Реферат: Проектирование горизонтального кожухотрубного теплообменного аппарата для подогрева продукта пер

Содержание

1. Введение . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2

2. Расчётная часть . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 5

2.1 Теплотехнический расчёт. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 5

2.2 Конструктивный расчёт. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 11

2.3 Прочностной расчёт. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .13

2.3.1 Выбор допускаемых напряжений. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 13

2.3.2 Расчёт на прочность цилиндрический оболочек, обечаек и корпусов работающих под внутренним избыточным давлением. . . . . . . . . . . . . . . . . . 13

2.3.3 Расчёт тонкостенных цилиндрических корпусов. . . . . . . . . . . . . . . . 14

2.3.4 Расчёт прокладок на невыдавливание из фланцевого соединения. . .17

2.3.5 Расчёт болтов фланцевого соединения патрубка. . . . . . . . . . . . . . . . . 19

2.4 Гидравлический расчёт. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .20

2.4.1 Расчёт теплообменника . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 20

2.4.2 Расчёт трубопровода. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 21

2.4.3 Выбор насоса. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 24

2.5 Расчёт теплоизоляции. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 26

3. Список использованной литературы. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 27

1. Введение

В технологических процессах пищевой промышленности ши­роко применяется тепловая обработка сырья и полуфабрика­тов, которая проводится в теплообменных аппаратах.

Теплообменными аппаратами называются устрой­ства, предназначенные для непрерывной передачи тепла от по­тока одной рабочей среды - горячий теплоноситель, к потоку другой среды - холодный теплоноситель, для осуществления различных тепловых процессов: нагревания, охлаждения, конденсации, повышения концентрации (выпари­вания) растворов, ректификации и т.п.

По принципу действия теплообменные аппараты делятся на рекуперативные, регенеративные и смесительные. Рекуперативные и регенеративные теплообменники являются аппаратами поверхностного типа. В поверхностных аппаратах каждый из теплоносителей ограничен твёрдыми стенками. Поверхность стенок, посредством которых передаётся теплота, называется поверхностью нагрева.

В аппаратах сме­шения процесс теплообмена осуществляется путем непосредст­венного контакта и смешения жидких или газообразных ве­ществ (теплоносителей).

В регенеративных аппаратах теплоносители по­переменно соприкасаются с одной и той же поверхностью на­грева, которая, соприкасаясь вначале с «горячим» теплоноси­телем, нагревается, аккумулируя тепло первого теплоносителя, а затем, соприкасаясь с «холодным» теплоносителем, отдает ему свое тепло.

Рекуперативные теплообменные аппараты в большинстве случаев относятся к аппаратам непрерывного действия. В этих аппаратах передача тепла от одного теплоносителя к другому осуществляется через стен­ку из теплопроводного материала.

Теплоносителями в теплообменных аппаратах могут быть: водяной пар,

горячая вода, дымовые газы, масло, различные смеси жидкостей и другие

физические тела.

Наибольшее распространение в качестве теплоносителей получили водяной пар, горячая вода и дымовые газы. В пищевой промышленности наиболее широко применяются рекуперативные теплообменные аппараты различных типов и конструкций. Конструкция аппаратов должна учитывать как особенности течения технологического процесса, так и условия эксплуатации, изготовления и ремонта самого аппарата.

Конструкция теплообменного аппарата должна обеспечить ведение технологического процесса с заданными параметрами и получение продукта высокого качества. Наиболее важными факторами при тепловой обработке пищевых продуктов являются температурный режим и продолжительность теплового воздействия. В связи с этим необходимо правильно выбрать поверхность теплообмена, оптимальную скорость движения продукта и предусмотреть возможности гибкого регулирования теплового режима.

В целях сохранения качества продукта особое внимание должно быть уделено выбору материала.

Аппарат должен иметь высокую производительность, быть экономичным в эксплуатации. Достигается это путём повышения интенсивности теплообмена и максимального снижения гидравлических сопротивлений аппарата.

В пищевой промышленности наибольшее распространение получили кожухотрубные аппараты как одноходовые, так и многоходовые по трубному и не трубному пространству; с различными направлениями потоков теплоносителей и жёсткостью конструкции; однокорпусные и многокорпусные – элементные.

В соответствии с ГОСТ – 9929-77 кожухотрубчатые стальные теплообменники выполняются с площадью теплообмена до 2000 м² , работают при давлении до 6,4 мПа и имеют пять типов: ТН с неподвижными решётками, ТК – с температурным конденсатором на кожухе,

ТП – с плавающей головкой, ТУ – с V-образными трубками, ТС - с сальником на плавающей головке. Эти аппараты применяются в пищевой промышленности для нагревания и охлаждения жидких и газообразных продуктов при температуре от 40^о до 450^о С.

