Федеральное агентство по образованию
Государственное образовательное учреждение
Высшего профессионального образования
Новгородский Государственный Университет имени Ярослава Мудрого
Кафедра «Промышленная теплоэнергетика»
ВЫПАРЕННАЯ УСТАНОВКА ДЛЯ КОНЦЕНТРИРОВАНИЯ 5 КГ/С ВОДНОГО РАССТВОРА 〖NaNO〗_3
Курсовая работа по учебной дисциплине
«Промышленные тепломассообменные установки»
Для студентов специальности 140104 «Промышленная теплоэнергетика»
Пояснительная записка
Руководитель:
_______ .
«___» _______ 2014г.
Великий Новгород
2014
Исходные данные:
Вариант 22
Производительность по исходному раствору:
G_H=8 кг/с
Наименование выпариваемого водного раствора:
〖NaNO〗_3
Начальная концентрация раствора:
b_H=9%
Конечная концентрация раствора:
b_K=37 %
Количество ступеней выпарной установки:
N=3
Давление насыщенного греющего пара:
р_Г1=0,476 МПа
Давление в барометрическом конденсаторе:
р_бк=7,4 кПа
Начальная температура охлаждающей воды в барометрическом конденсаторе:
t_ВН=18 ˚С
В установки применяются выпарные аппараты с естественной циркуляцией, вынесенной греющей камерой и вынесенной зоной кипений.
Взаимное направление пара и раствора в установке – прямоток.
Раствор поступает в первую ступень выпаривания нагретым до температуры насыщения.
Содержание:
Тепловой расчет выпарной установки……………………………………………4
Расчёт барометрического конденсатора………………………………………32
Расчет производительности вакуум – насоса……………………………….37
Расчет конденсатоотводчиков …………………………………………………..…39
Расчет диаметров трубопроводов и подбор насосов………………....43
Заключение……………………………………………………………………………..……50
Список литературы………………………………………….……………………….……53
Тепловой расчет выпарной установки.
Задачей теплового расчета является определение площади поверхности нагрева F выпаренных аппаратов каждой ступени и выбор нормализированного типа аппарата. Число неизвестных в системе уравнений для расчета выпарной установки обычно превышает число уравнений. Поэтому распределение количеств выпариваемой воды, концентраций растворов и температур их кипения по ступеням находят методом последовательных приближений.
В рассматриваемой установке применяются выпарные аппараты с естественной циркуляцией , вынесенной греющей камерой и вынесенной зоной кипения (рисунок 1).
Основными элементами аппарата является греющая камера 4, сепаратор 6 с брызгоотделителем 7 , циркуляционная труба 10, труба вскипания 5. Штуцеры 3 и 2 служат для подачи греющего пара и удаления образовавшегося конденсатора. Через штуцер 1 в аппарат подается раствор начальной концентрации, удаление концентрированного раствора происходит через штуцер 9. Для удаления вторичного пара служит штуцер 8. Кипение раствора происходит в трубе вскипания, установленной над греющей камерой. Кипение в греющих трубах предотвращается за счет гидростатического давления столба жидкости в трубе вскипания. Кипящий раствор не соприкасается с поверхностью нагрева, что уменьшает интенсивность образования на неё нерастворимых отложений.
Рисунок 1 –Выпарной аппарат с естественно циркуляцией, вынесенной греющей камерой и вынесенной зоной кипения.
Производительность установки по выпариваемой воде определяется из уравнения материального баланса:
W=G_H*(1-b_H/b_K )= 5*(1-9/37)=3,783 [кг/с]
Принимаем, что производительность по выпариваемой воде распределяется между аппаратами в соотношении:
W_1: W_2 ∶W_3=1,0∶1,1∶1,2
Производительность по выпариваемой воде для каждого аппарата определяется в соответствии с принятым соотношением:
W_1=0,303*W=0,303*3,783=1,146[кг/с]
W_2=0,333*W=0,333*3,783=1,259 [кг/с]
W_3=0,364*W=0,364*3,783=1,377[кг/с]
Концентрация растворов в выпарных аппаратах:
b_1= (b_H*G_H)/((G_H-W_1))=(9*5)/(5-1,146)=11,676 %
b_2= (b_H*G_H)/((G_H-W_1-W_2))=(9*5)/(5-1,146-1,259)=17,341 %
b_3= (b_H*G_H)/((G_H-W_1-W_2- W_3 ) )=(9*5)/(5-1,146-1,259-1,377)= = 36,945≈37%
Концентрация раствора b_3в последнем аппарате соответствует заданной конечной концентрации b_к .
Общий перепад давления в установки находится по формуле:
∆р_общ=р_г1-р_бк=0,476- 7,4/1000=0,468 МПа
Давление греющих паров определяется в предположении, что перепад давлений между ступенями распределяется поровну:
р_г2=р_г1-(∆р_общ)/3=0,476-0,468/3=0,320 МПа
р_г3=р_г2-(∆р_общ)/3=0,320-0,468/3=0,164 МПа
По давлениям насыщенных водяных паров р_г1 , р_г2,р_(г3 ), р_бк находят их температуры t_г1 ,t_г2 ,t_г3 , t_бк и энтальпии h_г1,h_г2 , h_г2 , h_бк ,а также энтальпии конденсата h_1 , h_2, h_3 . ( Таблица 2 Приложения мелодического указания к выполнению курсового проекта).
Таблица 1.1 – Физические свойства водяного пара и воды на линии насыщения.
р_П , МПа t_г ,˚С h_Г , кДж/кг h_ж , кДж/кг
1 0,476 150 2753 632,2
2 0,320 135,5 2733 568,7
3 0,164 113,7 2701 477,2
бк 0,0074 40 2571 167,5
Сумма гидродинамических депрессий составляет:
∆=∆_1ˊˊˊ+∆_2ˊˊˊ+∆_3ˊˊˊ=1+1+1=3 К
На основании экспериментальных данных гидродинамическая депрессия для каждого j-го аппарата принимается одинаковой и равной ∆_jˊˊˊ=1.
Температура вторичных паров в сепараторах выпарных аппаратов равны:
t_вп1=t_г2+∆_1^(ˊˊˊ)=135,5+1=136,5 ˚С
t_вп2=t_г3+∆_2^(ˊˊˊ)=113,7+1=114,7 ˚С
t_вп3=t_бк+∆_3^(ˊˊˊ)=40+1=41 ˚С
По температурам вторичных паров в каждом j-м аппарате определяются их давления насыщения р_(вп j), энтальпии h_(вп j)и теплоты порообразования r_(вп j).
Таблица 1.2. – Физические свойства водяного пара на линии насыщения.
t_вп ,˚С р_вп , МПа h_вп , кДж/кг r_(вп ), кДж/кг
136,5 0,3294 2735 2160
114,7 0,1692 2703 2221
41 0,0079 2572 2400
Температура депрессии определяется в соответствии с формулой:
∆_1^ˊ=(1,62*〖10〗^(-2)*∆_а1^ˊ*(t_вп1+273)^2)/r_вп1 = (1,62*〖10〗^(-2)*3,34*(136,5+27〖3)〗^2)/2160=4,2 К
∆_2^ˊ=(1,62*〖10〗^(-2)*∆_а2^ˊ*(t_вп2+273)^2)/r_вп2 = (1,62*〖10〗^(-2)*6,58*(114,7+273)^2)/2221=7,2 К
∆_3^ˊ=(1,62*〖10〗^(-2)*∆_а3^ˊ*(t_вп3+273)^2)/r_вп3 = (1,62*〖10〗^(-2)*23,2*(41+273)^2)/2400=15,44 К
где ∆_аj^ˊ- температурные депрессии при нормальном атмосферном давлении, определяемые по таблице 3 Приложения методического указания при концентрации раствора в соответствующем аппарате.
При: 1. b_1=11,67 % -∆_а1^ˊ= 3,34.
2.b_2=17,34 % -∆_а2^ˊ= 6,58.
3.b_3= 37 % -∆_а3^ˊ= 23,2.
Сумма температурных депрессий составляет:
∆^ˊ=∑_(j=1)^3▒〖∆_j^ˊ= 〗 ∆_1^ˊ+∆_2^ˊ+∆_3^ˊ=4,2+7,2+15,44=26,8 К
Температуры кипения раствора в аппаратах будут равны:
t_k1=t_г2+∆_1^+∆_1^=135,5+4,2+1=140,7 ˚С
t_k2=t_г3+∆_2^+∆_2^=113,7+7,2+1=121,9 ˚С
t_k3=t_бк+∆_3^+∆_3^=40+15,44+1=56,44 ˚С
Поскольку в аппаратах заданного типа кипение раствора происходит в трубе вскипания, то температура кипения раствора определяется без учета гидростатических депрессий ∆_j^(ˊˊ).
