кипении жидкости. В процессе выпаривания растворитель удаляется из всего объема раствора, в то время как при температурах ниже температур кипения испарение происходит только с поверхности жидкости.

Процесс выпаривания - энергоемкий процесс, особенно если теплота испарения. Как например у воды. Поэтому составляющая на энергозатраты при выпаривании может быть весьма существенной составляющей в себестоимости производства того или иного продукта. Одним из наиболее эффективных способов снижения энергопотребления является применение выпарных батарей- многокорпусных выпарных установок.

Веществом, подлежащим концентрированию в водном растворе, является К2СО3. Его основные физико-химические свойства приведены в таблице 1.1:

Таблица 1.1

Название вещества	Химическая формула	Форма и цвет	Молекулярный вес	температура плавления, 0С	Теплота растворения при 18°в 400моля воды, ккал/кг-мол	плотность, г/см3	Температура кипения 50% р-ра, °С
Углекислый Калий (пошат)	К>2>СО>3>	Белые кристаллы	58,44	891± 0,5	6490	2,13	113,1

Пошат используют в производстве стекла. Значительное количество пошата употребляют для производства некоторых солей, фармацевтических препаратов, жидкого калийного мыла. Для получения жидкой и твердой двуокиси углерода, при крашение и отбелки тканей, для изготовления печатных красок и т.д. разработан способ кладки бетона в зимнее время с применением раствора пошата. В препаративной химии в качестве водоотталкивающего средства[1]

1. Описание технологической схемы установки

В химической и смежной с ней отраслях промышленности жидкие смеси, концентрирование которых осуществляется выпариванием, отличаются большим разнообразием как физических параметров (вязкость, плотность, температуря кипения, величина критического теплового потока и др.), так и других характеристик (кристаллизующиеся, пенящиеся, нетермостойкие растворы и др.). Свойства смесей определяют основные требования к условиям проведения процесса (вакуум-выпаривание, прямо- и противоточные, одно- и многокорпусные выпарные установки), а также к конструкциям выпарных аппаратов.

Такое разнообразие требований вызывает определенные сложности при правильном выборе схемы выпарной установки, типа аппарата, числа ступеней к многокорпусной выпарной установке. В общем случае такой выбор является задачей оптимального поиска и выполняется технико-экономическим сравнением различных вариантов с использованием ЭВМ.

В приведенном ниже типовом расчете трех корпусной установки, состоящей из выпарных аппаратов с естественной циркуляцией (с соосной камерой) и кипением раствора в трубах, и солеотделением.

Принципиальная схема трех корпусной выпарной установки см. приложение на А1.

Исходный разбавленный раствор из промежуточной емкости Е1 центробежным насосом Н1 подается в теплообменник Т, где прогревается до температуры, близкой к температуре кипения, а затем – в первый корпус выпарной установки АВ1. Предварительный подогрев раствора повышает интенсивность кипения в выпарном аппарате АВ1.

Первый корпус обогревается свежим водяным паром. Вторичный пар, образующийся при концентрировании раствора в первом корпусе, направляется в качестве греющего во второй корпус АВ2. Сюда же поступает частично сконцентрированный раствор из 1-го 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 КТ, где заданное давление поддерживается подачей охлаждающей воды и отсосом неконденсирующихся газов вакуум-насосом НВ. Смесь охлаждающейся воды и конденсата выводится из конденсатора при помощи барометрической трубы с гидрозатвором. Образующийся во втором корпусе концентрированный раствор центробежным насосом Н3 подается в промежуточную емкость упаренного раствора Е2.

Конденсат греющих паров из выпарных аппаратов выводится с помощью конденсатоотводчиков КО1-4.

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:

x_>1> = G_>н>x_>н>/(G_>н> - _>1>) = 1,11_>*>0,11/(1,11 – 0,346) = 0,16, или 16%;

x_>2> = G_>н>x_>н>/(G_>н> - _>1> - _>2>) =1,11_>*>0,11/(1,11 – 0,346 – 0,381) = 0,32, или 32%.

Концентрация раствора в последнем корпусе x_>2> 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> = 0,9_> >МПа;

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_>г>_>1> = 0,9_> >t_>г>_>1> = 174,5_> >I_>1> = 2780

P_>г>_>2 >= 0,46 t_>г>_>2> = 147,82 I_>2> = 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 – 1,5 град на корпус. Примем для каждого корпуса Δ^/// = 1 град. Тогда температуры вторичных паров в корпусах (в ⁰C) равны:

t_>вп1> = t_>г2> + Δ_>1>^/// = 147,82 + 1,0 = 148,82;

t_>вп2> = t_>бк> + Δ_>2>^/// =59,7 + 1,0 = 60,7.

Сумма гидродинамических депрессий

ΣΔ^/// = Δ_>1>^/// + Δ_>2>^/// = 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*>r_>1>/q,

где r_>1> – теплота парообразования вторичного пара, Дж/кг.