Исходные данные:

1. Расход рыбного бульона:

массовый: G_б = 0,5 кг/с

2. t^н _б = 14⁰ С

t^б _к = t_кип

3. Греющий агент – конденсат водяного пара

t^н _кд = 138⁰ С

t^к _кд = 34⁰ С

2. Расчетная часть

2.1 Теплотехнический расчёт

Температура конденсации греющего пара t^н _кд = 138⁰ С

Начальная температура конденсата на входе в греющую камеру теплообменника t^н _кд = 138⁰ С

Температура кипения рыбного бульона определяем, приняв дополнительные данные для расчёта. Подпрессовый бульон концентрацией В_н = 6%, прошедший очистку в грязевом сепараторе, подается в вакуум-выпарную установку с вертикальными кипятильными трубами высотой Н_тр = 3м и упаривается до конечной концентрации В_к = 20% (2) стр.547-551. Принимаем, что рыбный бульон начальной концентрации В_н = 6% содержит:

Сухих веществ – В^н _с = 4,5%

Жира - В^н _ж = 1,5%

Уравнение материального баланса процесса выпаривания (3) 5.2

G_н * В_н = G_к * В_к

Выход упаренного бкльона:

G_к = G_н * В_н / В_к = 0,5*6/20 = 0,15кг/с

Конечная концентрация сухих веществ:

В^к _с = G_н * В^н _с / G_к = 0,5*4,5/0,15 = 15%

Конечная концентрация жира:

В^к _ж = В_к - В^к _с = 20% - 15% = 5%

В выпарных аппаратах непрерывного действия повышение температуры кипения раствора (бульона) по сравнению с температурой кипения чистого растворителя (воды) определяется по конечной концентрации (3) стр. 250.

Физико-химическая депрессия (4) XV-6:

∆ʼ = 0,025* В^1,1 _к * Ра^0,17 = 0,025*26,986*2,083 = 1,4⁰ С

Гидростатическая депрессия

Давление над поверхностью бульона:

Р₁ = Ра = 75кПа = 75000Па

Температура кипения воды при данном давлении: (1) Табл. 4

t₁ = 91,75⁰ С.

Принимаем температуру кипения бульона предварительно t_кип = 95⁰ С.

Плотность бульона В_к = 20% при t_кип = 95⁰ С.

1/ρ = 10^-2 *((100 - В_к )/ ρ_в + В^к _с / ρ_с + В^к _ж / ρ_ж ) 5(73)

Плотность воды ρ_в = 961,5 кг/м³ (3) т XXXIX

Плотность сухих веществ (треска): (6) II 129.

ρ_с = 1305 - 307W_k = 1305 - 307*0,8 = 1059,4 кг/м³ ,

где W = 100 - В_к /100 = 100 – 20/100 = 0,8 сухих веществ в сотых долях.

Плотность жира: (6) II 277

ρ_ж = 1098 – 0,605 Т_кип = 1098 – 0,605*(273 + 95) = 875,4 кг/м³ .

1/р = 10^-2 ((100 - 20)/ 961,5 + 15/ 1059,4 + 5/ 875,4) = 1,03074*10^-3 м³ / кг

ρ = 970,2 кг/м³

Оптимальная высота уровня: (3) 5.23

Н_опт = (0,26 + 0,0014 * (ρ – ρ_в ) * 3

Н_опт = (0,26 + 0,0014 * (970,2 – 961,5) * 3 = 0,82 м.

Давление в среднем слое упариваемого бульона: (3) 5.22

Р_ср = Р₁ + 0,5*ρ*g* Н_опт = 75000+0,5*970,2*9,81*0,82 = 78902 Па = 78,9 кПа

Температура кипения воды при данном давлении:

t_ср = 93,13⁰ С (1) Т.4

Гидростатическая депрессия: (3) 5.25

∆ʼʼ = t_ср – t₁ = 93,13 – 91,75 = 1,38⁰ С

Температура кипения бульона: (5) 13

t_к = t₁ +∆ʼ+∆ʼʼ = 91,75 + 1,4 + 1,38 = 94,53⁰ С

2.3. Температурная схема процесса:

Большая разность температур:

∆t_б = t^кд _н - t^б _к

∆t_б = 138-94,53=43,47 ^о С [2] стр 227.

Меньшая разность температура:

∆t_м = t^кд _к - t^б _н

∆t_б = 34-14=20 ^о С

Отношение ∆t_б /∆t_м = 43,47/20 = 2,1735 ˃ 2 (3) стр. 169

2.4. Средняя разность температур:

∆t_ср = (∆t_б - ∆t_м ) / ln (∆t_б /∆t_м ) [3] 4.78

∆t_ср = (43,47-20)/ln 2.1735= 23,47/0.7763=30,2^o С

2.5. Изменение температуры:

