Книга
← К списку книгЗагрузка разделов…
активнаАктивные записи участвуют в каталоге и синках. Неактивная книга скрыта, но не удалена из базы.
Книга
ПРЕДИСЛОВИЕ
В современной химической промышленности широкое применение нашли высокоэффективные технологические процессы с использованием агрегатов большой единичной мощности, средств механизации и автоматизации.
В структуре химического производства техник-технолог занимает должности аппаратчика, оператора технологических установок, мастера или начальника участка, начальника смены производства, техника-конструктора и др. Таким образом, техник-технолог занимается организацией и управлением производства, разработкой необходимой конструкторской документации, связанной с реконструкцией и проектированием производств. Для реализации этих функций необходимы глубокие згнания техники и технологии, методик расчета технологического процесса и оборудования. Определяющая роль в этом принадлежит курсу «Процессы и аппараты химической технологии», который базируется на фундаментальных законах естественных наук и составляет теоретическую базу химической технологии.
Курсовой проект является завершающим этапом изучения предмета. В период работы над курсовым проектом учащиеся приобретают навыки самостоятельной работы по выполнению расчетов химической аппаратуры и графическому оформлению объектов проектирования, знакомятся с действующей нбрма- тивно-технологической документацией, справочной литературой, приобретают навыки выбора аппаратуры и технико-экономических обоснований.
В учебнике приведены основы проектирования наиболее распространенных химических установок и аппаратов, необходимые справочные данные и рекомендации, которые помогут учащимся выполнить курсовой проект, близкий к реальным условиям производства.
Каждый раздел составлен по следующей схеме: 1) краткое изложение теоретических основ процесса; 2) основные расчетные формулы, применяемые при проектировании; 3) примеры расчета оборудования, доведенные до цифровых результатов; 4) графическая часть (технологическая схема с КИП и А, чертеж аппарата); 5} необходимые справочные таблицы.
В последней главе даны рекомендации по содержанию и оформлению пояснительной записки и графической части проекта.
Программы для ЭВМ по расчету аппаратов разработаны совместно с Н. Н. Камневым, графическая часть ——с Т. И. Иоффе.
Все замечания и советы по улучшению содержания учебника будут приняты с благодарностью.
ГЛАВА 1
КОНСТРУКЦИОННЫЕ МАТЕРИАЛЫ
В ХИМИЧЕСКОМ АППАРАТОСТРОЕНИИ
В химической промышленности условия работы аппаратов характеризуются широким диапазоном температур ——примерно от —254 до +2500 °C при давлениях от 0,015 Па до 600 МПа при агрессивном воздействии среды. Основными требованиями, которым должны отвечать химические аппараты, являются механическая надежность, долговечность, конструктивное совершенство, простота изготовления, удобство транспортирования, монтажа и эксплуатации. Поэтому к конструкционным материалам проектируемой аппаратуры предъявляют следующие требования: 1) высокая коррозионная стойкость материалов в агрессивных средах при рабочих параметрах процесса; 2) высокая механическая прочность при заданных рабочих давлениях, температуре и дополнительных нагрузках, возникающих при гидравлических испытаниях и эксплуатации аппаратов; 3) хорошая свариваемость материалов с обеспечением высоких механических свойств сварных соединений; 4) низкая стоимость и доступность материалов. Кроме того, при выборе конструкционных материалов необходимо учитывать физические свойства материалов (теплопроводность, линейное расширение и т. д.).
Для изготовления аппаратов в химической промышленности в качестве конструкционных материалов применяют черные металлы и сплавы (стали, чугуны), цветные металлы и сплавы, незащищенные и защищенные с поверхности покрытиями (металлическими и неметаллическими), неметаллические материалы (пластмассы, материалы на основе каучука, керамику, углеграфитовые и силикатные материалы, дерево).
Под коррозией понимают разрушение поверхности металла вследствие протекания химических или электрохимических процессов.
Химическая коррозия ——результат взаимодействия металла с химически активными веществами. Частными случаями химической коррозии являются газовая водородная, карбонильная, сероводородная и некоторые случаи атмосферной коррозии.
Электрохимическая коррозия заключается в переходе в электролит ионов металла под действием разности потенциалов, обусловленной химической и структурной неоднородностью отдельных участков поверхности металла и градиента температуры. К частным ее случаям относятся некоторые виды влажной атмосферной и почвенной коррозии, протекающей под действием блуждающих токов, а также контактная коррозия (в зонё
контакта различных металлов, при соприкосновении их с электролитом).
Обычно скорость растворения металлов при равномерной коррозии выражают потерей массы с единицы поверхности в единицу времени ——К, г/(м2-ч). При конструировании аппаратов удобнее оценивать возможную коррозию по глубинному показателю (проницаемости П, мм/год), который связан с массовым показателем К зависимостью [18]
〃 =8,76К/р,
где р — плотность металла, г/см3.
Коррозионную стойкость металлов и сплавов в соответствии с ГОСТ 13819——68 определяют по десятибалльной шкале:
Группа стойкости
Скорость коррозии, мм/год
Балл
Совершенно стойкие
Менее 0,001
*1
Весьма стойкие
0,001—0,005
2
Стойкие
0,005-0,010
3
0,01—0,05
4
Пониженно стойкие
0,05—0,10
5
0,1-0,5
6
Малостойкие
0,5—1,0 1,0—5,0
7
8
Нестойкие
5,0—10,0
9
Более 10,0
10
должны исполь-должны исполь-Для изготовления химической аппаратуры зоваться конструкционные материалы, скорость коррозии которых не превышает 0,1—0,5 мм/год； чаще применяются материалы стойкие (скорость коррозии 0,01——0,05 мм/год).
должны исполь-
должны исполь-
Коррозионная стойкость определяет долговечность химического оборудования. Для большинства типов оборудования химических заводов установлена длительность эксплуатации 7—10 лет. Излишняя долговечность не может быть оправдана, так как оборудование морально устаревает и требует замены.
Материал, из которого изготавливают химические аппараты, должен обладать высокой химической стойкостью не только для обеспечения необходимой долговечности аппарата, но и для безопасности условий работы и сохранения чистоты продукта. Разрушившийся материал загрязняет продукт, снижает его качество и может проявить каталитические свойства в побочных процессах или, наоборот, может быть каталитическим ядом (например, в процессе окисления аммиака).
биологическогобиологическогосо-со-в результате воз-в результате воз-Разрушение неметаллических материалов представляет бой химическое их разрушение, происходящее е 二二二；二二二一二~ 一一。 действия внешней среды (жидких и газообразных реагентов, нагрева и охлаждения), метеорологических условий и микро- “」процесса. Воздействие водных растворов ве-
биологического
биологического
со-
со-
в результате воз-
в результате воз-
ществ на неметаллические материалы неорганического происхождения приводит к их растворению или выщелачиванию.
Нагревание неорганических неметаллических материалов может вызывать их термическую деструкцию, в результате чего снижаются механическая и химическая стойкость.
Органические конструкционные материалы ——органические полимеры (пластмассы)——обладают высокой химической стойкостью ко многим агрессивным средам, но подвержены термической и фотохимической деструкции, биологической коррозии в результате действия жидких и газообразных агрессивных сред. •
По химическому составу и механическим свойствам конструкционные материалы должны удовлетворять требованиям ГОСТов, ОСТов, ТУ.
Ниже приводятся конструкционные материалы для химической аппаратуры и их характеристики.
Углеродистые стали. Сталь является сплавом железа и небольшого количества углерода (до 2 %) с примесями серы, кремния, марганца, фосфора. Содержание углерода оказывает большое влияние на качество стали: с его увеличением повышается предел прочности и предел текучести, снижается пластичность, уменьшается склонность стали к старению, повышается хрупкость и ухудшается свариваемость. Сталь, содержащая углерода меньше 0,25%, называется низкоуглеродистой, от 0,25 ко 0,6 %——среднеуглеродистой и от 0,6 до 2 %——высоко- углеродистой.
Стали имеют наибольшее применение благодаря своей прочности, вязкости, способности выносить динамические нагрузки, свариваться, хорошо обрабатываться резанием и прокаткой, низкой стоимости и доступности.
Сталь углеродистая обыкновенного качества (ГОСТ 380——71). В зависимости от назначения и гарантируемых характеристик сталь подразделяется на три группы： А ——поставляемую по механическим свойствам； Б ——поставляемую по химическому составу; В ——поставляемую по механическим свойствам, соответствующим нормам для стали группы А, и по химическому составу, соответствующему нормам стали группы Б.
В обозначении марок буквы Ст означают《сталь》，цифры от 0 до 6 — условный номер марки. Буквы Б и В означают группу стали, а группа А в обозначении не указывается. Изготавливают стали следующих марок: группы А ——СтО; Ст1, Ст2,.…
Стб; группы Б — БСтО, БСт1, ..., БСтб; группы В — ВСт1, ВСт2,ВСт5.
Сталь всех групп с номерами марок 1, 2, 3, 4 по степени раскисления изготовляют кипящей (кп), полуспокойной (пс), спокойной (сп), а с номерами 5 и 6 ——полуспокойной и .спокойной. Сталь марок СтО и БСтО по степени раскисления не разделяют.
Для обозначения категории стали к обозначению марки стали после номера марки добавляют индексы: кп, сп, пс. Например, СтЗсп2, БСтЗкп2, ВСтЗпс2. Первую категорию в обозначении марки не указывают (например, ВСт2сп).
Кипящая сталь получается более ускоренным способом при недостаточно полном раскислении, поэтому при застывании в изложнице из металла выделяются пузырьки СО, образую- 'щиеся за счет реакции FeO с углеродом стали. Эта сталь дешевле полуспокойной и спокойной стали. По сравнению со спокойной сталью (минимальное количество FeO обеспечивает «спокойное» застывание стали в изложнице), получаемой при полном раскислении, кипящая сталь обладает большей склонностью к хладноломкости, меньшей стойкостью против хрупких разрушений при низких температурах и худшей свариваемостью. Полуспокойная сталь ——это сталь промежуточного типа.
Сталь углеродистая обыкновенного качества применяется при изготовлении обечаек, днищ, фланцев, люков, лазов, патрубков и других деталей аппаратов, работающих в интервале температур от ——20 до +425°С и давлении до 5 МПа; с антикоррозийными покрытиями она пригодна и для изготовления аппаратов, работающих в агрессивных средах.
Сталь углеродистая качественная конструкционная (ГОСТ 1050——74) используется для изготовления сварных эмалированных аппаратов, корпусов, днищ, трубных пучков теплообменников, змеевиков и других элементов аппаратов, работающих в интервале температур от —20 до +475 °C при давлении до 10 МПа с неагрессивными и малоагрессивными средами.
В марке стали двузначные числа например, 08, 10, 15, 20 обозначают содержание углерода в сотых долях процента, буква Г — повышенное содержание марганца.
Легированные стали. Для улучшения физических, механических, химических и технологических свойств сталей в их состав вводятся легирующие элементы, такие как никель, хром, марганец, молибден, титан и др.
В обозначении марки стали первые цифры указывают среднее содержание углерода в сотых долях процента. Буквы за цифрами обозначают: С ——кремний, Г ——марганец, X ——хром, Н — никель, Т — титан, В — вольфрам, М — молибден, Ю — алюминий, Р ——бор, Ц ——цирконий, К ——кобальт, Д ——медь, Б ——ниобий, Ф ——ванадий и т. д. Цифры, стоящие после буквенного обозначения легирующего элемента, указывают примерное содержание соответствующего элемента в процентах; при содержании элемента до 1,5 процента цифра не ставится. Марки высококачественной стали имеют в конце букву А.
Хром повышает твердость, увеличивает жаропрочность стали, повышает ее устойчивость против коррозии.
Никель сильно увеличивает вязкость стали, повышает пластичность, прочность, коррозионную стойкость, но является дорогим легирующим элементом. Часто применяется совместно с добавками хрома.
Марганец повышает твердость и прочность стали. Высоко- марганцевая сталь, содержащая 10——15 % Мп, применяется для изготовления изделий и деталей, обладающих большой стойкостью против износа (например, шаров для шаровых мельниц и щек дробильных машин).
Молибден повышает прокаливаемость стали, способствует сохранению прочности при повышенной температуре, улучшает обрабатываемость, повышает коррозионную стойкость к горячим кислотам (серной и фосфорной) и хлорсодержащим веществам,
Кремний повышает коррозионную стойкость, твердость и упругость стали и незначительно снижает пластичность.
Ванадий увеличивает пластичность, прокаливаемость стали, улучшает механическую обработку, повышает стойкость стали к водородной коррозии.
Титан повышает прочность и пластичность сталей.
Вольфрам обеспечивает высокие механические свойства стали.
В зависимости от количества легирующих компонентов стали подразделяются на низколегированные, легированные и высоколегированные и сплавы коррозионностойкие, жаростойкие и жа-
ропрочные.
Стали низколегированные конструкци о нн ые (ГОСТы 4422—83 и 5520—79, СТСЭВ 103—74) содержат до 2,5 % легирующих компонентов; используют их для изготовления обечаек, днищ, фланцев, штуцеров, трубных решеток и других деталей аппаратов, работающих при давлении до 10 МПа в интервале температур от —70 до +4% °C с неагрессивными средами.
Стали легированные конструкционные (ГОСТ 4543—71) содержат от 2,5 до 10 % легирующих компонентов и применяются для изготовления обечаек, днищ, фланцев, трубных решеток и других деталей аппаратов, работающих в интервале температур от ——40 до +560 °C при давлении до
10 МПа, а лей машин и т. д.).Стали10 МПа, а лей машин и т. д.).Сталитакже для (шестерен,также для (шестерен,коленчатыхколенчатыхсплавы к о р р о - жаропрочныесплавы к о р р о - жаропрочныеизготовления тяжело нагруженных дета- валов, роторов центрифуг
10 МПа, а лей машин и т. д.).
Стали
10 МПа, а лей машин и т. д.).
Стали
также для (шестерен,
также для (шестерен,
коленчатых
коленчатых
сплавы к о р р о - жаропрочные
сплавы к о р р о - жаропрочные
высоколегированные и зионностойкие, жаростойкие и (ГОСТ 5632——72) применяют для изготовления элементов машин и аппаратов, работающих в интервале температур от ——253 до +800 °C при повышенных давлениях и агрессивных средах.
Благодаря повышенной химической стойкости высоколегированные стали находят широкое применение в различных отраслях химической промышленности. Широко используются высоколегированные хромоникелевые стали с содержанием хрома 18—20 % и никеля 8—10 % (например, сталь марки 12Х18Н10Т). Хромоникелевые стали обладают высокой коррозионной стойкостью к а гр ессивным средам, жаростойкостью и жаропрочностью, немагнитны, хорошо штампуются, свариваются, удовлетворительно обрабатываются резанием. Вследствие высокой прочности легированных сталей аппараты, изготовленные из них, более легки и надежны, чем изготовленные из углеродистых сталей для тех же условий работы. Однако легированные стали намного дороже углеродистых. Поэтому для изготовления химической аппаратуры находят все большее применение двухслойные стали.
Двухслойные стали (ГОСТ 10885——85) позволяют экономить дорогостоящие высоколегированные стали.. Они представляют собой листы, состоящие из двух гомогенно соединенных слоев: основного из недефицитной стали и плакирующего (защитного) из высоколегированной стали. Значения стандартной толщины основного и плакирующего слоев приведены в [14].
Согласно техническим условиям, применение двухслойной стали ограничено, в частности, для материала, состоящего из ВСтЗсп и 12Х18Н10Т, температурой стенки аппарата 250 ℃ и давлением 5 МПа. Это вызвано различием в значениях температурного коэффициента линейного расширения основного и плакирующего слоев.
Чугуны — вьгсокоуглеродистые железные сплавы с содержанием углерода более 2 %. Низкая стоимость чугунов наряду с удовлетворительными механическими свойствами обеспечила широкое применение их в технике как конструкционного материала.
Чугуны, как материалы, обладающие хорошими литейными свойствами, широко применяют для изготовления корпусных деталей и узлов сложных конфигураций.
Промышленность выпускает 10 марок серого чугуна (от СЧ10 до СЧ45). Цифра после букв указывает среднее значение прочности при растяжении в десятках мегапаскалей (ГОСТ 1412—8 5,. СТ СЭВ 4 560—84). Для изготовления химической аппаратуры серые чугуны используют ограниченно. Они работают при температуре от —15 до +250°С и давлении до 1 МПа. Химическая стойкость их очень низкая.
Для изготовления аппаратов, работающих со щелочными растворами при давлении до 1 МПа и температуре от —15 до +300℃, выпускают щелочестойкие qyiyHbi СЧЩ-1 и СЧЩ-2, легированные хромом и никелем.
Для нзготсв刀ения аппаратов простой конфигурации, предназначенных для работы с сильно агрессивными средами (соляная, азотная и серная кислоты) при давлении до 0,25 МПа и температуре от 0 до 700℃, применяют^ высококремнистые чугуны, содержащие 15——17 % кремния, ферросилиды С-15, С-17 и антихлор МФ-15. Антихлор МФ-15 содержит 15 % Si и 4 % Мо. ,
Цветные металлы и их сплавы в химическом машиностроении применяют для изготовления машин и аппаратов, работающих со средами средней и повышенной агрессивности.
Алюминий (ГОСТ 11069—74) и его сплавы (ГОСТ 4784—74, СТ СЭВ 730—77, СТ СЭВ 996—78) применяют для изготовления резервуаров, колонн, теплообменников, реакционных и других аппаратов, работающих в интервале температур от —196 до 4~ 150°C при давлении до 0,6 МПа. Алюминий химически стоек к агрессивному действию концентрированной азотной кислоты, сернистых соединений и паров серы, а также многих органических соединений, но нс стоек к действию щелочных растворов. Положительными свойствами алюминия является его высокая теплопроводность (в 4,5 раза выше, чем у стали), малая плотность и высокая пластичность, обеспечивающая хорошую прокатываемость и способность штамповаться. Однако алюминий имеет малую прочность.
Медь (ГОСТ 859—78) и ее сплавы―латунь (ГОСТ 15527—70) и бронзы (ГОСТ 18175—72)—применяют для изготовления емкостных аппаратов, теплообменников, ректификационных колонн и других аппаратов в интервале температур от —254 до +400°C при давлении до 20 МПа со средами средней агрессивности (10——40 %-ная серная кислота, уксусная кислота любой концентрации при температуре до 40 ℃, бензол, метиловый и этиловый спирты и др.).
Медь стойка в растворах щелочей, но неустойчива к действию окислительных кислот, так как не образует прочных защитных оксидных пленок. Она хорошо прокатывается, тянется, штампуется, обладает максимальной теплопроводностью среди конструкционных материалов,. Чаще всего медь используют в технике глубокого холода.
Титан и его сплавы находят все большее применение как конструкционные или облицовочные материалы, обладающие высокой коррозионной стойкостью во многих сильных агрессивных средах (азотной кислоты, нитритов, нитратов, хлоридов, сульфидов, фосфорной и хромовой кислот, органических кислот и мочевины). Однако титан разрушается в серной, соляной и плавиковой кислотах, а также в азотной кислоте, содержащей оксиды азота.
Титан и его сплавы по прочностным показателям приближаются к стали, но имеют значительно меньшую плотность
(4500 кг/м3). Титан имеет хорошие физические свойства и достаточную технологичность при переработке в изделия. Высокая стоимость титана окупается низкими затратами на ремонт, долговечностью оборудования.
Из титановых сплавов изготавливают фильтры, сушилки, теплообменники, колонные аппараты и другое оборудование.
Свинец (ГОСТ 3778——77Е, СТ СЭВ 142——75) применяют главным образом для покрытия внутренних поверхностей стальных аппаратов, так как свинец обладает высокой коррозионной стойкостью во многих средах (серной кислоте концентрации до 80 % и др.).
Никель считается одним из лучших материалов химического аппаратостроения вследствие высокой механической прочности и коррозионной стойкости во многих средах. Он обладает высокой стойкостью в серной, соляной, большинстве органических кислот и растворов солей (азотнокислых, хлористых, сернокислых) . Широкому распространению никеля препятствует его высокая стоимость и дефицитность.
Тантал характеризуется высокой прочностью и тугоплавкостью. Температура его плавления 3000 ℃. Тантал стоек в сильноагрессивных средах, таких как горячая соляная кислота, смесь соляной и азотной кислоты («царская водка»), но нестоек к воздействию олеума, соединений фтора, концентрированных растворов щелочей.
Неметаллические материалы (пластмассы, резина, углеграфитовые материалы, стекло, эмали, керамика и др.) применяют в химическом аппаратостроении как конструкционные и футеровочные материалы. Они позволяют экономить дорогостоящие и дефицитные металлы.
Ф а о л и т ——кислотостойкая пластическая масса, представляющая собой композицию фенолоформальдегидной смолы и кислотостойкого наполнителя — асбеста, графита, кварцевого песка. Фаолит устойчив к растворам соляной* кислоты любых концентраций, к серной и фосфорной кислотам, хлорированным углеводородам, минеральным маслам. Его не рекомендуют применять для растворов щелочей, азотной кислоты и некоторых окислителей (Вг2 и др.). Применяют фаолит для изготовления колонной, емкостной аппаратуры, теплообменников, труб, запорной арматуры и деталей центробежных насосов.
Полиэтилен ——термопластичный материал, который перерабатывается в изделия прессованием, сваркой, литьем под давлением. При нормальной температуре полиэтилен стоек к действию минеральных кислот, щелочей и растворов солей, обладает хорошими диэлектрическими свойствами и морозостойкостью. Применяется для изготовления труб, различных изделий сложной конфигурации, в качестве футеровочного материала химической аппаратуры, работающей в интервале тем-
ператур от ——60 до +60°C и давлении до 1 МПа. Для предотвращения процесса старения, происходящего под влиянием атмосферных воздействий, в состав полиэтилена вводят сажу и другие стабилизирующие вещества. .
Фторопласт — наиболее ценный конструкционный неметаллический материал. По антикоррозионным свойствам он превосходит все известные матералы, включая платину, стоек ко всем минеральным и органическим кислотам, совершенно нерастворим ни в одном из известных растворителей, но нестоек к воздействию расплавленных щелочных металлов или их растворов в аммиаке, элементарного фтора и трехфтористого хлора. Фторопласт не сваривается и склеивается с трудом. Применяется для изготовления трубопроводов химической промышленности, деталей аппаратов, работающих со средами средней и высокой агрессивности. Суспензия фторопласта-3 используется для антикоррозионных покрытий стальной аппаратуры.
Винипласт устойчив к воздействию почти всех кислот, щелочей и растворов солей любых концентраций. Исключение составляют сильные окислители ——азотная кислота, олеум. Винипласт нерастворим во всех органических растворителях за исключением ароматических и хлорированных углеводородов, таких как бензол, толуол, дихлорэтан, хлорбензол. Из винипласта изготовляют обечайки, днища, штуцера, трубопроводы химических производств, работающие в интервале температур от 0 до 40 ℃ при давлении до 0,6 МПа. Винипласт, изготавливаемый в виде пленки толщиной 0,3——1,0 мм, применяется в качестве антикоррозионной футеровки стальной химической аппаратуры.
Углеграфитовые материалы применяют для изготовления различной химической аппаратуры и изделий: теплообменников, колонных аппаратов, центробежных насосов, трубопроводной арматуры, облицовочных плит и т. д. Основным конструкционным материалом при этом является искусственный графит, пропитанный резольной фенолоформальдегидной смолой, или графитопласты (антегмиты) марок АТМ.-1, АТМ-10, АТМ-1Г, полученные прессованием композиций из графита и фенолоформальдегидной смолы и последующей термообработкой их при температуре 160—200 ℃.
