Выпарная установка непрерывного действия с равными поверхностями нагрева

Q3--=--w2(--Iг3-----i3--)--=--1,_3[--(--Gн-----w1-------w2)c2(--tк3-----tк2--)--+--w3(--Iвп3-----свtr3--)--]--;

Q4=--?3--•--(Iг4-----i4)--=--1,_3--•--[--(Gк-----w1-------w2-----?3)--•--с3--•--(tк4-tк3)--+--?4--•--(--Iвп4-----свtг4--)--];

W--=--w1--+--w2--+--w3--+--?4--;--

где 1,03 - коэффициент, учитывающий 3 % потерю тепла в окружающую среду.

с - теплоемкости растворов соответственно исходного, в первом , втором и третьем корпусах, кДж / ( кгК ) [Приложение 1].

tн - температура кипения исходного раствора при давлении в 1-м корпусе tн = tвп1 + ?Iн = 146,9 + 1 = 147,9 0 С.

Q1--=--D(2768-----654)--=--1,_3----[--7,78----3,87----(15_,3-----148,8)--+--w1--(2749-----4,19----15_,3)]--;

Q2--=--w1(2749-----632)--=--1,_3----[(7,78-----w1)----3,75----(137,6-15_,3)--+--w2----(273_---4,19--137,6--)]--;

Q3--=--w2(273_-----55_)--=--1,_3----[(7,78-----w1-------w2)----3,6----(117,5-137,6)--+--w3----(27_2---4,19117,5)]--;

Q3--=--w3(27_2-----471)--=--1,_3----[(7,78-----w1-------w2-----w3)----3,5----(77,64-----117,5)--+--w4----(28_5-----4,19•77,64)];------

W--=--w1--+--w2--+--w3--+--w4--=--7,78

Решение этой системы уравнений дает следующие результаты:

D--=--1,81--кг/с--;--w1--=--1,32--кг/с--;--w2--=--1,45--кг/с--;----w3--=--1,58--кг/с;--w4--=--1,7--кг/с;--

Q1--=--4225--кВт--;--Q2--=--4__1--кВт--;--Q3--=--412_--кВт--;--Q4=4217--кВт.

Результаты расчета сведены в таблицу

Наибольшее отклонение вычисленных нагрузок по испаряемой воде в каждом корпусе от предварительно принятых не превышает 5 %, поэтому не будем пересчитывать концентрации и температуры кипения растворов по корпусам.

3.1.5 Выбор конструкционного материала

Выбираем конструкционный материал, стойкий в среде кипящего раствора К2СО3 в интервале изменения концентраций от 10 до 44 % . В этих условиях химически стойкой является сталь марки Х17. Скорость коррозии ее менее 0,003 мм/год при t=1000 С, коэффициент теплопроводности ?ст = 25,1 Вт / (мК).

3.1.6 Расчет коэффициентов теплопередачи

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

К1--=--1--/--(--1/--a1--+--S--d--/--l--+--1/--a2--)

Примем, что суммарное термическое сопротивление равно термическому сопротивлению стенки ?ст ???ст и накипи ?н ???н . Термическое сопротивление загрязнений со стороны пара не учитываем.

S--d--/--l--=--_,__2--/--25,1--+--_,___5--/--2--=--2,87----1_-4----м2К--/--Вт.

Коэффициент теплоотдачи от конденсирующегося пара к стенке ???равен:

a1--=--2,_4[(r1r2ж1l3ж1)/(mж1--HDt1)]--_,25

где r1 - теплота конденсации пара, Дж/кг ; ?ж1 , ?ж1 , ?ж1 - плотность (кг / м3 ), теплопроводность Вт / (мК), вязкость (Пас) конденсата при средней температуре пленки tпл = tг1 - ?t1 /2 , где ?t1 - разность температур конденсации пара и стенки, град.

Расчет ведут методом последовательных приближений. В первом приближении примем ?t1 = 2 град.

tпл--=--157,8-----2/2--=--156,8--_--С

1)------------a1--=

=--1__4_--Вт/(м2--К)

Для установившегося процесса передачи тепла справедливо уравнение:

q--=--a1Dt1--=--Dtст--/--(S--d--/--l)--=--a2Dt2

где q - удельная тепловая нагрузка, Вт / м2 ;

?tст - перепад температуры на стенке, град. ;

?t2 - разность между температурой стенки со стороны раствора и температурой кипения раствора, град.