Конденсата: ∆t_кд = t^кд _н - t^кд _к = 138 – 34 = 104 ^o С

Бульона: ∆t_б = t^б _к - t^б _н = 94,53 – 14 = 80,53 ^o С

∆t_кд ˃∆t_б , следовательно (3) стр. 170 средняя температура бульона (3) 4.82:

t^б _ср = (t_к + t_н )/2 = (94,53 + 14) / 2 = 54,265 ^o С

Средняя температура конденсата: (3) 4.82.

t^кд _ср = t^б _ср + ∆t_ср = 54,265 + 30,2 = 84,469 ^o С

2.6. Теплофизические характеристики бульона концентрацией В_н = 6%, при

средней температуре Т_ср = 273 + t^б _ср = 273 + 54,265 = 327,265К

Плотность: (5) 73

1/ρ = 10^-2 *((100 – В_н )/ ρ_в + В_с / ρ_с + В_ж / ρ_ж )

ρ_в = 986,4 кг/ 7W_k = 1305 - 307*0,8 = 1059,4 кг/м³ – плотность сухих веществ

ρ_ж = 1098 – 0,605 Т_кип = 1098 – 0,605*(273 + 95) = 875,4 кг/м³ – плотность жира

1/ ρ_б = 10^-2 *((100 - 6)/ 986,4 + 15/ 1059,4 + 5/ 875,4) = 0,001516

ρ_б = 659,63 кг/м³

Удельная теплоёмкость (5) 74:

С = 10^-2 *((100 – В_н )* С_в + В_с * С_с + В_ж * С_ж )

С_в = 4,18 кДж/кг*К – удельная теплоёмкость воды (3) т. XXXIX

С_с = 3130 – 5,02 * Т_ср = 3130 – 1642,87 = 1487,13 Дж/кг*К - удельная теплоёмкость сухих веществ (6) II 133

С_ж = 1031 + 3,025 * Т_ср = 1031 + 989,98 = 2020,98 Дж/кг*К

С_б = 10^-2 *((100 – 6)*4180 + 15*1487,13 + 5*2020,98) = 4253,32 Дж/кг*К.

Коэффициент теплопроводности (5) 75

1/λ = 10^-2 *((100 – В_н )/ λ _в + В_с / λ _с + В_ж / λ _ж )

λ _в = 0,625 Вт/(м*К) – коэффициент теплопроводности воды (3) т. XXXIX

λ _с = 0,531 Вт/(м*К) – коэффициент теплопроводности сухих веществ (6) т. II 8

λ _ж = 0,359 * 0,00064 * Т_ср = 0,359 * 0,00064 * 327,265 = 0,075 Вт/(м*К) – коэффициент теплопроводности жира (6) II 289.

1/ λ _б = 10^-2 *((100 – 6)/ 0,625 + 15/ 0,531 + 5/ 0,075) = 2,3912

λ _б = 0,418 Вт/(м*К)

Динамический коэффициент вязкости: (4) II-12

µ _б = µ _ср (1 + 2,5φ)

µ _ср = 0,507 мПа*с – динамический коэффициент вязкости воды (среды) (3) т. XI

φ = В_н /100 = 6/100 = 0,06 – начальная концентрация в сотых долях

µ _б = 0,507*(1+2,5*0,06) = 0,58305*10^-3 Па*с.

2.7. Теплофизические характеристики конденсата при средней температуре.

t^кд _ср = 84,469 ^o С (3) XXXIX

ρ_кд = 968,5 кг/ м³

λ _кд = 0,687 Вт/(м*К)

С _кд = 4,220 кДж/(м*К)

µ _кд = 0,3361*10^-3 Па*с

2.8. Тепловой поток (5). 2

Q = G_н * С_б * (t_к – t_н ) = 0,5*4253,32*(94,53-14) = 171260 Вт

2.9. Расчет конденсата с учётом 5% тепловых потерь в окружающую среду: (1) стр.44

x_н = 1,05

С_Ткд = x_н * Q/ С_кд * (t^кд _н - t^кд _к ) = 1,05*171260/4220*(138-34) = 0,41 кг/с

2.10. Компоновка теплообменника:

Пропускаем бульон по трубкам теплообменника, конденсат в межтрубном пространстве (1) стр. 41

Диаметр трубок теплообменника принимаем в соответствии с ГОСТ 9929 – 77 на теплообменные аппараты (1).

Принимаем стальные бесшовные трубы по ГОСТ 8734 – 78 диаметром

d 25*2 мм (1) т.21.

Внутренний диаметр:

d_в = d_н - 2δ_ст = 25 - 2*2 = 0,021 м

Расчётный диаметр:

d_р = d_н - δ_ст = 25 – 2 = 23мм = 0,023 м

Предварительно принимаем турбулентное течение бульона в трубах. Критерий Рейнольдса Re˃10000. Принимаем Re = 11000.

Количество трубок в одном ходе: (5) 3

n₁ = 4* G^б _н /π* d_в *Re* µ _б = 4*0,5/3,14*0,021*11000*0,58305*10^-3 ≈ 4

Принимаем, предварительно коэффициент теплопередачи от конденсата к бульону (1) т. 21

Кʼ = 800 Вт/(м²*К).