Поверхность нагрева первого выпарных аппаратов оценивается (применительно к первому аппарату) по формуле:
F=(W_1*r_вп1)/q=(1,146*2160*〖10〗^3)/25000=99 м^3
где q = 25000 (Вт )/м^2 - удельная тепловая нагрузка аппаратов с естественной циркуляцией.
По таблице IV Приложения методического указания выберем тип нормализованного аппарата, для которого:
- поверхностьтеплообмена〖 F〗_1=100м^2 ;
- длина труб греющей камеры ι=5 м ;
- диаметров и толщина стенки трубы, мм – 38 и 2.
Массовый расход циркулирующего вj-м аппарате раствора:
М_1=(ω ̅*ρ_1*d_вн*F)/(4*ι)=(0,7*1067*0,034*100)/(4*5)=126,9 кг/с
М_2=(ω ̅*ρ_2*d_вн*F)/(4*ι)=(0,7*1127*0,034*100)/(4*5)=134,11 кг/с
М_3=(ω ̅*ρ_3*d_вн*F)/(4*ι)=(0,7*1290*0,034*100)/(4*5)=153,51 кг/с
Где:
ρ_j— плотность раствора в зависимости от массовой концентрации, кг/м^3 ;
d_вн— внутренний диаметр греющих труб, м;
ω ̅— скорость раствора, м/с.
Для аппаратов с вынесенной греющей камерой и вынесенной зоной кипения с естественной циркуляцией скорость раствора в трубах (ω ) ̅=0,6...0,8 м/с.
Перегрев раствора в j-м аппарате может быть найден из внутреннего баланса теплоты:
〖∆t〗_пер1=(W_1*(h_вп1- с_в1*t_k1 )-G_1*c_1*(t_г1-t_(k1)))/(M_1*c_1 )= (1,146*(2735-140,7*4,287)-(5*3,75*(150-140,7))/(126,9*3,75)=(2443,6-174,37)/475,87=4,76 К
〖∆t〗_пер2=(W_2*(h_вп2- с_в2*t_k2 )-G_2*c_2*(t_k1-t_(k2)))/(M_2*c_2 )= (1,259*(2703-121,9*4,25)-(5-1,146)*3,55*(140,7-121,9))/(134,11*3,55)=(2750,82-13,68*18,8)/476,09=5,23
〖∆t〗_пер3=(W_3*(h_вп3- с_в3*t_k3 )-G_3*c_3*(t_k2-t_(k3)))/(M_3*c_3 )=(1,377*(2572-4,174*41)-(5-1,146-1,259)*2,8(121,9-56,4))/(153,51*2,8)=(3305-(7,266*65,5))/429,8=6,58
Где:
с_j- удельные теплоемкости растворов, поступающих в аппараты, кДЖ/(кг*К),выбирается по таблице II Приложения методического указания при температуре кипения;
с_вj — удельные теплоемкости растворителя (воды) в аппаратах, кДЖ/(кг*К), в зависимости от концентрации раствора в j-й ступени;
G_j—массовое количество раствора в единицу времени, поступающее в j-й аппарат, кг/с.
Полезные разности температур в аппаратах, К:
〖∆t〗_п1=t_г1-(t_k1+〖∆t〗_пер1/2)=150-(140,7+4,76/2)= 6,92 К
〖∆t〗_п2=t_г2-(t_k2+〖∆t〗_пер2/2)=135,5-(12,9+5,23/2)=10,98 К
〖∆t〗_п3=t_г3-(t_k3+〖∆t〗_пер3/2)=113,7-(56,44+6,58/2)=53,97 К
Определим общую полезную разность температур:
〖∆t〗_п=∑_(j=1)^3▒〖〖∆t〗_пj=〗 〖∆t〗_п1+〖∆t〗_п2+〖∆t〗_п3=6,92+10,98+53,97=71,87 К
Проверка общей полезной разности температур
〖∆t〗_п=t_г1-t_бк-(∆^+∆^+(〖〖∆t〗_пер1+∆t〗_пер2+〖∆t〗_пер3)/2)=150-40-(26,8+3+(4,76+5,23+6,58)/2=71,915 К
Расход греющего пара в первый аппарат D_г , производительность каждого аппарата по выпарной воде W_1, W_2 , W_3и тепловые нагрузки аппаратов Q_1, Q_2,Q_3 , определяются из совместного решения уравнений теплового баланса для каждого аппарата и уравнения материального баланса по выпариваемой воде для всей установки:
Q_1=D_г*(h_г1-h_1 )=1,03*[G_н*c_1*(t_k1-t_н )+W_1*(h_вп1-c_в1*t_k1)] (1)
Q_2=W_1*(h_г2-h_2 )=1,03*[〖(G〗_н-W_1)*c_2*(t_k2-t_k1 )+W_2*(h_вп2-c_в2*t_k2)] (2)
Q_3=W_2*(h_г2-h_3 )=1,03*[(G_н-W_1-W_2)*c_3*(t_k3-t_k2 )+W_3*(h_вп3-c_в3*t_k3)] (3)
W=W_1+W_2+W_(3 ) (4)
Где:
1,03 - коэффициент, учитывающий потери в окружающую среду;
t_н- температура кипения исходного раствора, °С.
Приведенные уравнения не учитывают теплоту концентрирования растворов, которой в первом приближении можно пренебречь. Температура кипения исходного раствора рассчитывается при давлении в первом аппарате по формуле:
t_н=t_вп1+∆_1^=136,5+4,2=140,7˚ С
Из совместного решения уравнений (2), (3), (4) вычисляем уточненные значения W_1,W_2,W_3, подставив численные данные в выражение (3) (4), были получены следующие уравнения:
0,92*W_1+0,258=W_2 (2*)
и с учетом уравнения(2*)
0,666*W_1+0,8979=W_3 (3*)
Совместно решив уравнения (2*), (3*) и (4*) были получены значения:
W_1=1,197 кг/с; W_2=1,314 кг/с; W_3=1,389кг/с; D_г=1,353кг/с;
С использованием выражений (),() и () вычисляются значения:
Q_1=1,03[5*3,75*(140,7-140,7)+1,197*(2735-4,287*140,7)]=2709,58 кДж/кг
Q_2=1,03[(5-1,197)*3,55*(121,9-140,7)+1,314*(2703-4,25*121,9) ]= 2887,28 кДж/кг
Q_3=1,03[(5-1,197-1,314)*2,8*(41-121,9)+1,389*(2572-4,174*41) ]=3075,27 кДж/кг
Сравнивая уточненные значения производительностей по выпариваемой воде с предварительно выбранными, получаем, что расхождения между ними не превышают 5%, в связис этим нет необходимости в пересчете концентраций и температур кипения.
Коэффициент теплоотдачи от конденсирующегося греющего водяного пара к наружной поверхности стенки трубы греющей камеры каждого аппарата определяется как:
α_11=1,13*((r_1*ρ_1^2*λ_1^3*g)/(μ_1*ι*〖∆t〗_1 ))^0,25=1,13*( (2115,5*〖10〗^3*(915,5)^2*(0,684)^3*9,81)/(186,6*〖10〗^(-6)*5*3) )^0,25=7545,96 Вт/(м^2*К)
α_12=1,13*((r_2*ρ_2^2*λ_2^3*g)/(μ_2*ι*〖∆t〗_2 ))^0,25=1,13*( (2154,3*〖10〗^3*(927,3)^2*(0,685)^3*9,81)/(201,7*〖10〗^(-6)*5*6) )^0,25=6252,6 Вт/(м^2*К)
α_13=1,13*((r_3*ρ_3^2*λ_3^3*g)/(μ_3*ι*〖∆t〗_3 ))^0,25=1,13*( (2212,6*〖10〗^3*(944,7)^2*(0,686)^3*9,81)/(138,9*〖10〗^(-6)*5*9) )^0,25=6355,25 Вт/(м^2*К)
где 〖∆t〗_j- разность температур конденсации пара и наружной поверхности стенки, К.
Поскольку на данном этапе расчета значения неизвестны, то с последующим уточнением ориентировочно принимается 〖∆t〗_j= 2...10К . Меньшее значение 〖∆t〗_jотносится к первому аппарату, большее - к последнему.
В данном случае выбираем 〖∆t〗_1=3К ,〖∆t〗_2=6К,〖∆t〗_3=9К .
Значения r_j, ρ_j^ ,λ_j^ , μ_jдля каждого аппарата определяются при средней температуре водяной пленки〖∆t〗_пл=t_rj-〖∆t〗_j/2по таблице 2 Приложения методического указания.