Антегмиты обладают высокой химической стойкостью во многих минеральных и органических кислотах, щелочах, растворах солей любых концентраций, применяются при температурах от ——18 до +115°С и давлениях не более 0,3 МПа. Существенный недостаток этих материалов ——низкая по сравнению с металлами механическая (особенно ударная) прочность, что ограничивает их применение.
Резина используется для гуммирования химической аппаратуры из углеродистых сталей, чугуна, алюминия и его
сплавов, предназначенной для работы со средами средней и высокой агрессивности.
Керамика обладает физико-химическими свойствами, позволяющими относить их к конструкционным материалам, из которых можно изготовлять высококачественное химическое оборудование. Основное их достоинство ——высокая стойкость почти во всех химически активных средах. Исключение составляют плавиковая, кремнефтористоводородная и высококонцентрированная фосфорная кислота, а также горячие растворы щелочей концентрацией более 30 %. Прочностные свойства конструкционных керамических материалов в том числе твердого, цирконового, глиноземистого фарфора, оксидной и других видов керамики, позволяют изготовлять из них оборудование, работающее под избыточным давлением и при разрежении, а также детали, подвергающиеся эрозионному износу.
Керамику широко применяют для изготовления реакторов, тарельчатых колонных аппаратов, нутч-фильтров/ кристаллизаторов, труб, насадок и тарелок для колонных аппаратов и т. д.
Стекло обладает высокой химической стойкостью к кислотам (кроме HF, Н3РО4, горячей H2SiF6), холодным щелочам, органическим растворителям и другим агрессивным средам. Для изготовления трубопроводов, смотровых окон используется силикатное (до 50 ℃) и боросиликатное (до 400 ℃) стекло. Для производства колонной и теплообменной аппаратуры, применяемой в производстве минеральных и органических кислот и различных реактивов, используется кварцевое стекло, отличающееся высокой термической устойчивостью (до 1000°C). Стекло устойчиво в органических и минеральных кислотах любых концентраций (за исключением плавиковой и фосфорной), но* плохо сопротивляется растворам солей и щелочам.
Эмали широко используются как коррозионностойкий материал в качестве покрытия сварной стальной и литой чугунной аппаратуры, предназначенной для работы со многими средами средней и повышенной агрессивности в производствах химически чистых кислот, солей, красителей и т. д.
Низкая теплопроводность эмалевого покрытия неблагоприятно влияет на термостойкость аппарата, долговечность которого зависит от термостойкости покрытия. При резких изменениях температуры в эмалевом покрытии возникают микро- трещины, которые со временем создают сколы и являются очагами местной коррозии.
Выбор конструкционных материалов и его экономическое обоснование. Выбор материала определяется рабочим давлением, температурой стенки аппарата, химическим составом и свойствами среды (коррозионной активностью, взрывоопасностью, токсичностью и т. д.)- Часто выбор того или иного материала зависит не от агрессивности среды, а от влияния ма-
териала аппарата на перерабатываемые вещества и технологический процесс. При производстве веществ, особенно особо чистых, необходимо учитывать возможность загрязнения их продуктами коррозии, а также различными веществами при эрозии или выщелачивании конструкционных материалов. При выборе материалов учитываются их каталитические свойства, вызывающие побочные процессы.
В работах [10, с. 272—344; 19, с. 420—425] приведены рекомендуемые конструкционные материалы для химической аппаратуры, работающей в различных агрессивных средах и применяемые в производствах основного органического синтеза и неорганических веществ.
При конструировании необходимо учитывать экономическую целесообразность применения выбранного материала, т. е. его расход и стоимость.
ГЛАВА 2
ФИЗИКО-ХИМИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА ВЕЩЕСТВ
ОСНОВНЫЕ УСЛОВНЫЕ ОБОЗНАЧЕНИЯ
М, т — масса, кг;
V — объем, м3;
р — плотность, кг/м3;
В — коэффициент объемного расширения, К-1;
/ — температура, ℃;
Т — температура, К；
ц — динамический коэффициент вязкости, Па-с;
с— удельная теплоемкость, Дж/(кг ■ К)；
X — теплопроводность, Вт/(м-К)；
т——удельная теплота парообразования (конденсации), Дж/кг;
о — поверхностное натяжение, Н/м;
Р — давление, Па;
D — коэффициент диффузии, м2/с;
х, х ——концентрация вещества в жидкой фазе соответственно в мольных и массовых долях;
у, g ——концентрация вещества в газовой фазе соответственно в мольных или массовых долях.
ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ
При проектировании технологического оборудования необходимо знать физико-химические и другие свойства перерабатываемых веществ. Во всех случаях, когда это возможно, следует использовать опытдыс данные о свойствах веществ, которые приводятся в различных справочниках. Обычно в справочной литературе данные приводят для относительно широких интервалов физических уйюви'й температур, давлений, концентраций
и др. Промежуточные значения находят интерполяцией. В случае необходимости найти значение той или иной функции за пределами имеющихся переменных необходимые свойства получают экстраполяцией. Интерполировать или экстраполировать можно аналитически или графически.
При отсутствии опытных данных свойства веществ следует определить расчетным путем. При полном отсутствии данных или невозможности рассчитать их теоретически необходимо пользоваться подобием физико-химических и других свойств.
В справочной литературе физико-химические свойства приводятся в различной системе единиц измерений. Полученные из справочников или вычисленные разносистемные единицы измерения необходимо привести к единицам СИ.
Свойства веществ выбирают из справочников или рассчитывают по заданной или средней температуре.
22 ПЛОТНОСТЬ
Плотность жидкости (газа)：
р = m/V.(2.1)
Плотность жидкости в зависимости от температуры:
Р£ = Р2。—％(%р — 20℃)(2.2)
ИЛИ
Pf = p2o/(1 + BA0(2・3)
где р2о ——плотность жидкости при температуре 20 ℃; 0/ — температурная поправка на 1 ℃ [6, табл, 1.2]; А/ = /ср — 20 ℃； /ср — температура среды.
Значения коэффициента объемного расширения 0 принимают по [4; 15, с. 1; 2.2; 2.8, т. 1].
Плотность смеси жидкостей или газов:
Рем =力 Р1 + 42P2 +…+ %р“，(2.4)
где pi, у?, ••・，Уп ——объемные доли компонентов; pi, р2, ..., р〃一плотности компонентов смеси.
Плотность смеси жидкостей, при смешении которых не происходит существенных физико-химических изменений, можно рассчитать, принимая, что объем смеси равен сумме объемов компонентов [4]:
1/Рсм =弓/Pi + 方办2 +…+ 統/р“・(2.5)
Здесь 土 i,元 2, - -. ,%n ——массовьге доли компонептов смеси; pi, р2, ...,рл ——плотности компонентов смеси.
Плотность суспензии:
1/Рс = ^Ртв + (1—^)/Р*(2.6)
где 元——массовая доля твердой фазы в суспензии； ртв, рж ——плотности твердой и жидкой фаз.
Плотность растворов различных органических соединений:
р-рв + Лх + ^х2 + Сх3,(2.7)
где рв — плотность воды, кг/л; х — концентрация растворенного вещества, %; Л, 8, С — размерные постоянные f 15, с. 56, 57].
Плотность любого газа при температуре Т и давлении Р: n n Т.Р М 273P р = роТ№ WW'
Здесь ро = М/22,4 — плотность газа при То = 273 К и Ро = Ю5 Па; М — мольная масса газа.
Плотность растворов неорганических веществ можно определить по формуле [2.3]
Р ■= 1000 + a也 +e2左2 + Q力3 + . - •(2.9)
или
с =1000 "00 (2 10)
С?, &, .., — концентрации солей, грамм безвод- 元i,'元2, ^з, .. - — массовые концентрации солей, %; значения которого при 20 ℃ приведены ниже.
Соединение
fe
Соединение
fe
NaCl
0,65
Na2SO4
0,81
АгС13
0,67
N©2
0,88
MgCl2
0,73
FeSO4
0,89
S11CI2
0,74
MnSO4
0,91
СаС1г
0,75
MgSO4
0,92
k2s04
0,75
Al2(SO4)s
0,93
ZnC】2
0,76
ZnSO4
0,94
Fe2(SC\)3
0,78
Na2cO3
0,94
ВаС12
0,79
1 00 - X 1&I - ±2总2 ~ ±3由3 一 . . . *
где р — плотность, r/л; G, ного вещёства/л раствора; k — коэффициент, средние
Соединение々
5 5 7 ) 240102579 145564725 ООООООООО5 5 7 ) 240102579 145564725 ОООООООООСНзСООН НС1 H3PO4 HNO3 Н2sО4 NH3 кон NH4cl КС1
5 5 7 ) 240102579 145564725 ООООООООО
5 5 7 ) 240102579 145564725 ООООООООО
Величина 龙 может быть рассчитана но формуле
(Р--1000) .100 ；(2П)
p兄
где pz — плотность би парного раствора соответствующей соли;元——массовая концентрация, %.
Экспериментальные данные по плотности веществ приведены в следующей литературе: [2; 4; 15; 2.2; 2.5; 2.6, 2.7; 2.8].
2・3・ ВЯЗКОСТЬ
Динамический коэффициент вязкости газовых смесей:
^см/Исм = У\М1^1 + и2M2/U2 +…+ %MJ 匕.(2.12)
Здесь понентов; вой смесиЗдесь понентов; вой смесиMi, М2,.…，Mn — мольные массы газовой смеси и отдельных ком- 卩см, р.1, р.2, . -., Цп — динамические коэффициенты вязкости газо- и компонентов смеси; у】,у2, ..., уп ——объемные доли компонентов
Здесь понентов; вой смеси
Здесь понентов; вой смеси
в смеси.
Зависимость вязкости газов от температуры:
(2.13)(2.13)273 + С，Т \3/2"产％ т + е 1^7У丿
(2.13)
(2.13)
где ц^ цо — динамические коэффициенты вязкости при температуре / и 0 ℃;
С ——постоянная Сатерленда [см. 11; 6.4].*
Вязкость смеси неассоциированных жидкостей (молекулы которых не соединяются в группы):
近氏m н /收出+*2电伊2 + … +^^^(2.14)
кm и卩/卩2?…卩」(2.15)
「Де М-см, M-i, М-2, -. . , |Хп ——динамические коэффициенты вязкости смеси и компонентов; %з %2, ■ ■ ■, %п ——мольные доли компонентов в смеси.
Динамический коэффициент вязкости разбавленных суспензий вычисляется по следующим формулам:* -
при объемной концентрации твердой фазы менее 10 %
、鼠=%(1+ 2,5 中)；(2.16)
при объемной концентрации твердой фазы выше 10 %
卩L/C + 4,5 屮)；(2.17)
при объемной концентрации твердой фазы до 30 % можно воспользоваться зависимостью
0,59
氏=惊 (0,77 —(р)2 •(2」8)
Здесь цж ——динамический коэффициент вязкости чистой жидкости (дисперсионной среды);屮一объемная доля твердой (дисперсной) фазы.
Экспериментальные данные по вязкости веществ приведены в [2; 4; 15; 17; 2.1; 2.2; 2.5—2.8].
ПОВЕРХНОСТНОЕ НАТЯЖЕНИЕ
Методика расчета поверхностного натяжения а чистых органических веществ и их смесей приведена в [15, т. 1, с. 20, 21], растворов неорганических веществ — в [2.3 с. 39, 40].
Экспериментальные данные по поверхностному натяжению веществ представлены в [2; 4; 2.2; 2.8, т. 1, т. 3].
ТЕПЛОЕМКОСТЬ
Удельная теплоемкость химического соединения: e =(勺& + 国 2c2 + .…+ 〃也以)/m，(2.19)
*e Mi, «2, - -., «л — число атомов элементов, входящих в соединение; Сь &, •.., Сп — атомные теплоемкости, Дж/(кг-атом-К); М — молекулярная масса химического соединения.
Значения атомных теплоемкостей приведены в [4].
Удельная теплоемкость раствора:
с = С1^1 + з%2++ спхп,(2,20)
где с「с?, ..., сп ——удельные теплоемкости компонентов; 土i, Х2, ■ ■., хл —— массовые доли компонентов.
Для двухкомпонентных водных растворов формула (2.20) приводится к следующему виду:—
для разбавленных растворов (х < 0,2)
С = 4190(1 — 元)，(2.21)
где 4190 — удельная теплоемкость воды, Дж/(кг-К)； х ——массовая доля растворенного вещества;
“ 2) для концентрированных двухкомпонентных растворов (元 >0,2)
С =+4190(1 一初(2.22)
где с】一удельная теплоемкость безводного растворенного вещества.
Удельная теплоемкость & смеси газов:
% = %产1 + "+(2-2 3
где с”，с_, , ..., с” ——удельная теплоемкость компонентов; xi,元2,..・ …,xn ——массовые доли компонентов.
Экспериментальные данные по теплоемкости веществ приведены в [2; 4; 15; 17; 2.1; 2.2; 2.5—2.8].
ТЕПЛОПРОВОДНОСТЬ
Коэффициент теплопроводности жидкости при температуре 30 ℃:—
Хзо = Дер VР/М・(2.24)
Здесь с — удельная теплоемкость жидкости; р — плотность жидкости; М —мольная масса жидкости; 4 — коэффициент, зависящий от степени ассоциации жидкости. Для ассоциированных жидкостей (например, воды) 4 = 3,58-IO"3, для иеассоциированных (например, толуола) Д = 4,22-10~3.
Коэффициент теплопроводности жидкости при температуре /:
X/ = A13b [ 1 — £ (/ — 30)],(2.25)
где е — температурный коэффициент (4, с. 150].
Коэффициент теплопроводности водного раствора при температуре i:
где Хр и 入в — коэффициенты теплопроводности раствора и воды.
Для смесей жидкостей, смешивающихся друг с другом, коэффициент теплопроводности определяется по формуле
(2.27)(2.27)九em —九Ml +九2x2 + • • • +大炉小
(2.27)
(2.27)
Здесь 九i,九2, . - -, Хл ——коэффициенты теплопроводности отдельных жидкостей; #i, xz, хп ——мольные доли отдельных жидкостей.
Для бинарных смесей неполярных жидкостей коэффициент теплопроводности определяется по уравнению [15].
(2.28)(2.28)(2.29)(2.29)Хем а 储元 1 + %2元2 - 0,72X1X2 (九2 -■%1),
(2.28)
(2.28)
(2.29)
(2.29)
тде 土 1,姦一массовые доли компонентов смеси.
Коэффициент теплопроводности суспензий [8.2]:
<1 а 2Хс + %т — 2(р (Лс — Хт)СУСП с 2%с + %т + 屮(М — 九т)'
где 九с,九т ——коэффициенты теплопроводности сплошной и дисперсной (твердой) фазы; ф ——объемная доля дисперсной фазы.
Если возникает необходимость быстро рассчитать теплообменник, можно пользоваться следующими правилами для оценки среднего приближенного значения Хсм： 1) для растворов органических жидкостей — средним арифметическим из мольных долей; 2) для растворов органических жидкостей и воды —— таким же средним, умноженным на 0,9; 3) для растворов соли в воде при массовой концентрации ее менее 30 % — коэффициентом X для воды, умноженным на 0,9; 4) для эмульсий принять X среды, в которой находятся эмульгированные частицы, и умножить его на 0,8.
Коэффициент теплопроводности газа при невысоких давлениях:
X = Вс0|л.(2.30)
Здесь 卩——динамический коэффициент вязкости газа; В = 0,25(9^5); 女=Ср/c。——показатель адиабаты; ср и сР — удельная теплоемкость газа при постоянном давлении и при постоянном объеме.
Так как для газов данной атомности отношение cp/cv есть величина приблизительно постоянная, то для одноатомных газов В — 2,5, для двухатомных В = 1,9, для трехатомных В = =1,72.
Влияние температуры на теплопроводность газов определяется уравнением Сатерленда:
где 九° ——коэффициент теплопроводности газа при 0℃; С ——постоянная величина, значения которой приведены ниже:
ГазН2Не№О2СОВоздух
С9433114144156125
Теплопроводность газовых смесей можно рассчитать по правилу аддитивности:
Мм =+ У2%2 + • • • + У 小 п,(2.32)
где pi, ^2，уп — объемные доли компонентов.
Правилом аддитивности можно пользоваться, когда значения X компонентов незначительно отличаются друг от друга.
Экспериментальные данные по теплопроводности веществ приведены в [2; 4; 15; 17; 2.1; 2.2; 2.5; 2.6].
УДЕЛЬНАЯ ТЕПЛОТА ПАРООБРАЗОВАНИЯ (КОНДЕНСАЦИИ)
Удельная теплота парообразования неполярных жидкостей г при атмосферном давлении может быть вычислена по формуле Кистяковского: 1广
г = 19,2 . 103 (1,91 + 1g Г) Г/М.(2.33)
Здесь Т ——температура кипения, К; М — мольная масса жидкости.
Для быстрого, но приближенного определения г (в ккал/кмоль) можно использовать правило Трутона:
г = 21Тк,(2.34)
где Тк — нормальная температура кипения, К-
Если известна теплота парообразования г} при некоторой температуре Ть то теплоту парообразования г2 при любой другой температуре можно определить из соотношения
где Ткр — критическая температура, К.
Теплота парообразования смесей жидкостей при постоянном давлении и постоянном составе определяется по уравнению
Г = Г 1元1 +Г2元2 + .一+ 「 n^tli(3.36)
где ri, 「2, ..., гп ——теплоты парообразования компонентов смеси; xi( х2, ...,хп——концентрации компонентов смеси.
Экспериментальные данные по теплоте парообразования жидкостей приведены в [4; 2.1; 2.2; 2.6; 2.8, т. 1; 15, т. 1].
КОЭФФИЦИЕНТ ДИФФУЗИИ
При диффузии газа А в газе В коэффициент диффузии может быть вычислен по формуле
0,00435- 10-4Г3/2
=p (或口咽3)
(2.37)
4В*Г(и/ +或 зу4В*Г(и/ +或 зу1,241,191,271,241,191,27Коэффициент В:Для водыКоэффициент В:Для водыэтилового спирта метилового спирта ацетонанеассоциированных жидкостейэтилового спирта метилового спирта ацетонанеассоциированных жидкостей4,7 2,0 2,0 1,15 1,04,7 2,0 2,0 1,15 1,0
4В*Г(и/ +或 зу
4В*Г(и/ +或 зу
1,24
1,19
1,27
1,24
1,19
1,27
Коэффициент В:
Для воды
Коэффициент В:
Для воды
этилового спирта метилового спирта ацетона
неассоциированных жидкостей
этилового спирта метилового спирта ацетона
неассоциированных жидкостей
4,7 2,0 2,0 1,15 1,0
4,7 2,0 2,0 1,15 1,0
Здесь Т — температура, К; Р — общее давление, Па;办 и vb — мольные объемы газов А и В, см3/моль; Мд и Мв — мольные массы газов А и В.
Мольные объемы определяются как сумма атомных объемов элементов, входящих в состав газа [9.1, с. 95].
Если известна величина £)0, то значение коэффициента диффузии при температуре Т и давлении Р можно найти по соотношению.
(2.38)
Значения коэффициента диффузии £>0 некоторых газов при давлении Ро = 0J МПа и температуре 70 = 273 К приведены в [9.1, с. 96].
Коэффициент диффузии газа А в растворителе В при 20 ℃ определяется по формуле
°20°20(2.39)(2.39)1 . 10~6
°20
°20
(2.39)
(2.39)
где |л ——вязкость растворителя при 20℃, мПа-c; Д и В ——поправочные коэффициенты для диффундирующего вещества и растворителя, характеризующие отклонение свойств вещества от свойств неассоциированных веществ, для которых поправочный коэффициент равен единице.
Значения коэффициентов А для некоторых веществ, растворенных в воде:
Для газов
этилового спирта метилового спирта уксусной кислоты
Коэффициент диффузии газа в жидкости Dt при температуре / связан с коэффициентом диффузии £>2о при температуре 20 ℃ следующей приближенной зависимостью:
q=。2。" + b(f-20)].q=。2。" + b(f-20)].(2.40)(2.40)
q=。2。" + b(f-20)].
q=。2。" + b(f-20)].
(2.40)
(2.40)
Температурный коэффициент 6 определяется по эмпирической формуле
(2.41)(2.41)6 =。,2"卩/餌
(2.41)
(2.41)
где 卩一динамический коэффициент вязкости жидкости при 20 ℃, мПа -с; р — плотность жидкости, кг/м3.
Значения коэффициентов диффузии некоторых газов в воде приведены в [4, табл. XLIII; 9.1, табл. 17].
Коэффициент диффузии газа в жидкости может быть опре
делен по формуле
0 =0 =7,4 • 10一12 (#М)"5т7,4 • 10一12 (#М)"5т(2.42)(2.42)
0 =
0 =
7,4 • 10一12 (#М)"5т
7,4 • 10一12 (#М)"5т
(2.42)
(2.42)
Здесь М — мольная масса растворителя; х — поправочный коэффициент (для неассоциированных жидкостей, эфира, бензола и гептана х = 1; для воды х = 2,6; для метилового спирта х= 1,9; для этилового спирта 尤=1,5).
ГЛАВА 3
ГИДРАВЛИЧЕСКИЕ РАСЧЕТЫ
ОСНОВНЫЕ УСЛОВНЫЕ ОБОЗНАЧЕНИЯ
d3— эквивалентный диаметр, м;
g— ускорение свободного падения, м/с2;
йп — потери напора, м；
Q — объемный расход, м3/с;.
G — массовый расход, кг/с;
w — скорость, м/с；
р — плотность, кг/м3;
р, — динамический коэффициент вязкости, Па-с;
р — давление, Па;
Ар — перепад давлений, Па;
S ——площадь поперечного сечения потока, м2;
自— коэффициент местного сопротивления;
е — абсолютная шероховатость трубопровода, м;
/ — длина трубопровода, м; работа на сжатие газа, Дж/кг;
Л — коэффициент гидравлического сопротивления (коэффициент треиия);
N — мощность, кВт;
Н — напор насоса, м;
п — частота вращения, или об/мин;
Re wi/3p/^ — критерий Рейнольдса.•
РАСЧЕТ ДИАМЕТРА ТРУБОПРОВОДА
Внутренний диаметр трубопровода определяют из уравнений
Q — wS = шл^2/4(3.1)
ИЛИ'
G =⑪ pS = wpnd2/4.(3.2)
Отсюда•
d = “4Q/(冗切)(3.3)
или
d = “ 4G/(“5).(3.4)
Из формул (3.3) и (3.4) следует, что для определения диаметра трубопровода необходимо знать расход жидкости и
скорость ее движения. С увеличением скорости диаметр трубопровода, необходимый при данном расходе, уменьшается и, следовательно, снижаются стоимость трубопровода, затраты на его монтаж и ремонт. Однако с увеличением скорости возрастают потери напора и, как следствие этого, затраты энергии на перемещение жидкости и газа. Оптимальный диаметр трубопровода, при котором суммарные затраты на перемещение жидкости и гаЗа минимальны, находится с помощью технико-экономических расчетов. Диаметр трубопровода, близкой к оптимальному, определяется при выборе скоростей для жидкостей, паров и газов, установленных практикой:
W,, м/с
Жидкости:
при движении самотеком
вязкие
0,1-0,5
маловязкие
при перемещении насосами
во всасывающих трубопроводах
0,8-2,0
в нагнетательных трубопроводах
1,5-3,0
Газы:
при естественной тяге
2-4
при небольшом давлении (до 104 Па)
4-15
при большом давлении (свыше 104 Па)
Пары:
перегретые
15-25
30-50
насыщенные при абсолютном давлении, Па
более 105
15-25
(14-0,5). 105
20—40
(0,5+0,2) • 105
40—60
(0,2^0,05). 105
60—75
После определения диаметра трубопровода необходимо выбрать материал трубопровода в соответствии со свойствами транспортируемой среды, ближайший диаметр трубопровода см. [10].