Площадь поверхности аппарата, предварительно: (5)

Fʼ = Q/ Кʼ*∆t_ср = 171260/800*30,2 = 7,09 м²

Расчётная длинна одной трубки при одном ходе:

L₁ =0,318*F /d_р *n₁ = 0,318*7,09/0,023*4 = 24,51 м

Принимаем рабочую длину трубок:

l = 4 м (1) стр. 65

Число ходов в многозаходном теплообменнике (1) 3.12.

z = L/ l = 24,51/4 = 6,13

Принимаем z = 6

Размещаем трубки по вершинам правильных треугольников:

Шаг трубок S = 1,3* d_н = 1,3*25 = 32,5 мм (1) стр.66.

Принимаем радиус окружности, на который располагаются внутренние трубки:

r = 2* d_н = 2*25 = 50 мм.

Радиус окружности, на который располагаются крайние трубки:

R = r + 4*S = 50 + 4*32,5 = 180 мм.

Диаметр окружности, на которой располагаются крайние трубки:

Dʼ = 2*R = 2*180 = 360 мм

Внутренний диаметр корпуса теплообменника: (1) 3.14.

D_в = Dʼ + 4* d_н = 360 + 4*25 = 460 мм

Принимаем внутренний диаметр теплообменника d_в = 600 мм = 0,6 м

(1) стр.67 (кратный 200).

Общее число труб в теплообменнике: n₀ = n₁ *z = 4*6 = 24

На основании выполненной компоновки теплообменника, принимаем для дальнейших теплотехнических расчётов шестиходовой кожухотрубный горизонтальный теплообменник, общее число труб n₀ = 24. Число труб в ходе n₁ = 4. Внутренний диаметр корпуса D_в = 0,46 м

2.11. Скорость бульона в трубках: (1) 38.

ω _б = G_н /0,785* d²_в * n₁ * ρ_б = 0,5/0,785*0,000441*4*659,63 = 0,55 м/с ˃ 0,1 м/с

(1) стр.63.

2.12. Критерий Рейнольдса (1) 2.26.

Re _б = ω _б *d_в * ρ_б /µ _б = 0,55*0,021*659,63/0,58305*10^-3 = 13067˃10000 – развитое турбулентное течение.

2.13. Расчётная формула (3) 4.17.

Nu _б = 0,021 * Re^0,8 * Pr^0,43 *(Pr/Pr_ст )^0,25

Критерий Прандтля: (3) 4.12.

Pr _б = С _б * µ _б / λ _б = 4253,32*0,58305*10^-3 /0,418 = 5,93.

Принимаем отношение (Pr/Pr_ст )^0,25 = 1,05 для нагревающегося бульона (3) стр.152

Критерий Нуссельта:

Nu _б = 0,021 * 1963,09 * 2,15 * 1,05 = 93,1

Коэффициент теплоотдачи от стенки трубы к бульону: (3) 4.11.

= Nu _б * λ _б / d_в = 93,1*0,418/0,021 = 1853 Вт/(м²*К).

2.14. Проходное сечение межтрубного пространства: (1) 3.3.

S = 0,785*( D²_в - n₀ * d²_н ) = 0,785*(0,2116 - 24*0,000625) = 0,154 м²

2.15. Эквивалентный диаметр d_э = d_в = 0,021 м.

2.16. Скорость конденсата в межтрубном пространстве: (1) стр. 64.

ω _кд = G_кд /0,785* d²_в * n₁ * ρ_кд = 0,41/0,785*0,000441*4*968,5 = 0,31 м/с

2.17. Критерий Рейнольдса:

Rе _кд = ω _кд *d_э *ρ_кд / µ _кд = 0,31*0,021*968,5/0,3361*10^-3 = 18759

2.18. Расчётная формула (3) 4.31. для шахматных пучков:

Nu _кд = 0,4 * ε _φ * Re^0,6 * Pr^0,36 *(Pr/Pr_ст )^0,25

Поправочный коэффициент на обтекание сегментных перегородок, поддерживающих трубы (3) стр.157 ε _φ = 0,6.

Критерий Прандтля для конденсата:

Pr_кд = С _кд * µ _кд / λ _кд = 4220*0,3361*10^-3 /0,687 = 2,065

Принимаем для охлаждающегося конденсата отношение:

(Pr/Pr_ст )^0,25 = 0,93 (3) стр.152

Критерий Нуссельта:

Nu _кд = 0,4 *0,6*366,37*1,298*0,93 = 106,14.