Отсюда

Dtст--=--a1Dt1Sd--/l--=--1__4_•2•2,871_-4--=--5,_6--град.

Тогда

Dt2--=--Dtп1-----Dtст-----Dt1--=--7,52-----5,_6-----2=--_,46--град.--

Коэффициент теплоотдачи от стенки к кипящему раствору для пузырькового кипения в вертикальных кипятильных трубах при условии принудительной циркуляции раствора равен:

a2--=78_•--[--(_,621,3--•--111__,5--•--3,63_,_6)/(_,_57_,5--•--(213_•1_3)6--•--_,579_,66--•377__,3(_,1•1_-3)_,3--]•q_,6

a2=744_--Вт/(м2•К)

Проверим правильность первого приближения по равенству удельных тепловых нагрузок:

qI--=--a1Dt1--=1__4_•2=2__8_--Вт/м2

qII--=--a2Dt2--=--744_•2=3721--Вт/м2

Как видим qI qII.

2) Для второго приближения примем ?t1 = 1 град.

Пренебрегая изменением физических свойств конденсата при изменении температуры на 1.0 град, рассчитаем ???по соотношению

a1=--

=1194_--Вт/(м2К)

Получаем:

--tпл=157,8-_,5=157,3--_--С

Dtст--=--1194_•1•2,87•1_-4=3,43--град

Dt2--=--7,52-----3,43-----1--=--3,_9--град

a2--=19,53•(1194_•1)_,6=545_--Вт/--м2к

qI--=--a1Dt1--=--1194_--•1=1194_--Вт/м2

qII--=--a2Dt2--=545_•3,_9=16837--Вт/м2

Как видно qI qII.

Для расчета третьего приближения построим графическую зависимость удельной тепловой нагрузки от разности температур между паром и стенкой в первом корпусе(см. рис. 1) и определяем ?t1

Рисунок 1- График зависимости тепловой нагрузки от разности температур

Получаем: ?t1=1,22 град

Тогда:

3)--------a1=--

--=--1136_--Вт/(м2К)

Dtст--=1136_•1,22•2,87•1_-4=--3,98--град

Dt2--=7,52-3,98-1,2--=--2,32--град

qI--=1136_•1,22=13859--Вт/м2

qII--=--5966•2,32=13842--Вт/м2

qI--?--qII

Расхождение между тепловыми нагрузками не превышает 3 % , расчет коэффициентов ???и ?2 на этом заканчиваем.

Находим К:

К1 = 1/ (1/ 11360+ 2,8710-4 + 1/ 5966) = 1835 Вт/ (м2К);

К2=0,8•1835=1468 Вт/ (м2К);

К3=1835•0,7=1285 Вт/ (м2К);

К4=1835•0,5=918 Вт/ (м2К).

3.1.7 Распределение полезной разности температур

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

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

Подставив численные значения, получим:

?tп112,08 град

?tп2= 67,38•2,73?12,83=14,34 град.

?tп3= 67,38•3,21/12,83=16,86 град

?tп4=67,38•4,59/12,83=24,10 град.

Проверим общую полезную разность температур установки:

??tп = 12,08+14,34+16,86+24,10= 67,38 град.

Теперь рассчитаем поверхность теплопередачи выпарных аппаратов:

F = Q / ( K?tп ).

F1 =4225103 / (1835•12,08) = 190,6 м2

F2 = 4001103 /(1468· 14,34) =190 м2

F3 = 4120103 /(1285 · 16,86) = 190,2 м2

F4=4217•103 /(918•24,10) = 190,6 м2.

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

3.2 Второе приближение

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.