Для определения гидравлического сопротивления трубопровода необходимо рассчитать скорость движения потока, соответствующую заданному расходу и принятому диаметру трубопровода (формула (3.1)).
РАСЧЕТ ГИДРАВЛИЧЕСКОГО СОПРОТИВЛЕНИЯ ТРУБОПРОВОДОВ
Расчет гидравлического сопротивления проводится для определения затрат энергии на перемещение жидкостей и газов и выбора насосов и компрессорных машин.
При движении потока по трубопроводу гидравлическое сопротивление складывается из сопротивления трения о стенки *и местных сопротивлений, возникающих при изменении направления или скорости потока.
Суммарные потери давления А/^ или напора Лп на преодоление сопротивления трения и местных сопротивлений (вентилей, тройников, переходов и т. д.) в трубопроводах определяются по формулам:
А0п = G £■ + 2 &)疊；(3.5)
“=G£+〉)£・(3.6)
Эквивалентный диаметр определяется по формуле
da = 4S/〃，(3.7)
где П — смоченный периметр, м.
Коэффициент трения X, зависящий от величины критерия Рейнольдса, определяют по [4, рис. 1.5, 1.6] или по нижеследующим формулам.
При ламинарном режиме (Re < 2300):
Д/Re.(3.8)
Здесь Re = и/dmp/卩；А ——коэффициент, зависящий от формы сечения трубопровода (для круга диаметром D коэффициент А = 64; для кольца шириной а коэффициент А = 96).
При турбулентном режиме (2300 < Re < 10 000):
в гидравлически гладких трубах
九= 0,3165/Re°，25；'(3.9)
в гидравлически шероховатых трубах [4]
涼2垃层+ (”](3」0)
где 8 = ejd3 — относительная шероховатость стенок труб; е ——абсолютная шероховатость стенок труб (средняя высота выступов на стенках труб), м.
Ориентировочные значения шероховатости труб е приведены
ниже:
Трубы стальные цельнотянутые новые0,06—0,1
Трубы стальные цельнотянутые и сварные при0,2
незначительной коррозии
Трубы стальные старые заржавленные0,67 и выше
Чугунные трубы водопроводные, бывшие вэксплуа-1,4
тации
Чугунные трубы новые0,25—1,0
Алюминиевые технически гладкие трубы0,015—0,06
Чистые цельнотянутые трубы из латуни, меди и 0,0015—0,01 свинца; стеклянные трубы
Нефтепроводы при. средних условиях эксплуатации,0,2
паропроводы насыщенного пара
Воздухопроводы сжатого воздуха от поршневых0,8
компрессоров и турбокомпрессоров
Значения коэффициентов местных сопротивлений X зависят от вида местного сопротивления и режима движения жидкости. Они приведены в [4; 5; 11; 16; 3.1].
РАСЧЕТ НАСОСОВ, ВЕНТИЛЯТОРОВ, КОМПРЕССОРОВ
Насосы. Наиболее широкое применение в химической промышленности получили лопастные (центробежные, вихревые) и объемные (поршневые, плунжерные, шестеренчатые, винтовые и др.) насосы. Основными задачами при расчете насосов являются определение необходимого напора и мощности двигателя при заданном расходе жидкости, выбор насоса по каталогам или ГОСТам с учетом свойств перемещаемой жидкости.
Полезная мощность, затрачиваемая на перемещение жидкости:
Nn = pg〃Q/iooo.(3.11)
Напор определяется по формуле
"=(&一片)/80 + & + £，(3・⑵
где pi — давление в аппарате, из которого перекачивается жидкость; р2 — давление в аппарате, в который подается жидкость; Нг ——геометрическая высота подъема жидкости; hn ——потери напора во всасывающей и нагнетательной линиях.
Мощность, которую должен развивать электродвигатель насоса на выходном валу при установившемся режиме работы:
N-NnK^>(з」з)
где т|н, 「п — коэффициенты полезного действия (к. п. д.) соответственно насоса и передачи от электродвигателя к насосу.
Коэффициент полезного действия насоса т}н：
% = WV(3.14)
Здесь-「о — объемный к. п. д., учитывающий перетекание жидкости из зоны большого давления в зону малого давления (для современных крупных центробежных насосов 「。= 0,96 + 0,98, для малых и средних насосов П。= 0,85 +0,95); “г ——гидравлический к. п. д., учитывающий гидравлическое трение и вихреобразование (для современных насосов 加=0,85 + 0,96); т]м — общий механический к. п. д., учитывающий механическое трение в подшипниках и уплотнениях вала, и гидравлическое трение нерабочих поверхностей колес (“м = 0,92 + 0,96).
К. п. д. передачи зависит от способа передачи усилия. В центробежных и осевых насосах вал электродвигателя' непосредственно соединяется с валом насоса; в этих случаях т]н^ 1. В поршневых насосах чаще всего используют зубчатую передачу; при этом “п = 0,93 Ч- 0,98.
Зная Q, Н, М выбираем по табл. 3.1 или по каталогам [3.4;
насос с учетом свойств перемещаемой жидкости, причем выбранный насос должен иметь производительность, напор и 28'
Марка
Q, мЗ/ч
Я, м
и, об/мин
Электродвигатель
тип
М кВт
Таблица 3.1
Техническая характеристика центробежных насосов
Консольные
К 8/18
КМ 20/18а
К 20/18
К 20/30
К 45/30
КМ 80-50-200
К 90/20
К 90/35
КМ 90/55а
КМ 100-65-200
К 160/30
КМ 150-125-315
К 290/18
К 290/30
оещ6
оы
81720204550909090100160200290290
1815183030502035435030321830
99999999994444
22222222221111
ч e н и я для
4A80A2
4AX80A2
■4A80B2
4A100S2
4A112M2
4A160S2
4A112M2
4A160S2
4A160M2
4A180M2
4A160M4
4A180M4
4A180S4
4A200M4
I 5 5 2 о 5 05 о 5»n^n^n^n^n^. ^ ll2,47,15,715183015302237 о
в •
Насосы для химических производств
Консольные насосы
^ ^ о^ 8 _^ ^ ^
//о 8 о J/O 3 1 5 5 5
2 ^.л^8 ^^^6 WW2 ^^ ^ 8 8M85266Х22О44485ХХ
ХХХХХХХХХХАХХЖХХХХХТАХХХХХХХ
X
5 ^ - 儲W/31/54/90澀72/125-0/33SS器
6000
9 w^
8 6 2 4 1
2
5
3
25401830406020182032503153953154903250202033498532802949322 3 8 8 8 812,52025252520202045454550507280909090100100160160200
2900
2900
2900
2900
2900
2900
2900 2900 1450 1450
2900 2900 2900
2900 2900 1450 2900
1450
4А71В2 4А1002 2B100S2 4A100S2 2B100S2 2А160М2
4A90L2 2B100S2 4A100S2 ABI00L2
4A160S2 4А112М2 4А132М2
В160М2 4A160S2 4A180S2 4А200М2 4Al60М2 4А160М2 4A160S2 4A160S4 4A180s2 4A180M2 4A225M2 4A180S2 4A225M2 4A200M4 4A225M2 4A225M4
1 о о о о 5 о о о 5 о 5 о 5'°'°巨巨
4 44.4.1 8,3,4 4,，1 5.7.1 1 ,1 81 522371 81 81 51 52230552255375555
XXXXXX280/29280/42280/72280/29280/42280/722802914504А225М42804214504А225М4280721470АО 101-4М2802914504А225М42804214504А225М4280721470АО 101-4М5 5 55 5 25 5 55 5 2Продолжение табл. 3 1
XXX
XXX
280/29
280/42
280/72
280/29
280/42
280/72
280
29
1450
4А225М4
280
42
1450
4А225М4
280
72
1470
АО 101-4М
280
29
1450
4А225М4
280
42
1450
4А225М4
280
72
1470
АО 101-4М
5 5 5
5 5 2
5 5 5
5 5 2
Марка
Q, мЗ/ч
Я, м
п, об/мин
Зпектропвр
гатель
М кВт
■Герметичные электронасосы
J?124ЛА4МО4535О55511 и 11 и сО 11 4* 4*J?124ЛА4МО4535О55511 и 11 и сО 11 4* 4*юоооооооооооооююоооооооооооо0000000050000033333333133333юоооооооооооооююоооооооооооо000000005000003333333313333302084100 2»002002351465815838502084100 2»00200235146581583853'32 000550000006612222255500010 23'32 000550000006612222255500010 2ЦГ 6,3/20 ЦГ 6,3/32 ЩГ 12,5/50 2ХГ-9 2ХГ-5 2ХГ-4 ЦГ 25/50 ЦГ 25/80ЦГ 50/12,5ЦГ 50/50ЦГ 50/80 ЦГ 100/32 ЦГ 100/80 ЦГ 200/50ЦГ 6,3/20 ЦГ 6,3/32 ЩГ 12,5/50 2ХГ-9 2ХГ-5 2ХГ-4 ЦГ 25/50 ЦГ 25/80ЦГ 50/12,5ЦГ 50/50ЦГ 50/80 ЦГ 100/32 ЦГ 100/80 ЦГ 200/50
J?
124ЛА4МО4535О555
11 и 11 и сО 11 4* 4*
J?
124ЛА4МО4535О555
11 и 11 и сО 11 4* 4*
юоооооооооооооююоооооооооооо0000000050000033333333133333
юоооооооооооооююоооооооооооо0000000050000033333333133333
02084100 2»00200
23514658158385
02084100 2»00200
23514658158385
3'32 00055000000
66122222555000
10 2
3'32 00055000000
66122222555000
10 2
ЦГ 6,3/20 ЦГ 6,3/32 ЩГ 12,5/50 2ХГ-9 2ХГ-5 2ХГ-4 ЦГ 25/50 ЦГ 25/80
ЦГ 50/12,5
ЦГ 50/50
ЦГ 50/80 ЦГ 100/32 ЦГ 100/80 ЦГ 200/50
ЦГ 6,3/20 ЦГ 6,3/32 ЩГ 12,5/50 2ХГ-9 2ХГ-5 2ХГ-4 ЦГ 25/50 ЦГ 25/80
ЦГ 50/12,5
ЦГ 50/50
ЦГ 50/80 ЦГ 100/32 ЦГ 100/80 ЦГ 200/50
(3.15)(3.15)3日, Пдв3日, ПдвкВткВт0,4-1 0,7—0,780,4-1 0,7—0,781-30,78—0,831-30,78—0,833-100,83-0,873-100,83-0,87ЛдвЛдвкВткВт10-300,87-0,910-300,87-0,930-1000,9-0,9230-1000,9-0,92100—2000,92—0,94100—2000,92—0,942000,942000,94Двигатель мощности, чемДвигатель мощности, чемккнасосунасосуустанавливается несколько большейустанавливается несколько большейные перегрузки:ные перегрузки:потребляемая мощность, с запасом на возмож-потребляемая мощность, с запасом на возмож-А уст = Р^ДВ-А уст = Р^ДВ-(3,16)(3,16)
(3.15)
(3.15)
3日, Пдв
3日, Пдв
кВт
кВт
0,4-1 0,7—0,78
0,4-1 0,7—0,78
1-30,78—0,83
1-30,78—0,83
3-100,83-0,87
3-100,83-0,87
Лдв
Лдв
кВт
кВт
10-30
0,87-0,9
10-30
0,87-0,9
30-100
0,9-0,92
30-100
0,9-0,92
100—200
0,92—0,94
100—200
0,92—0,94
200
0,94
200
0,94
Двигатель мощности, чем
Двигатель мощности, чем
к
к
насосу
насосу
устанавливается несколько большей
устанавливается несколько большей
ные перегрузки:
ные перегрузки:
потребляемая мощность, с запасом на возмож-
потребляемая мощность, с запасом на возмож-
А уст = Р^ДВ-
А уст = Р^ДВ-
(3,16)
(3,16)
номинальную мощность электродвигателя, ближайшие большие по отношению к рассчитанным.
При расчете затрат энергии на перемещение жидкости необходимо учитывать, что мощность %дв, потребляемая двигателем от сети, больше номинальной вследствие потерь энергии в самом двигателе:
%в=3н/%в，
ориентировочно в зависимости от номинальнойориентировочно в зависимости от номинальноймощности 必:мощности 必:не т)Дв ——коэффициент полезного действия электродвигателя, который принимается -'
ориентировочно в зависимости от номинальной
ориентировочно в зависимости от номинальной
мощности 必:
мощности 必:
Коэффициент величины А\в：川又в, кВтКоэффициент величины А\в：川又в, кВт< 12—1,5< 12—1,5
Коэффициент величины А\в：
川又в, кВт
Коэффициент величины А\в：
川又в, кВт
< 12—1,5
< 12—1,5
запаса мощности р берется в зависимости от
1—55—50> 50
1,5-1,21,2-1,151,1
Разрабатывая технологическую схему, необходимо учитывать, что высота всасывания "вс насосов не может быть больше следующей величины:
где % — атмосферное давление; 〃 一 давление насыщенного пара перекачиваемой жидкости при рабочей температуре; и/вс-—скорость жидкости во всасывающем трубопроводе;九口. вс ——потеря напора во всасывающем трубопроводе； 九3 ——запас напора, необходимый для исключения кавитации в центробежных насосах или предотвращения отрыва поршня от жидкости вследствие сил инерции в поршневых насосах.
.Для центробежных насосов [5]:
俺=0,3 9/产， (3.18)
где п — частота вращения вала, с-1.
Для поршневых насосов при наличии воздушного колпака на всасывающей линии [5]:
1,2 —-.(3.19)
Здесь l — высота столба жидкости во всасывающем трубопроводе, отсчитываемая от свободной поверхности жидкости в колпаке; 3 и % — площади сечения соответственно поршня и трубопровода; 〃 ——окружная скорость вращения, м/с； г—радиус кривошипа, м.
Вентиляторы. Вентиляторами называют компрессорные машины, применяемые для перемещения больших количеств различных газов прн избыточном давлении не более 15000 Па. По конструкции вентиляторы делятся на центробежные и осевые.
По развиваемому давлению вентиляторы подразделяются на три группы: низкого давления — до 1000 Па, среднего — от 1000 до 3000 Па и высокого —от 3000 до 15 000 Па. Центробежные вентиляторы применяются для подачи газа при среднем и высоком давлениях, реже ——при низких давлениях; осевые вентиляторы обычно служат для перемещения больших масс газа при низких давлениях.,
Мощность, потребляемая вентиляторами* определяется по формулам (3.11), (3.13), (3.15), (3.16).
Коэффициент запаса мощности Р для центробежных вентиляторов в зависимости от величины Мдв：
Na，кВт < 0,50,5-11-22-5> 5
В1,51,31,21,151,1
Напор, развиваемый вентилятором, определяется суммой статического и динамического напоров:
Н = % + Лдии =(寿 + 翡)—(黯 + V)(3'20)
или
Н =вс + ^п. и +(321)
Здесь рст. н и рст. вс статические давления непосредственно' после вентилятора и до него; и/н,如вс — скорости воздуха в нагнетйтельном и всасывающем трубопроводах; рв — плотность воздуха; 段一давление в пространстве, куда вентилятор подает воздух; 〃 一 давление в пространстве, из которого вентилятор забирает воздух； hn. вс и 九小 н ——потери напора во вса- сывающей и нагнетательных линиях; wскорость воздуха на выходе из сети.,
Если вентилятор подает газ, отличающийся от окружающего воздуха по плотности, то к правой части уравнения (3.21) добавляется величина
厶储。尸(Pr — Pjzg，(3.22)
где рг-- плотность газа, подаваемого вентилятором； ?——разность высот точек всасывания и нагнетания [4, рнс. 2.1].
К. п. д. центробежных вентиляторов обычно составляют Пв = 0,6 + 0,9, осевых вентиляторов т)в = 0,7 4- 0}9. При непосредственном соединении валов вентилятора и двигателя т)п = =1, при клиноременной передаче т]п = 0,92.
Компрессоры — машины, предназначенные для перемещения и сжатия газов до избыточного давления более 0,2 МПа. По принципу действия компрессоры делятся на поршневые, центробежные и ротационные. В зависимости от давления нагнетания компрессоры подразделяются на три группы: низкого давления (р = 0,2+1,0 МПа) ； среднего давления (р = 1,0 4- 10 МПа); высокого давления (р = 10 + 300 МПа). По развиваемой производительности различают малые компрессоры производительностью до 0,015 м3/с, средние компрессоры производительностью 1,5 м3/с и выше.
Мощность электродвигателя для привода компрессора при сжатии газа определяется по уравнению
7V^ V/p/(n-60- 1000),(3.23)
где V——производительность компрессора, м3/мин; 2 ——работа, затрачиваемая компрессором при сжатии 1 кг газа, Дж/кг； р — плотность газа, кг/м3; П ——общин к. п. д. компрессорной установки.
Работа, затрачиваемая при сжатии 1 кг газа в одноступенчатом компрессоре:”
⑺-1](3.24)
в многоступенчатом компрессоре:
Здесь m ——показатель политропы сжатия, который моЯ<но принять равным 0,85左；总——показатель адиабатического сжатия, равный отношению Cp/Cw. [4, табл. V, с. 513]; л ——число ступеней сжатия； pi и 卩2 — начальное и конечное давление газа.
В [3.3—3.9] приведены основные технические характеристики насосов, вентиляторов, компрессоров, применяемых в химической промышленности.
3* ПЯ4М& “С®А ЦЕНТРОБЕЖЖХд НАСОСА
Рассчитать и подобрать центробежный насос для подачи 0,002 м3/с 10 %-го раствора едкого натра из емкости, находящейся под атмосферным давлением,. в. аппарат, работающий род избыточным давлением 0,1 МПа. Температура раствора 40 ℃; геометрическая высота подъема раствора 15 м. Длниа трубопровода на линии всасывания 3 м, на линии нагнетания 20 м. На линии всасывания установлен рдин нормальный вентиль, ,иа линии нагнетания ——одни нормальный вентиль и дроссельная, заслонка, имеются также два колена под углом 90°.
Выбор диаметра трубопровода. Примем скорость раствора во всасывающем и нагнетательном трубопроводах одинаковой, равной 2 м/с. Тогда диаметр трубопровода по формуле (3.3) равен
d = “4®D2/⑶4阂=0,036 м/с.
Принимаем трубопровод из стали марки Х18Н10Т, диаметром 45 X ХЗ,5 MM『10].
Уточняем скорость движения раствора:
切=4 • 0,002/(3,14 • 0.0382) = 1,76 м/с.
Определение потерь на трение и местные сопротивления. Определяем величину критерия Рейнольдса:
Re =皿厶р/ц = 1,76 • 0,038 • 1100/(1,16 • Ю~3) = 63 420,(3.26)
где р= 1100 кг/м3 — плотность 10 %-го раствора NaOH; ц= 1,16-10-3 Па-с — вязкость 10 %-го раствора NaOH. Плотность и вязкость раствора взяты при 40 ℃ [2.5].
Режим турбулентный.
Принимаем абсолютную шероховатость стенок труб е = 0,2 мм [4] степень шероховатости d3/e — 38/0,2 = 190. По рис. 1.5 [4, с. 22] находим эиа- чение коэффициента трения X = 0,031.
Определяем сумму коэффициентов местных сопротивлений [4; 11]:
для всасывающей линии
—вход в трубу (принимаем с острыми краями): g = 0,5；
—нормальный вентиль: для d = 0,02 м Е = 8,0, для d = 0,04 м Е=4,9. Интерполяцией находим для d = 0,038 м ^ = 5,2. Тогда
Z % =。，5 + 5.2 = 5,7;
для нагнетательной линии
—выход из трубы & = 1;
—нормальный вентиль | = 5,2;
——дроссельная заслонка 己=0,9 при а = 15°;
上 ——колено под углом 90° | == 1,6. Следовательно,
^ gH = 1 + 5,2 .+ 0,9 + 2 • 1,6 = 10,3.
2 И. Л. Иоффе
Определяем потери напора (формула (3.6)): 1) во всасывающей линии
% вс =(0,031+ 5,7)5曬]=1,29 м;
в нагнетательной линии ' •
砧 н =(0,031 譌■ + 10,3 ) -2嗚 1 = 4,2 м.
Общие потери напора：
九п= 1,29 + 4,2 = 5,49 м.
Выбор насоса. По формуле (3.12) определяем полный напор, развиваемый насосом:
〜鳥軀+15 + 5,49 = 29,76, м.
Полезная мощность насоса определяется по формуле (S.1I):
N* = 0,002- 1100 - 9,81 • 29/6 = 642 Вт = 0,642 кВт.
Принимая т)п = 1 н т)н = 0,6 для насосов малой производительности, найдем по формуле (3.13) мощность па валу двигателя:
= 0,642/(0,6 - 1)= 1,07 кВт.
Мощность, потребляемая двигателем от сети, при т)пв =0,8:
川=1,07/0,8= 1,34 кВт.
С. учетом коэффициента запаса мощности § [4] устанавливаем двига тель мощностью
%уст= 1,34- 1,5 = 2,01 кВт.
Устанавливаем центробежный насос марки X 8/30 (табл. 3.1) со следующей характеристикой: производительность 2,4-10~3 м3/с; напор 30 м; к. п. д. насоса 0,5.
Насос снабжен электродвигателем 4A100S2 номинальной мощностью 4 кВт, т]дв = 0,83, частотой вращения вала л = 48,3 с-1.
Предельная высота всасывания рассчитывается при необходимости расположения .насоса иад. резервуаром с раствором. Для центробежных насосов запас напора, необходимый для исключения кавитации, рассчитывают по формуле (3.18):
Л.З = 0,3 (0,002 • 48,32)2/3 = 0>84 м
По таблицам давлений насыщенного водяного пара [4] найдем, что при 40 ℃ р, = 7,38-103 Па. Примем атмосферное давление равным ра = 105 Па, а диаметр всасывающего патрубка равным диаметру трубопровода. Тогда по формуле (3.17) найдем：
10$( 7,38- 1031 762、
1100-9,81 — I 1100.9,81 + T^iF + 1，29 + 0,84丿=6,3 м.
расположен над уров-расположен над уров-Таким образом, центробежный насос может быть нем раствора в емкости на высоте менее 6,3 м.
расположен над уров-
расположен над уров-
ГЛАВА 4
ФИЛЬТРОВАНИЕ
ОСНОВНЫЕ УСЛОВНЫЕ ОБОЗНАЧЕНИЯ
V ——объемная производительность, м3/с;
G — массовая производительность, кг/с；
〃= Уос/Уф ——отношение объемов осадка и фильтрата；
F — площадь поверхности фильтрования, м2;
б — толщина слоя осадка, м;
VF — объем, отнесенный к 1 м2 поверхности фильтра, м3/м2;
т — время, с;
卩——динамический коэффициент вязкости, Па-с;
г — удельное сопротивление осадка, Н-с/м4, т. е. Па - с/м2;
Rn— сопротивление фильтровальной перегородки, м^;
m — удельный расход воды на промывку осадка, кг воды/кг осадка;
р — .плотность, кг/м3;“
п ——частота вращения, или об/мин;
Р — диаметр барабана, м;
х ——массовое содержание твердой фазы, % или доли;
w — влажность осадка, % или доли (по массе);
「о — удельное объемное сопротивление осадка, м~2；
步кон — скорость фильтрования в конце процесса, м3 фильтрата/(м2 фильт- ра-с);
%р — скорость промывки осадка, м3 воды/(м2 фильтра-с);
^ — мощность, кВт;
М— момент сопротивления, Н-м.