Коэффициент теплоотдачи от конденсата к стенке трубки:

= Nu _кд * λ _кд / d_н = 106,14*0,687/0,025 = 2916,7

2.19. Термическое сопротивление загрязнения стенки трубы со стороны конденсата:

r_з1 = 1/2500 м²*К/Вт

Термическое сопротивление загрязнений трубы со стороны бульона

r_з2 = 1/2900 м²*К/Вт (органическая жидкость) (3) т. XXXIX

Коэффициент теплопроводности стали:

λ _ст = 42 Вт/м*К (3) т. XXVII

Суммарное термическое сопротивление стенки трубы: (5)

Σ r_ст = r_з1 + δ_ст / λ _ст + r_з2 = 1/2500 + 0,02/42 + 1/2900 =

= 0,0004 + 0,00047619 + 0,000344827 = 0,00122 м²*К/Вт.

2.20. Коэффициент теплопередачи стали:

К = 1/(1/ + Σ r_ст + 1/ ) = 1/(1/2916,7 + 1/0,00122 + 1/1853) =

= 1/0,002102518 = 475,62 Вт/ м²*К

2.21. Поверхность теплообмена:

F = Q/ К*∆t_ср = 171260/475,62*30,2 = 11,92 м²

2.22. Расчётная длина трубок: (1) стр.65

l = F/ π * d_р * 78 = 11,92/3,14*0,023*78 = 2,12 м.

На основании характеристик теплообменников. ТН с трубами d 25*2

ГОСТ 15118-79 (3) т. 4.12, характеристик кожухотрубных аппаратов типа ТН

По ГОСТ 9929-77, принимаем длину теплообменных труб l_н = 3 м (1) табл.10

Принятая поверхность теплообмена:

F _т = π * d_р * l_н * n₀ = 3,14*0,023*3*24 = 5,2 м²

2.23. Схема процесса теплопередачи.

Удельный тепловой поток:

q = К*∆t_ср = 475,62*30,2 = 14364 Вт/ м²

Разность температур конденсата и наружной поверхности стенки трубы:

∆t₁ = q/ = 14364/2916,7 = 5 ^о С

Температура наружной поверхности стенки трубы:

t_ст1 = t^кд _ср - ∆t₁ = 84,5 – 5 = 79,5 ^о С

Разность температур поверхности стенки и бульона:

∆t₂ = q/ = 14364/1853 = 7,8 ^о С

Температура внутренней поверхности стенки трубы:

t_ст2 = t^б _ср - ∆t₂ = 80,5 – 7,8 = 72,7 ^о С

3.Конструктивный расчет.

3.1. Высота (длина) днища h. Принимаем h/ D_Н = 0,2 (1) т.58.

Находим высоту днища, приняв предварительно наружный диаметр корпуса теплообменника: D_Н = 0,608 м.

h = 0,2* D_Н = 0,2*0,608 = 0,125м.

3.2. Длина входной и промежуточной камер:

L _кам = 2* h = 0,25м

3.3. Длинна корпуса теплообменника:

L _к = l_н + 2* L _кам = 9 + 2*0,25 = 9,5м.

3.4. Габаритная длина теплообменника:

L _т = L _к + 0,1 = 9,5 + 0,1 = 9,6 м.

3.5. Расстояние от фланца до оси патрубка входа конденсатора,

принимаем = 0,15 м.

3.6. Диаметр окружности центров болтовых отверстий принимаем

D_б = D_в + 0,07 = 0,6 + 0,07 = 0,67 м

3.7. Наружный диаметр фланца корпуса принимаем:

D_ф = D_б + 0,05 = 0,67 + 0,05 = 0,72 м.

3.8. Диаметр патрубков для бульона: (1) 3.42.

d_р = 1,13*ρ), где ω = 2 м/с – средняя скорость жидкости в нагнетательных проводах насосных установок. (1) т.3.3.

d_р = 1,130,5/(970,2*2) = 0,018м.

Принимаем патрубки из стальной бесшовной горячекатаннойной трубы

По ГОСТ 8732-78 диаметром d 32*3 мм (1) т.22.

3.9. Диаметр патрубков для конденсата:

d_кд = 1,13*ρ) = 1,130,785/(968,5*1) = 0,032м,

где ω = 1 м/с – для конденсата греющего пара.

Принимаем трубы из стальной бесшовной горячекатаннойной трубы

По ГОСТ 8732-78 диаметром d 32*3 мм (1) т.22.

4. Гидравлический расчёт.

Гидравлический расчёт выполняют для определения потерь давления и затрат энергии на преодоление этих потерь, а также выбора средств для транспортировки теплоносителей при движении их через аппарат и все другие каналы (трубопроводы) установки.

4.1. Расчётная гидравлическая схема

Весь путь движения продукта делим на 3 участка.

4.2. Гидравлическое сопротивление трубопроводов подачи бульона из бака в теплообменник. Принимаем диаметр трубопровода d = 32*2,5мм. Внутренний диаметр трубопровода и эквивалентный диаметр:

d_в = d_э = d_н - 2* δ_ст = 32 - 2*2,5 = 27 мм = 0,027 м.

