Курсовая работа: Двухкорпусная выпарная установка

ФЕДЕРАЛЬНОЕ АГЕНТСТВО ПО ОБРАЗОВАНИЮ

Государственное образовательное учреждение высшего профессионального образования

Кузбасский Государственный Технический Университет

Кафедра процессов, машин и аппаратов химических производств

РАСЧЕТНО-ПОЯСНИТЕЛЬНАЯ ЗАПИСКА

к курсовому проекту на тему:

«Двухкорпусная выпарная установка»

Студент Майбуров М.В.

Руководитель проекта

Темникова Е.Ю

Кемерово 2006

Содержание

Введение

1. Описание технологической схемы установки

2. Расчет основного аппарата

Заключение

Список литературы

Введение

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

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

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

Таблица 1.1

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

1. Описание технологической схемы установки

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

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

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

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

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

Первый корпус обогревается свежим водяным паром. Вторичный пар, образующийся при концентрировании раствора в первом корпусе, направляется в качестве греющего во второй корпус АВ2. Сюда же поступает частично сконцентрированный раствор из 1-го корпуса.

Самопроизвольный переток раствора и вторичного пара в следующие корпуса возможен благодаря общему перепаду давлений, возникающему в результате создания вакуума конденсацией вторичного пара последнего корпуса в барометрическом конденсаторе смешения КТ, где заданное давление поддерживается подачей охлаждающей воды и отсосом неконденсирующихся газов вакуум-насосом НВ. Смесь охлаждающейся воды и конденсата выводится из конденсатора при помощи барометрической трубы с гидрозатвором. Образующийся во втором корпусе концентрированный раствор центробежным насосом Н3 подается в промежуточную емкость упаренного раствора Е2.

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

2. Расчет основного аппарата

Выбор конструкционных материалов

Выбираем конструкционный материал, стойкий в среде кипящего водного раствораК2СО3 в интервале изменения концентраций от 11 до 32%. в этих условиях химически стойкой является сталь марки Х18Н10Т. Скорость коррозии ее не менее 0,1 мм/год, коэффициент теплопроводности λ_ст = 25,1 Вт/(м_* К).

Расчеты конструктивно-технологических параметров аппарата

Определение поверхности теплопередачи выпарных аппаратов

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

F = Q/(Kt_п ),

где Q – тепловая нагрузка, кВт;

K – коэффициент теплопередачи, Вт/(м² _* K);

t_п – полезная разность температур_, град.

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

Производительность установки по выпариваемой воде определяется из уравнения материального баланса:

W = G_н (1 – x_н /x_к ),

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

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

W = 1,11_* (1 – 11/32) = 0,728 кг/с.

Концентрации упариваемого раствора

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

₁ : ₂ :₃ = 1,0: 1,1

Тогда

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

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

Далее рассчитываются концентрации растворов в корпусах:

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

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

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

Температуры кипения растворов

Общий перепад давлений в установке равен:

P_об = P_г1 – P_бк ,

где P_г1 – давление греющего пара, МПа;

P_бк – абсолютное давление в барометрическом конденсаторе, МПа.

P_об =0,9-0,02=0,88МПа.

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

P_г1 = 0,9МПа;

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

Давление пара в барометрическом конденсаторе:

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

что соответствует заданному значению P_бк .

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

P, МПаt, ⁰ C I, кДж/кг

P_{г 1} = 0,9t_{г 1} = 174,5I₁ = 2780

P_{г 2} = 0,46 t_{г 2} = 147,82 I₂ = 2750

P_бк = 0,02 t_бк = 59,7 I_бк = 2607

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

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

Температуру кипения раствора в корпусе принимают соответствующей температуре кипения в среднем слое жидкости. Таким образом, температура кипения раствора в корпусе отличается от температуры греющего пара в последующем корпусе на сумму температурных потерь ΣΔ от температурной (Δ^/ ), гидростатической (Δ^// ) и гидродинамической (Δ^/// ) депрессий (ΣΔ = Δ^/ +Δ^// +Δ^/// ).

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

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

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

Сумма гидродинамических депрессий

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

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

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

Р_ср = P_вп + ρgH (1- ε)/2,

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

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

F_ор = Q/q = ω_1* r₁ /q,

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

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

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

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

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

ρ₁ = 1145 кг/м³ , ρ₂ = 1323014 кг/м³ .

