ВЫПАРЕННАЯ УСТАНОВКА ДЛЯ КОНЦЕНТРИРОВАНИЯ

Курсовая работа по предмету «Энергетика»
Информация о работе
  • Тема: ВЫПАРЕННАЯ УСТАНОВКА ДЛЯ КОНЦЕНТРИРОВАНИЯ
  • Количество скачиваний: 2
  • Тип: Курсовая работа
  • Предмет: Энергетика
  • Количество страниц: 53
  • Язык работы: Русский язык
  • Дата загрузки: 2014-06-28 23:56:05
  • Размер файла: 589.44 кб
Помогла работа? Поделись ссылкой
Ссылка на страницу (выберите нужный вариант)
  • ВЫПАРЕННАЯ УСТАНОВКА ДЛЯ КОНЦЕНТРИРОВАНИЯ [Электронный ресурс]. – URL: https://www.sesiya.ru/kursovaya-rabota/energetika/867-vyiparennaya-ustanovka-dlya-koncentrirovaniya/ (дата обращения: 31.07.2021).
  • ВЫПАРЕННАЯ УСТАНОВКА ДЛЯ КОНЦЕНТРИРОВАНИЯ // https://www.sesiya.ru/kursovaya-rabota/energetika/867-vyiparennaya-ustanovka-dlya-koncentrirovaniya/.
Есть ненужная работа?

Добавь её на сайт, помоги студентам и школьникам выполнять работы самостоятельно

добавить работу
Обратиться за помощью в подготовке работы

Заполнение формы не обязывает Вас к заказу

Информация о документе

Документ предоставляется как есть, мы не несем ответственности, за правильность представленной в нём информации. Используя информацию для подготовки своей работы необходимо помнить, что текст работы может быть устаревшим, работа может не пройти проверку на заимствования.

Если Вы являетесь автором текста представленного на данной странице и не хотите чтобы он был размешён на нашем сайте напишите об этом перейдя по ссылке: «Правообладателям»

Можно ли скачать документ с работой

Да, скачать документ можно бесплатно, без регистрации перейдя по ссылке:

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)