Плотность бульона концентрацией В_н = 6% при начальной температуре

t^н _б = 14⁰ С:

Т_н = 273 + t^н _б = 273 +14 = 287 К.

1/ρ_б = 10^-2 *((100 – В_н )/ ρ_в + В_с / ρ_с + В_ж / ρ_ж ) 5(73)

ρ_в = 999,4 кг/м³ (4) т.3

ρ_с = 1016,4 кг/м³ , (6) II. 129.

ρ_ж = 1098 – 0,605* Т_н = 1098 – 0,605*287 = 924,3 кг/м³ .

1/р = 10^-2 ((100 - 6)/ 999,4 + 4,5/ 1016,4 + 1,5/ 924,3) = 0,10005*10^-3 м³ / кг

ρ_б = 999,5 кг/м³

Динамический коэффициент вязкости: (4) II. 12.

µ _б = µ _с (1 + 2,5φ) = 1,098*(1+2,5*0,06) = 1,263*10^-3 Па*с.

Где µ _с = 1,098 мПа*с – динамический коэффициент вязкости среды (3) т.VI.

Скорость бульона в трубопроводе:

ω _б = G_н /0,785* d²_в * ρ_б = 0,5/0,785*0,000441*659,63 = 2,19м/с

Критерий Рейнольдса:

Re _б = ω _б *d_э * ρ_б /µ _б = 2,19*0,027*659,63/1,263*10^-3 = 30882˃10000 – развитое турбулентное течение.

Коэффициент трения: (1) 3.56.

λ = 1/(0,78*ln Re – 1,5)² = 0,023

Принимаем длину трубопроводов l = 3 м

Местные сопротивления:

Вход в трубопровод ξ₁ = 1 (3) стр.26

Калено гладкое: R = 4d – 2 = ξ =1*2 = 2

Вентиль нормальный D25 мм – 2:

ξ = 6*2 = 12 (3) т. XIII

Сумма местных сопротивлений:

Σ ξ = 1+2+12 = 15

Полное гидравлическое сопротивление трубопровода: (1) 77.

4.3. Гидравлическое сопротивление трубопроводов подачи конденсата из сборного бака в теплообменник.

Диаметр трубопровода оставляем как и для бульона d = 32*2,5мм

d_в = d_э = 0,027 м.

Длина трубопровода l = 3 м

Плотность конденсата при начальной температуре t^н _кд = 138⁰ С (3) т.XXXIX, ρ_кд =927,9 кг/ м³

Динамический коэффициент вязкости конденсата

µ _кд = 0,199*10^-3 Па*с

Критерий Рейнольдса:

Re _кд = ω _кд *d_э * ρ_кд /µ _кд .

Скорость конденсата:

ω _кд = G_кд /0,785* d²_в * ρ_кд = 0,785/ 0,785*0,000441*927,9 = 2,45 м/с

Re _кд = 2,45*0,027*927,9/0,000199 = 321741 ˃ 10⁵ (1) стр. 78

Абсолютная средняя шероховатость труб ∆ = 0,1мм = 0,0001 м

Относительная шероховатость трубы:

е = ∆/ d_э = 4*10^-3 м

Коэффициент трения:

λ = 1/(0,78*ln(3,7/е))² = 0,035

Местные сопротивления:

Вход в трубопровод: ξ = 1

Вентиль нормальный D25 мм – 2: ξ = 6*2 = 12

Колено гладкое 90˚ : R = 4d – 3, ξ =1*3 = 3

Сумма местных сопротивлений:

Σ ξ = 1+3+12 = 16

Полное гидравлическое сопротивление трубопровода: (1) 77.

4.4. Гидравлическое сопротивление по линии бульона:

Коэффициент трения:

λ = 1/(0,78*ln Re – 1,5)² =0,17

Длина канала l = z* l_н = 6,13*3 = 18,4 м.

Эквивалентный диаметр d_в = d_э = 0,021 м

Местные сопротивления:

Входная и выходная камеры – 2:

ξ = 1,5*2 = 3

Вход в трубки и выход из них 12:

ξ = 1*12 = 12

Поворот на 180˚ через промежуточную камеру – 5:

ξ =2,5*5 = 12,5.

Вентиль нормальный Dу = 25 мм – 2:

ξ = 6*2=12

Сумма местных сопротивлений:

Σ ξ = 3 +12 + 12,5 + 12 = 39,5

Полное гидравлическое сопротивление по линии бульона:

4.5. Полное гидравлическое сопротивление по линии конденсата:

Коэффициент трения при Re = 18759:

λ = 1/(0,78*ln Re – 1,5)² =0,026

Длина канала l = L = 3м

Местные сопротивления:

Входная и выходные камеры = 1,0*4=4 [3] стр.26

Вход в трубки и выход из них: =1,0*6=6

Поворот на 180 через промежуточную камеру: =2,5*5=12,5

Вход в межтрубное пространство под углом 90˚ к рабочему потоку - ξ = 1,5

Выход из межтрубного пространства под углом 90˚ - ξ = 1

Огибание перегородок, поддерживающих трубы:

Принимаем расстояние между перегородками l = 0,5 м

Число перегородок n = L/l - 1 = 3/0,5 - 1 = 5

ξ = 0,5*5 = 2,5

Вентиль нормальный Dу25 – 2

ξ = 6*2 = 12

Сумма местных сопротивлений:

Σ ξ = 4 + 6 + 12,5 + 1,5 + 1 + 2,5 + 12 = 39,5

Полное гидравлическое сопротивление по линии конденсата:

4.6. Гидравлическое сопротивление трубопроводов подачи бульона в выпарную установку.