Получаем:
〖∆t〗_пл1=t_r1-〖∆t〗_1/2=150+3/2=151,5 К
〖∆t〗_пл2=t_r2-〖∆t〗_2/2=135,5+6/2=138,5 К
〖∆t〗_пл3=t_rj-〖∆t〗_3/2=113,7+9/2=118,3 К
Коэффициент теплоотдачи от внутренней поверхности греющих труб к циркулирующему в них раствору в каждом аппарате рассчитывается с использованием уравнения подобия:
〖Re〗_1=(ω ̅_1*d_вн)/V_1 =(0,7*0,034)/(0,215*〖10〗^(-6) )=110697
〖Nu〗_1=0,021*〖Re〗_1^0,8*〖Pr〗_1^0,43*(〖Pr〗_1/〖Pr〗_c1 )^0,25=0,021*110697^0,8*〖1,233〗^0,43 (1,233/1,197 )^0,25=280,32
〖Re〗_2=(ω ̅_2*d_вн)/V_2 =(0,7*0,34)/(0,242*〖10〗^(-6) )=98347
〖Nu〗_2=0,021*〖Re〗_2^0,8*〖Pr〗_2^0,43*(〖Pr〗_2/〖Pr〗_c2 )^0,25=0,021*98347^0,8*〖1,421〗^0,43 (1,421/1,365 )^0,25=281,96
〖Re〗_3=(ω ̅_3*d_вн)/V_3 =(0,7*0,034)/(0,456*〖10〗^(-6) )=52192
〖Nu〗_3=0,021*〖Re〗_3^0,8*〖Pr〗_3^0,43*(〖Pr〗_3/〖Pr〗_c3 )^0,25=0,021*52192^0,8*〖2,964〗^0,43 (2,964/1,679 )^0,25=229,35
Значение Рейнольдса〖Re〗_jи Прандтля 〖Pr〗_jопределяется при средней температуре циркулирующей жидкости по таблице 2 Приложения методического указания:
t_cр1=t_к1+〖∆t〗_пер1/2=140,7+4,76/2=143,06 ˚С
t_cр2=t_к2+〖∆t〗_пер2/2=121,9+5,23/2=124,51 ˚С
t_cр3=t_к3+〖∆t〗_пер3/2=56,44+6,58/2=62,71 ˚С
Число Прандтля выбирается при средней температуре стенки греющих труб по таблице II Приложения методического указания:
t_c1=t_г1-〖∆t〗_1=150-3=147 ˚С
t_c2=t_г2-〖∆t〗_2==135,5-6=129,5 ˚С
t_c3=t_г3-〖∆t〗_3=113,7-9=104,7 ˚С
Коэффициент теплоотдачи определяется по формуле:
α_21=(〖Nu〗_1*λ_1)/d_вн =(280,32*0,684)/0,034=5639,34 Вт/(м^2*К)
α_22=(〖Nu〗_2*λ_2)/d_вн =(281,96*0,686)/0,034 5688,95 Вт/(м^2*К)
α_23=(〖Nu〗_3*λ_3)/d_вн =(229,35*0,683)/0,034 4607,23 Вт/(м^2*К)
Где λ_j - определяется при температуреt_срj по таблице II Приложения методического указания.
Коэффициент теплоотдачи для каждого аппарата рассчитывается как:
k_1=(1/α_11 +δ_c/λ_c +δ_н/λ_н +1/α_21 )^(-1)=〖(1/7545,96+(2*〖10〗^(-3))/16+(0,5*〖10〗^(-3))/2,4+1/5639,34)〗^(-1)=3223,76 Вт/(м^2*К)
k_2=(1/α_12 +δ_c/λ_c +δ_н/λ_н +1/α_22 )^(-1)=〖(1/6252,6+(2*〖10〗^(-3))/16+(0,5*〖10〗^(-3))/2,4+1/5688,95)〗^(-1)=2975,11 Вт/(м^2*К)
k_3=(1/α_13 +δ_c/λ_c +δ_н/λ_н +1/α_23 )^(-1)=〖(1/6355,25+(2*〖10〗^(-3))/16+(0,5*〖10〗^(-3))/2,4+4607,23)〗^(-1)=2668,44 Вт/(м^2*К)
Где:
δ_с– толщина стенки греющих труб, м;
λ_c- коэффициент теплопроводности материала стенки греющих труб;
δ_н-толщина слоя загрязнений (накипи) на внутренней поверхности стенки греющих труб, м;
Для стали Х18Н10Т, из которой производятся греющие трубы, λ_c= Вт/(м*К)
Для слоя загрязнений можно принять δ_н=м,λ_н=Вт/(м*К)
Вычисляем уточненные результаты разности температур конденсации пара и наружной поверхности стенки греющих труб:
〖∆t〗_1=(〖∆t〗_п1*k_1)/α_11 =(6,92*3223,76)/7545,96=2,95 К
〖∆t〗_2=(〖∆t〗_п2*k_2)/α_12 =(10,98*2975,11)/6252,6=5,22 К
〖∆t〗_3=(〖∆t〗_п3*k_3)/α_13 =(53,97*2668,44)/6355,25=22,66 К
Сравнивая уточненные значения 〖∆t〗_jс ранее принятыми в п. 1.20, выяснилось, что расхождения для аппаратов составляют более%, следовательно, расчет следует повторить, приняв новые значения 〖∆t〗_1=2,95 К;〖∆t〗_2=5,22 К ; 〖∆t〗_3=22,66К .
Уточняем среднюю температуру водяной пленки, коэффициент теплоотдачи от конденсирующегося греющего водяного пара к наружной поверхности стенки трубы греющей камеры, коэффициент теплоотдачи от внутренней поверхности греющих труб к циркулирующему в них раствору и разности температур конденсации пара и наружной поверхности стенки греющих труб первого аппарата.
〖∆t〗_пл1=t_r1-〖∆t〗_1/2=150-2,95/2=148,52 К
α_11=1,13*((r_1*ρ_1^2*λ_1^3*g)/(μ_1*ι*〖∆t〗_1 ))^0,25=1,13*((2124,44*〖10〗^3*(〖918,34)〗^2*(0,6841)^3*9,81)/(188,57*〖10〗^(-6)*5*2,95))^0,25=7578,47 Вт/(м^2*К)
〖Nu〗_1=0,021*〖Re〗_1^0,8*〖Pr〗_1^0,43*(〖Pr〗_1/〖Pr〗_c1 )^0,25=0,021*110697^0,8*〖1,233〗^0,43*(1,233/1,183 )^0,25=251,84
α_21=(〖Nu〗_1*λ_1)/d_вн =(251,84*0,6841)/0,034=5067,16 Вт/(м^2*К)
k_1=(1/α_11 +δ_c/λ_c +δ_н/λ_н +1/α_21 )^(-1)=〖(1/7578,47+(2*〖10〗^(-3))/16+(0,5*〖10〗^(-3))/2,4+1/5067,16)〗^(-1)=3033,65 Вт/(м^2*К)
〖∆t〗_1=(〖∆t〗_п1*k_1)/α_11 =(6,92*3033,65)/7578,47=2,77 К
Уточняем среднюю температуру водяной пленки, коэффициент теплоотдачи от конденсирующегося греющего водяного пара к наружной поверхности стенки трубы греющей камеры, коэффициент теплоотдачи от внутренней поверхности греющих труб к циркулирующему в них раствору и разности температур конденсации пара и наружной поверхности стенки греющих труб второго аппарата.
〖∆t〗_пл2=t_r2-〖∆t〗_2/2=135,5-5,22/2=138,11 К
α_12=1,13*((r_2*ρ_2^2*λ_2^3*g)/(μ_2*ι*〖∆t〗_2 ))^0,25=1,13*((2155,48*〖10〗^3*(〖927,74)〗^2*(0,6851)^3*9,81)/(204,25*〖10〗^(-6)*5*5,22))^0,25=6504,43 Вт/(м^2*К)
〖Nu〗_2=0,021*〖Re〗_2^0,8*〖Pr〗_2^0,43*(〖Pr〗_2/〖Pr〗_c2 )^0,25=0,021*98347^0,8*〖1,421〗^0,43 (1,421/1,278 )^0,25=247,49
α_22=(〖Nu〗_2*λ_2)/d_вн =(247,49*0,6851)/0,034=4988,94 Вт/(м^2*К)
k_2=(1/α_12 +δ_c/λ_c +δ_н/λ_н +1/α_22 )^(-1)=〖(1/6504,43+(2*〖10〗^(-3))/16+(0,5*〖10〗^(-3))/2,4+1/4988,94)〗^(-1)=2820,73 Вт/(м^2*К)
〖∆t〗_2=(〖∆t〗_п2*k_2)/α_12 =(10,98*2820,73)/6504,43=4,76 К
Уточняем среднюю температуру водяной пленки, коэффициент теплоотдачи от конденсирующегося греющего водяного пара к наружной поверхности стенки трубы греющей камеры, коэффициент теплоотдачи от внутренней поверхности греющих труб к циркулирующему в них раствору и разности температур конденсации пара и наружной поверхности стенки греющих труб третьего аппарата.