3.2.1 Уточненный расчет поверхности теплопередачи

В связи с тем, что существенное изменение давлений по сравнению с рассчитанными в первом приближении происходит только в 1-м, 2-м и 3-м корпусах (где температурные потери незначительны), во втором приближении принимаем такие же значения ?I , ?II и ?III для каждого корпуса, как в первом приближении. Полученные после перераспределения температур (давлений) параметры растворов и паров по корпусам представлены ниже:

3.2.1.1 Расчет тепловых нагрузок

Рассчитаем тепловые нагрузки (кВт):

Q1 = 1,03[7,783,9(145,72 -143,34) + 1,32( 2747- 4,19145,72 )] = 2979 кВт;

Q2 = 1,03[6,46 3,7(128 - 145,72) + 1,45(2723 - 4,19128 )] = 2830 кВт;

Q3 = 1,03 [5,01?3,55• (107-128) + 1,58 (2680- 4,19107)] = 3108 кВт;

Q4=1,03•[3,43•3,4•(77,65-107) + 1,7•(2635-4,19•77,65)]=3691 кВт.

3.2.1.2 Расчет коэффициентов теплопередачи

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

К1--=--1--/--(--1/--a1--+--S--d--/--l--+--1/--a2--)

Расчет ведут методом последовательных приближений. В первом приближении примем ?t1 = 2град.

tпл--=--157,8-----1--=--156,8--_--С

a1--=--1__4_--Вт/(м2--К)

Для установившегося процесса передачи тепла справедливо уравнение:

q--=--a1Dt1--=--Dtст--/--(S--d--/--l)--=--a2Dt2

где q - удельная тепловая нагрузка, Вт / м2 ;

?tст - перепад температуры на стенке, град. ;

?t2 - разность между температурой стенки со стороны раствора и температурой кипения раствора, град.

Отсюда

Dtст--=--1__4_•2--•2,87•1_-4--=--5,_6--град.

Тогда

Dt2--=--Dtп1-----Dtст-----Dt1--=--12,_8-----5,_6-----2--=--5,_2--град.--

a2--=19,53•(1__4_•2)_,6--=744_--Вт/м2к

qI--=1__4_•2=2__8_--Вт/м2

qII--=--744_•5,_2=37350 Вт/м2

Как видим qI qII.

Для второго приближения примем ?t1 = 3 град.

Пренебрегая изменением физических свойств конденсата при изменении температуры, рассчитаем ???по соотношению

??= 10040· =9072 Вт/(м2К)

Получаем:

Dtст--=--9_72•3•2,87•1_-4=7,8--град;

--Dt2--=--12,_8-----3-----7,8--=--1,28--град;

tср--=146+_,8=146,8--град

?2=19,53•(9_72•3)_,6--=8945--Вт/(м2К)

qI--=--9_72•3--=--27216--Вт/м2

qII--=--8945•1,28--=--1145_--Вт/м2

Как видно qI qII.

Для расчета третьего приближения построим графическую зависимость удельной тепловой нагрузки от разности температур между паром и стенкой в первом корпусе(см. рис. 2) и определяем ?t1

Рисунок 2- График зависимости тепловой нагрузки от разности температур конденсации пара и стенки.

Получаем: ?t1=2,52

tпл = 157,8 -1,26 = 156,54 0 С

Тогда:

a2=--1__4_•--Вт/(м2К)

Dtст--=94_8_•2,52•2,87•1_-4--=--6,86--град.

Dt2--=--12,_8-----6,68-----2,52--=--2,7--град

tср--=146+1,65=147,65--град

a2=19,53•(948_•2,52)_,6--=--828_--Вт/(м2К)

qI--=--948_•2,52--=--237__--Вт/м2

qII--=--828_•2,7--=--2255_Вт/м2

Расхождение между тепловыми нагрузками не превышает 3 % , расчет коэффициентов ???и ?2 на этом заканчиваем.

Находим К1:

К1= Вт/ (м2К)

К2=0,8•1934=1547 Вт/ (м2К)

К3=0,7•1934=1354 Вт/ (м2К)

К4=0,5•1934=967 Вт/ (м2К)

3.2.1.3 Распределение полезной разности температур.

?tп1= град;

Аналогично находим ?tп во втором, третьем и четвёртом корпусах:

?tп2=14,01 град;

?tп3=16,33 град;

?tп4=24,51 град.

Проверка суммарной полезной разности температур:

??tп=12,53 + 14,01 + 16,33 + 24,51 = 67,38 град.