Плотность бульона концентрацией В_н = 6% при конечной температуре

t^б _к = 94,53˚С

Т_н = 273 + t^б _к = 367,53 К

1/ρ_б = 10^-2 *((100 – В_н )/ ρ_в + В_с / ρ_с + В_ж / ρ_ж ) 5(73)

ρ_в = 960 кг/м³ (4) т.3

ρ_с = 1016,4 кг/м³ , (6) II. 129.

ρ_ж = 1098 – 0,605* Т_н = 1098 – 0,605*367,53 = 875,64 кг/м³ .

1/р = 10^-2 ((100 - 6)/ 960 + 4,5/ 1016,4 + 1,5/ 875,64) = 0,00104063 м³ / кг

ρ_б = 961 кг/м³

Динамический коэффициент вязкости: (4) II – 12

µ _б = µ _с (1 + 2,5φ) = 0,345*(1+2,5*0,06) = 0,4*10^-3 Па*с.

Где µ _с = 0,345 мПа*с – динамический коэффициент вязкости среды (3) т.VI.

Скорость бульона в трубопроводе:

ω _б = G_н /0,785* d²_в * ρ_б = 0,5/0,785*0,000441*961 = 1,5 м/с

Критерий Рейнольдса:

Re _б = ω _б *d_э * ρ_б /µ _б = 1,5*0,027*961/0,4*10^-3 = 97301˃10000 – развитое турбулентное течение.

Абсолютная средняя шероховатость новых стальных труб:

Δ = 0,1 мм = 0,0001 м

Относительная шероховатость трубы:

е = Δ/ d_э = 0,0001/0,027 = 4*10^-3

Коэффициент трения: (1) 3.56.

λ = 1/(0,87*ln (3,7/ е ))² = 0,028

Местные сопротивления:

Вентиль нормальный ξ = 6

Выход из трубы ξ = 1

Сумма местных сопротивлений:

Σ ξ = 1+6 = 7

Полное гидравлическое сопротивление трубопровода: (1) 77.

4.7. Принимаем геометрическую высоту подъёма жидкости Н_г = 5 м (конструктивно).

Потеря давления, развиваемого насосом на подъём конденсата:

= ρ_кд * g * Н_г = 927,9*9,81*5 = 45513 Па

Потеря давления, развиваемого насосом на подъём бульона:

= ρ_б * g * Н_г = 987*9,81*5 = 48412 Па

4.8. Подбор насоса для подачи бульона:

Полный напор развиваемый насосом: (3) стр.91

= +++= 27770 + 65132 +10930 + 48412 = 143244 Па

Объёмная производительность насоса:

V_б = G_н /ρ^б _н = 0,5/999,5 = 1,39*10^-3 м³ /с = 5 м³ /ч.

Потеря напора:

Н = / ρ*g = 143244/987*9,81 = 15 м.вод.ст.

Принимаем центробежный насос марки X8/18, КПД насоса = 0,5

Мощность электродвигателя:

N = V_б */ = 1,39*10^-3 *143244/0,5 = 398 Вт

Принимаем электродвигатель серии 2В 100S2 мощностью N₂ = 4,0 кВт

4.9. Подбор насоса для перекачивания конденсата.

Полный напор, развиваемый насосом:

= ++= 55388 + 2011 + 45513 = 102912 Па.

Объёмная производительность:

V_кд = G_кд /ρ^кд _н = 0,785/927,9 = 0,846*10^-3 м³ /с = 3,05 м³ /ч.

Потеря напора:

Н = / ρ*g = 102912/927,9*9,81 = 11 м.вод.ст.

Принимаем центробежный насос марки X8/18, КПД насоса = 0,5

Мощность электродвигателя:

N = V_кд */ = 0,846*10^-3 *102912/0,5 = 174 Вт

Принимаем электродвигатель серии 2В 100S2 мощностью N₂ = 4,0 кВт

5. Механический расчёт

5.1. Основные детали теплообменника: корпус, фланцы, днища, обечайки, болты, принимаем из стали ст.3 (1) стр.83

Номинальное допускаемое напряжение стали Вст3 ,

=132 МПа

Поправочный коэффициент для обогреваемого корпуса с отверстиями для приварки патрубков и выпуклых днищ :

=0,9 – для корпуса

=0,95 – для днища с отверстиями

Расчётное допускаемое напряжение на растяжение для стали Вст3 (1 стр.48)

Для корпуса:

МПа

Для днища:

МПа

Коэффициент прочности сварного стыкового шва, свариваемого электросваркой вручную =0,7

5.2. Толщина стенки корпуса:

Р = 45513 Па = 0,045 мПа – принимаем давление в корпусе аппарата равным давлению, развиваемому насосом подачи конденсата.