Индексы: т ——твердая фаза; ж ——жидкая фаза; с ——суспензия; ос一 осадок; ф — фильтрат.
ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ
Фильтрованием называется процесс разделения неоднородных систем при помощи пористых перегородок, задерживающих на своей поверхности частицы твердой фазы и пропускающих жидкую фазу.
Процессы фильтрования и фильтры классифицируются по следующим признакам.
По движущей силе. Движущей силой процесса фильтрования является разность давлений по обе стороны фильтровальной перегородки, создаваемой различными способами. Фильтрование осуществляется под действием гидростатического напора (силы тяжести) при создании повышенного давления над перегородкой или вакуума под перегородкой.
По механизму фильтрования: а) с образованием осадка на поверхности фильтровальной перегородки, при этом твердые частицы почти не проникают внутрь этой перегородки; б) с закупориванием пор фильтровальной перегородки: на поверхности перегородки осадок почти не образуется и твердые частицы задерживаются внутри пор.
■| Фильтры"|-■| Фильтры"|-рернодйнеского декстви^~|рернодйнеского декстви^~|^прерывного пействм 只^прерывного пействм 只Под вакуумомПод вакуумомI Цод давлением 卜I Цод давлением 卜p|7ioq BaicyyMoZT]p|7ioq BaicyyMoZT]Под давлениемПод давлениемНутч-фильтры открытыеНутч-фильтры открытыеНутч*фильтры ^закрытыеНутч*фильтры ^закрытыеН Дисковые JН Дисковые J[Вара^щные |[Вара^щные |Г КамерныеГ КамерныеПлиточио-рамиьюПлиточио-рамиьюФилир~прессы 卜Филир~прессы 卜-| Еарабаннй「卜 J-| Еарабаннй「卜 JЕмкостныефильтрыЕмкостныефильтрыЛенточныеЛенточныеС виутренией фильтрующей поверхностьюС виутренией фильтрующей поверхностьюЛистовыеЛистовые-| Карусельные ]-| Карусельные ]ПатронныеПатронныеС наружнойфильтрующейповерхностьюС наружнойфильтрующейповерхностью•—I Друк-фильтр•—I Друк-фильтр1-Р ^^ельчатые ]1-Р ^^ельчатые ]
■| Фильтры"|-
■| Фильтры"|-
рернодйнеского декстви^~|
рернодйнеского декстви^~|
^прерывного пействм 只
^прерывного пействм 只
Под вакуумом
Под вакуумом
I Цод давлением 卜
I Цод давлением 卜
p|7ioq BaicyyMoZT]
p|7ioq BaicyyMoZT]
Под давлением
Под давлением
Нутч-фильтры открытые
Нутч-фильтры открытые
Нутч*фильтры ^закрытые
Нутч*фильтры ^закрытые
Н Дисковые J
Н Дисковые J
[Вара^щные |
[Вара^щные |
Г Камерные
Г Камерные
Плиточио-рамиью
Плиточио-рамиью
Филир~прессы 卜
Филир~прессы 卜
-| Еарабаннй「卜 J
-| Еарабаннй「卜 J
Емкостныефильтры
Емкостныефильтры
Ленточные
Ленточные
С виутренией фильтрующей поверхностью
С виутренией фильтрующей поверхностью
Листовые
Листовые
-| Карусельные ]
-| Карусельные ]
Патронные
Патронные
С наружнойфильтрующейповерхностью
С наружнойфильтрующейповерхностью
•—I Друк-фильтр
•—I Друк-фильтр
1-Р ^^ельчатые ]
1-Р ^^ельчатые ]
Рмс. 4.1. Схема классификации фильтров по принципу их действия и конструктивным особенностям
По виду процесса: а) разделение суспензий, т. е. фильтрование с образованием значительного слоя осадка на фильтровальной перегородке; б) сгущение суспензий, т. е. отделение твердой фазы от жидкой не в виде осадка, а в виде высококонцентрированной суспензии (этот процесс применяется для повышения концентрации твердой фазы перед центрифугированием); в) осветление ——фильтрование жидкостей с незначительным содержанием твердой фазы.
По целенаправленности процесса. Целью процесса фильтрования может быть получение: а) чистого осадка; б) чистого фильтрата; в) чистого осадка и чистого фильтрата одновременно.
По взаимным направлениям движения фильтрата н действия силы тяжести. В процессе фильтрования направление движения фильтрата и направление действия силы тяжести могут совпадать, быть противоположными или перпендикулярными.
По принципу действия различают непрерывное и периодическое фильтрование.
По условиям проведения процесса. Фильтрование может осуществляться: а) при постоянном перепаде давлений; б) с постоянной скоростью; в) с переменными скоростью процесса н перепадом давлений.
По природе осадка: а) с образованием сжимаемого и б) несжимаемого осадка.
Кроме того, фильтры классифицируют по конструктивным особенностям» т. е. по основному конструктивному признаку 36
(фильтры с вращающимся барабаном, с движущейся лентой и др.), по способу выгрузки осадка, исполнению оборудования в зависимости от степени герметизации и взрывозащищенности.
Схема классификации оборудования по принципу его действия н конструктивным особенностям представлена на рис. 4.1.
Процессы фильтрования при их осуществлении в производственных условиях нередко связаны с большими затруднениями вследствие того, что многие суспензии разделяются на фильтрах очень медленно. Поэтому требуется выполнение мероприятий, повышающих производительность фильтров. Возможные пути повышения производительности фильтров показаны на рис. 4.2.
Разработка аппаратурного оформления процесса фильтрования и выбор необходимого типа фильтра проводятся на основе предварительного анализа физико-химических свойств разделяемой суспензии и образующихся осадка и фильтрата, технологических требований, предъявляемых к процессу разделения (непрерывный или периодический процесс, требуемая производительность, основной продукт разделения, дальнейшая переработка осадка, состав суспензии, осадка и фильтрата, температура суспензии и промывной жидкости, необходимость применения герметичного, взрывобезопасного оборудования, содержание твердой фазы в суспензии и влажность осадка, возможность
Повышение производительности фильтра *Повышение производительности фильтра *ЭкстенсификацняЭкстенсификацняИитеисификацияИитеисификацияКонструкционнаяКонструкционнаяТехиопогаческаяТехиопогаческаяФизико-химическаяФизико-химическая
Повышение производительности фильтра *
Повышение производительности фильтра *
Экстенсификацня
Экстенсификацня
Иитеисификация
Иитеисификация
Конструкционная
Конструкционная
Техиопогаческая
Техиопогаческая
Физико-химическая
Физико-химическая
—Динамическое фильтрование—Неодномерное фильтрование—Вибрационное фильтрование■ Фильтрование в электрическом поле—Динамическое фильтрование—Неодномерное фильтрование—Вибрационное фильтрование■ Фильтрование в электрическом поле—Целесообразная ксжцеитрацин суспензии—Классификация твердых частиц—Оптимальная температура—Целесообразная ксжцеитрацин суспензии—Классификация твердых частиц—Оптимальная температура
—Динамическое фильтрование
—Неодномерное фильтрование
—Вибрационное фильтрование
■ Фильтрование в электрическом поле
—Динамическое фильтрование
—Неодномерное фильтрование
—Вибрационное фильтрование
■ Фильтрование в электрическом поле
—Целесообразная ксжцеитрацин суспензии
—Классификация твердых частиц
—Оптимальная температура
—Целесообразная ксжцеитрацин суспензии
—Классификация твердых частиц
—Оптимальная температура
Оптимальная толщина осадка
卜—Автоматизация
р Реверсивное фильтрованиер Реверсивное фильтрованиек— Наибольшее допустимое давление
р Реверсивное фильтрование
р Реверсивное фильтрование
После получения суспензии
—Агрегация твердых частиц
—— Уменьшение толщины неподвижной пленки
—— Добавление вспомогательного вещества
Рис. 4.2. Возможные пути повышения производительности фильтров
Факторы, влияющие иа выбор фильтра
Периодического действия
.Непрерывного действия
иутч- фильт- ры
фильтр-прессы
листовые
барабанные
дисковые
ленточные
рамные
горизонталь-
с ВП
с НФП
Влияние свойств суспензий на выбор типа фильтра
и технологических условий
Т а б л и ц а 4.1
иые
Начальная объемная
концентрация суспензии, %:
до 0,5
1
2
2 1-2 3-4
» 1,0
》15
выше 15
2—3
4 4
1
2-3
1-2 *
2
1
Возможность полу
1—2
1
4
1
1-2
2—3
чения чистого фильтрата
3
3
4
Возможность про
4
2
3
мывки осадка
1
—
2
Возможность изготовления ИЗ КИСЛОТОСТОЙКОЙ стали
1
4
4
1
4
3
Скорость осаждения
Не
18
Не
1218
твердой фазы, мм/с
огра-
огра
ленно
18
12
厂ничена
Скорость образова- Ю
10
ничена 1
21
няя осадка, мм/мнн
огра
2,7
1
Скорость фильтрования, 104 м/с
400
400
0,08
ничена 1,7
400 400—
1,7
1,7
0,2
Ф7/Йр1летворнтельные： 4~и^н^°И"р°^
2 — хорошие； данного типа
применения растворителя для регенерации фильтрационных свойств фильтровальной перегородки и.пр.), и экономических факторов. Так как всесторонних рекомендаций для выбора типа фильтра, учитывающих все перечисленные аспекты, дать невоз- можно, при предварительном выборе типа фильтра можно ориентироваться на данные табл. 4.1, учитывающие только некоторые из основных свойств суспензии. Наряду с этим следует учитывать следующие факторы:
при удельном сопротивлении осадка г0 > 108 4- 1012 м-2 или скорости образования осадка менее 8-10-3 м/с при Ар = =8* 104 Па предпочтительно применение фильтров, работающих под давлением;
при большой мощности производства целесообразно применение фильтров непрерывного действия с организацией, если необходимо, двухступенчатой схемы разделения (предварительное сгущение — разделение или разделение — осветление фильтрата).
Большое влияние на качестве продуктов разделения, производительность и технологические особенности работы фильтров оказывают фильтровальные перегородки, которые должны обладать следующими свойствами: минимальным гидравлическим сопротивлением; достаточной механической прочностью и гибкостью; химической стойкостью к суспензии; задерживать твердые частицы суспензии; не набухать и не разрушаться при заданных условиях фильтрования; быть термоустойчивыми при фильтровании в области повышенных температур.
В качестве фильтровальных перегородок применяют хлопчатобумажные, шерстяные, полиамидные ткани, ткани из синтетических материалов, металлические перегородки. .
Сведения по предварительному выбору типа фильтра и фильтровальной перегородки приведены в специальной литературе [4.1, 4.2].
МЕТОДИКА РАСЧЕТА ФИЛЬТРОВ
Расчет фильтра включает технологический, энергетический и экономический расчеты, расчет и подбор вспомогательного оборудования (вакуум-насоса, ресивера, ловушки-конденсатора и др.). Методика расчета фильтра зависит от вида расчета: проектный или поверочный.
Основной задачей проектного расчета является определение поверхности фильтрования, необходимой для обеспечения заданной производительности, выбор фильтра и вспомогательного оборудования.
Основная задача поверочного расчета — определение производительности фильтра при заданных его размерах.
Технологический расчет
Технологический расчет включает материальный баланс процесса фильтрования и определение количеств материальных потоков, а также определение: 1) соотношения объемов осадка и фильтрата; 2) объема осадка на 1 м2 поверхности фильтра; 3) времени фильтрования; 4) скорости фильтрования; 5) площади поверхности фильтрования; 6) расхода промывной воды и времени промывки осадка.
Материальный баланс процесса фильтрования. Материальный баланс составляется для определения производительности фильтра по осадку, фильтрату или суспензии.
Уравнения материального баланса имеют следующий вид:
для всей системы
Сс=Сос + Сф；(4.1)
для твердой фазы
Gc%c == Goc%oc или GcXq Сос，(1 — оу).(4.2)
Массовая доля твердой фазы в суспензии или осадке при заданном соотношении жидкой и твердой фаз определяется ао формуле
龙=Ж： Т = (1 — %)/尤.((4.3)
Совместным решением уравнений (4.1) и (4.2) определяют количество влажного осадка и фильтрата.
Количество твердого вещества, содержащегося в суспензии:
仇=GCXC.
(4.4)
Количество жидкой фазы в суспензии:
Tz= Gc — GT.
Количество осадка:
(4.5)
Goc= Gcxc/xoc.
(4.6)
Количество твердой фазы в осадке:
G = GocXqc.
(4.7)
Количество жидкой фазы в осадке:
С* = Goc — GT.
(4.8)
Количество фильтрата:
Сф = Gc — Goc，
(4.9)
Полученные данные сводятся в таблицу ланса.
материального ба-
Для дальнейших расчетов необходимо определить: 1) объемную производительность фильтра по фильтрату
^ф —Сф/рф(4.Ю)
и по осадку
% =«11)
соотношение объемов осадка и фильтрата
〃 = Уос/Уф.(4.12)
Величину и можно определить также по формулам
ИЛИ
где а = рф/рт.где а = рф/рт.尤с [100а + (1 — а) цу] МОП。。-(◎ + %)「尤с [100а + (1 — а) цу] МОП。。-(◎ + %)「(4.14)(4.14)
где а = рф/рт.
где а = рф/рт.
尤с [100а + (1 — а) цу] МОП。。-(◎ + %)「
尤с [100а + (1 — а) цу] МОП。。-(◎ + %)「
(4.14)
(4.14)
Плотность влажного осадка:
(4.15)(4.15)100р"Фрос= 100рж + (рт - Рф) ®
(4.15)
(4.15)
Выбор толщины слоя осадка на фильтре зависит от типа аппарата, характера и удельного сопротивления осадка и способа его съема. Значения минимальной толщины слоя осадка для фильтров непрерывного действия приведены в табл. 4.2. Для аппаратов периодического действия рекомендуются следую- щие толщины слоя осадка: 1) нутч-фильтры вакуумные 6 = =100 4- 250 мм; 2) фильтр-прессы 6 = 30 + 45 мм.
Т а б л и ц а 4.2
Минимальная толщина слоя осадка 6 (в мм) для фильтров непрерывного действии
фильтр
Зернистый рассыпчатый СЛОЙ
Прочный, маловлажный
Непрочный влажный
Липкий слой
Барабаииый с наружной фильтрующей по-
8
5
8
10
верхиостью
Еарабаннн自 с вяутрен-
8
6
—
—
ней фильтрующей по-
верхностьтр Дисковый
10
8
10
8
12
Ленточный
6
4
Тарельчатый.
16
16
При расчете дисковых и барабанных вауум-фильтров задают частоту вращения; толщина слоя осадка является величиной определяемой. Табл. 4.2 служит для контроля расчета (минимальную толщину слоя осадка диктуют условия съема осадка —— нож, валики, смыв и т. д)
Если 尸=1 м?, то объем осадка
Uoc = F6 =1*6,(4.16)
а масса осадкаа масса осадкаG℃ = “ос = М℃・G℃ = “ос = М℃・(4.17)(4.17)
а масса осадка
а масса осадка
G℃ = “ос = М℃・
G℃ = “ос = М℃・
(4.17)
(4.17)
Промышленное фильтрование проводят чаще всего при постоянной скорости фильтрования или при постоянном давлении.
При Др = const основное уравнение фильтрования, определяющее скорость фильтрования, dVKp
下石"= %(R℃ + 以)⑷⑻
примет вид
户+ 2偌-零т0，
где Rnl(го^) =С — константа фильтрования, характеризующая гидравлическое сопротивление фильтрующей перегородки, 皿 ° …’’一
константа фильтрования, учитывающая режим ские свойства осадка и жидкости, м2/с.
М3/м2; 2Лр/(р,фГои)=
процесса и физико-химиче-
При m/Rn > 103 производительность выразится уравнением
фильтра по фильтрату
V= F
(4.20)
Из этого уравнения с достаточной степенью точности можно определить необходимую поверхность фильтрования
нлн время фильтрования при 戶=1 м?
(4.21)
хф = Нф^г0и/(2Ар). ■(4.22)
Для барабанных и дисковых вакуум-фильтров время фильтрования можно определить по формуле
Тф =恥/(6 叫(4.23)
Здесь (pi — угол погружения барабана (диска) л ——частота вращения барабана (дисков), об/мин.
Скорость фильтрования в конце процесса формуле
в суспензию, град;
определяется по
取кон = УДр/(2г0йТф).
(4.24)
Если известна константа фильтрования К, противление осадка г0 может быть найдено по уравнению
то удельное со-
2 Ap (1 — m&)~%сРф~
(4.25)'
где гн‘ 一 масса влажного осадка в расчете на 1 кг содержащегося в нем сухого вещества, кг/кг.
При отсутствии экспериментальных данных удельное сопротивление осадка можно определить по эмпирической формуле
Го = 0,69- 10s Др0-33.
(4.26)
Скорость промывки осадка 取口卩 определяется соотношением
Гпр = ГконНф/Нпр-
Длительность периода промывки:
(4-27)
ТпР = °/р/(Р"Р%р4(4.28)
Расход промывной воды:
G%P="G%c，(4-29)
ГДе 俏―УАзьнн 虫 расход воды на промывку осадка, кг воды/кг осадка. 42
Х Энергетический расчет
Энергетический расчет выполняется для определения затрат электроэнергии на приведение в движение вращающихся частей фильтра (барабана, дисков, ленты и др.), для создания вакуума и давления.
Рассмотрим определение мощности привода барабана (дисков) вакуум-фильтра. Мощность привода расходуется на преодоление моментов сопротивлений, которые возникают из-за неуравновешенности слоя осадка. Принимаем, что неуравновешенность создается за счет отсутствия осадка на 0,25 фильт-
(4.30)(4.30)рующей поверхности. Тогда
(4.30)
(4.30)
Afi =Girsin (а/2) g.
паде-паде-Здесь Gi ——масса неуравновешенного осадка, кг; г ——расстояние от центра тяжести неуравновешенной части барабана или диска, м; а ——угол сектора неуравновешенной части осадка, град; g——ускорение свободного
паде-
паде-
ния( м/с2.
После преобразования формула (4.30) принимает вид:
(4.31)(4.31)осад-осад-(4.32)(4.32)для барабанного фильтра
(4.31)
(4.31)
осад-
осад-
(4.32)
(4.32)
Mi =0,278/ dp 02g,
где /, D ——длина и диаметр фильтра, м; 6 ——толщина4 слоя влажного ка, м; р — плотность влажного осадка, кг/м3;
для дискового фильтра
Mi=0,0825ip6D2g,
где i — число дисков.
Момент сопротивления среза осадка для барабанного
фИЛЬТра；^^klbD.(4.33)
Здесь 〃 = 0,2 + 0,3 — коэффициент трения; k = 3 -104 4- 7 -103 — сопротивление среза осадка, Па; / — ширина ножа, м; D — диаметр барабана или диска, м.
Момент сопротивления от трения торца вала фильтра о распределительную головку:
Мз=(4-34)
где г—число распределительных гололок; /2 = 0,12 — коэффициент треиия головки о торец вала, Па; ро — рР ——давление прижима головки к торцу вала, Па; р = 60 000 ——удельное давление, Па; F = 0,06 — площадь трения торца вала (берется по чертежу), м2; гтр ~ радиус трения торца вала (бе-
рется по чертежу), м.
Формула для определения /\р，：
(4.35)
где di и dz ——наружный и внутренний диаметры вала фильтра (для пустотелого вала).
Момент сопротивления от трения в подшипниках вала фильтра:
乂4 = %%1Pdltg/2.(4.36)
Здесь /з п 0」一коэффициент трения в подшипниках вала; G^p = =100 000 -^-сила давления на подшипники вала от массы всего барабана (или дисков), вала и осадка; Н; d^ = 50 + 80 — диаметр цапфы вала (берется по чертежу), м.
Суммируем все моменты сопротивления:
2 М = М] + 心 + 必 + 此.(4.37)
Мощность привода барабана (дисков):
М= 1,15" £ M/(9550rj)(4.38)
где п — частота вращения вала фильтра, с'1; п 一 к. п. д. привода вала.
4.2,3・ Основные конструкции и параметры фильтров
Конструкции, принцип работы фильтров рассмотрены в [1—3; 6—8; 14; 15; 4.1; 4.2].
Барабанные вакуум-фильтры в соответствии с ГОСТ 5748—79Е изготавливаются с площадью поверхности фильтрования от 0,25 до 100 м2. Их маркируют следующим образом; Б — барабанный; О ——общего назначения; Т ——для труднофиль- трующихся суспензий; Г——герметизированный； Л— для легко- фильтрующихся суспензий; В ——для суспензий с волокнистой твердой фазой; сх ——со сходящим полотном； г ——гравитационный; б ——безъячейковый; Н ——с намывным слоем; У, К, Р, П —— исполнение фильтра по материалу: У — с деталями, соприкасающимися с обрабатываемым продуктом, из углеродистой стали; К ——из коррозионностойкой стали; Р ——с гумированными деталями; П ——с деталями из пластмассы; Ш ——с шатровой крышей; цифра непосредственно за буквами ——площадь поверхности фильтрования, м2; цифра после тире — диаметр барабана, м; последняя цифра — модификация. Например, БОУ 40-3-4.
Основные параметры барабанных фильтров приведены в [4.8), табл. 4.3 и ГОСТ 5748—79Е.
-Дисковые вакуум-фильтры изготавливают с площадью поверхности фильтрования от 0,3 до 250 м2. Они имеют следующее условное обозначение типоразмера: Д — дисковый； У, К — исполнение фильтра по материалу: У ——с деталями, соприкасающимися с обрабатываемо員 сред。济，из углеродистой стали или чугуна; К ——с деталями из кислотостойких сталей и неметаллических материалов. Первая цифра после букв — площадь поверхности фильтрования, м2; вторая — диаметр диска, м; третья — модификация. Например, ДК 9-1,8-2.
хдя 飞Hegedug eHogudu чьэонШоу^ 1
co
W*HL〉dG
-ЛО ун
U £*
沁
b<Ij '1 н】о и LBHR£
1яцаьк 9. нии-оа寸
WO状
eW(hо
о
2 1&
CO
Ю
w
<b + d% 1 о
s
g
CO 6
s
Jo
о Ю
V
9
IO
Ю
』s
Ю
Ю
z
CO
Muda 飞не913m9 1 нннэжК<5лои иолх | i
00 co
co
6 寸
寸 寸
Z S G
10 00
33—
z g a s奥e JGU ООО
■iin •маэьк oirJHh 1£
co
•ИМНЕНОЙХЧГИф HQ 12 9
-oHxdaaou ччге1по1гц
о
e. ban HF9pL
Основные параметры дисковых фильтров приведены в табл. 4.4, [4.8].
Т а б л и ц а 4.4
Основные параметры дисковых вакуум-фильтров
ФильтрФильтр・odbqlrg SHOOK•Xd38ou qeoy・odbqlrg SHOOK•Xd38ou qeoyПараметрыдискаПараметрыдиска=s，Q=s，Q•нз-ио&онхщоOUQHh•нз-ио&онхщоOUQHhЧастота враще-ния, с —Частота враще-ния, с —4edJ "кнн•aJKAdJOU TOJA4edJ "кнн•aJKAdJOU TOJA160 117 139160 117 139Распределение углов технологических зои на диске, град.Распределение углов технологических зои на диске, град.дддддддддддду ку ку ку ку ку к9-1,8929-1,818-1,8184 180018-1,827-1,827627-1,89-1,8929-1,818-1,8184 180018-1,827-1,827627-1,812120,0025-0,015 (0,0017-0,02)0,0025-0,015 (0,0017-0,02)ДУ 34-2,5344ДК 34-2,5ДК 51-2,5516ДУ 51-2,5ДУ 68-2,5688ДК 68-2,52500ДУ 34-2,5344ДК 34-2,5ДК 51-2,5516ДУ 51-2,5ДУ 68-2,5688ДК 68-2,5250035 3535 35166120 137166120 137
Фильтр
Фильтр
・odbqlrg SHOOK
•Xd38ou qeoy
・odbqlrg SHOOK
•Xd38ou qeoy
Параметрыдиска
Параметрыдиска
=s，Q
=s，Q
•нз-ио&онхщоOUQHh
•нз-ио&онхщоOUQHh
Частота враще-ния, с —
Частота враще-ния, с —
4edJ "кнн
•aJKAdJOU TOJA
4edJ "кнн
•aJKAdJOU TOJA
160 117 139
160 117 139
Распределение углов технологических зои на диске, град.