Сравнение полезных разностей температур ?tп , полученных во 2 - м и 1 - м приближениях, приведено ниже:

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

3.2.1.4 Расчет поверхности теплопередачи выпарных аппаратов

Теперь рассчитаем поверхность теплопередачи выпарных аппаратов:

F = Q / ( K??tп )

F1 = 2979000/1934•12,53 =128,9 м2

F2 = 2830•103/1547•14,01=130 м2

F3 = 3108•103/1354•16,33=132,3 м2

F4= 36,91•103/967•24,51=132,1 м2.

По ГОСТ 11987-81 [6] выбираем выпарной аппарат со следующими характеристиками:

4. Определение толщины тепловой изоляции

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

где ?в??????????????tст2 - коэффициент теплоотдачи от внешней поверхности изоляционного материала в окружающую среду, Вт/(м2К) .

tст2 - температура изоляции со стороны окружающей среды (воздуха), 0 С (примем tст2=400 С;)

tст1 - температура изоляции со стороны аппарата, 0 С ;

tв - температура окружающей среды (воздуха), 0 С ;

?и - коэффициент теплопроводности изоляционного материала, Вт/(мК);

Рассчитаем толщину тепловой изоляции для 1-го корпуса:

?в?= 9,3 + 0,05840 = 11,6 Вт/( м2К )

В качестве материала для тепловой изоляции выберем совелит ( 85% магнезии и 15% асбеста ), имеющий коэффициент теплопроводности 0.09 Вт/( мК )

Тогда получим:

?и = м

Принимаем толщину тепловой изоляции 0,050 м и для других корпусов.

5. 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 всего при температуре окружающей среды (около 20 0 С). Смесь охлаждающей воды и конденсата выливается из конденсатора по барометрической трубе. Для поддержания постоянства вакуума в системе из конденсатора с помощью вакуум - насоса откачивают неконденсирующиеся газы.

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

5.1 Расход охлаждающей воды

Расход охлаждающей воды Gв определяется из теплового баланса конденсатора:

где Iб.к. - энтальпия паров в барометрическом конденсаторе Дж/кг;

tн - начальная температура охлаждающей воды 0 С;

tк - конечная температура смеси воды и конденсата 0 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: tк = tб.к - 3.0 = 59,6 - 3 = 56,6 0 С .

Тогда

Gв=26,5 кг/с

5.2 Диаметр конденсатора

Диаметр барометрического конденсатора dбк определяют из уравнения расхода:

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

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

dбк=1,8 м

По нормалям НИИХИММАШа ([1] Приложение 4.6) подбираем конденсатор диаметром, равным расчетному или большему. Выбираем барометрический конденсатор диаметром dбк =2000 мм.

5.3 Высота барометрической трубы

В соответствии с нормалями, внутренний диаметр барометрической трубы dбт равен 200 мм. Скорость воды в барометрической трубе:

м/с

Высота барометрической трубы:

где В - вакуум в барометрическом конденсаторе Па ;

- сумма коэффициентов местных сопротивлений ;

??- коэффициент трения в барометрической трубе ;

0,5 - запас высоты на возможное изменение барометрического давления м.

В = Ратм - Рбк = 9,8104 - 2104 = 7,8104 Па;

= вх + вых = 0,5 + 1,0 = 1,5

где вх , вых - коэффициенты местных сопротивлений на входе и выходе из трубы.

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

Для гладких труб при Re =375000 , коэффициент трения равен ? = 0,013

Отсюда находим Hбт = 8,48 м.

5.4 Расчет производительности вакуум-насоса

Производительность вакуум-насоса Gвозд определяется количеством воздуха, который необходимо удалять из барометрического конденсатора:

где 2.510-5 - количество газа выделяющегося из 1 кг. воды;

0.01 - количество газа, подсасываемого в конденсатор через не плотности, на 1 кг паров. Тогда

Gвозд = 2.510-5(1,7 + 26,5) + 0,011,7 = 17,710-3 кг/с

Объемная производительность вакуум-насоса равна:

Vвозд = R(273 + tвозд)Gвозд / ( МвоздРвозд )

гдеR - универсальная газовая постоянная Дж/(кмольК);

Мвозд - молекулярная масса воздуха, кг/кмоль;

tвозд - температура воздуха 0 С;

Рвозд - парциальное давление сухого воздуха в барометрическом конденсаторе, Па.

tвозд = tн + 4 + 0.1(tк - tн) = 20 + 4 + 0,1(56,6 - 20,0) = 27,66 град.