С = 0,003 м – конструктивная добавка на коррозию, овальность

5.3. Толщина выпуклого днища:

Р = 135611 Па = 0,14 мПа – давление во входной камере, равное давлению, создаваемому насосом подачи бульона.

d_н = d_в + 2*δ₁ = 0,6 + 2*0,004 = 0,608м – наружный диаметр корпуса.

Фактор формы днища – К = 2,1 (1) стр.124

Отношение h / d_н =0,125/0,608 = 0,21

Отношение (t+d)/ d_н = (0,1+0,032)/0,608 = 0,22

Толщина выпуклого днища:

= (0,14*0,608*2,1)/(2*125,4*0,7)+0,003 = 4*10^-3 мм

5.4. Расчёт болтов фланцевого соединения корпуса.

Усилие, открывающее днище входной камеры от фланца (1) 5.119

Q = π* d²_ср *(Р/4) = 3,14*0,72²*(0,21/4) = 0,085мм

Принимаем предварительно внутренний диаметр резьбы болта (1) т.13

D_в = 14 мм = 0,014 м

Принимаем отношение шага расположения болтов к внутреннему диаметру:

S/ D_в = 5

Шаг болтов, предварительно: (1) стр.157

z = π* D_в /t = 3,14*0,6/0,07 = 30

Принимаем число болтов кратное четырём z = 32

Уточнённый шаг болтов:

t=π* D_б / z = 3,14*0,67/32 = 0,066м

Усилие на один болт:

Р₀ = К*Q/z = 2*0,085/32 = 5,3*10^-3 мм,

где К=2 – коэффициент затяжки болта для мелких прокладок (1) стр.157

Внутренний диаметр резьбы болта (1) 5.123.

D=1,13+0,005=1,13+0,005= 0,0125 м = 12,5 мм

Принимаем болты с шестигранной головкой нормальной точности по ГОСТ 7798-70 (1) т.13

Номинальный диаметр резьбы 16 мм.

Шаг резьбы – крупный, резьба метрическая М16

5.5. Толщина круглого приварного фланца: (1) 5.125.

δ = β+C

β=0,43 – коэффициент для фланцев, имеющих прокладку по всей торцевой поверхности (1) стр.159

r₀ = D_б /2 = 0,67/2 = 0,335м – радиус окружностей центров болтовых отверстий

r = D_в /2 = 0,6/2 = 0,3м – внутренний диаметр корпуса

d = 0,018м – диаметр болтового отверстия

δ_н = δ = 118,8 мПа – допускаемое напряжение на изгиб (1) 5.2

С = 0,004м – конструктивная прибавка (1) 158.

δ = β+C = 0,43+0,004 = 8,7*10^-3 м = 9 мм

6. Расчёт тепловой изоляции.

Тепловая изоляция используется для уменьшения тепловых потерь, повышения эффективности использования теплоносителя, выполняя требования техники безопасности и защиты поверхности от коррозии.

6.1. Принимаем температуру на поверхности изоляции, согласно санитарным нормам t = 40C

6.2. Принимаем температуру окружающего воздуха t =20C

6.3. Принимаем теплоизоляционный материал: минераловатно-асбестовые плиты К = 4, коэффициент теплопроводности = 0,079 ВТ/мК

6.4. Коэффициент теплопередачи в окружающую среду

= + =9,74+0,07=9,74+0,07(40-20)=11,14 ВТ/мК

6.5. Удельный тепловой поток от изолированной поверхности к окружающему воздуху:

q = ) = 11,14*(40-20) = 222,8 ВТ/м

6.6. Толщина тепловой изоляции:

q *= (0,079/222,8*(138-40)) = 0,035 м = 35мм

Список используемой литературы:

1. Солнцев В.Д. Процессы и аппараты пищевых производств и химической технологии: Учебно-методическое пособие по курсовому проектированию. - Влад.: ТГЭУ, 2006.-100 с.

2. Лунин О.Г., Вельтищев В.Н. Теплообменные аппараты пищевых производств. - М.: Агропромиздат, 1987.-239 с.

3. Соколов В.И. Основы расчёта и конструирования машиностроения и аппаратов пищевых производств. – М.: Машиностроение, 1983.-484 с.

4. Расчёты и задачи по процессам и аппаратам пищевых производств/ под ред. С.М. Гребешока. – М. – Агропромиздат, 1987. – 304 с.