Распределение углов технологических зои на диске, град.
дддддд
дддддд
у ку ку к
у ку ку к
9-1,892
9-1,8
18-1,8184 1800
18-1,8
27-1,8276
27-1,8
9-1,892
9-1,8
18-1,8184 1800
18-1,8
27-1,8276
27-1,8
12
12
0,0025-0,015 (0,0017-0,02)
0,0025-0,015 (0,0017-0,02)
ДУ 34-2,5344
ДК 34-2,5
ДК 51-2,5516
ДУ 51-2,5
ДУ 68-2,5688
ДК 68-2,52500
ДУ 34-2,5344
ДК 34-2,5
ДК 51-2,5516
ДУ 51-2,5
ДУ 68-2,5688
ДК 68-2,52500
35 35
35 35
166120 137
166120 137
ДУ ЮО-2,5 10212ДУ ЮО-2,5 10212
ДУ ЮО-2,5 10212
ДУ ЮО-2,5 10212
0,0017-0,01(0,0017-0,02)
Расчет и подбор вспомогательного оборудования
Вспомогательное оборудование состоит из системы трубопроводов, ресиверов, ловушек, конденсаторов, вакуум-насосов и воздуходувок, насосов для подачи суспензии и откачки фильтрата.
Расчет насосов, воздуходувок и их подбор (см. гл. 3). Для выбора вакуум-насоса необходимо определить общий расход воздуха, который включает в себя:
полезный расход воздуха, просасываемого через слой осадка;
расход на вакуумирование ячеек в начале каждого цикла в ячейковых фильтрах;
подсосы воздуха из-за несовершенства уплотнений между соседними ячейками, растрескивания осадка и разрывов фильтровальной ткани, обнажения части поверхности зоны фильтрования при понижении уровня суспензии в корыте фильтра ниже допустимого, при отделении от фильтрующей поверхности части осадка в начале или в конце зоны просушки;
подсосы воздуха в элементах вакуумной установки.
Определение полезного расхода воздуха с учетом производительности вакуум-фильтра по фильтрату.
Полезный удельный расход воздуха ив. п определяется урав
(4.39)(4.39)нением
(4.39)
(4.39)
%・П = К]К2КзК4% 卩 ф/%・
Здесь Уф ——удельная производительность фильтра по фильтрату, полученному за время собственно фильтрования, м3/(м2-с); Ki ——коэффициент, выражающий отношение конечной скорости к средней скорости фильтрования (с достаточной точностью для расчетов принимают равным 0,5); К2—— коэффициент, учитывающий измеиеиие проницаемости осадка и расхода воздуха за период просушки; К3 — коэффициент, учитывающий изменение объема воздуха при его просасывании от середины слоя осадка до внутренней полости фильтра, находящейся под вакуумом; К4——коэффициент, выражающий отношение величины угла зоны просушки к йеличние угла зоны фильтрования (для ленточных вакуум-фильтров ——отношение длины зоны просушки к длине зоны фильтрования)； Цф,卩в — динамические коэффициенты вязкости фильтрата и воздуха.
Значения коэффициента К2 зависят от толщины слоя осадка и принимаются равными 驳2 = 0,5 при б = (4 ч- 12) • 10~3 м и К2 = 0,3 при 6 > 12-10-3 м.
Т а б л и ц а 4.5
Значения коэффициента Кз
Перепад давлений при 9,81 19,6 29,4 39,2 49,0 58,8 68,6 78,5 88,3 просушке：, кПа
Значение коэффициеи- 1,051,12 1,211,331,51,75 2,17 3,05,5
та Кз
Значения коэффициента Кз в зависимости от перепада давлений на фильтре принимаются по табл. 4.5 или рассчитываются по уравнению
Кз = (2%— 噌/[2 (% — %)]，(4・40)
где рб ——атмосферное давление, кПа; рс ——перепад давлений при просушке, кПа.
Значения коэффициента К4, зависящего от распределения зон фильтра, следует принимать по табл. 4.6.
Для вновь проектируемых фильтров значения К《определяются по уравнению
^4 ~ ^с/^ф'(4.41)
где фф——угол зоны фильтрования, град; (рс ——угол зоны просушки, град.
Определение расхода воздуха на вакуумирование ячеек.
Значения коэффициенту К《
Угол зоны,град.фильтрованияпросушкиУгол зоны,град.фильтрованияпросушкиТнп фильтраМаркаТнп фильтраМарка2 3 5 989 8 7ftn^-АЧ2 3 5 989 8 7ftn^-АЧ00000303000003034 5 Си 17田岀/89п^-п^-п^о^ LL4 5 Си 17田岀/89п^-п^-п^о^ LL4 3、君-64 3、君-6Барабаииые с на50К1, БОКЗ, БОК5120-125ружной фильтруюБОРЗ, БОР5107щей поверхностьюБОУ5124БОУ 10, БОУ20, БОК 10, БОК20132БОРЮ125БОР20123БОУ40120БЛК4095ДисковыеДУ и ДТ типовые91ДУ68, ДШ68, ДУ100, ДШ10091ДУ25091ДШ250100Барабаииые с на50К1, БОКЗ, БОК5120-125ружной фильтруюБОРЗ, БОР5107щей поверхностьюБОУ5124БОУ 10, БОУ20, БОК 10, БОК20132БОРЮ125БОР20123БОУ40120БЛК4095ДисковыеДУ и ДТ типовые91ДУ68, ДШ68, ДУ100, ДШ10091ДУ25091ДШ2501003 5 3 02 99 о О27 73 5 3 02 99 о О27 71^11631^1163
Угол зоны,
град.
фильтрования
просушки
Угол зоны,
град.
фильтрования
просушки
Тнп фильтраМарка
Тнп фильтраМарка
2 3 5 9
89 8 7ftn^-АЧ
2 3 5 9
89 8 7ftn^-АЧ
00000303
00000303
4 5 Си 17田岀/89п^-п^-п^о^ LL
4 5 Си 17田岀/89п^-п^-п^о^ LL
4 3、
君-6
4 3、
君-6
Барабаииые с на
50К1, БОКЗ, БОК5
120-125
ружной фильтрую
БОРЗ, БОР5
107
щей поверхностью
БОУ5
124
БОУ 10, БОУ20, БОК 10, БОК20
132
БОРЮ
125
БОР20
123
БОУ40
120
БЛК40
95
Дисковые
ДУ и ДТ типовые
91
ДУ68, ДШ68, ДУ100, ДШ100
91
ДУ250
91
ДШ250
100
Барабаииые с на
50К1, БОКЗ, БОК5
120-125
ружной фильтрую
БОРЗ, БОР5
107
щей поверхностью
БОУ5
124
БОУ 10, БОУ20, БОК 10, БОК20
132
БОРЮ
125
БОР20
123
БОУ40
120
БЛК40
95
Дисковые
ДУ и ДТ типовые
91
ДУ68, ДШ68, ДУ100, ДШ100
91
ДУ250
91
ДШ250
100
3 5 3 02 9
9 о О27 7
3 5 3 02 9
9 о О27 7
1^1163
1^1163
Удельный расход воздуха на вакуумирование ячеек иц. в опре-' деляется по уравнению
%.B =%叫/仇一р)…(4.42)：
где Vn ——удельный объем полости ячеек фильтра, м3/м2; п ——частота вра^м щеиия фильтра, с^1.
У ленточных фильтров объем полости, вакуумированный . в начале цикла, незначителен и при определении расхода Bg*,； духа не учитывается.二
Определение дополнительного расхода воздуха за счет его подсосов на фильтре и в системе.
В зависимости от свойств образующегося осадка расход просасываемого в зоне просушки воздуха изменяется в широких- пределах. В случае просушки растрескивающегося осадка рас-.д ходы могут возрастать особенно значительно в связи с тем, чтоф сопротивление движению воздуха в местах образования трещинН оказывает лишь влажная фильтровальная перегородка с не・： большим количеством осадка на ее поверхности.。:
По степени растрескивания осадки можно условно подраз- >1 делить на три группы: 1) умеренно растрескивающийся осадок с относительной площадью трещин Ктр = 0,05 (к общей площади осадка); 2) значительно растрескивающийся осадок с относительной площадью трещии Ктр = 0,1; 3) сильно растрески- у вающийся осадок с Ктр = 0,25.
Удельный расход воздуха при растрескивающемся осадке vB. тР (в м3/(м2-с)) определяется по уравнению
&В. Тр = (1 — Ктр) Ов. П + 5%. пКтр,(4.43)
где 5 — пятикратный расход через площадь трещии.н
Другим источником потерь являются прорывы в фильтровальной ткани. В этом случае
%.p = ((М+0,2)%.m(4.44)
Подсосы воздуха через неплотности в элементах фильтра и- воздухопровода следует принимать в расчет, вводя дополнительный расход ив.ф — 0,002 м3/(м2-с) для фильтра и 齿口 = =0,001 мь3/(м2-с) для системы.
Определение общего удельного расхода воздуха.
Общий удельный расход воздуха (в м3/(м2-с)):
Ов. о = &в. п + &в. в + %, тр + %, р + %, ф + %л・(4.45)
Для ориентировочных расчетов удельная производительность вакуум-насоса (при разрежении на насосе) определяется из соотношения
Vb. (1,15^-1,25) ив. о> (4.46)
где 1,1^ —г коэффициент увеличения расхода воздуха при перепаде давления до 49 кПа; 1,25 ——коэффициент увеличения расхода воздуха при перепаде давлений более 49 кПа.
Ориентировочные нормы расхода воздуха в зависимости от производительности вакуум-фильтра по сухому веществу для нерастрескицающихся осадков и при работе фильтра без промывки осадка приведены в табл. 4.7.
、 ， Таблица 4.7
Нормы расхода аоздуха (в м3/(м2 - с)) для вакуум-фильтров различных типов
Хип фильтра
Производительность фильтра по сухому осадку, кг/(м2-ч)
до 200j200 - 800| бодее 800
Барабанный' с наружной фильтрующей поверхностью Дисковый
Барабаииый с виутрерией фильтрующей поверхностью Леиточиый Карусельный
0,005-0,0130,013-0,0250,025—0,05
0,008-0/)170,017-0,0250,025—0,041
0,008-0,0170,017-0,0280,028-0,041
—'0,017—0,0330,033—0,083
—0,017—0,0330,033—0,05
Примечания: I. Растрескивание осадка повышает расход воздуха в 1；2 —1,8 раза.
2. При промывке осадка на фильтре расход воздуха снижается в 1,2—1,3 раза.
3. Расходы воздуха указаны при степени разрежения иа вакуум-насосе 70 % от барометрического давления.
Нормы расхода сжатого воздуха для вакуум-фильтров на отдувку осадка и регенерацию ткани приведены в табл. 4.8.
При выборе нормы расхода для определения производительности воздуходувки следует принимать большие значения для
Диаметр ресивера:Диаметр ресивера:D = "4气阿.(4.49)D = "4气阿.(4.49)
Диаметр ресивера:
Диаметр ресивера:
D = "4气阿.(4.49)
D = "4气阿.(4.49)
Нормы расхода сжатого воздуха (в м3/(м2 • с)) для вакуум-фильтров на отдувку осадка и регенерацию фильтровальной ткаии
Тип фильтра
Обычная отдувка
Импульсная отдувка
Барабанный с наружной
0,003-0,007
0,001—0,003
фильтрующей поверхностью Барабанный с внутренней
0,008—0,017
0,005-0,008
фильтрующей поверхностью Дисковый
0,007—0,013
0,003—0,007
неплотных фильтровальных тканей, меньшие значения — в случае применения плотных тканей. Большие значения следуетг, также принимать при фильтровании через сетки. • •г，с
Выбор и расчет ресиверов. Ресивер (рис. 4.3) предназначен к для разделения воздушножидкостной среды, поступающей nQ}Jj общему трубопроводу из фильтра. Ресивер разделен по ходу；「 потока вертикальной перегородкой, не доходящей До дна, на^； две неравные зоны: разделяющую 4 и очищающую 3. Отноше-Н ние площадей поперечного сечения разделяющей и очищающей зон 1:4.
Выбор размера ресивера проводится по максимальному рас
ходу паровоздушной среды, проходящей через очищающую зону. При этом допустимая скорость воздуха в очищающей зон%： принимается до 1 м/с для холодного и до 3 м/с горячего воз
духа и пара. Допустимая скорость воздуха wB в проходе между пере^- городкой и уровнем' жидкости при〕 нимается до 1,5 м/с и до 5 м/с длят горячего воздуха и пара."
Площадь поперечного сечен ия_^ очищающей зоны:
Роч ^в. о/^в*(4.47，
Площадь поперечного сечения ресивера:
尸=1,25 尸 о%(4.48)
Рис. 4.3. Схема устройства ресивера:
/ — проход между перегородкой и уровнем жидко сти; 2 — объем фильтрата, получаемого за 30 — 60 с;
<? —очищающая зона; 4 — разделяющая Зона
Размеры ресиверов, выпускаемых заводами химического машиностроения
Объем, м3
Диаметр, м
Высота перегородки,
0,4
0,7
0,55
0,9
0,65
1,6
1
0,9
2,5
1,2
0,9
1,4
1,1
В соответствии с найденным диаметром ресивера по табл. 4.9 выбирают ресивер ближайшего большего объема.
Ловушка предназначена для задержания капельной влаги, увлекаемой воздухом, просасываемым по трубопроводу, предохранения вакуум-насосов от попадания агрессивных жидкостей и исключения возможности гидравлического удара, а для насосов сухого типа — от попадания в них любой влаги. Методы расчета ловушек аналогичны методам расчета ресиверов. При этом ловушка берется ближайшего меньшего размера по сравнению с выбранным ресивером или такого же, если к фильтру или группе фильтров устанавливаются по два ресивера.
Типовая комплектация барабанных и дисковых вакуум-фильтров вспомогательным оборудованием указана в табл. 4.10, техническая характеристика вакуум-насосов — в табл. 4.11, техническая характеристика воздуходувок — в табл. 4,12.
Т а б л и ц а 4.10
Типовая комплектации барабанных и дисковых вакуум-фильтров
Тип фильтра
Поверхность фильтра, м2
Объем ресивера, м3
Объем ловушки, м3
Производительность вакуум-насоса, м3/мии
Производительность воздуходувки, м3/мин
5)5 5 3 4 и 1 и ОО Ло с
6
L3 6 2 5 о
12 5
6 д 4
266аа555112 2 2
612252550505000
334 ДА^-Ъ> «34 6 6 5 5, n^n^l 1 LLO^O^
<4 石 Л FFF5 aallc<r4 o^il-l-0^0^4 4
102040
918273451688000
Барабанный с НФП
Дисковый
Т а б л и ц а 4.11Т а б л и ц а 4.11МаркаПроизводительность, м3/минПотребляемая мощность, кВтМаркаПроизводительность, мЗ/мииПотребляемая мощность, кВтВВН-1,51,53：36ДВВН-150150250ВВН-33,25,6ВВН-300300600ВВН-6613РВН-6613ВВН-121220,4РВН-252555ВВН-25ВВН-50255050 НОРВН-505075МаркаПроизводительность, м3/минПотребляемая мощность, кВтМаркаПроизводительность, мЗ/мииПотребляемая мощность, кВтВВН-1,51,53：36ДВВН-150150250ВВН-33,25,6ВВН-300300600ВВН-6613РВН-6613ВВН-121220,4РВН-252555ВВН-25ВВН-50255050 НОРВН-505075Техническая характеристика аакуум-иасо совТехническая характеристика аакуум-иасо совТ а б л и ц а 4.12Т а б л и ц а 4.12МаркаQ, мз/сР，Па-—■ I сЭлектродвигательТИПМ кВт"двТВ-25",10,83310 00048,3АО2-71*2220,88ТВ-42-1,41,040 00048,3АО2-82-255—ТВ-50-1,660 00049,3АО2-92-2100—ТВ-80-1,21,6720 00048,3АО2-82-255—ТВ-ИОО-1,121,6712 00048,3АО2-81-240—ТВ-150-1Д22,5012 00048,3АО2-82-255—ТВ-200-1,123,3312 00048,3АО2-91-2750,89ТВ-250-1,124,1612 00049,3АО2-92-21000,91ТВ-350-1,065,866 00048,3АО2-82-255、—ТВ-450-1,087,58 00049,5 .АО2-92-21250,94МаркаQ, мз/сР，Па-—■ I сЭлектродвигательТИПМ кВт"двТВ-25",10,83310 00048,3АО2-71*2220,88ТВ-42-1,41,040 00048,3АО2-82-255—ТВ-50-1,660 00049,3АО2-92-2100—ТВ-80-1,21,6720 00048,3АО2-82-255—ТВ-ИОО-1,121,6712 00048,3АО2-81-240—ТВ-150-1Д22,5012 00048,3АО2-82-255—ТВ-200-1,123,3312 00048,3АО2-91-2750,89ТВ-250-1,124,1612 00049,3АО2-92-21000,91ТВ-350-1,065,866 00048,3АО2-82-255、—ТВ-450-1,087,58 00049,5 .АО2-92-21250,94Технические характеристики воздуходувокТехнические характеристики воздуходувок4.3. ПРИМЕР РАСЧЕТА БАРАБАННОГО ВАКУУМ-ФИЛЬТРА4.3. ПРИМЕР РАСЧЕТА БАРАБАННОГО ВАКУУМ-ФИЛЬТРА
Т а б л и ц а 4.11
Т а б л и ц а 4.11
Марка
Производительность, м3/мин
Потребляемая мощность, кВт
Марка
Производительность, мЗ/мии
Потребляемая мощность, кВт
ВВН-1,5
1,5
3：36
ДВВН-150
150
250
ВВН-3
3,2
5,6
ВВН-300
300
600
ВВН-6
6
13
РВН-6
6
13
ВВН-12
12
20,4
РВН-25
25
55
ВВН-25
ВВН-50
25
50
50 НО
РВН-50
50
75
Марка
Производительность, м3/мин
Потребляемая мощность, кВт
Марка
Производительность, мЗ/мии
Потребляемая мощность, кВт
ВВН-1,5
1,5
3：36
ДВВН-150
150
250
ВВН-3
3,2
5,6
ВВН-300
300
600
ВВН-6
6
13
РВН-6
6
13
ВВН-12
12
20,4
РВН-25
25
55
ВВН-25
ВВН-50
25
50
50 НО
РВН-50
50
75
Техническая характеристика аакуум-иасо сов
Техническая характеристика аакуум-иасо сов
Т а б л и ц а 4.12
Т а б л и ц а 4.12
Марка
Q, мз/с
Р，Па
-—■ I с
Электродвигатель
ТИП
М кВт
"дв
ТВ-25",1
0,833
10 000
48,3
АО2-71*2
22
0,88
ТВ-42-1,4
1,0
40 000
48,3
АО2-82-2
55
—
ТВ-50-1,6
60 000
49,3
АО2-92-2
100
—
ТВ-80-1,2
1,67
20 000
48,3
АО2-82-2
55
—
ТВ-ИОО-1,12
1,67
12 000
48,3
АО2-81-2
40
—
ТВ-150-1Д2
2,50
12 000
48,3
АО2-82-2
55
—
ТВ-200-1,12
3,33
12 000
48,3
АО2-91-2
75
0,89
ТВ-250-1,12
4,16
12 000
49,3
АО2-92-2
100
0,91
ТВ-350-1,06
5,86
6 000
48,3
АО2-82-2
55
、—
ТВ-450-1,08
7,5
8 000
49,5 .
АО2-92-2
125
0,94
Марка
Q, мз/с
Р，Па
-—■ I с
Электродвигатель
ТИП
М кВт
"дв
ТВ-25",1
0,833
10 000
48,3
АО2-71*2
22
0,88
ТВ-42-1,4
1,0
40 000
48,3
АО2-82-2
55
—
ТВ-50-1,6
60 000
49,3
АО2-92-2
100
—
ТВ-80-1,2
1,67
20 000
48,3
АО2-82-2
55
—
ТВ-ИОО-1,12
1,67
12 000
48,3
АО2-81-2
40
—
ТВ-150-1Д2
2,50
12 000
48,3
АО2-82-2
55
—
ТВ-200-1,12
3,33
12 000
48,3
АО2-91-2
75
0,89
ТВ-250-1,12
4,16
12 000
49,3
АО2-92-2
100
0,91
ТВ-350-1,06
5,86
6 000
48,3
АО2-82-2
55
、—
ТВ-450-1,08
7,5
8 000
49,5 .
АО2-92-2
125
0,94
Технические характеристики воздуходувок
Технические характеристики воздуходувок
4.3. ПРИМЕР РАСЧЕТА БАРАБАННОГО ВАКУУМ-ФИЛЬТРА
4.3. ПРИМЕР РАСЧЕТА БАРАБАННОГО ВАКУУМ-ФИЛЬТРА
Технологическая установка. Схема установки с вращающимси барабанным вакуум-фильтром показана на рис. 4.4.
Суспензия поступает в сборник /2, откуда подается центробежным насосом 13 в корыто вакуум-фильтра 2. Здесь суспензия разделяется на осадок, поступающий на дальнейшую переработку, и фильтрат, отводимый в сепаратор 9. Промывная вода, поступающая на промывку осадка нз сборника /, смешивается внутри барабана вакуум-фильтра с основным потокрм фильтрата. Основной и промывной фильтрат из сепаратора поступает в сборник фильтрата 10, откуда центробежным насосом // подается на переработку.
Воздух из сепаратора отсасывается вакуум-насосом 6, перед которым устаиавливаетси ловушка 7 для отделения от воздуха” мелких брызг (ловушка устанавливается перед сухимн вакуум-насосами, а при агрессивном фильтрате при значительном содержании в нем абразивной твердой фазы ловушки можно устанавливать перед мокрыми вакуум-насосамн). Воздух для отдувкн осадка и регенерации тканн подается воздуходувкой 4, перед которой устанавливается ресивер-водоотделителк 5 для отделения воды и 52 .
масла и выравнивания давления воздуха. Жидкая фаза из ловушки уда- лиется по барометрической трубе в сборник-гидрозатор 8.
Установка автоматизирована. Схема КИП и А должна обеспечить необходимую производительность установки, обеспечив при этом качественную промывку осадка и его минимальную влажность.
Автоматически регулируются наиболее важные параметры и потоки: 1) уровень суспензии в корытах вакуум-фильтров; 2) давление воздуха, поступающего на продувку фильтровальной тканн; 3) уровень промывной воды в напорном баке; 4) расход воды на промывку осадка; 5) разрежение в вакуумной лнннн.
Понижение уровня суспензии в корыте вакуум-фильтров приводит к уменьшению производительности н вакуума в вакуумной линии. При новы- шенни уровня часть суспензнн переливается в сборник /2, откуда затем она снова должна быть возвращена на фильтрование. Это обусловливает измельчение кристаллов осадка, в результате чего уменьшается производительность фильтра и повышается влажность осадка. Для стабилизации уровня на линии подачи суспензии устанавливают дроссельную заслонку, степень открытия которой регулируется по сигналу регулятора уровня.