〖∆t〗_пл3=t_r3-〖∆t〗_3/2=113,7-22,66/2=125,03 К
α_13=1,13*((r_3*ρ_3^2*λ_3^3*g)/(μ_3*ι*〖∆t〗_3 ))^0,25=1,13*((2192,91*〖10〗^3*(〖938,92)〗^2*(0,686)^3*9,81)/(227,51*〖10〗^(-6)*5*22,66))^0,25=4436,09 Вт/(м^2*К)
〖Nu〗_3=0,021*〖Re〗_3^0,8*〖Pr〗_3^0,43*(〖Pr〗_3/〖Pr〗_c3 )^0,25==0,021*52192^0,8*〖2,964〗^0,43 (2,964/1,414 )^0,25=239,64
α_23=(〖Nu〗_3*λ_3)/d_вн =(239,64*0,686)/0,034=4835,08 Вт/(м^2*К)
k_3=(1/α_13 +δ_c/λ_c +δ_н/λ_н +1/α_23 )^(-1)=〖(1/4436,09+(2*〖10〗^(-3))/16+(0,5*〖10〗^(-3))/2,4+1/4835,08)〗^(-1)=2311,719 Вт/(м^2*К)
〖∆t〗_3=(〖∆t〗_п3*k_3)/α_13 =(53,97*2311,71)/4436,09=28,12 К
Сравнивая полученные значения 〖△t〗_j с ранее принятыми в п. 1.20, получили расхождение не более 25%, следовательно, расчёт для них не следует уточнять.
Полезные разности температур в аппаратах установки находятся из условия равенства их поверхностей нагрева по формуле:
△t_п1=(△t_п*Q_1)/(k_1*(Q_1/k_1 +Q_2/k_2 +Q_3/k_3 ))=(71,915 *2709,58)/(3033,65*(2709,58/3033,65+2887,28/2820,73+3075,27/2311,71))=19,78 К
△t_п2=(△t_п*Q_2)/(k_2*(Q_1/k_1 +Q_2/k_2 +Q_3/k_3 ))=(71,915*2887,28)/(2820,73*(2709,58/3033,65+2887,28/2820,73+3075,27/2311,71))=22,67 К
△t_п3=(△t_п*Q_3)/(k_3*(Q_1/k_1 +Q_2/k_2 +Q_3/k_3 ))=(71,915*3075,27)/(2311,71*(2709,58/3033,65+2887,28/2820,73+3075,27/2311,71))=29,47 К
Проверка общей полезной разности температур:
△t_п=〖△t〗_п1+〖△t〗_п2+〖△t〗_п3=19,78+22,67+29,47=71,92 К
Площадь поверхности нагрева каждого выпарного аппарата:
F_1=Q_1/(k_1*〖△t〗_п1 )=(2709,58*〖10〗^3)/(3033,65*19,78)=45,15 м^2
F_2=Q_2/(k_2*〖△t〗_п2 )=(2887,28*〖10〗^3)/(2820,73*22,67)=45,15 м^2
F_3=Q_3/(k_3*〖△t〗_п3 )=(3075,27*〖10〗^3)/(2311,71*29,47)=45,14 м^2
Значения полезных разностей температур п. 1.25, полученные из условия равенства площадей поверхностей нагрева выпарных аппаратов, сравниваются с аналогичными значениями, полученными в п. 1.3.16 из условия равного перепада давлений в аппаратах. Поскольку расхождение между данными величинами не превышает 5%, то расчёт необходимо повторить.
Перераспределение температур между ступенями на основе полученных в п. 1.3.25 полезных разностей температур производится в следующей последовательности.
Температура греющего пара t_г1=150°С остается неизменной в соответствии с заданием. Также неизменными можно принять перегревы раствора, гидродинамические и температурные депрессии, поскольку их влияние незначительно.
Температуры кипения растворов и вторичны паров в первом аппарате уточняются по формулам :
t_к1=t_г1-t_п1=150-19,78=130,22 ˚С
t_вп1=t_к1-(△_1^ˊ+〖△t〗_пер1/2)=130,22-(4,2+4,76/2)=123,64 ˚С
Температуры кипения растворов и вторичных паров во втором и в третьем аппаратах уточняются при температуре греющего пара
t_г2=t_вп1-△_1^(’’’)=136,5-1=135,5 ˚С
t_к2=t_г2-t_п2=135,5-22,67=112,83 ˚С
t_вп2=t_к2-(△_2^’+〖△t〗_пер2/2)=112,83-(7,2+5,23/2)=103,02 ˚С
t_г3=t_вп2-△_2^(’’’)=114,7-1=113,7 ˚С
t_к3=t_г3-t_п3=113,7-29,47=84,23 ˚С
t_вп3=t_к3-(△_3^’+〖△t〗_пер3/2)=84,23-(15,44+6,58/2)=65,5 ˚С
Тепловые нагрузки по аппаратам рассчитываются с учетом затрат теплоты на нагрев раствора до температуры насыщения и его испарения в соответствии с правой частью уравнения теплового баланса, приведенных в п. 1.18. При этом уточнению не подлежат значения производительностей по выпарной воде и расход греющего пара.
Q_1=1,03*[G_н*c_1*(t_k1-t_н )+W_1*(h_вп1-c_в1*t_k1)]=1,03*(5*3,75*(130,23-(123,64-4,2) )+1,197*(2716,4-4,255*130,23)=2712,07кг/с
Q_2=1,03*[〖(G〗_н-W_1)*c_2*(t_k2-t_k1 )+W_2*(h_вп2-c_в2*t_k2)]=1,03*((5-1,197)*3,55*(112,83-130,23)+1,314*(2684,4-4,233*112,83)=2744,76кг/с
Q_3=1,03*[(G_н-W_1-W_2)*c_3*(t_k3-t_k2 )+W_3*(h_вп3-c_в3*t_k3)]=1,03*((5-1,197-1,314)*2,8*(84,23-112,83)+1,389*(2617,9-4,183*84,23)=3036,24кг/с
Уточнение коэффициентов теплоотдачи, распределения полезных разностей температур и поверхностей нагрева выпарных аппаратов производится в соответствие сп 1.19…1.25 при△t_1=4 К,〖△t〗_2=6 К〖,△t〗_3=8 К
α_11=1,13*((r_1*ρ_1^2*λ_1^3*g)/(μ_1*ι*〖∆t〗_1 ))^0,25=1,13*( (2140,52*〖10〗^3*(918,82)^2*(0,684)^3*9,81)/(189,34*〖10〗^(-6)*5*4) )^0,25=7018,19 Вт/(м^2*К)
α_12=1,13*((r_2*ρ_2^2*λ_2^3*g)/(μ_2*ι*〖∆t〗_2 ))^0,25=1,13*( (2171,75*〖10〗^3*(932,62)^2*(0,685)^3*9,81)/(213,62*〖10〗^(-6)*5*6) )^0,25=6239,18 Вт/(м^2*К)
α_13=1,13*((r_3*ρ_3^2*λ_3^3*g)/(μ_3*ι*〖∆t〗_3 ))^0,25=1,13*( (2234,78*〖10〗^3*(951,22)^2*(0,684)^3*9,81)/(258,7*〖10〗^(-6)*5*9) )^0,25=5460,52 Вт/(м^2*К)
Коэффициент теплоотдачи от внутренней поверхности греющих труб к циркулирующему в них раствору в каждом аппарате рассчитывается с использованием уравнения подобия:
〖Re〗_1=(ω ̅_1*d_вн)/V_1 =(0,7*0,034)/(0,228*〖10〗^(-6) )=104385
〖Nu〗_1=0,021*〖Re〗_1^0,8*〖Pr〗_1^0,43*(〖Pr〗_1/〖Pr〗_c1 )^0,25=0,021*〖104385〗^0,8*〖1,334〗^0,43 (1,334/1,206 )^0,25=252,48
〖Re〗_2=(ω ̅_2*d_вн)/V_2 =(0,7*0,34)/(0,261*〖10〗^(-6) )=91187
〖Nu〗_2=0,021*〖Re〗_2^0,8*〖Pr〗_2^0,43*(〖Pr〗_2/〖Pr〗_c2 )^0,25=0,021*91187^0,8*〖1,529〗^0,43 (1,529/1,359 )^0,25=241,13
〖Re〗_3=(ω ̅_3*d_вн)/V_3 =(0,7*0,034)/(0,335*〖10〗^(-6) )=71044
〖Nu〗_3=0,021*〖Re〗_3^0,8*〖Pr〗_3^0,43*(〖Pr〗_3/〖Pr〗_c3 )^0,25=0,021*〖71044〗^0,8*〖2,03〗^0,43 (2,03/1,664 )^0,25=227,64
Значение числа Рейнольдса〖Re〗_jи Прандтля 〖Pr〗_jопределяется при средней температуре циркулирующей жидкости по таблице II Приложения методического указания:
t_cр1=t_к1+〖∆t〗_пер1/2=130,22+4,76/2=132,6 ˚С
t_cр2=t_к2+〖∆t〗_пер2/2=112,83+5,23/2=115,44 ˚С
t_cр3=t_к3+〖∆t〗_пер3/2=84,23+6,58/2=87,52 ˚С
Число Прандтля〖Pr〗_c выбирается при средней температуре стенки греющих труб по таблице II Приложения методического указания:
t_c1=t_г1-〖∆t〗_1=150-4=146 ˚С
t_c2=t_г2-〖∆t〗_2==135,5-6=129,5 ˚С
t_c3=t_г3-〖∆t〗_3=113,7-8=105,7 ˚С
Коэффициент теплоотдачи определяется по формуле:
α_21=(〖Nu〗_1*λ_1)/d_вн =(252,48*0,686)/0,034=5094,15 Вт/(м^2*К)
α_22=(〖Nu〗_2*λ_2)/d_вн =(241,13*0,685)/0,034=4858,06 Вт/(м^2*К)
α_23=(〖Nu〗_3*λ_3)/d_вн =(227,64*0,678)/0,034=4539,5 Вт/(м^2*К)
Где λ_jопределяется при температуре t_срjпо таблице 2 Приложения методического указания.