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

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

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

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

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

P, МПа t, ⁰ C r, кДж/кг

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

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

Определим гидростатическую депрессию по корпусам (в ⁰ C):

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

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

Сумма гидростатических депрессий

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

Температурную депрессию Δ^/ определим по уравнению

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

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

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

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

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

Сумма температурных депрессий

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

Температуры кипения растворов в корпусах равны (в ⁰ C)

t_к = t_г + Δ^/ +Δ^// .

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

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

t_к2 = t_бк + Δ^/ ₂ +Δ^/// ₂ =

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

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

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

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

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

M = u*S*ρ,

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

S = F_{ор *} d_вн /4_* H,

где d_вн – внутренний диаметр труб, м;

Н – принятая высота труб, м.

S = 18,3_* 0,034/4_* 4 = 0,039 м² .

M = 0,7_* 0,039_* 1109,5 = 30,3 кг/с.

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

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

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

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

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

Полезная разность температур

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

Dt_пj = t_гj –t_кj .

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

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

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

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

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

Проверим общую полезную разность температур:

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

Определение тепловых нагрузок

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

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

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

W = w₁ + w₂ (4)

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

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

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

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

t_н = t_вп1 + Δ^/ _н ,

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

t_н = 148,8 + 1 = 149,8⁰ С.

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

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

Получим систему уравнений:

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

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

W = w₁ + w₂ + w₃ = 1,11.

Решение этой системы уравнений дает следующие результаты:

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

ω₁ = 0,335 кг/с; ω₂ = 0,392 кг/с.

Результаты расчета сведены в таблицу1.2

Таблица 1.2

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

Рассчитаем концентрации растворов в корпусах:

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

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

Расчет коэффициентов теплопередачи

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

К₁ = 1 / (1/α₁ + Σδ/λ + 1/α₂ )

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

Σδ/λ = 0,002/25,5 + 0,0005/2 = 2,87*10^-4 м² _* К/Вт.

Коэффициент теплоотдачи от конденсирующегося пара к стенке α₁ равен:

α₁ = 2,04_* ⁴ √(r_1* ρ² _{ж 1*} λ³ _{ж 1} ) / (μ_{ж 1*} Н_* Dt1),

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

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

Расчет α₁ ведут методом последовательных приближений. В первом приближении примем

t_пл = 174,5 – 1 = 1175,5 град.

Тогда

α₁ = 2,04_* ⁴ √(2025,2_* 10³ _* 1095² _* 0,587³ )/(0,07_* 10^-3 _* 4_* 2) = 11101,61 Вт/ м² _* К.

Для установившегося процесса передачи тепла справедливо уравнение

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

где q – удельная тепловая нагрузка, Вт/м² ;

Δt_ст – перепад температур на стенке, град;

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

Отсюда

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

Тогда

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

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

α₂ =Аq^0.6 =780 q^0.6 (λ¹ ₁ ^.3 *ρ₁ ^0.5 *ρ_п1 ^0.06 /σ₁ ^0,5 *r_в1 ^0,6 *ρ₁ ^0,66 *c₁ ^0,3 *μ₁ ^0,3 ).

Подставив численные значения, получим:

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

Проверим правильность первого приближения по равенству удельных тепловых нагрузок:

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

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

Как видим, q^/ ≠ q^// .

Для второго приближения примем Δt₁ =5,0

α₁ = 11101,61_* ⁴ √2/5 = 8828,78 Вт/ м² _* К.

Получим:

Для установившегося процесса передачи тепла справедливо уравнение

Δt_ст =9722,4*3,4*3,79*10^-4 =11,38

Δt₂ = 23,23-11,38-5=0,85 град.

α₂ = 17,21*(9722,4*5) ^0,6 =10536,67

Проверим правильность первого приближения по равенству удельных тепловых нагрузок:

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

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

Как видим, q^/ ≠ q^// .

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

Тогда примем Dt₁ = 4,3

Тогда

α₁ = 2,04_* ⁴ √2/4 = 9335,3 Вт/ м² _* К.

Для установившегося процесса передачи тепла справедливо уравнение

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

где q – удельная тепловая нагрузка, Вт/м² ;

Δt_ст – перепад температур на стенке, град;

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

Отсюда

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

Тогда

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

α₂ = 17,21(9335,3*4) ^0,6 =9530,02

Проверим правильность первого приближения по равенству удельных тепловых нагрузок:

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

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

Как видим, q^/ ≈ q^// .