Необходимость стабилизации давлении воздуха, поступающего иа продувку, объясняется тем, что недостаточное давление приводит к уменьшению производительности фильтра из-за плохой продувки фильтровальной ткани, а избыточное давление часто нежелательно при фильтровании суспензий, содержащих легкоиспаряющиеся вещества. Так, например, при фильтровании бнкарбоиатной суспензнн содового производства избыточное Давление воздуха приводит к выдуванию аммиака из фильтровой жидкости.
Стабилизация уровня промывной воды в напорном баке и регулирование ее расхода устраняет разбавление фильтрата, потери осадка при увеличении подачи промывной воды, обеспечивает необходимый уровень качества чистоты осадка.
Дли создания более глубокого вакуума необходимо открыть полностью заслонку перед вакуум-насосом нли включить дополнительно вакуум-насос.
Схемой автоматизации предусмотрена стабилизация уровней жидкости в сборниках.
В процессе фильтровании контролируются расходы, давления, температуры технологических потоков при помощи КИП.
Расчет барабанного вакуум-фильтра. Рассчитать и подобрать по каталогу барабанный вакуум-фильтр с наружной фильтрующей Поверхностью Для фильтрования суспензнн асбестового шлама прн следующих условиях.
L Производительность фильтра по осадку Goc — 2,78 кг/с,
Влажность осадка 山=40 % (по массе).
Содержание твердой фазы в суспензии х — 20 % (по массе).
Перепад давления прн фильтровании н промывке ДР = 80 кПа.
Удельное сопротивление осадка г = 5-1010 Па-с/м2.'
Сопротивление фильтрующей перегородки 火口 = 1 • 10е Па-с/м.
Динамический коэффициент вязкости фильтрата Цф == 0,9 -10-3 Па-с. 、
Плотность твердой фазы рт = 2500 кг/м3.
Плотность жидкой фазы рф = 1000 кг/м3.
Динамический коэффициент вязкости промывной жидкости (воды) прн температуре 20℃ цпр = 1 ■ 10-3 Па-с.
Удельный расход промывной жидкости m = 3,6 кг/кг осадка.
Угол зоны фильтрования(₽ф = 135°.
Частота вращения барабана п = 0,5 об/мин.
Производительность фильтра по суспензии определяем по формуле (4.2)：
Gc 胃 2,78 (1 一 0,4)/0,2 = 8,34 кг/с.
Содержание твердого вегЦества в суспензии:
GT -==\8,34 ■ 0,2 = 1,668 кг/с.
)53
£
g с
Обозначение
Наименование
Примечание
J
Сборник промывной воды
2
Вакуум-филыр барабанный
3
Конвейер скребковый
4
Компрессор
5
Ресивер—водоотделитель
б
Вакуум-насос
7
Ловушка
8
/
Сборник - гидрозатвор
9
Сепаратор
10
Сборник фильтрата
〃
Насос центробежный
12
Сборник суспензии
13
Насос центробежный
Условное обозначение
Наименование среды в трубопроводе
Буквенное
Графическое
1,6
Вода промывная
1.0
Вода отработанная
3.1
Воздух атмосферный
3.5
Воздух сжатый
3.8
Вакуум
3.0
Воздух отработанный
9.2
Фильтрат
9.4
Водная суспензия
0.7
Влажный продукт
Установка фильтровальная
Технологическая схема с КИП и А
Лит
Мас.са
Масшт.
Изм.
Лист
№ докум.
.Подпись
Дата
Раэрзб.
Пров-
Лист |Листов
Н. КОНТ.
Иэм. Лист № докум. Подпись Дата
Рис. 4.4. Фильтровальная установка. Технологическая схема с КИП и А
Наименование
g
Проход условный
Давление условное Ру, МПа
Л
Подача суспензии
1
150
0,105
5
Отвод фильтрата
2
125
0,02
В
Отвод промывной жидкости
2
125
0,02
Г
Слив из корыта
2
150
0,1
Д
Подача промывной жидкости
5
25
0,105
Ж
Под*ча сжатого воздуха
4
60
0,14
И
Перелив суспензии
1.
100
0,1
Таблица назначения штуцеров
S8m
hewdg
•ИОЕ
Наименование
Примечание
Сборочные единицы
Устройство промывное1
Привод барабана
Головка расзфеделительн. 2
Нож съемный
Корыто
8
Мешалка
Изм.
Лису
Пров.~
Н. кант.
里 докум.
Подпись
Дата
Вакуум-фильтр барабанныйБОУ - 20 - 2>6
Лит
Масса
Масшт.
1:25
Лист
Листов
Рис. 4.5. Барабанный вакуум-фильтр. Чертеж общего вида.
Техническая характеристика фильтра:
L Площадь поверхности фильтрования — 20 мг.
Вакуум при фильтровании — 80 кПа.
Давление сжатого воздуха в ячейках при отдувке —0,14 МПа.
Частота вращения барабана — 0,5 об/мнн.
Материал — сталь углеродистая.'
Масса— 12 955 кг
Содержание жидкой фазы в суспензии:
бж — 8,34 — 1,668 = 6,672 кг/с.
Производительность фильтра по фильтрату: бф = 8,34 — 2,78 = 5,56 кг/с.
Содержание жидкой фазы в осадке:*
■Ож = 2,78 - 1,668= 1,112 кг/с.
Составляем таблицу материального баланса 4.13.
:Т а б л и ц а 4.13
Материальный баланс процесса фильтрования
Приход, кг/с
Расход, кг/с
с
суспензией8,34
1. С осадком2,78
в
том числе:-
В том числе： ' '
твердая фаза1,668
твердая фаза1,668
жидкая фаза6,672
жидкая фаза1,112
2. С фильтратом5,56
Всего&34
Всего8,34
Плотность осадка (формула (4.15)):
100 -2500 -10001ССОК , з
県一 100 • 1000 + (2500 — 1000) - 0,4'，
Плотность суспензии определяем по формуле (2.6):
рс = 1/[0,4/2500+ (1 -
0,4)/1000] = 1136,4 кг/м3.1
Объем осадка:
Voc = 2,78/1562,5 = 0,0018 м3/с,叮
Объем фильтрата:,
К巾= 5,56/1136,4 = 0,0049 м3/с.1
Соотношение объемов осадка и фильтрата：
« = 0,0018/0,0049 = 0,37.
Длительность периода фильтрования:
% = 135/(6・0,5) = 45 с.I
Производительность фильтра по фильтрату за один оборот:
V = V^/n = 0,0Q49/0,0083 == 0,6 м3 фильтрата/об.
Так как 厂/Rn > 1°з, необходимую площадь поверхности фильтрования определяем по формуле (4.20):
0,6 =尸 V2 ■ 80 000 - 45/(5 • 109 • 0(37); 尸=30,4 м2.
В соответствии с [4.8] принимаем к установке, исходя из производственных условий, барабанный вакуум-фильтр марки БОУ 20-2,6 (рис. 4.5)
Рнс. 4.6. Схема распределения технологических зон на поверхности барабана
(2 шт.) со следующей характеристикой: площадь поверхности фильтрования 20 м2; диаметр барабана 2,6 м; дли^а барабана 2,7 м; угол погружения барабана в суспензию 149°; угол зоны фильтрования <рф = 132*; угол зоны предварительной сушки осадка ФС1 = 59,5°； угол зоны промырки и окончательной сушки осадка Фпр + ФСа = Ю3°; угол зоны отдувки перед снятием осадка ф0 = 20°; угол зоны регенерации q)p = 20°; мертвые зоны <рм)= 2°, 屮м2 = 5°, фМз = 13,5°,屮м,= 12,5°; число ячеек барабана 24.
Схема расположения технологических зон иа поверхности барабана показана иа рис. 4.6.
Толщина слоя осадка определяется из соотношения
6 = Рос/(尸几)=0,0009/(20 • 0,0083) = 0,0054 м.
W %с = 0,0018/2 = 0,0009 м3/с,— объем осадка одного фильтра;尸= =20 м2 — площадь поверхности фильтрования; п — 0,0083 с*1 — частота вращения барабана.
Скорость фильтрования определяется по формуле (4.25):
呼кон = «80 000/(2 • 5 • 1010 • 0,37 • 45)= 2,2 • 10 4 м^ фильтрата/(м2 фильтра • с).
Скорость промывки осадка (формула (4.27)):
犷пр = 2,2*10 4 • 0,9 • 10 3/(1 • 10 3) — 1,98 • 10~4 м3 воды/(м2 фильтра ■ с).
Расход промывной воды:
Gnp = 3,6 • 2,78 = 10 кг/с.
ГЛАВА 5
ТЕЛЛООБМВННЫЕ АППАРАТЫ
ОСНОВНЫЕ УСЛОВНЫЕ ОБОЗНАЧЕНИЯ
тепловая нагрузка, Вт;
удельная массовая теплоемкость, Дж/(кг-К);
т~ д- G- г —F- К — а - % - 6 一 6 —т~ д- G- г —F- К — а - % - 6 一 6 —температура, ℃;
т~ д- G- г —
F- К — а - % - 6 一 6 —
т~ д- G- г —
F- К — а - % - 6 一 6 —
температура, К；
удельная тепловая нагрузка, Вт/м2;
массовый расход теплоносителя, кг/с;
удельная массовая теплота конденсации^ Дж/кг;
площадь поверхности теплопередачи, м2;
коэффициент теплопередачи, Вт/(м2-К);
коэффициент теплоотдачи, Вт/(м2-К);
термическое сопротивление слоя загрязнений, м2 К/Вт;
коэффициент объемного расширения, К~4;*
толщина стенки, м;
динамический коэффициент вязкости, Па-с;
р — плотность, кг/м3;
Е — коэффициент местного сопротивления;
&— ускорение свободного падения, м/с2；
Р — диаметр кожуха теплообменника, м;
d— внутренний диаметр теплообменных труб, м;
% — эквивалентный диаметр, м;
L — длина теплообменных труб, м;
л — число труб, шт.;
I — определяющий размер в критериях подобия;
R — давление, Па;■
Ар — гидравлическое сопротивление, Па;
S — площадь поперечного сечения потока, м2;
図—скорость движения теплоносителя, м/с;о
z — число ходов в теплообменниках；х
А—— коэффициент трения; теплопроводность, Вт/(м-К);
ст — поверхностное натяжение, Н/м;
V — кинематический коэффициент вязкости, м2/с;
Re — ш^эр/ц критерий Рейнольдса;
Nu = а//Л — критерий Нуссельта;
Рг == цс/Л — критерий Прандтля;
Gr =言5~ р А/ — критерий Грасгофа.
Индексы: 1——теплоноситель с большей средней температурой (горячий теплоноситель); 2 — теплоноситель с меньшей средней температурой (холодный теплоноситель); н——начальное значение параметра; к ——конечное значение параметра; ст ~ стенка; тр — трубное пространство; мтр ~ межтрубное пространство.
ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ
Теплообменными называют аппараты, предназначенные для передачи теплоты от более нагретого теплоносителя к менее нагретому.
Известны три основных вида переноса теплоты： теплопроводность, конвекция и лучеиспускание. Теплообмен всех этих видов может происходить одновременно, но при анализе процессов теплопередачи каждый из них целесообразно рассматривать в отдельности.
Теплообмен применяется для осуществления различных технологических процессов: нагревания, охлаждения, конденсации, испарения и т. д.
Теплообменные аппараты классифицируются по различным признакам： назначению, компоновке, роду рабочих сред, способу передачи теплоты и др. Наиболее распространена классификация теплообменников по способу передачи теплоты, согласно которому они подразделяются на следующие типы:
. ' Т а б л и ц а 5.1
Ориентировочные условии работы теплообменных аппаратов
ттннLZO6 -^ LC4T 6 6 а—гLZO6 -^ LC4T 6 6 а—гЛо • > и 6а巨 о» 11 ктЛо • > и 6а巨 о» 11 ктКожухо- трубчатыеКожухо- трубчатыеттпп5:4Ади <^г5:4Ади <^г+ ++ +ооГазы при низ-ких давлениях,чистыеЖидкость,：газ, пар, Жидкости, кон-загрязнен- децсирующиесяныепарыКоррозион-ные, высо- Загрязненныекого давле- жидкости ниия и тем- газы пературы Газы при низ-ких давлениях,чистыеЖидкость,：газ, пар, Жидкости, кон-загрязнен- децсирующиесяныепарыКоррозион-ные, высо- Загрязненныекого давле- жидкости ниия и тем- газы пературы От —30 до +350От —30 до +350Чистые жидкости, кипящие жидкостиЧистые жидкости, кипящие жидкости氏4 Ад ут氏4 Ад ут5 4of 6,ДА5 4of 6,ДАОт —30 до+350От —30 до+350
т
т
н
н
LZO
6 -^ LC4T 6 6 а—г
LZO
6 -^ LC4T 6 6 а—г
Ло • > и 6
а
巨 о» 11 к
т
Ло • > и 6
а
巨 о» 11 к
т
Кожухо- трубчатые
Кожухо- трубчатые
т
т
п
п
5:4
Ади <^г
5:4
Ади <^г
+ +
+ +
о
о
Газы при низ-
ких давлениях,
чистые
Жидкость,：
газ, пар, Жидкости, кон-
загрязнен- децсирующиеся
ныепары
Коррозион-
ные, высо- Загрязненные
кого давле- жидкости н
иия и тем- газы пературы
Газы при низ-
ких давлениях,
чистые
Жидкость,：
газ, пар, Жидкости, кон-
загрязнен- децсирующиеся
ныепары
Коррозион-
ные, высо- Загрязненные
кого давле- жидкости н
иия и тем- газы пературы
От —30 до +350
От —30 до +350
Чистые жидкости, кипящие жидкости
Чистые жидкости, кипящие жидкости
氏4 Ад у
т
氏4 Ад у
т
5 4of 6,ДА
5 4of 6,ДА
От —30 до+350
От —30 до+350
Вид и тип аппарата
Условное давление, МПа
Допустимая температура, ℃
Рабочая среда, теплоноситель
в трубном пространстве
в меж- трубиом пространстве
в трубном пространстве
в межтрубном пространстве
СпиральныйДо1,0От—20доЧистые жидкости и конден-
+200сирующиеся пары
ПластинчатыйДо1,0От+20доЖидкости с твердым осад-
+ 140ком, растворы солей, ще
Воздушного охлажденияВоздушного охлаждениялочей, кислоты
Воздушного охлаждения
Воздушного охлаждения
0,6; 2,5; 6,4 От —40 до Загрязнен- Атмосферный +475 ные жнд- воздух
костн, конденсирующиеся пары
••WBHHemo99d.i vsmHOH^mHOOQ ©OHhHloEhIAxv iwBHHEmo9adi
-ol-o OS—堂 О gfo 咆寸—I
寸—г01—goa—9og—0809—g寸0al—06
g
os—geos—ge08198
0081—009009—00809—01SIS918all寸gl—寸91—Z0寸—810 寸—81
vsnHOHVm^-ooo丨*+》
xxxx
+ +
1 X
Illi
+ +
x +
+十+ +
1 1
x +
"кхпатлклооо ZJBHHdu QTIHYgElш.vxxaTVSS^C
+ + + + + + J.①Ag
・9dJ.9H + nI + I+ + +X + +X + II I +
HsBd99d°«з^ожкчои«зкклиосал^а•яч ягяёле-^+ ①HqIT①IHUOdo+ ①ZHMiAdJOUX ^зк«^^^^«ю— ①OUOXOJOHX ①оиохон口о
:①H9Ad-OXA关 0上
=ч g 5 3
O X X e 1
g我
纪兔 O x rtS
! T E
У ноя E( О Q О.
|iplp
^1
ttoBXH мзх^х^пл^"O.LBdBUUBXFIHHagoouuo.LBXH.LQHdo.LXBdBXKBHquo.LHHHBd0
2
6
■g вян if 9 BH
поверхностные, в которых оба теплоносителя разделены поверхностью теплообмена различной конфигурации;
регенеративные, в которых процесс передачи теплоты от горячего теплоносителя к холодному происходит с помощью теплоаккумулирующей массы, называемой насадкой;
смесительные, в которых теплообмен происходит при непосредственном соприкосновении теплоносителей.
К поверхностным теплообменникам относятся: трубчатые (кожухотрубные, типа «труба в трубе», оросительные, погружные) ;пластинчатые, спиральные, аппараты с рубашками, с оребренной поверхностью теплообмена.
При выборе типа и конструкции теплообменника учитываются следующие факторы:
— назначение аппарата и протекающие в нем процессы;
—удельная теплопроизводительность аппарата (количество теплоты, передаваемой в единицу времени через единицу поверхности теплообмена Нрн заданном тепловом режиме);
—гидравлическое сопротивление;
——химическая агрессивность теплоносителей к конструкционному материалу;
—— степень загрязненности теплоносителей н характер отложений;
—термодинамические параметры (температура, давление, объемы и агрегатное состояние теплоносителей);
—физико-хдмические свойства;
—— температурные напряжения, возникающие при различном тепловом удлинении различных частей теплообменника;
—конструктивное совершенство: простота устройства, малые масса и габаритные размеры, технологичность конструкции, высокий к. п. д.;
— себестоимость продукции.
Предварительный выбор типа теплообменника можно сделать, ориентируясь на данные, приведенные в табл. 5.1 и 5.2.
5.2. МЕТОДИКА РАСЧЕТА ТЕПЛООБМЕННИКОВ
Различают два вида теплотехнических расчетов теплообменников: проектный и поверочный. Проектный расчет выполняется при проектировании теплообменного аппарата, когда расходы теплоносителей и их параметры заданы. Цель проектного расчета ——определение площади поверхности теплообмена и конструктивных размеров выбранного аппарата. С помощью поверочного расчета выявляют возможность использования имеющихся теплообменников в условиях заданного процесса и определяют условия, обеспечивающие оптимальный режим работы аппарата.
Рис. 5.1. Схема расчета теплообменников
Проектный расчёт включает выбор типа и конструкций теп4 ? лообменного аппарата, тепловой, конструктивный, гидрайличе-; ский, механический и технико-экономический расчеты. °；
Схема расчета теплообменников приведена на рис. 5. Г.
Тепловой расчет теплообменников заключается в определении необходимой площади поверхности теплообмена, кодеру» * находят из основного уравнения теплопередачи:■
'F = Q/(KAfcp),1 (5.1)
где Q — тепловая нагрузка теплообменного аппарата, определяемая из теплового баланса; К — коэффициент теплопередачи; Д/ср — средний температур-- ный напор.
$.2.1. Тепловые балансы теплообменных аппаратов
Количество теплоты, переданной от горячего теплоносителя - к холодному в единицу времени, называется тепловой нагруз-』 кой аппарата. Уравнение теплового баланса в общем виде без”
учета потерь теплоты в окружающую среду, выразится равенством
Q = Q] = Q2.(5.2)
Здесь Qi — количество теплоты, отданной горячим теплоносителем, Вт;
Q2 ——количество теплоты, сообщенной холодному теплоносителю, Вт.
Уравнение теплового баланса с учетом потерь теплоты в окружающую среду:
,Qi = Q2 + Qng(5.3)
где QnoT ——потери теплоты в окружающую среду, Вт.
Если теплообмен протекает без изменения агрегатного состояния теплоносителей, то
Qi = Ga (/ 1н — к)；(54)
Q2 = G2c2 «2к — ’2н).(5.5)
Таким образом, уравнение теплового баланса примет вид: G]C[ (Gh — ’1К)== G2c2 (‘2к — ‘2н)・(5.6)
Из уравнения (5.6) определяется расход теплоносителей или неизвестная температура одного нз теплоносителей. Например:
определится какопределится какесли неизвестен расход холодного теплоносителя G2, он
определится как
определится как
(57)(57)_ G[C1 «1н — 力к).с2 «2К — ’2Н)
(57)
(57)
если неизвестна конечная температура горячего теплоносителя /и, она определится по формуле
(5.8)(5.8)G2c2 (f 2K —，2Н)G(ci
(5.8)
(5.8)
При изменении агрегатного состояния теплоносителей тепловая нагрузка определится по уравнению
Q = Glrxt■(5.9)
где х — степень сухости пара.
При конденсации перегретого пара с охлаждением кО11ден- сата тепловая нагрузка будет равна:-
Q — Qnep + Qkohh + Qoxл•Q — Qnep + Qkohh + Qoxл•(5.10)(5.10)
Q — Qnep + Qkohh + Qoxл•
Q — Qnep + Qkohh + Qoxл•
(5.10)
(5.10)
Здесь Qnep = G[Cn(f[H ——/нас)——количество теплоты, отдаваемой при охлаждении перегретого пара; Qkoha = Gif ——количество теплоты, отдаваемой при конденсации пара; Qoxn = Ск?ж(^нас——6к)——количество теплоты, отдаваемой при охлаждении конденсата; /нас ——температура насыщенного пара; Си ——теплоемкость пара; сж — теплоемкость конденсата.
В оросительных теплообменниках вода орошает снаружи трубы теплообменника, при этом часть воды испаряется, отнимая теплоту за счет теплоты испарения. Уравнение теплового
И. Л. Иоффе 65
баланса в этом случае:
(5.П)(5.П)Q =(步一％) Св «2к — %н) + % (，一 Св，2н)，
(5.П)
(5.П)
Расход воды:Расход воды:г==г0 +г==г0 +где W—количество подаваемой на орошение воды, кг/с; % — количество испарившейся воды, кг/с; св — удельная теплоемкость воды, Дж/ (кг-К)； / — удельная энтальпия водяного пара (берется при температуре окружающего воздуха), Дж/кг.
Расход воды:
Расход воды:
г==г0 +
г==г0 +
Q — % (j — Св，2н)
Св (，2к — ’2н)
При приближенных расчетах % принимают равным 1—2 % от расхода орошающей воды.
Для точных расчетов количество испарившейся воды W^ определяется по уравнению [5.10]:
% = "о，'一х),(5.12)
где Р — коэффициент испарения (при неподвижном воздухе ^ = 50 кг/(м2-ч); при движущемся воздухе 0 возрастает до 200 кг/(м2-ч));尸о — площадь поверхности соприкосновения воды с воздухом, м2 (приближенно принимают 尸o = 2F);尸一площадь поверхности нагрева, м2; х" — влагосодержание воздуха в месте соприкосновения его с водой, кг/кг (определяется как влагосодержание насыщенного воздуха при средней температуре воды &)； х — влагосодержание окружающего воздуха, кг/кг (определяется по температуре и относительной влажности воздуха).
Средний температурный напор
Величина среднего температурного напора зависит от схемы движения теплоносителей вдоль поверхности теплообмена. Направления движения теплоносителей могут быть прямоточными, противоточными, с перекрестным током и смешанным током (рис. 5.2). В тех случаях, когда оба теплоносителя, участвующие в теплообмене, имеют постоянную температуру как по поверхности теплообмена, так и во времени или когда один из теплоносителей имеет в течение всего времени протекания процесса теплообмена постоянную температуру, а температура другого изменяется от /н до /к, расход теплоносителей не зависит от схемы движения теплоно- &5сителей. При непрерывно из-
I►/亠 меняющихся температурах теп
лоносителей лучшие результаты (снижение расхода теплоносителей) дает противоточное движение.