Коэффициент теплоотдачи для каждого аппарата рассчитывается как:
k_1=(1/α_11 +δ_c/λ_c +δ_н/λ_н +1/α_21 )^(-1)=〖(1/7018,19+(2*〖10〗^(-3))/16+(0,5*〖10〗^(-3))/2,4+1/5094,15)〗^(-1)=1487,82 Вт/(м^2*К)
k_2=(1/α_12 +δ_c/λ_c +δ_н/λ_н +1/α_22 )^(-1)==〖(1/6239,18+(2*〖10〗^(-3))/16+(0,5*〖10〗^(-3))/2,4+1/4858,06)〗^(-1)=1429,68 Вт/(м^2*К)
k_3=(1/α_13 +δ_c/λ_c +δ_н/λ_н +1/α_23 )^(-1)=〖(1/5460,52+(2*〖10〗^(-3))/16+(0,5*〖10〗^(-3))/2,4+1/4539,5)〗^(-1)=1357,3 Вт/(м^2*К)
Уточняем значения 〖△t〗_j:
〖∆t〗_1=(〖∆t〗_п1*k_1)/α_11 =(19,78*1487,82)/7018,19=4,19 К
〖∆t〗_2=(〖∆t〗_п2*k_2)/α_12 =(22,67*1429,68)/6239,18=5,19 К
〖∆t〗_3=(〖∆t〗_п3*k_3)/α_13 =(29,47*1357,3)/5460,52=7,32 К
Сравнивая полученные значения〖△t〗_j с ранее принятыми в этом пункте , получим расхождения более 25% , следовательно , расчет следует повторить , приняв новые значения〖△t〗_1=4К,〖△t〗_2=5К,〖△t〗_3=7К.
Расчет для первого аппарата при уточненном значении〖△t〗_1.
〖∆t〗_пл1=t_r1-〖∆t〗_1/2=150-4/2=148 К
α_11=1,13*((r_1*ρ_1^2*λ_1^3*g)/(μ_1*ι*〖∆t〗_1 ))^0,25=1,13*( (2126*〖10〗^3*(918,82)^2*(0,684)^3*9,81)/(189,34*〖10〗^(-6)*5*4) )^0,25=7018,48 Вт/(м^2*К)
〖Nu〗_1=0,021*〖Re〗_1^0,8*〖Pr〗_1^0,43*(〖Pr〗_1/〖Pr〗_c1 )^0,25=0,021*〖104385〗^0,8*〖1,334〗^0,43 (1,334/1,206 )^0,25=252,48
α_21=(〖Nu〗_1*λ_1)/d_вн =(252,48*0,686)/0,034=5094,15 Вт/(м^2*К)
k_1=(1/α_11 +δ_c/λ_c +δ_н/λ_н +1/α_21 )^(-1)=〖(1/7018,46+(2*〖10〗^(-3))/16+(0,5*〖10〗^(-3))/2,4+1/5094,15)〗^(-1)=1487,82 Вт/(м^2*К)
〖∆t〗_1=(〖∆t〗_п1*k_1)/α_11 =(19,78*1487,82)/7018,19=4,19 К
Расчет для второго аппарата при уточненном значении〖△t〗_2.
〖∆t〗_пл2=t_r2-〖∆t〗_2/2=135,5-5/2=133 К
α_12=1,13*((r_2*ρ_2^2*λ_2^3*g)/(μ_2*ι*〖∆t〗_2 ))^0,25=1,13*((2170,3*〖10〗^3*(〖932,19)〗^2*(0,6857)^3*9,81)/(212,79*〖10〗^(-6)*5*5))^0,25=6538,91Вт/(м^2*К)
〖Nu〗_2=0,021*〖Re〗_2^0,8*〖Pr〗_2^0,43*(〖Pr〗_2/〖Pr〗_c2 )^0,25=0,021*91187^0,8*〖1,529〗^0,43 (1,529/1,355 )^0,25=241,31
α_22=(〖Nu〗_2*λ_2)/d_вн =(241,31*0,6857)/0,034=4866,65 Вт/(м^2*К)
k_2=(1/α_12 +δ_c/λ_c +δ_н/λ_н +1/α_22 )^(-1)=〖(1/6538,91+(2*〖10〗^(-3))/16+(0,5*〖10〗^(-3))/2,4+1/4866,65)〗^(-1)=1445,62 Вт/(м^2*К)
〖∆t〗_2=(〖∆t〗_п2*k_2)/α_12 =(22,67*1445,62)/6538,91=5,01 К
Расчет для третьего аппарата при уточненном значении〖 △t〗_3.
〖∆t〗_пл3=t_r3-〖∆t〗_3/2=113,7-7/2=110,2 К
α_13=1,13*((r_3*ρ_3^2*λ_3^3*g)/(μ_3*ι*〖∆t〗_3 ))^0,25=1,13*((2234*〖10〗^3*(〖951)〗^2*(0,685)^3*9,81)/(259*〖10〗^(-6)*5*7))^0,25=5818,12 Вт/(м^2*К)
〖Nu〗_3=0,021*〖Re〗_3^0,8*〖Pr〗_3^0,43*(〖Pr〗_3/〖Pr〗_c3 )^0,25=0,021*〖71044〗^0,8*〖2,03〗^0,43 (2,03/1,649 )^0,25=228,15
α_23=(〖Nu〗_3*λ_3)/d_вн =(228,15*0,685)/0,034=4596,55 Вт/(м^2*К)
k_3=(1/α_13 +δ_c/λ_c +δ_н/λ_н +1/α_23 )^(-1)=〖(1/5818,12+(2*〖10〗^(-3))/16+(0,5*〖10〗^(-3))/2,4+1/4596,55)〗^(-1)=1383,58 Вт/(м^2*К)
〖∆t〗_3=(〖∆t〗_п3*k_3)/α_13 =(29,47*1383,58)/5818,12=7,008 К
Сравнивая полученные значения 〖△t〗_j с ранее принятыми в этом пункте, получили расхождение не более 25 %, а следовательно расчет для них не следует уточнять.
Уточняем значения полезных разностей температур в аппаратах установки〖△t〗_пj .
△t_п1=(△t_п*Q_1)/(k_1*(Q_1/k_1 +Q_2/k_2 +Q_3/k_3 ))=(71,92 *2712,07)/(1487,82*(2712,07/1487,82+2744,76/1445,62+3036,24/1383,58))=22,18К
△t_п2=(△t_п*Q_2)/(k_2*(Q_1/k_1 +Q_2/k_2 +Q_3/k_3 ))=(71,92*2744,76)/(1445,58*(2712,07/1487,82+2744,76/1445,62+3036,24/1383,58))=23,10 К
△t_п3=(△t_п*Q_3)/(k_3*(Q_1/k_1 +Q_2/k_2 +Q_3/k_3 ))=(71,92*3036,24)/(1383,58*(2712,07/1487,82+2744,76/1445,62+3036,24/1383,58))=26,70 К
Проверка общей полезной разности температур
△t_п=〖△t〗_п1+〖△t〗_п2+〖△t〗_п3=22,18+23,10+26,70=71,98 К
Полученные значения полезных разностей температур 〖△t〗_пj сравниваются с аналогичными, полученными в пункте 1.25.