F_>ор> = Q/q = ω_>1*>r_>1>/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:

ρ_>1> = 1145 кг/м³, ρ_>2> = 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> = 0,0,48_> >t_>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):

Δ_>1>^// = t_>1ср> - t_>вп1> =149,6– 148,8 = 0,8;

Δ_>2>^// = t_>2ср> - t_>вп2> = 71,38-60,7=10,68

Сумма гидростатических депрессий

ΣΔ^// = Δ_>1>^// + Δ_>2>^// + Δ_>3>^// = 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^/ = Δ_>1>^/ + Δ_>2>^/ + Δ_>3>^/ =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 t_>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*>t_>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  = 0,6 – 0,8 м/с. Примем  = 0,7 м/с. Для этих аппаратов масса циркулирующего раствора равна:

M = *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 t_>перj> равен:

t_>перj> = [ω_>j*>(I_{>вп j}> - c_>в*>t_>кj>) - G_>нj*>c_>нj*>(t_>кj-1 >- t_>кj>)] / M_>*>c_>нj.>

t_>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

t_>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:

t_>пj> = t_>гj >–t_>кj>.

t_>п1> = t_>г1 >– t_>к1> = 174,5-151,8=22,7;

t_>п2> = t_>г2 >– t_>к1>= 147,82-75,54=72,28;

Анализ этого уравнения показывает, что величина t_>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> = t_>п1> + t_>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:

Q_>1> = D_>*>(I_>г1> – i_>1>) = 1,03_>*>[G_>н*>c_>н*>(t_>к1> - t_>н>) + _>1*>(I_>вп1> – c_>в*>t_>к1>) + Q_>1конц>]; (1)

Q_>2> = _>1*>(I_>г2> – i_>2>) = 1,03_>*>[(G_>н> - _>1>)_>*>c_>1*>(t_>к2> – t_>к1>) + _>2*>(I_>вп2> – c_>в*>t_>к2>) + Q_>2конц>]; (2)

W = _>1> + _>2> (4)

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

с_>н>,с_>1>,с_>2> – 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:

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

Q_>2> = ω_>1*>(272750-622,64) = 1,03_>*>[(1,11-ω_>1>)_>*>3,52_>*>(75,54-15,186)+ω_>2*>(2607-4,79*75,54)];

W = _>1> + _>2> + _>3 >= 1,11.

Решение этой системы уравнений дает следующие результаты:

D = 0,366 кг/с; Q_>1> = 746,64 кВт; Q_>2> = 713 кВт;

ω_>1> = 0,335 кг/с; ω_>2> = 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 P>г,МПа>	0,9	0,46
Температура греющих паров t>г, °С>	174,5	147,82
Температурные потери ΣΔ, град	-	-
Температура кипения раствора t>к, °>С	151,86	75,54
Полезная разность температур Δt>п, >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:

x_>1> = G_>н>x_>н>/(G_>н> - _>1>) = 1,11_>*>0,11/(1,11 – 0,335) = 0,158, или 16%;

x_>2> = G_>н>x_>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:

К_>1> = 1 / (1/α_>1> + Σδ/λ + 1/α_>2>)

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 α_>1> равен:

α_>1> = 2,04_>*>⁴√(r_>1*>ρ²_{>ж 1*}>λ³_{>ж 1}>) / (μ_{>ж 1*}>Н_>*>t1),

где r_>1> – 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_>г> _>1> - t_>1>/2, где t_>1> – разность температур конденсации пара и стенки, град.

Расчет α_>1> ведут методом последовательных приближений. В первом приближении примем

t_>пл> = 174,5 – 1 = 1175,5 град.

Тогда

α_>1> = 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*>Δt_>1> = Δt_>ст> / (Σδ/λ) = α_>2*>Δt_>2>,

где q – удельная тепловая нагрузка, Вт/м²;

Δt_>ст> – перепад температур на стенке, град;

Δt_>2> – 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

Δt_>2> = 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:

α_>2 >=Аq^0.6 =780 q^0.6 (λ¹_>1>^.3*ρ_>1>^0.5*ρ_>п1>^0.06/σ_>1>^0,5*r_>в1>^0,6*ρ_>1>^0,66*c_>1>^0,3*μ_>1>^0,3).

Подставив численные значения, получим:

α_>2 >=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*>Δt_>1> = = 11101,61*2=222,322 Вт/м²;

q^// = α_>2*>Δt_>2> = 6976,4*16,46 = 90483,91 Вт/м².

Как видим, q^/ ≠ q^//.

Для второго приближения примем Δt_>1 >=5,0

α_>1> = 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

Δt_>2> = 23,23-11,38-5=0,85 град.

α_>2 >= 17,21*(9722,4*5) ^0,6 =10536,67

Проверим правильность первого приближения по равенству удельных тепловых нагрузок:

q^/ = α_>1*>Δt_>1> = 9722,4*5 = 33056,16 Вт/м²;

q^// = α_>2*>Δt_>2> = 8857,93*7,29 = 64574,31 Вт/м².