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

α₂ на этом заканчивается. Находим К₁ :

К₁ = 1/(1/9168,04 + 2,87_* 10^-4 + 1/9845,27) = 1696 Вт/ м² _* К.

Далее рассчитаем коэффициент теплопередачи для второго корпуса К₂ .

К₂₌ 1 / (1/α₁ + Σδ/λ + 1/α₂ )

Расчет α₁ ведут методом последовательных приближений. В первом приближении примем

Δt₁ =5 град.

α₁ = 2,04_* ⁴ √(2084_* 10³ _* 1274² _* 0,5592³ )/(0,21 _* 10^-3 _* 4_* 5) = 7027,52 Вт/ м² _* К.

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

Δt₂ =74,87-13,32-5= 56,55 град;

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

* (0,21*10^{3) 0.3)} =5269,63 Вт/ м² _* К;

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

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

Как видим, q^/ ≠ q^// .

Во втором приближении примем Dt₁ =23,5 град.

Тогда

α₁ = 7027,52√5/23,5 = 4772,85 Вт/ м² _* К.

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

Δt₂ =74,87-42,51-23,5=8,86 град;

α₂ = 10573,64 Вт/ м² _* К;

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

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

Как видим, q^/ ≠ q^// .

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

Тогда примем Dt₁ = 23

α₁ = 7027,52_* ⁴ √5/23 = 4798,58 Вт/ м² _* К.

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

Δt₂ = 74,87-41,83-23=10,04 град;

α₂ = 10471,8 Вт/ м² _* К;

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

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

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

Тогда примем Dt₁ = 22,8.

α₁ = 7027,52_* ⁴ √5/22,8 = 4809,07 Вт/ м² _* К.

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

Δt₂ = 74,87-41,56-22,8=10,51 град;

α₂ = 10430,43 Вт/ м² _* К;

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

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

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

К₂ = 1/(1/4809,07 + 2,87_* 10^-4 + 1/10430,73) = 1464,13 Вт/ м² _* К.

Распределение полезной разности температур

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

Δt_пj = ΣΔt_п* (Q_j /K_j )/ΣQ/K,

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

Подставив численные значения, получим:

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

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

Проверим общую полезную разность температур установки:

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

Теперь рассчитаем поверхность теплопередачи выпарных аппаратов по формуле:

F= Q/(K Δt_п)

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

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

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

Как видно, полезные разности температур, рассчитанные из условия равного перепада давления в корпусах и найденные в 1-м приближении из условия равенства поверхностей теплопередачи в корпусах, существенно различаются. Поэтому необходимо заново перераспределить температуры (давления) между корпусами установки. В основу этого перераспределения температур (давлений) должны быть положены полезные разности температур, найденные из условий равенства поверхностей теплопередачи аппаратов.

Уточненный расчет поверхности теплопередачи

В связи с тем, что существенное изменение давлений по сравнению с рассчитанным в первом приближении происходит только в 1-м и 2-м корпусах (где суммарные температурные потери незначительны), во втором приближении принимаем такие же

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

Рассчитаем тепловые нагрузки (в кВт):

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

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

Расчет коэффициентов теплопередачи, выполненный выше описанным методом, приводит к следующим результатам: К₁ = 1767 м² _* К/Вт; К₂ = 1512 м² _* К/Вт.

Распределение полезной разности температур:

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

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

Проверим общую полезную разность температур установки:

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

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

Поверхность теплопередачи выпарных аппаратов:

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

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

По ГОСТу11987-81 выбирем выпарной аппарат со следующими характеристиками:

Номинальная поверхность теплообмена F_н 16 м²

Диаметр труб d 38*2 мм²

Высота труб H 4000 мм²

Диаметр греющей камеры d_к 400 мм

Диаметр сепаратора d_с 800 мм

Диаметр циркуляционной трубы d_ц 250мм

Масса аппарата M_а 14500кг

Определение толщены тепловой изоляции

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

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

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

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

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

t _в – температура окружающей среды,С°

λ_и -коэффициент теплопроводности изоляционного материала Вт/м К.

α _в = 9,3 + 0,058*40 =11,62 Вт

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

Тогда получим

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

Расчет на прочность

Эллиптическое днище.

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

Коническое днище.

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

Расчет толщины обечаек.

,

.

Условие выполняется, следовательно толщина обечайки выбрана правильно.

Заключение

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

Список использованной литературы

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

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

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

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

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

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