Получаем, что расхождение составляет не более 5%, а следовательно расчет повторять не требуется.
Площадь поверхности нагрева каждого выпарного аппарата уточняется по формуле:
F_1=Q_1/(k_1*〖△t〗_п1 )=(2712,07*〖10〗^3)/(1487,82*22,18)=83,1
F_2=Q_2/(k_2*〖△t〗_п2 )=(2744,76*〖10〗^3)/(2820,73*23,10)=82,9
F_3=Q_3/(k_3*〖△t〗_п3 )=(3036,24*〖10〗^3)/(2311,71*26,70)=83,1
Уточненные площади поверхности нагрева каждого аппарата соответствуют площади ранее выбранных нормализованных аппаратов на основании ориентировочной оценки (п.1.13)
По результатам расчета был выбран выпарной аппарат (таблица 4 Приложения методических указаний) со следующими характеристиками:
Поверхность выпарного аппарата F1=100 м^2.
Диаметр греющей камеры D =0,8 м.
Диаметр сепаратора D1=1,4 м.
Диаметр циркуляционной Трубы D2 =0,5 м.
Высота аппарата Н=12,80 м.
Количество труб nт=195 шт.
Масса аппарата М=8,25 ,т
Длина труб греющей камеры l=5м.
Диаметр и толщина стенки трубы – 38 и 2 мм.
Высота трубы вскипания Н1=2,55 м.
Расчёт барометрического конденсатора
Для конденсации пара и создания вакуума в последней ступени выпарной установки применяется барометрический конденсатор. Это теплообменник смесительного типа (рисунок), основными элементами которого являются цилиндрический корпус 3, на внутренней поверхности которого расположены сегментные полки 4 с отверстиями, газоотделитель 5, барометрическая труба 2, помещенная в барометрический ящик 1, сообщающийся с атмосферой.
В качестве охлаждающей среды используется вода, которая подается в конденсатор чаще всего при температуре охлаждающего воздуха. Пар, поступающий через нижний штуцер навстречу каскадно сливающемуся потоку воды, конденсируется. Конденсат совместно с проточной водой удаляется через барометрическую трубу в барометрический ящик. Для поддержания в системе постоянства вакуума из конденсатора с помощью вакуум-насоса откачиваются неконденсирующиеся газы.
Задачей расчета является определение расхода охлаждающей воды Gн , основных размеров корпуса (диаметра dк и высоты Нк) и барометрической трубы (диаметра dт и высоты Нт).
Исходные данные для расчета:
1) Массовый расход конденсируемого пара, поступающего в конденсатор из последнего кг аппарата выпарной установки, Dп =1,25.
2) Давление насыщенного пара в барометрическом конденсаторе р6к = 7400Па .
3) Начальная температура охлаждающей воды t_вн =18 °С .
Рисунок 2 –Барометрический конденсатор.
2.1 Расход охлаждающей воды определяется из уравнения теплового баланса конденсатора:
G_в=(D_п*(h_бк-c_в*t_вк))/(c_в*(t_вк-t_вн))=((1,25*(2571-4,174*36))/(4,174*(36-18))=40,22 кг/с
Энтальпия h_бк и температура t_бк насыщенного пара определяется по давлению р_бк , удельная теплоемкость воды с_вопределяется при её средней температуре.
Конечная температура воды t_вк принимается на 〖△t〗_в= 3...5К ниже температуры насыщенного пара:
t_вк=t_бк-〖△t〗_в=40-4=36 ˚С
2.2 Внутренний диаметр корпуса :
d_k=( (4*D_п)/(π*ρ_п*ω_п ) )^0,5=((4*1,25)/(3,14*0,0537*20))^0,5=1,18 м
Где ρ_п- плотность пара при давлении в конденсаторе, кг/м^3.
ω_п- скорость пара в нижней части корпуса конденсатора, м/с.
При остаточном давлении в конденсаторе порядка 10 кПа скорость пара принимается по таблице 5 Приложения методического указания.
2.3 Ширина сегментных полок определяется с учетом свободного стекания воды по полкам и равномерного распределения по сечению корпуса
а=0,5*d_к+0,05=0,5*1,18+0,05=0,64 м
Число полок для стандартных конденсаторов =6.
2.4. Внутренний диаметр барометрической сливной трубы:
d_т=((4*(D_п+G_в ))/(π*ρ_в*ω_в ) )^0,5=((4*(1,25+40,22))/(3,14*991,8*0,7) )^0,5=0,275 м,
Где ρ_п- плотность воды, кг/м^3.
ω_п=0,7 м/с - скорость воды в барометрической трубе.
2.5.Высота барометрической трубы определяется из условия создаваемого вакуума в конденсаторе и потерь напора при движении воды в трубе по формуле
Н_т=(р_а-р_бк)/(ρ_в*)+(∑▒Ϛ+ξ*Н_т/d_т )*ω ̅_в/(2*g)+0,5=(101317-7800)/(991,8*9,81)+(2,5+0,016*Н_т/0,275)*((0,7)^2)/(2*9,81)+0,5
где р_а - атмосферное давление, Па;
Ϛ - сумма коэффициентов сопротивления на входе воды в трубу и на выходе из неё;
ξ - коэффициент сопротивления трения. Откуда Н 10,Зм .
Откуда Н_т=7,28 м.
Последнее слагаемое в уравнении учитывает возможные колебания вакуума. Сумму коэффициентов местных сопротивлений можно принятьϚ= 2,5 .
Коэффициент сопротивления трения зависит от режима трения жидкости, который определяется числом Рейнольдса для барометрической трубы
Re_ =(ω ̅_в*d_т)/V_в =(0,7*0,275)/(0,65*〖10〗^(-6) )=296153
Где V_в- кинематический коэффициент вязкости воды,
Для турбулентного режима течения:
ξ=0,11*(k_э/d_т +68/Re )^0,25=0,11((0,3*〖10〗^(-3))/0,275+68/296153 )^0,25=0,0166
Где k_э- абсолютная эквивалентная шероховатость стенки трубы, м.
Для стальных труб с незначительной или умеренной коррозиейk_э = 0,2...0,4мм .
По результатам расчёта выбираем конденсатор из таблицы 5 Приложения методического указания:
1. Расход конденсированного пара D_п=4000…6400кг/ч ;
2. Скорость потокаω ̅_п=16…25 м/с
3. Размеры корпуса〖 d〗_к=1200 ,Н_к=6220 мм,b=400мм.
4. Размеры газоотделителя〖 d〗_г=500мм ,〖 Н〗_г=1400мм.
5. Диаметр барометрической трубы〖 d〗_т=250 мм.
Расчет производительности вакуум-насоса.
Для откачивания влажных газов и паров из барометрического конденсатора применяются водокольцевые вакуум-насосы. Их подбор производят по значениям создаваемого остаточного давления и производительности. Значение остаточного давления определяется известным давлением в барометрическом конденсаторе р_бк.
3.1 Массовый расход отсасываемого из конденсатора воздуха определяется по формуле:
G_возд=2,5*〖10〗^(-5)*(G_в+D_п )+0,01*D_п=2,5*〖10〗^(-5)*(40,22+1,25)+0,01*1,25=0,0135кг/c
Где 2,5*〖10〗^(-5)— количество газов, выделившихся из 1 кг воды;
0,01 — количество газов, подсасываемых в конденсатор через неплотности на 1 кг конденсата.
3.2 Температура влажного воздуха
t_возд=t_вн+4+0,1*(t_вк-t_вн )=18+4+0,1*(36-18)=23,8 ˚С
3.3 Парциальное давление воздуха в барометрическом конденсаторе:
р_возд=р_бк-р_п=7400-3000=4400 Па
где парциальное давление водяного парар_п определяется при температуре воздуха t_воздпо таблице 2 Приложения методического указания.
3.4 Объемная производительность вакуум-насоса рассчитывается по формуле
V_возд=(60*R*G_возд*(273+t_возд))/p_возд =(60*287*0,0135*(273+23,8))/4400=15,68 м^3/(кг*К)
В этом уравнении газовая постоянная для воздуха R = 287
По результатам расчетов выбираю водокольцевой вакуум-насос типа ВВН-25 из таблицы VI Приложения методического указания, имеющий следующие характеристики:
остаточное давление р_бк=2 кПа;
производительность V_возд=25м^3/мин
3. мощность на валу N_в== 48 кВт.
4. Расчёт конденсатоотводчиков
Конденсатоотводчики применяют для отвода конденсата из аппаратов, обогреваемых водяным паром. Наибольшее распространение получили конденсатоотводчики с открытым поплавком 45ч46р.
Задачей расчета является определение диаметра условного прохода клапана d_у.
Исходные данные для расчета:
1) Массовый расход конденсата через конденсатоотводчик G0=1,983 кг/c, G1=1,907кг/c, G2=2,012кг/c,G3=2,168кг/c.