Как видим, q^/ ≠ q^//.

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

Тогда примем t_>1> = 4,3

Тогда

α_>1> = 2,04_>*>⁴√2/4 = 9335,3 Вт/ м²_>*>К.

Для установившегося процесса передачи тепла справедливо уравнение

q = α_>1*>Δt_>1> = Δt_>ст> / (Σδ/λ) = α_>2*>Δt_>2>,

где q – удельная тепловая нагрузка, Вт/м²;

Δt_>ст> – перепад температур на стенке, град;

Δt_>2> – 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

Δt_>2> = Δt_{>п 1}> - Δt_>ст> - Δt = 23,23-4-14,15 = 5,08 град.

α_>2 >= 17,21(9335,3*4) ^0,6 =9530,02

Проверим правильность первого приближения по равенству удельных тепловых нагрузок:

q^/ = α_>1*>Δt_>1> = 9335,3*4=37341,2 Вт/м²;

q^// = α_>2*>Δt_>2> = 9530,02*5,08=48412,50 = 39282,63 Вт/м².

Как видим, q^/ ≈ q^//.

Расхождение между тепловыми нагрузками не превышает 3%, расчет коэффициентов α_>1> и

α_>2> на этом заканчивается. Находим К_>1>:

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

Далее рассчитаем коэффициент теплопередачи для второго корпуса К_>2>.

К_>2=>1 / (1/α_>1> + Σδ/λ + 1/α_>2>)

Расчет α_>1> ведут методом последовательных приближений. В первом приближении примем

Δt_>1>=5 град.

α_>1> = 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;

Δt_>2> =74,87-13,32-5= 56,55 град;

α_>2> =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*>Δt_>1> = 7027,52*5,0 = 35137,6 Вт/м²;

q^// = α_>2*>Δt_>2> = 5269,63*56,55=297997,58 Вт/м².

Как видим, q^/ ≠ q^//.

Во втором приближении примем t_>1> =23,5 град.

Тогда

α_>1> = 7027,52√5/23,5 = 4772,85 Вт/ м²_>*>К.

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

Δt_>2> =74,87-42,51-23,5=8,86 град;

α_>2> = 10573,64 Вт/ м²_>*>К;

q^/ = α_>1*>Δt_>1> = 4772,85*23,5=112161,975 Вт/м²;

q^// = α_>2*>Δt_>2> = 10573,64*8,86= 93682,45Вт/м².

Как видим, q^/ ≠ q^//.

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

Тогда примем t_>1> = 23

α_>1> = 7027,52_>*>⁴√5/23 = 4798,58 Вт/ м²_>*>К.

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

Δt_>2> = 74,87-41,83-23=10,04 град;

α_>2> = 10471,8 Вт/ м²_>*>К;

q^/ = α_>1*>Δt_>1> = 4798,58*23 = 110367,34 Вт/м²;

q^// = α_>2*>Δt_>2> = 10471,8*10,04=105136,87 Вт/м².

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

Тогда примем t_>1> = 22,8.

α_>1> = 7027,52_>*>⁴√5/22,8 = 4809,07 Вт/ м²_>*>К.

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

Δt_>2> = 74,87-41,56-22,8=10,51 град;

α_>2> = 10430,43 Вт/ м²_>*>К;

q^/ = α_>1*>Δt_>1> =4809,07 * 22,8=109646,796 Вт/м²;

q^// = α_>2*>Δt_>2> = 10430,73*10,51=109626,97 Вт/м².

Как видим, q^/ ≈ q^// расхождение между тепловыми нагрузками не превышает 5%.заканчиваем расчет коэффициентов α_>1 >и α_>2.> находим К_>2>

К_>2> = 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) = 44,76_> >град,

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)>

F_>1> = 746,64 *10³/ (1696,35*45,76) = 12,3м²,

F_>2> = (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 Δt>п>, град	22,7	72,28
Предварительно рассчитанные значения Δt>п>, 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 t>г1>, 0С	174,82	147,82
Полезная разность температур Δt>п>, град	45,76	49,19
Температура кипения раствора t>к> = t>г> – Δt>п>, 0С	131,06	99,83
Температура вторичного пара t>вп> = t>к> – (Δ/ + Δ//), 0С	130,56	82,76
Давление вторичного пара Р>вп>, Мпа	0,47	0,02
Температура греющего пара t>г> = t>вп> – Δ///, 0С	129	81,76

Рассчитаем тепловые нагрузки (в кВт):

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

Q_>2> = 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: К_>1> = 1767 м²_>*>К/Вт; К_>2> = 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:

F_>1> = (978,545*10³) / (1767*41,97) = 13,2 м²,

F_>2> = (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 окружающей_> >среды, 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 >=0,09_> >Вт/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.