Рис. 5.2. Схемы направления движения теплоносителей при теплообмене： а —прямоток; б —противоток； в— перекрестный ток; г —смешанный ток;儿2 — теплоносители
aaРис. 5.3. Характер изменения температур теплоносителей: а —прямоток; 6 — противотокРис. 5.3. Характер изменения температур теплоносителей: а —прямоток; 6 — противоток
a
a
Рис. 5.3. Характер изменения температур теплоносителей: а —прямоток; 6 — противоток
Рис. 5.3. Характер изменения температур теплоносителей: а —прямоток; 6 — противоток
(5.13)(5.13)Средний температурный напор при прямотоке и противотоке, а также при постоянной температуре одного из теплоносителей определяется как среднелогарифмическая разность:
(5.13)
(5.13)
2,3脸
где А%, № — большая и меньшая разности температур между горячим и холодным теплоносителями на концах теплообменника (рис. 5.3).
Если А/б/А/м&2, то средний температурный напор определяется как среднеарифметическая величина:
Afcp = (А$6 + А/м)/2.(5.14)
При смешанном и перекрестном токе средний температурный напор определяется по формуле
丝р = А%р.прВ”(5」5)
Здесь Л/Ср. пр ——средний температурный напор при противотоке, град; £八力一поправочный коэффициент.
Для нахождения поправочного коэффициента ед/ вычисляют вспомогательные величины 尸 н R:
С помощью этих величин по вспомогательным графикам [11; 5.9; 5.10] находят поправочный коэффициент ед(.
Расчеты среднелогарифмической разности температур удобно проводить при помощи номограммы [5, рис. 1.8]. Для нахождения по номограмме Afcp необходимо на левой и правой шкалах отложить значения большей и меньшей разности температур, провести через эти значения прямую линию. Точка пересечения этой прямой ср средней шкалой покажет среднелогарифмическую разность температур.
Для периодических процессов нагревания и охлаждения средний температурный напор определяется следующим образом.
Для процесса нагревания в аппарате:
(5.17)(5.17)Д .__ “К — f 2H4 — 1
(5.17)
(5.17)
Сриагр ° 2」'in 一 ‘2н2,31g 4
где A = (Lh — G) (/【к —— 勾)；％— температура теплоносителя в любой момент времени. ‘
По окончании теплообменного процесса через т ч 勾=力％ Средняя конечная температура горячего теплоносителя:
MK = k-M"p・2,31g4(5.18)
Для процесса охлаждения жидкости в аппарате:
.=39)
г【к — Г 2н
где Л = & — ^2h)/(G — %к).
При расчете площади поверхности теплообмена принимают ^1 === Лк*
Средняя конечная температура холодного теплоносителя:
Мp 2K =/ + А*加.2,3吆4(5.20)
Коэффициенты теплоотдачи и теплопередачи
Коэффициент теплопередачи для плоской поверхности теплообмена определяется по формуле
Л = 1/(1/«! + £ дст/Лст + £г3 + 1/а2).(5.21)
Это уравнение с достаточной степенью точности можно применять для расчета теплопередачи через цилиндрическую стенку, если dH/dBH < 2 (d% dBH — соответственно наружный и внутренний диаметры цилиндра).
Для предварительных расчетов площади поверхности теплообмена можно использовать ориентировочные значения коэффициента теплопередачи К, которые приведены в табл. 5.3.
Загрязнение поверхности теплообмена ведет к снижению коэффициента теплопередачи. Ориентировочные значения тепловой проводимости загрязнений стенок приведены в табл. 5.4.
Если тепловая проводимость слоя загрязнений неизвестна, определяют коэффициент теплопередачи по формуле (5.21) без учета £/"з для чистой поверхности, а влияние загрязнения стенки учитывают, вводя коэффициент использования поверхности <р:
(5.22)(5.22)К = Кчнстф*
(5.22)
(5.22)
Таблица 5.3
Ориеитироиочиые значения коэффициентов теплоотдачи К (tf Вт/(м2 • К))
Вид теплообмена
Вынужденное движение теплоносителя
Свободное движение теплоносителя
От газа к газу (при невысоких давлениях)
10-40
4-12
От газа к жидкости (газовые холодильники) '
10-60
6-20
От конденсирующегося пара к газу (воздухоподогреватели)
10-60
6-12
От жидкости к жидкости (вода)
800-1700
140—340
От жидкости к жидкости (углеводороды, масла)
120—270
30-60
От конденсирующегося водяного пара к воде (конденсаторы, подогреватели)
800-3500
300—1200
От конденсирующего пара органических веществ жидкостям (подогреватели)
120—340
60—460
От конденсирующегося пара органических веществ к воде (конденсаторы)
300—800
230—460
От конденсирующегося пара к кипящей жидкости (испарители)
300—2500
Теплоносители
1〃з
Значение 1/% (в Вт/(м2 - К))
Таблица 5.4
Вода:
загрязненная среднего качества
1 400—1 800
1 860—2 900
хорошего качества
2 900—5 800
дистиллированная
11 600
Конденсат Раствор:
25 000
аммиачный
6 670
солей
5 000
щелочей Кислота:
2 500
уксусная
2 000
соляная, фосфорная, серная
2 000
Водяной пар (с содержанием масла)
5 800
Нефтепродукты чистые, масла, пары хладагентов
2 900
Сероуглерод
5 000
Углеводороды низкокипящие
5 000
Ацетон, растворители
10 000
Аммиак
4 000
Органические жидкости, рассолы, жидкие хладагенты
5 800
Органические пары
И 600
Углеводороды ароматические
5 560
Полимеризующиеся вещества
2 200
Воздух
2 800
Дымовые газы
1 700
Для большинства аппаратов ср = 0,65 4- 0,85.
Коэффициент теплоотдачи а зависит от характера теплообмена, режима движения теплоносителя, вида поверхности теплообмена физических свойств среды.
В большинстве случаев коэффициенты теплоотдачи рассчитывают из формулы
Nu = а〃九，(5.23)
откуда
a=Nu Л//.(5.24)
Здесь 1 ——коэффициент теплопроводности теплоносителя; I — определяющий геометрический размер (для каждой формулы указывается какой размер является определяющим).
Зависимость критерия Нуссельта от других критериев выражается в общем виде формулой
Nu = f (Re, Pr, Gr,...).Nu = f (Re, Pr, Gr,...).(5.25)(5.25)
Nu = f (Re, Pr, Gr,...).
Nu = f (Re, Pr, Gr,...).
(5.25)
(5.25)
При расчете критериальная зависимость должна точно соответствовать условиям проектирования.
(5.26)(5.26)Во многие критериальные уравнения конвективной теплоотдачи входит множитель (Рг/Ргст)0,25, учитывающий направление теплового потока и близкий к единице, когда температура стенки и жидкости не сильно отличаются. При вычислении критерия Ргст значения физико-химических констант теплоносителей необходимо брать при температуре стенки
(5.26)
(5.26)
СТ[ = А - 近 А%р； 小=% + 石 A'cp・
Приближенные значения критерия Прандтля для капельных жидкостей можно определить по номограмме [4].
У капельных жидкостей "с возрастанием температуры величина критерия Прандтля уменьшается. Следовательно, для капельных жидкостей при. нагревании Рг/Ргст > 1, а при охлаждении Рг/Ргст < 1. На этом основании при проектировании теплообменников в расчете коэффициентов теплоотдачи для нагревающихся жидкостей можно принимать (Рг/Ргст)0,25 — 1, допуская небольшую погрешность в сторону уменьшения коэффициента теплоотдачи, т. е. в сторону запаса. Для охлаждающихся жидкостей, когда Рг/Ргст ^ 0,5, с достаточной точностью можно принимать среднее значение (Рг/Ргст)0-25, равное 0,93.
Для газов Рг/Ргст = 1 как при нагревании, так и при охлаждении, поскольку для газа данной атомности критерий Рг является величиной приблизительно постоянной, не зависящей от температуры и давления.
Приближенные значения критерия Рг для газов, рекомендуемые для расчетов:
Одноатомные газы0,67 Трехатомные газы0,8
Двухатомные газы0,72 Четырех- и многоатомные газы1,0
Ниже приведены критериальные уравнения в наиболее часто встречающихся случаях теплообмена.
При развитом турбулентном течении в прямых трубах и каналах (Re > 10 000):
Nu = 0,02lez Re&8p#43(Рг/Ргст)0'25,(5 27)
где е/ ——поправочный коэффициент, учитывающий влияние на коэффициент теплоотдачи отношения длины трубы L к ее диаметру d.
При L/d》50 величина е/ = 1, при меньших значениях L/d значения коэффициента е/ приведены в [4; 11].
Для змеевиков полученные по формуле (5.27) значения а умножаем на коэффициент х, учитывающий относительную кривизну змеевика:
%=1+3,54川0師(5.28)
где d — внутренний диаметр трубы змеевика； Озм — диаметр витка змеевика.
Для газов:
Nu = CezRe0'8,(5.29)
где С — коэффициент (для воздуха С = 0,018).
При переходном режиме движения (2320 < Re < 10 000) коэффициент теплоотдачи можно определить пользуясь графиком, [4] либо формулами
Nu = 0,008Re°'9Pr°'43(5.30)
ИЛИ
Nu = f (Re) Pr0'43 (Рг/Ргст)0,25-(5.31)
Здесь f(Re) принимается в зависимости от величины критерия Рейнольдса:
2 22-2-2 22-2-5 424<5 424<о3 &о3 &4 о4 о56810
2 2
2-2-
2 2
2-2-
5 4
24<
5 4
24<
о
3 &
о
3 &
4 о
4 о
15,5 19,5 27,0 33,3
При ламинарном режиме (Re V 2300) рекомендуются следующие уравнения:
при значениях GrPr ^ 5-105, когда влияние свободной конвекции можно не учитывать, коэффициент теплоотдачи для теплоносителя, движущегося в трубах круглого сечения, определяют по уравнениям
Nu = l,61RePr (dlL^'^ (Ц/Цст)0,14при ReP「(d/£) > 12; (5.32)
Nu = 3,66 (ц/цст)0,14 приRePr(d/£)& 12,(5.33)
где 卩ст — вязкость теплоносителя при температуре стеики.
при значениях GrPr〉5-105 наступает так называемый вязкостно-гравитационный режим, при котором влиянием
свободной конвекции пренебречь нельзя, поскольку в этом режиме на теплоотдачу существенно влияет взаимное направление вынужденного движения и свободой конвекции; коэффициент теплоотдачи при вязкостно-гравитационном режиме течения приближенно можно определить по формуле
-Nu = 0,15(RePr)°'33 (GrPr)0*1 (Рг/Ргст)0'25.. (5.34)
В формулах (5.32)——(5.34) определяющий размер ——эквивалентный диаметр, определяющая температура - - средняя температура теплоносителя.
При движении теплоносителя в кольцевом пространстве, образованном соосными трубами (теплообменник типа《труба в трубе») расчет коэффициента теплоотдачи можно проводить по формулам (5.27), (5.30) и (5.34), подставляя в качестве определяющего размера эквивалентный диаметр кольцевого сечения между трубками d3 = DB ——du (Z)b ——внутренний .диаметр наружной трубы, du ——наружный диаметр внутренней трубы). В случае развитого турбулентного режима можно также реко^ мендовать формулу
Nu = O,O23Re°'8Pr0*4 (厶/盡严5. (5.35)
При движении теплоносителя в межтрубном пространстве кожухотрубного теплообменника:'
Nu = C (<4Re产5 Pr°，33.(5.36)
(5.37)(5.37)Здесь С = 1,16 при отсутствии перегородок и С === 1>72 при наличии сегментных перегородок; d3 ——эквивалентный диаметр межтрубного пространства:
(5.37)
(5.37)
厶—D + ndH •
При поперечном обтекании пучка гладких труб [3, рис. 5.5] критериальные уравнения имеют вид:
при шахматном расположении труб
Nu = O^lRe^Pr0'33 (Рг/Ргст)0,25；(5.38)
при коридорном расположении труб'
Nu = 0,23R 評 5р「0,зз(Рг/Ргст 严 5(5.39)
В этих формулах в качестве определяющего размера принят диаметр трубы, а в качестве определяющей скорости — скорость в наиболее узком сечении ряда.
Для спирального теплообменника коэффициент теплоотдачи можно определить по формулам:
при ширине канала 6; 12; 16 мм со штифтами при турбулентном режиме движения теплоносителя (Re = 2000+ 105)
Nu = 0,021 Re°'8Pr°33 (Рг/Ргст)0,25；(5.40)
при ширине канала 25 мм с дистанционными скобами при турбулентном движении теплоносителя
■Nu = O,O3Reo,8Pr0,43 (Рг/Ргст)0,25;(5.41)
при ламинарном режиме (Re V 2000)
Nu = 1,85(ReP「乎)°" (Р"РГст严(5-42)
в этих формулах в качестве определяющего размера принята длина спирального канала, эквивалентный диаметр 或= =2b (где b — ширина канала).
При движении теплоносителя в каналах пластинчатого теплообменника коэффициент теплоотдачи рассчитывают по уравнениям:
1)дЛя теплоносителя, не изменяющего агрегатное состояние
——в случае турбулентного движения теплоносителя
Nu = С RenPr0'45 (Pr/PrCT)0'25;(5.43)
— в случае ламинарного режима движения теплоносителя
Nu н С' ^е0,ЗЗрг0,33(рг/рГст)0,2^(5.44)
где С, п и С — коэффициенты, зависящие -от режима движения потоков и т^па пластин (табл. 5.5);
Таблица 5.5
Значения коэффициентов С, п н С' в формулах для расчета коэффициента теплоотдачи
Типоразмер пластин, м
Режим движения теплоносителя
Типоразмер пластин, м
Режим движения теплоносителя
турбулентный
ламинарный
турбулентный
ламинарный
С
п
С，
С
п
С，
Разборные
0,20,06500,730,46
0,2К0,08600,50
0,30,10000,60
0,50,09780,60
0,60,13500,60
0,630,10000,46
1,30,13500,46
Полу разборные
0,10,08600,730,46
0,30,10000,46
0,5X20,13500,60
0,70,1000—
Сварные
0,750,10000,73一
0,80,10000,60
1,2ОД 0000,46
2) при конденсации пара
—в случае А/》10℃
Nu==BRe°'7Pr°<(5.45)
где коэффициент 8 определяют из следующих данных:
Типоразмер пластинывТипоразмер пластиныв0,28000,634510,2К4821,32010,33220,12640,54120,33930,62400,5X2201Типоразмер пластинывТипоразмер пластиныв0,28000,634510,2К4821,32010,33220,12640,54120,33930,62400,5X2201ТипоразмерпластиныТипоразмерпластины577 8 2577 8 2В340201302185В340201302185
Типоразмер пластины
в
Типоразмер пластины
в
0,2
800
0,63
451
0,2К
482
1,3
201
0,3
322
0,1
264
0,5
412
0,3
393
0,6
240
0,5X2
201
Типоразмер пластины
в
Типоразмер пластины
в
0,2
800
0,63
451
0,2К
482
1,3
201
0,3
322
0,1
264
0,5
412
0,3
393
0,6
240
0,5X2
201
Типоразмерпластины
Типоразмерпластины
5
77 8 2
5
77 8 2
В
340
201
302
185
В
340
201
302
185
—в случае А/ < 10 С•
ак= 1/5；/認*，(5.46)
где £叩一приведенная длина канала, м; А/ — /конд — /ст.
Теплоотдача при стекании жидкости пленкой по горизонтально расположенным трубам оросительных теплообменников. Основное уравнение для расчета коэффициента' теплоотдачи имеет вид:
a = CU",(5.47)
где С и п — константы: U — плотность орошения, кг/(м-ч).
Плотностью орошения называют количество жидкости, стекающей через 1 м смоченного периметра:
U = G/(2L*(5.48)
где G — расход воды, кг/ч; Д —длина трубы, м; л — число секций.
При U = 800 4- 2200 кг/(м-ч), температуре воды 10—80℃ и диаметре труб d = 0,05 + 0,2 м
а = 46,5и°，％-о,б.(5.49)
При U = 820 4- 960 кг/(м-ч), температуре воды 10—25℃, диаметре трубы 0,012—0,030 м и отношении шага труб к их диаметру 1,7—2
a = 3740U°e(5 50)
При тех же условиях и отношении шага к диаметру 1,3
(1 = 5700u°寺6.(5.51)
Теплоотдача при перемешивании жидкостей мешалками. Коэффициент теплоотдачи в аппаратах со змеевиками, рубашками и мешалкой определяется по уравнению
Nu = С RemPr0-33 М/|1ст)°」4「т.(5.52)
Здесь Nu == а^м/Л; Re = pn^l^i｝『=/)/厶；D—диаметр сосуда; п —— частота вращения мешалки; dM—диаметр окружности, ометаемой мешал- кои; "ст, ц — динамический коэффициент вязкости соответственно при тем- n^?/V^e стенки рубашки илн змеевика и прн средней температуре, равной 0,5 (*ср. Ж + /ст) •
Уравнение (5.52) применимо для турбинных, пропеллерных и лопастных мешалок с Г = D/dK = 2,5 Ч- 4 в аппаратах диаметром до 1,5 м.
Для аппаратов с рубашками С = 0,36, т = 0,67; для аппаратов со змеевиками С = 0,87, т = 0,62.
Теплоотдача при пленочной конденсации пара. Кон д ен - с аци я на наружной поверхности труб. При пленочной конденсации насыщенного пара и ламинарном стекании пленки конденсата под действием силы тяжести коэффициент теплоотдачи рассчитывают по формуле '
аа = о，九Зр2^/мА〃)，(5.53)
где для вертикальной поверхности。= 1,15, / = Н (// — высота поверхности, м); для одиночной горизонтальной трубы а = 0,72, / =厶(dH —наружный диаметр трубы, м). В этой формуле А/ /конд ■ /ст*
Физические характеристики конденсата могут быть определены при температуре конденсации /конд, что не приведет к значительной ошибке при определении а.
При конденсации пара на наружной поверхности пучка из п горизонтальных труб аСр = еа.
Приближенно можно принять е = 0,7 при п ^ 100 и е = 0,6 при п > 100.
При определении коэффициента теплоотдачи для п вертикальных труб можно пользоваться преобразованным уравнением
а = 3,78九 Vp2£〃/(|iG) ,(5.54)
а для п горизонтальных труб
а = 2,02еЛ *р2£м/(М) .(5.55)
Наряду с приведенными формулами коэффициент теплоотдачи а можно определить по следующим уравнениям:
при конденсации на наружной поверхности горизонтальных труб
NUn“=l,53/Re 器 з；(5.56)
при конденсации на вертикальных поверхностях
№1皿=1,86冲器3 (Renji < 400):(5.57)
NuM = 6好/黑"4nm + 1580 (Ren“ > 400)・(5.58)
6,25 (Renn — 4UU)
Pj.o.33
Критерий Ren” выражается через линейную плотность орошения:
Renn = 4Г/ц.(5.59)
Плотность орошения Г определяется как
(5.60)(5.60)F = G/〃,
(5.60)
(5.60)
где G — расход конденсата, кг/с; П периметр поверхности, по которой движется пленка (конденсат), м.
Критерий Ыипл определяется по формуле
(5.61)(5.61)Niinj! = абпрнв/九，
(5.61)
(5.61)
где бпрнв = [м-2/(Р2Я)]0,33 — приведенная толщина пленки, м.
Конденсация внутр и горизонтальных труб. В этом случае
NuiRe^U^yZ/g)。'35.(5.62)
Здесь а — коэффициент (при конденсации паров воды и аммиака а = 0,5; при конденсации паров органических жидкостей 乌亍=0,36); о — поверхностное натяжение; рп ——плотность пара; 厶 ——внутренний диаметр трубы; 丄一длина трубы.
При пузырьковом кипении коэффициент теплоотдачи рассчитывают по следующим уравнениям：
при кипении в трубах
(5.63)(5.63)
(5.63)
(5.63)
при кипении на поверхностях, погруженных в большой объем жидкости、
а = 0,075[1 + 10(*-1) "[(^^7yZe,(5.64)
где рп. о ~ плотность водяного пара при давлении 0,1 МПа.
В формулах (5.63), (5.64) физические характеристики жидкости, а также плотность пара следует определять при температуре кипения.
5-2.4. Конструктивный расчет теплообмен>шх аппаратов
Задачей конструктивного расчета теплообменных аппаратов является определение их основных размеров. Конструктивный расчет выполняется в зависимости от типа аппарата. Детальный расчет проводится в том случае, если нет возможности выбрать стандартный теплообменник серийного производства. При выборе стандартного теплообменника конструктивный расчет сводится к определению диаметра и подбора штуцеров.
Кожухотрубные теплообменники. Конструктивный расчет кожухотрубного теплообменника включает расчет проточной части трубного пространства, выбор размещения труб в трубных ре-
шетках (плитах), определение диаметра корпуса аппарата, расчет проточной части межтрубного пространства, определение диаметра штуцеров.
Исходные данные для расчета: расход рабочих сред, скорость их движения, начальные и конечные температуры, площадь поверхности теплообмена и диаметр трубок аппарата.
Для чистых и маловязких жидкостей обычно используют трубки диаметром 16——38 мм, а для газов, вязких и загрязненных жидкостей до 76 мм.
Прм расчете проточной части находят площадь проходного сечения трубок одного хода:
SI = G/(pi0)(5,65)
ИЛИ
S,—勺冗 ％/4.(5.66)
Число трубок одного хода:
% = S 丿(о,785%)(5.67)
ИЛИ
几1=4%/(圖 Р%)・(5.68)
Подставляя в формулу (5.68) значение wTp = Re p./ (d3p), получаем:
/гI = 4仃/(冗書 Re ц).(5.69)
Исходя из формулы (5.69), принимаем по [5.8] для дальнейших расчетов стандартный теплообменник одно-, двух- или многоходовый со следующей характеристикой: диаметр кожуха—... мм; число труб —... шт. Эту характеристику теплообменника используют для дальнейших расчетов коэффициента теплопередачи и площади поверхности теплообмена.
Если стандартный теплообменник подобрать невозможно, расчет в дальнейшем проводится в следующем порядке.
Выбор размещения труб в трубных плитах (решетках).
Трубы в трубных плитах размещают по сторонам правильных шестиугольников, квадратов и по концентрическим окружностям (рис. 5.4). Наиболее распространено размещение труб
Рис. 5.4. Размещение труб в трубных решетках теплообменников:
а — по концентрическим окружностям; 6 — по периметрам правильных шестиугольников;
8 — по вершинам квадратов
по сторонам правильных шестиугольников, так как при этом способе размещения труб достигается максимальная компактность теплообменника, уменьшается сечение межтрубного пространства теплообменника, что увеличивает скорость движущейся в нем рабочей среды и повышает коэффициент теплопередачи, теплообменник более технологичен в изготовлении и ремонте. Схема размещения трубок по сторонам правильных , шестиугольников даст равносторонний шахматный трубный пучок.
Определение внутреннего диаметра корпуса аппарата.