2) Давление перед конденсатоотводчиком р_н1=0,476 МПа; р_н2=0,33 МПа; р_н3=0,169 МПа.;
3) Давление после конденсатоотводчика р_к=101317 Па.
Расчет конденсатоотводчиков выполняется для всех аппаратов, использующих для обогрева насыщенный водяной пар (теплообменник для предварительного подогрева слабого раствора, выпарные аппараты). Давление перед конденсатоотводчиком определяется давлением греющего пера в соответствующем аппарате. Давление после конденсатоотводчика равно атмосферному давлению.
Все конденсатоотводчики в вы парной установке работают на неохлажденном конденсате, поэтому при расчете необходимо учитывать падение давления в дроссельном отверстии и самоиспарение конденсата.
4.1 Падение давления в дроссельном отверстии седла определяется по уравнению:
〖△p〗_0=〖△p〗_1=(1-ψ^2 )*(p_н1-p_к )=(1-〖0,9〗^2 )*(476000-101317)=71189,77 Па
〖△p〗_2=(1-ψ^2 )*(p_н2-p_к )=(1-〖0,9〗^2 )*(330000-101317)=43449,77 Па
〖△p〗_3=(1-ψ^2 )*(p_н3-p_к )=(1-〖0,9〗^2 )*(169000-101317)=12859,77 Па
Где ψ=0,9 - коэффициент дросселирования.
4.2. Количество образующегося при этом пара вторичного вскипания
G_п0=(G_0*(h_н0-h_к0))/r_к0 =(1,983*(2753-2679))/2260=0,064 кг/с
G_п1=(G_1*(h_н1-h_к1))/r_к1 =(1,907*(2753-2679))/2260=0,062 кг/с
G_п2=(G_2*(h_н2-h_к3))/r_к2 =(2,0124*(2735,18-2679))/2260=0,02 ( кг)/с
G_п3=(G_3*(h_н3-h_к3))/r_к3 =(2,168*(2702,98-2679))/2260=0,023 кг/с
Где h_н и h_к - энтальпии пара при давлении перед конденсатоотводчиком и после него;
r_k - теплота парообразования при давлении p_k.
4.3. Определим площадь отверстия в седле :
f_c0=G_п0/(0,72*µ*√(ρ_п*(р_н1-〖△р〗_1)))+((G_0-G_п0))/(50*µ*√(р_н1-р_к1 ))=0,064/(0,72*0,82*√(0,597*(476000-64000)))+((1,983-0,064))/(50*0,82*√((476000-101317)))=0,0003 м^2
f_c1=G_п1/(0,72*µ*√(р_п*(р_н1-〖△р〗_1)))+((G_1-G_п1))/(50*µ*√(р_н1-р_к1 ))=0,062/(0,72*0,82*√(0,597*(476000-64000)))+((1,983-0,062))/(50*0,82*√((476000-101317)))=0,00029〖 м〗^2
f_c2=G_п2/(0,72*µ*√(р_п*(р_н2-〖△р〗_2)))+((G_2-G_п2))/(50*µ*√(р_н2-р_к1 ))=0,02/(0,72*0,82*√(0,597*(330000-43449,77)))+((2,0124-0,02))/(50*0,82*√((330000-101317)))=0,0003 м^2
f_c3=G_п3/(0,72*µ*√(р_п*(р_н3-〖△р〗_3)))+((G_3-G_п3))/(50*µ*√(р_н3-р_к1 ))=0,023/(0,72*0,82*√(0,597*(169000-12859)))+((2,168-0,023))/(50*0,82*√((169000-101317)))=0,0003 м^2
Где µ=0,82 –коэффициент расхода,
ρ_п-плотность пара при давлении р_к.
4.4. Диаметр условного прохода клапана определяется из соотношения:
d_у0=((4*f_с0)/π )^0,5=0,019м=19мм
d_у1=((4*f_с1)/π )^0,5=0,018м=18мм
d_у2=((4*f_с2)/π )^0,5=0,019м=19мм
d_у3=((4*f_с3)/π )^0,5=0,02м=20мм
4.5 По полученным значениям d_у выбираем номер конденсатоотводчика (таблица 5Приложения методического указания).
Выбираются следующие конденсатоотводчики:
- за теплообменником педварительного подогрева раствора устанавливается конденсатоотводчик №0 (d_у0=20мм) так как выпаривания воды здесь практически не происходит и массовый расход конденсата минимален;
-за выпарным аппаратом первой ступени -№0(d_у1=20мм)
-за выпарным аппаратом первой ступени -№0(d_у2=20мм)
-за выпарным аппаратом первой ступени -№ 0〖 (d〗_у3=20мм)
Выбранные конденсаты обладают следующими характеристиками:
Номер конденсатоотводчика – 0;
Диаметр условного прохода клапана d_у=20мм;
Длина L= 300 мм;
Высота Н=338 мм;
Диаметр корпуса D= 105 мм;
Масса М=23 кг.
5 . Расчёт диаметров трубопроводов и подбор насосов
Определению подлежат диаметры следующих трубопроводов: греющего пара, исходного раствора, концентрированного раствора, охлаждающей воды барометрического конденсатора.
5.1 Определение диаметра трубопровода и подбор насоса для исходного раствора
5.1.1 Определение внутреннего диаметра трубопровода
d_вн=( (4*G_н)/(π*ρ_ *ω_ ) )^0,5=((4*5)/(3,14*998,5*1,1) )^0,5=0,07 м
Где G_н- производительность выпарной установки по исходному раствору ;
Ρ- плотность исходного раствора при температуре t_вн=18˚С;
ω-скорость потока раствора для жидкости ( а пределах от 1…2,5 м/с)
Полученный диаметр округляется до ближайшего стандартного (таблица VIII Приложения методического указания):
d_вн=70мм (труба 76х4)
5.1.2. Уточнение скорости движения потока
ω=(4*G_н)/(d_вн^2*π*ρ)=(4*5)/(〖0,07〗^2*3,14*998,5)=1,3 м/c
5.1.3. Определение критерия Ренольдса для исходного раствора
Re=(ω*d_вн)/ν=(1,3*0,07)/0,594=153414
Где ν – коэффициент кинематической вязкости.
5.1.4. Определение коэффициента сопротивления трения исходного раствора при турбулентном течении:
ξ=0,11*(k_э/d_вн +68/Re )^0,25=0,11*(0,0003/0,07+68/153414 )^0,25=0,028
5.1.5. Определение напора, развиваемого насосом
Н=(p_2-p_1)/(ρ*g)+H_г+〖△h〗_вс+〖△h〗_наг=(250000-150000)/(998,5*9,81)+6+0,49+2,21=18,9м
Где p_1= 0,15 МПа – давление в аппарате, из которого перекачивается жидкость;
p_2=0,2…0,3 МПа – давление в аппарате, в который подается жидкость;
H_г-геометрическая высота подъема жидкости, м ;
〖△h〗_вс- снижение напора во всасывающем трубопроводе, м ;
〖△h〗_наг- снижение напора в нагнетательном трубопроводе, м, определяемые по формулам соответственно:
〖△h〗_вс=(((∑▒〖l_вс*ξ〗)/d_вн +∑▒〖Ϛ_вс)*ω^2 〗)/(2*g)=(((8*0,028)/0,07+2,5)*〖1,3〗^2)/(2*9,81)=0,49 м
Где значение ∑▒l_вс =7…10 м; ∑▒Ϛ_вс = 2…3.
〖△h〗_наг=(((∑▒〖l_наг*ξ〗)/d_вн +∑▒〖Ϛ_наг)*ω^2 〗)/(2*g)=(((25*0,028)/0,07+7)*〖1,3〗^2)/(2*9,81)=2,21 м
Где рекомендуемое значение ∑▒l_наг =20…30 м; ∑▒Ϛ_наг = 6…9.
5.1.6. Определение объемного расхода жидкости на расчетном участке
V=G_н/ρ=5/998,5=0,008 м^3/с
5.1.7 По значениям объемного расхода V и напора Н по обирается центробежный насос типа Х, предназначенный для подачи коррозийных ср,.д (таблица 10 Приложения методического указания).
Выбираем насос марки Х90/19:
Подача V=2,5*〖10〗^(-2) м^3/с ;
Напор Н=19 м;
КПД насоса η_н=0,7 ;
КПД электродвигателя η_эд=0,89
Мощность электродвигателя N_эд=10кВт.
Устанавливается два однотипных насоса, один из которых является рабочим, а другой – резервный.
5.1.8. Проверка возможности использования комплектном о электродвигателя насоса
N_эд=(〖g*ρ*V〗_н*H)/(η_эд*η_н )=(9,81*998,5*0,025*19)/(0,7*0,89)=7468,31 кВт
Комплектный электродвигатель подходит к выбранному насосу.