Давление воздуха равно:

Рвозд = Рбк - Рп

гдеРп - давление сухого насыщенного пара (Па) при tвозд = 28 0 С. Подставив получим

Рвозд = 0,2·9,8104 -0,039·98100 =1,58104 Па;

Тогда

Vвозд = = 0,94 м3/с = 5,65 м3/мин

Исходя из объемной производительности и остаточного давления подбираем вакуум-насос типа ВВН-6 мощностью на валу N = 12,5 кВт (см. [1], Приложение 4.7).

6. Тепловой расчет

6.1 Расчет теплообменника-подогревателя

В качестве подогревателя исходного раствора до температуры кипения используем кожухотрубчатый теплообменник. Среда - в трубном пространстве - водный раствор NH4Сl, 6 % масс., в межтрубном пространстве - насыщенный водяной пар. Расход холодного раствора G2 = 7,78 кг/с ; t2н = 20 0 С ; t2к = 145,72 0 С. Греющий пар под давлением 0,8 МПа , t1конд = 157,8 0 С.

Тепловая нагрузка аппарата:

Q = G2C2(t2к - t2н) = 7,783754,2(145,72-20) =3,994 МВт.

Расход пара определим из теплового баланса:

G1 = Q/r1 = (1,053,994106 / 2085103)0,95 = 2,12 кг/с.

Средняя разность температур:

tб = 157,8 - 20 = 137,8 0 C

tм = 157,8- 145,72 = 12,08 0 C

tср = (tб - tм) / ln(tб/tм) = (137,8 - 12,08) / ln(137,8/12,08) = 55,7 град.

В соответствии с табл. 2.1 [1] примем Кор = 1200 Вт/(м2К)

Ориентировочное значение поверхности:

Fор = Q/ Корtср =3,994106 / (120055,7) = 59,75 м2

Принимаем теплообменник с поверхностью теплообмена F=60 м2;

Диаметр кожуха D=600 мм;

Диаметр труб d=25?2 мм;

Длина труб L=3000 мм;

Число ходов - 6;

Общее число труб - 316 шт.

7. Мероприятия по технике безопасности

К аппаратам предъявляются общие требования безопасности, соблюдение которых при конструировании обеспечивает безопасность его эксплуатации. Эти требования сформулированы в ГОСТ 12.2.003-74.

Производственное оборудование в процессе эксплуатации не должно загрязнять окружающую среду выбросами вредных веществ. Не должно быть пожаро- и взрывоопасным. Не должно создавать опасности в результате воздействия влажности, солнечной радиации, механических колебаний, высоких и низких давлений и температур, агрессивных сред и др.

Техника безопасности предъявляется к оборудованию в течении всего срока службы. Безопасность производственного оборудования должны обеспечить следующими мерами:

- правильным выбором принципов действия, конструкторских схем, безопасность конструкции, материалов;

- применение в конструкции средств механизации, автоматизации и дистанционного управления;

- применением средств защиты;

- выполнением эргономических требований;

- включением техники безопасности в техническую документацию на монтаж, эксплуатацию и ремонт.

Список литературы

1. Дытнерский Ю.И., Борисов Г.С., Брыков В.П. и др. Основные процессы и аппараты химической технологии: Пособие по проектированию/Под ред. Ю.И. Дытнерского, 2-е изд., перераб. и дополн. М.: Химия, 1991. - 496 с.

2. Касаткин А.Г. Основные процессы и аппараты химической технологии. Изд. 9-е. М.: Химия,1973. - 750 с.

3. Павлов К.Ф., Романков П.Г., Носков А.А. Примеры и задачи по курсу процессов и аппаратов химической технологии./Под ред. П.Г. Романкова, 9-е изд., перераб. и дополн. Л.: Химия, 1981. - 560 с., ил.

4. Справочник химика. М. - Л.: Химия, Т. III, 1962. 1006 с. Т. V, 1966. 974 с.

5. Воробьева Г.Я. Коррозионная стойкость материалов в агрессивных средах химических производств. Изд. 2-е. М.: Химия, 1975. 816 с.

Страницы: 1, 2