5.2. Определение диаметра трубопровода и подбор насоса для концентрированного раствора
5.2.1.Определяем расчетный внутренний диаметр трубопровода
d_вн=( (4*G_н)/(π*ρ_ *ω_ ) )^0,5=((4*5)/(3,14*992,2*2) )^0,5=0,05 м ,
Где ρ — плотность концентрированного раствора при температуре t_вп3=41°С ;
ω— скорость потока раствора (в пределах 1.. .2,5 м/c).
Полученный диаметр округляется до ближайшего стандартного (таблица 8 Приложения методического указания):
d_вн=50 мм.(труба 57Х3,5)
5.2.2 Уточнение скорости движения
ω=(4*(G_н-W))/(d_вн^2*π*ρ)=(4*(5-3,783))/(〖0,05〗^2*3,14*992,2)=0,62 м/c
Определение критерия Ренольдса для концентрированного раствора
Re=(ω*d_вн)/ν=(0,62*0,05)/(0,659*〖10〗^(-6) )=47040
Где ν – коэффициент кинематической вязкости .
5.2.4. Определение коэффициента сопротивления трения концентрированного раствора при турбулентном течении:
ξ=0,11*(k_э/d_вн +68/Re )^0,25=0,11*(0,0003/0,05+68/47040 )^0,25=0,032
5.1.5. Определение напора, развиваемого насосом
Н=(p_2-p_1)/(ρ*g)+H_г+〖△h〗_вс+〖△h〗_наг=(150000-6000)/(9,81*992,2)+2+0,023+0,77=17,58 м
Где p_1=p_п3 – давление в аппарате, из которого перекачивается жидкость;
p_2=0,15 МПа – давление в аппарате, в который подается жидкость;
H_г-геометрическая высота подъема жидкости, м ;
〖△h〗_вс и 〖△h〗_наг определяемые по формулам соответственно:
〖△h〗_вс=(((∑▒〖l_вс*ξ〗)/d_вн +∑▒〖Ϛ_вс)*ω^2 〗)/(2*g)=(((5*0,032)/0,05+1,5)*〖0,62〗^2)/(2*9,81)=0,023 м
Где значение ∑▒l_вс =4…6 м; ∑▒Ϛ_вс = 1…2.
〖△h〗_наг=(((∑▒〖l_наг*ξ〗)/d_вн +∑▒〖Ϛ_наг)*ω^2 〗)/(2*g)=(((45*0,032)/0,05+11)*〖0,62〗^2)/(2*9,81)=0,77 м
Где рекомендуемое значение ∑▒l_наг =40…50 м; ∑▒Ϛ_наг = 10…12.
Определение объемного расхода жидкости на расчетном участке
V=(〖(G〗_н-W))/ρ=(8-3,783)/992,2=0,004 м^3/с
По значениям объемного расхода V и напора Н по обирается центробежный насос типа Х, предназначенный для подачи коррозийных сред (таблица IX Приложения методического указания).
Выбираем насос марки Х90/19:
Подача V=2,5*〖10〗^(-2) м^3/с ;
Напор Н=19 м;
КПД насоса η_н=0,7 ;
КПД электродвигателя η_эд=0,89
Мощность электродвигателя N_эд=10кВт.
Мощность электродвигателя N_эд=10кВтУстанавливается два однотипных насоса, один из которых является рабочим, а другой – резервный.
5.1.8. Проверка возможности использования комплектном о электродвигателя насоса
N_эд=(〖g*ρ*V〗_н*H)/(η_эд*η_н )=(9,81*992,2*0,0125*21)/(0,88*0,6) 4829,08 Вт
Комплектный электродвигатель подходит к выбранному насосу.
5.2.9 При работе насоса концентрированного раствора возможны кавитационные срывы. В ёмкости с готовым продуктом, откуда раствор насосом подается на склад, он находится под разряжением при температуре, близкой к температуре насыщения. Для предотвращения кавитации ось насоса должна располагаться ниже минимального уровня раствора емкости на величину допустимой геометрической высоты всасывания, рассчитываемой по формуле :
Н_доп=1,25*[10*((n*√(V_н ))/c)^(4/3)+〖△h〗_вс ]=1,25* (10*((2900*√0,0125)/1000 )^(4/3)+0,023 )= 2,82
Где n= 2900 1/мин – частота вращения вала;
С- кавитационный коэффициент быстроходности, для насосов типа Х с=900…1200.
Полученная величина не превышает допустимой геометрической высоты всасывания.
5.3 Определение диаметра трубопровода греющего пара
5.3.1.Определение объемного расхода греющего пара на расчётном участке
V=D_г/ρ=1,983/2,543=0,77 м^3/с
Где D_г –расход греющего пара в первый аппарат;
ρ- плотность греющего пара при температуре t_г1=150.
5.3.2.Определение внутреннего диаметра трубопровода греющего пара
d_вн=((4*V)/(π*ω) )^0,5=((4*0,77)/(3,14*36) )^0,5=0,16м
Полученный диаметр округляется до ближайшего стандартного (таблица VIII Приложения методического указания):
d_вн=200 мм( труба (219Х7).
5.3.3 Уточнение скорости движения греющего пара
ω=(4*V)/(d_вн^2*π)=(4*0,77)/(〖0,2〗^2*3,14)=24,5м/c
5.4 Определение диаметра трубопровода охлаждающей воды барометрического конденсатора
5.4.1 Определение объемного расхода охлаждающей воды на расчётном участке
V=G_в/ρ=83,2/998,5=0,083м^3/с
ГдеG_в — массовый расход охлаждающей воды в барометрическом конденсаторе;
Ρ- плотность воды при температуре t_вн=18.
5.4.2 Определение внутреннего диаметра трубопровода охлаждающей воды
d_вн=((4*V)/(π*ω) )^0,5=0,246 м
Полученный диаметр округляется до ближайшего стандартного (таблица VIII Приложения)
d_вн=250 мм (труба 273Х7)
5.3.3.Уточняем скорость движения:
ω=(4*V)/(d_вн^2*π)=1,74м/с
Заключение.
Целью данной курсовой работы является проектирование многоступенчатой выпарной установки.
В результате расчета и последующего уточнения поверхности нагрева аппаратов, был выбран тип нормализованного аппарата для каждой ступени.
Поскольку для конденсации пара и создания вакуума в последней ступени применяется барометрический конденсатор, то в п.2 был произведен его расчет и выбран подходящий стандартный аппарат.
По значениям создаваемого давления и производительности в п.3 был выбран вакуум-насос.
В п.4 по результатам расчета были выбраны конденсатоотводчики типа 45ч3бр с необходимыми характеристиками.
Кроме того, были определены диаметры основных трубопроводов и подобраны насосы для перекачки исходного и концентрированного растворов.
Таким образом, рассчитанный выпарной аппарат обладает необходимыми характеристиками и основным оборудованием, обеспечивающим его надёжную и экономичную работу.
Выпарной аппарат
Поверхность выпарного аппарата F1 м^2 100
Диаметр греющей камеры D м 0,8
Диаметр сепаратора D1 м 1,4
Диаметр циркуляционной трубы D2 м 0,5
Высота аппарата Н м 12,80
Количество труб nт шт 195
Масса аппарата М т 8,25
Длина труб греющей камеры l м 5
Диаметр трубы - мм 38
Толщина стенки трубы
-
мм
2
Высота трубы вскипания Н1 м 2,55
Барометрический конденсатор
Расход конденсированного пара D_п кг/ч 4000…6400
Скорость потока ω ̅_п м/с 6…25
Размеры корпуса
d_к мм 1200
Н_к мм 6220
b мм 400
Размеры газоотделителя
d_г мм 500
〖 Н〗_г мм 1400
Диаметр барометрической трубы d_т мм 250
Вакуум-насос ВВН-25
Остаточное давление р_бк кПа 2
Производительность V_возд м^3/мин 25
Мощность на валу N_в
кВт 48
Конденсатоотводчик №0
Диаметр условного прохода клапана d_у мм 20
Длина L мм 300
Высота Н мм 338
Диаметр корпуса D мм 105
Масса М кг 23
Список литературы:
Филатов ВВ. Промышленные тепломассообменные установки. Методические указания Л.:1990
Промышленная теплоэнергетика и теплотехника: Справочник / А.М.Бакластов, В.М.Бродянский,Б.П.Голубев и др.: Под общ. Ред. В.А.Грирорьева и В.М.Зорина. – М.: Энергоатомиздат, 1983. – 552с., ил.-(Теплотехника и теплоэнергетика)
ВЫПАРЕННАЯ УСТАНОВКА ДЛЯ КОНЦЕНТРИРОВАНИЯ
Курсовая работа по предмету «Энергетика»