Число труб при размещении по сторонам правильных 'шестиугольников и концентрическим окружностям приведено в табл. 5.6. Соблюдение условий прочности трубной плиты и крепления трубок в плите определяется выбором шага размеще-
Таблица 5.6
Число труб при размещении по правильным шестиугольникам и концентрическим окружностям
Размещение по шестиугольникамРазмещение по
окружностям
°EXHHqlroJ”-XH0V5 gHodol。OE 9Adl olroHh°EXHHqlroJ”-XH0V5 gHodol。OE 9Adl olroHhq HlfEHOJeHN OE 9xdl OE-QSTq HlfEHOJeHN OE 9xdl OE-QST;число дополинтель- иых труб по рядам сегментовЬй ряд mi2-й ряд ОТ23-й ряд тз;число дополинтель- иых труб по рядам сегментовЬй ряд mi2-й ряд ОТ23-й ряд тзXEIHgFiJauxg。 EH Юхан OE-OSTXEIHgFiJauxg。 EH Юхан OE-OST0c°工 HHqlroJ” ■SHOWS ou«3JE.O0 ♦HEH HNemoIfu eh OAd- OE-OST0c°工 HHqlroJ” ■SHOWS ou«3JE.O0 ♦HEH HNemoIfu eh OAd- OE-OSTe Юхан OE-OST aamgoe Юхан OE-OST aamgo-ох^хаио OE-OST-ох^хаио OE-OSTН1°он 关Adxo «QmqlrogHEH ОЕ 9dl OE-OSTН1°он 关Adxo «QmqlrogHEH ОЕ 9dl OE-OSTcgAdi QGQHhgomgocgAdi QGQHhgomgo12345678901234567890123451 11 11 11 11 11 11 11 11 11 2 2 2 2 2 212345678901234567890123451 11 11 11 11 11 11 11 11 11 2 2 2 2 2 21357913579135791357913579 111112222233333444441357913579135791357913579 11111222223333344444一 7- 9 7- 11 11 7- 9 7 11 11 7- 9 7 11 11 7- 9 7- 11 11 7- 9 7- 11 - 13692617396432112468150 1122334567890123568一 7- 9 7- 11 11 7- 9 7 11 11 7- 9 7 11 11 7- 9 7- 11 11 7- 9 7- 11 - 13692617396432112468150 1122334567890123568----345678901234567890一 - 一 一 ^1 1* ^1 ^1 11 ^1 TL 11 ^1 ^1 o^----345678901234567890一 - 一 一 ^1 1* ^1 ^1 11 ^1 TL 11 ^1 ^1 o^--256789234567- 11 11 11 11 11 11--256789234567- 11 11 11 11 11 11-~ 一 - - 4 7 8 9 0-~ 一 - - 4 7 8 9 0----840628602468288642----12334469012369246811 i 11 11 11 11 2 2 2 2----840628602468288642----12334469012369246811 i 11 11 11 11 2 2 2 21 797117711797313155395513- 13692840631122346051628- 112334567890134679011 11 11 111 797117711797313155395513- 13692840631122346051628- 112334567890134679011 11 11 1112345678901234567890123411 11 11 11 11 11 11 11 11 11 2 2 2 2 212345678901234567890123411 11 11 11 11 11 11 11 11 11 2 2 2 2 26285173062951740639518401123345566788900112334511 11 11 11 11 11 11 11 116285173062951740639518401123345566788900112334511 11 11 11 11 11 11 11 11797230339105637736501933 13693727418654456814727 1122344567890134578797230339105637736501933 13693727418654456814727 1122344567890134578
°EXHHqlroJ”-XH0V5 gHodol。OE 9Adl olroHh
°EXHHqlroJ”-XH0V5 gHodol。OE 9Adl olroHh
q HlfEHOJeHN OE 9xdl OE-QST
q HlfEHOJeHN OE 9xdl OE-QST
;число дополинтель- иых труб по рядам сегментов
Ьй ряд mi
2-й ряд ОТ2
3-й ряд тз
;число дополинтель- иых труб по рядам сегментов
Ьй ряд mi
2-й ряд ОТ2
3-й ряд тз
XEIHgFiJauxg。 EH Юхан OE-OST
XEIHgFiJauxg。 EH Юхан OE-OST
0c°工 HHqlroJ” ■SHOWS ou«3JE.O0 ♦HEH HNemoIfu eh OAd- OE-OST
0c°工 HHqlroJ” ■SHOWS ou«3JE.O0 ♦HEH HNemoIfu eh OAd- OE-OST
e Юхан OE-OST aamgo
e Юхан OE-OST aamgo
-ох^хаио OE-OST
-ох^хаио OE-OST
Н1°он 关Adxo «QmqlrogHEH ОЕ 9dl OE-OST
Н1°он 关Adxo «QmqlrogHEH ОЕ 9dl OE-OST
cgAdi QGQHhgomgo
cgAdi QGQHhgomgo
1234567890123456789012345
1 11 11 11 11 11 11 11 11 11 2 2 2 2 2 2
1234567890123456789012345
1 11 11 11 11 11 11 11 11 11 2 2 2 2 2 2
1357913579135791357913579 11111222223333344444
1357913579135791357913579 11111222223333344444
一 7- 9 7- 11 11 7- 9 7 11 11 7- 9 7 11 11 7- 9 7- 11 11 7- 9 7- 11 - 13692617396432112468150 1122334567890123568
一 7- 9 7- 11 11 7- 9 7 11 11 7- 9 7 11 11 7- 9 7- 11 11 7- 9 7- 11 - 13692617396432112468150 1122334567890123568
----345678901234567890
一 - 一 一 ^1 1* ^1 ^1 11 ^1 TL 11 ^1 ^1 o^
----345678901234567890
一 - 一 一 ^1 1* ^1 ^1 11 ^1 TL 11 ^1 ^1 o^
--256789234567
- 11 11 11 11 11 11
--256789234567
- 11 11 11 11 11 11
-~ 一 - - 4 7 8 9 0
-~ 一 - - 4 7 8 9 0
----840628602468288642
----123344690123692468
11 i 11 11 11 11 2 2 2 2
----840628602468288642
----123344690123692468
11 i 11 11 11 11 2 2 2 2
1 797117711797313155395513- 13692840631122346051628- 1123345678901346790
11 11 11 11
1 797117711797313155395513- 13692840631122346051628- 1123345678901346790
11 11 11 11
123456789012345678901234
11 11 11 11 11 11 11 11 11 11 2 2 2 2 2
123456789012345678901234
11 11 11 11 11 11 11 11 11 11 2 2 2 2 2
62851730629517406395184011233455667889001123345
11 11 11 11 11 11 11 11 11
62851730629517406395184011233455667889001123345
11 11 11 11 11 11 11 11 11
797230339105637736501933 13693727418654456814727 1122344567890134578
797230339105637736501933 13693727418654456814727 1122344567890134578
ния t и способом крепления. При закреплении труб в трубной решетке развальцовкой шаг f выбирают в зависимости от наружного диаметра труб dnap
/ = (1,3 ~ 1,5) Мар,(5.70)
но не менее чем f = d«ap + 6 мм.
При закреплении труб сваркой шаг размещения труб f = *— 1,25^/нар*
Согласно ГОСТу 9929—82 шаг отверстий для труб выбирается в следующем порядке:
(Наружный диаметр труб,мм1620253857
i Шаг отверстий, мм2126324870
внутренний диаметр корпуса одноходового теплообменника
Овн = /(Ь —'1) + 4</нар； ^ви = 1,卄“几，(5.71)
а в случае многоходового теплообменника
(5.72)(5.72)DBH = 1,1/ “几/%
(5.72)
(5.72)
где п = 0,6 + 0,8 ——коэффициент заполнения трубной решетки; 匕一число труб по диагонали, шт.
Расчетное значение диаметра корпуса округляют до ближайшего большего размера диаметра, рекомендованного ГОСТом или нормалями. Внутренний диаметр кожуха многоходового теплообменника может быть определен из ГОСТ 9929—82.
4 64 6?|»0^л^п^ла^0^л^2 4 6-8,°2?|»0^л^п^ла^0^л^2 4 6-8,°233455556666888833455556666888844455566888800045556688880005568880022244611 11 11 11 11 11 11 115568880022244611 11 11 11 11 11 11 116 6 8 8 0 0 2 466600226 6 8 8 0 0 2 46660022333444555555666333444555555666344455566888002344455566888002555688802224466555688802224466
4 6
4 6
?|»0^л^п^ла^0^л^2 4 6-8,°2
?|»0^л^п^ла^0^л^2 4 6-8,°2
334555566668888
334555566668888
4
4
4555668888000
4555668888000
55688800222446
11 11 11 11 11 11 11 11
55688800222446
11 11 11 11 11 11 11 11
6 6 8 8 0 0 2 46660022
6 6 8 8 0 0 2 46660022
333444555555666
333444555555666
344455566888002
344455566888002
555688802224466
555688802224466
Диаметр обечайки, м
0,4
0.-6
1,0
1.6
0,6
1,0
1,6
Толщина стенок стальных обечаек &т
Таблица 5.7
Толщина стеиок % (в мм) при внутреннем давлении Р (в МПа)
сталь СтЗ
сталь 1Х18Н9Т
Толщина стенки кожуха приведена в табл, 5.7.,
Расчет проточной части межтрубного пространства.
В случае одноходового продольного потока жидкости и^и газа в межтр.убном пространстве площадь поперечного сечения
$мтр = 0,785 (*-〃％))•(573)
Определяем скорость движения среды в межтрубном Пространстве и режим ее движения：
I
5мтВ = С/(р5мтр)； ReMTp = 5MTpdap/N・'
Если при рассчитанной скорости значение ReMTP окажется меньше 10 000, определяем скорость, при которой наступит турбулизация потока:
10 000
5тур6 = ^мтр (0.74)
КСмтр
Такая скорость становится возможной при установке в межтрубном пространстве перегородок (рис. 5.5, 5.6)
Число перегородок:
пг = z — 1.(5.75)
Здесь z — число ходов в межтрубном пространстве:
之=L (°вн — ^^нар)/5МТр (5.76) или
n — LZ)bh (1 — -^поп)/5МТр, (5.77) где b — число труб по диагонали шестиугольника (табл. 5.6); Smtp — площадь сечения одного хода； хП0п —степень заполнения сечення трубками (обычно в теплообменных аппаратах хПОп = = 0,75 + 0,8)、
Р?с. 5.5. Схема устройства продольной перегородки в межтрубном пространстве теплообменного аппарата
Рнс. 5.6. Схема устройства поперечных (сегментных) перегородок в межтрубном пространстве теплообменного аппарата
, Сечение потока SMTP при скорости, соответствующей турбулентному режиму движения жидкости, определится по формуле
:4p = G/(p%p6),(5.78)
в [то же время сечение потока в направлении вдоль трубок (при повороте между ходами) будет равно:
Smtp = SCB (1- хпр)=卜丁 —- —s,n YJ(1-хПр). (5.79)
|3десь хпр — степень, заполнения сечения трубками в продольном потоке; Y ——центральный угол сегмента перегородки, град (рис. 5.6); SCB — ^^вН/^ полная площадь сечения аппарата.
Значение хпр находится по соотношению
о хПр = n\|)/(4P2 sin а),(5.80)
где § — отношение шага между трубами f к наружному диаметру труб (§= 1,28+ 1,23);巾一коэффициент заполнения трубной плиты; а = 60° — угол при вершине равностороннего треугольника.
При размещении трубок по сторонам правильных шестиугольников можно принимать для одноходовых теплообменников р = 0,8 + 0,9; для многоходовых -ф = 0,6 4- 0,8.
При размещении трубок по концентрическим окружностям величина 2 уменьшается на 5——10 %, при размещении по вершинам квадратов — на 15 %.г
Из рис. 5.6 следует, что ширина перегородки Ь определяется как
6 = г +「cos (у/2).(5.81).
Угол у определяется из соотношения s；tp = Smtp，т. е.
С/(рге)А1тр) ~ (j^~ ^^^" sin у) (1 — хПр).(5.82)
Подставив в уравнение (5.82) известные величины, преобразуем его в зависимость типа
у — Л sin у — С,(5.83)
где 4 и С — коэффициенты, полученные при преобразовании уравнения (5.82).
Решаем уравнение (5.83) методом последовательных приближений. Задаемся рядом значений угла у и, подставляя их в уравнение, определяем С. Вычисления проводим до сходимости найденного значения С с коэффициентом С в уравнении (5.83). Полученное при этом значение угла у подставляем в уравнение (5.81) и определяем ширину перегородки Ь.
Следует отметить, что установка перегородок (особенно по/ перечных) в межтрубном пространстве значительно усложняет конструкцию аппарата и является нежелательной. К устройству перегородок следует прибегать лишь в исключительных случаях и в аппаратах, где обе рабочие среды находятся в одинаковом агрегатном состоянии. В теплообменниках, где в межтрубное пространство поступает греющий пар, установки перегородок в межтрубиом пространстве не требуется,
Определение высоты теплообменника.
Общая высота кожухотрубного теплообменника
Н = L + 2h\ + 2必(5.84)
Здесь L — расстояние между трубными решетками, равное рабочей длине трубок; hi—высота распределительной камеры;九2 ——высота крышки.
Рабочая длина трубок:
L = Fl(ndcpnz\,(5.85)
где п ——число трубок в одном ходу; 2’ ——число ходов в трубном пространстве; % — диаметр трубок.
В теплообменных аппаратах рекомендуется принимать L = =1000; 1500; 2000; 3000; 4000; 6000; 9000 мм. В многоходовых аппаратах выбирается четное число ходов. Диаметр трубок принимается равным 16Х 1,5; 16X2; 20X2; 25X2; 25X2,5; 38 X 2 мм.
Толщина трубных решеток равна 15—35 мм в зависимости от диаметра развальцованных труб. Для стальных решеток она должна быть не менее
6 =(<ZH/8) +5 мм,(5.86)
где 厶一наружный диаметр труб, мм.
При закреплении трубок в трубной решетке они должны выступать из отверстий на величину, равную толщине трубки.
Распределительные камеры предназначены для распределения потока рабочей среды по теплообменным трубам. Конструктивно распределительная камера может представлять собой эллиптическое фланцевое днище, присоединяемое к трубной решетке, или короткую обечайку (hi = 200 4- 400 мм), снабженную по краям фланцами, одним из которых она присоединяется к трубной решетке, а другим ——к плоской или эллиптической крышке. Крышка может быть приварена к обечайке распределительной камеры.
Размеры крышек (днищ) и фланцев для обечаек приведены в [10] и определяются диаметром аппарата.
Для создания необходимого числа ходов внутри распределительной камеры устанавливают перегородки. Герметизация узла соединения перегородки с трубной решеткой достигается с помощью прокладки, уложенной в паз трубной решетки. Ми-
нимальная толщина перегородки S определяется диаметром аппарата D:
Q, мм 325-426500—600800-1200> 1200
[ S, мм6101214
i 5. Определение диаметра штуцеров патрубков.
Диаметры патрубков определяют из уравнения расхода
:U = G/p = S^ =統2您/4,(5.87)
откуда
d = 1,13 “Р/5 = 1,13 “G/(p5).(5.87а)
Размеры патрубков следует согласовывать с размерами присоединяемых к аппарату трубопроводов.
Теплообменники типа «труба в трубе». Диаметр внутренней трубы определяется по формуле
d = “G/(0,785PM,(5.88)
где w — скорость теплоносителя в трубе, м/с.
Принимаем по ГОСТ 9930—78 теплообменную трубу с диаметром, ближайшим к рассчитанному. Рекомендуется принимать теплообменные трубы с наружным диаметром 25; 38; 48; 57; 76; 89; 108; 133; 159 мм.
Уточняем скорость движения теплоносителя:
5 = G/(0,785Pd2)(5.88а)
Внутренний диаметр наружной трубы определяют по формуле
С = “(5мтр/0,785) + #ар,(5-89)
где w ——скорость движения теплоносителя в кольцевом пространстве, м/с; Smtp = Gi/(pi5i)——площадь сечения кольцевого пространства, м2.
Принимаем по ГОСТ 9930—78 кожуховую трубу с диаметром, ближайшим к рассчитанному. Рекомендуется принимать кожуховые трубы с наружным диметром 57; 76; 89; 108; 133; 159; 219 мм.
Уточняем скорость движения теплоносителя в межтрубном пространстве:
3 = р • 0,785 (Ь2 - d2) ■69。)
Сечения труб должны при необходимости соответствовать турбулентному режиму движения жидкостей (Re > 10 000).
Если при расчетах Re V 10000, определяют новые скорости движения теплоносителей, при которых режим их движения будет турбулентным. Принимают значение критерия Рейнольдса равным 10 000—15 000. Тогда
5тур6 = (10 000 + 15 000) 您/Re.(5.91)
Подставляя значение скорости wTyP6 в формулу (5.88), опре/ деляют диаметр внутренней (теплообменной) трубы и, далее/ по формуле (5.89) — диаметр наружной (кожуховой) трубы. /
Общая длина трубы, считая по наружному диаметру тепло- обменных труб:，
L = F/(3,14d).(5,2)
Принимая длину теплообменной поверхности равной дл^не кожуховой трубы, определим число элементов теплообменника:
〃=丄//,(5.93)
где / ——длина кожуховых труб (принимается равной 1,5; 3,0; 4,5; 6,0; 9,0; 12 м).
Змеевиковые теплообменники. Конструктивный расчет змеевиковых теплообменников включает определение общей длины L, числа витков п и высоты Н змеевика. Для выполнения расчета должны быть заданы площадь поверхности* Теплообмена 尸，средний диаметр трубки dcp, из которой навивается змеевик, диаметр витка змеевика d3M и расстояние между осями соседних витков 无 (обычно его принимают равным 1,5—2 диаметром трубы змеевика).
Общая длина змеевика:【
L = F/mdcp).(5.94)
Длина одного витка змеевика как винтовой линии:
/ =，(几%зм)"¥ 庐.(5.95)
Число витков змеевика:
п — L[L(5.96)
Общая высота:
H = nh.(5.97)
Внутренний диаметр D корпуса теплообменника, в который погружается змеевик, рекомендуется принимать в следующих пределах:
Q — Нзм + (3 + 4) “ар,(5.98)
где Ннар — наружный диаметр трубы змеевика.
Спиральные теплообменники. Для определения геометрических размеров спирального теплообменника после теплового расчета и определения величины рабочей поверхности исходят из размеров внутреннего радиуса спиралей первого полувитка г= 150 + 400 мм с учетом размеров располагаемых на крышках патрубков и ширины канала, т. е. расстояния между листами и ширины ленты, из которой осуществляется навивка.
Площадь поверхности нагрева спирального теплообменника, полученная на основании теплового расчета, связана с разме- 84
того, что наружный виток спирали не участвует в передачетого, что наружный виток спирали не участвует в передаче
того, что наружный виток спирали не участвует в передаче
того, что наружный виток спирали не участвует в передаче
Рис. 5.7. Схема к расчету длины канала теплообменника:
/ — наружный канал; 2 —внутренний канал; /, // — спирали
рами спиралей соотношением
F = 2Lbe： (5.99)
Здесь £ ——эффективная длина спирали аппарата до точек М a N (рис. 5.7); Ье — эффективная ширина спирали, равная ширине навиваемой ленты за вычетом толщины входящих внутрь спирали металлических лент или прокладок:
* = Ь — 20 мм, (5.100)
где b — ширина полосы.
Эффективную длину спирали определяют с учетом
теплоты.
Каждый виток строится по двум радиусам
「1 = d/2;г 2 =「1 +
где / = Ьк + Йст ——шаг спирали; Ьк — ширина канала (зазор между спиралями); бет — толщина листа.
Длина первого витка:
厶=2л (，专 Г ) = л (门 +「1 + /) = 2л「1 + 2就• 0,5.(5.101)
Длина второго витка:
/2 — 2л「2 + 2血-2,5.(5.102)
Длина п-го витка:
L = 2лгд + 2就(2/г — 1,5).(5.103)
Суммируя, получим длину одной спирали:
£ = /[+/2+ …+ G = 2几门/1 + М/г (2〃 一 1),(5.104)
откуда число витков, необходимое для получения эффективной длины, определяем по уравнению
"=“急 + *0"_1)2_}(^_1).(5」叫
Число витков обеих спиралей:
"2а = “^ + ；С ТО)(5.106)
где d = 2r + f ——внутренний диаметр спирального теплообменника.
aaРис. 5.8. Примеры компоновки пластин：а — симметричная двухпакетная схема; б — схема односекционного теплообменникаРис. 5.8. Примеры компоновки пластин：а — симметричная двухпакетная схема; б — схема односекционного теплообменника
a
a
Рис. 5.8. Примеры компоновки пластин：
а — симметричная двухпакетная схема; б — схема односекционного теплообменника
Рис. 5.8. Примеры компоновки пластин：
а — симметричная двухпакетная схема; б — схема односекционного теплообменника
Наружный диаметр спирали с учетом толщины листа определяется по формуле
P=d + 2^/ + бcт.(5.107)
Действительная длина листов спиралей между точками m и гп‘ для спирали / и между точками пип7 для спирали // (рис. 5.7) определяется по соотношениям
% кL + 彳冗。+ %; ' (5.108)
4[ = L+^冗d一%. (5.109)
Пластинчатые теплообменники компонуются из пластин, размеры которых приведены в [5.11]. Собранные в пакеты пластины образуют плоскопараллельные каналы, по которым проходят теплоносители.
Для создания в каналах скоростей, обеспечивающих турбулентный режим течения потоков (Re > 50), пакеты, с небольшим числом пластин в каждом, соединяются последовательно по ходу теплоносителя. Один из вариантов такой компоновки показан на рис. 5.8. ,
После предварительного определения площади поверхности теплообмена из основного уравнения теплопередачи и выбора нормализованного теплообменника и числа пластин по ГОСТ 15518—78 или по [5.11] можно ориентировочно определить по величине допустимого сопротивления теплообменника число последовательно соединенных пакетов:
z <0,01 (АрДоп/к«2/^2)0'33. (5.110)
Здесь V ——объемный расход теплоносителя, м3/с; /к — площадь сечения одного канала, м2; п ——число пластин в теплообменнике; Ардоп — допустимое сопротивление теплообменника, Па.
При конденсации паров в пластинчатом теплообменнике все каналы по потоку конденсирующегося пара собираются в один пакет. Число каналов в одном пакете: 1) для охлаждаемой среды
W1 = [(«/2)- 1]2； (5.111) 2) для нагреваемой среды
m2 = 〃/(22). (5.112)
Площадь поперечного сечения пакетов:
"2 =m1,2〔(5.113)
Скорость движения теплоносителей в каналах теплообменника:
^1, 2= G1, 2/(Р1, 2九 2)(5.114)
Критерий Рейнольдса определяется по формуле (3.26).
Если режим течения жидкости ламинарный, увеличивают число пакетов. Это обеспечивает повышение скорости движения теплоносителей и, соответственно, значение критерия Рейнольдса.
Далее определяются коэффициенты теплоотдачи и теплопередачи и уточняется величина площади поверхности теплообмена.
Ьсли рассчитанная величина площади поверхности теплообмена значительно отличается от предварительно определенной и принятой по ГОСТ 15518—78, повторяем расчет, приняв в качестве ориентировочной рассчитанную уточненную и принятую по стандарту площадь поверхности теплообмена. Расчет проводится до сходимости величин ориентировочно принятой и уточненной площадей поверхностей теплообмена.
Диаметр патрубков определяется по формуле (5.87а).
Подробный расчет пластинчатых теплообменников приведен в [5.5; 5.7].-
5.2-5- Основные конструкции и параметры стандартных теплообменных аппаратов
Кожухотрубные теплообменники. Кожухотрубные стальные теплообменники предназначены для теплообмена жидких и газообразных сред. В зависимости от технологического назначения предусматривают четыре вида кожухотрубных теплообменных аппаратов: Испарители И, конденсаторы К, холодильники X и теплообменники Т. Аппараты изготавливают следующих типов: Н — с неподвижными трубными решетками (рис. 5.9,а); К —с температурным компенсатором на кожухе (рис. 5.9,6); П —с плавающей головкой (рис. 5.9,8,г)； У —с U-образнымн трубами (рис. 5.9,5, е) ； ПК — с плавающей головкой и компенсатором на ней (рис. 5.9,ж). Теплообменники должны изготавливаться в следующих исполнениях: Г — горизонтальные; В ——вертикальные; для невзрыво- и пожароопасных сред, не обладающих токсичностью, — группа А; для взрыво- и пожароопасных сред и сред, обладающих токсичностью, — группа Б. Исполнение теплообменника по виду материалов указано в ГОСТ 15122—79, ГОСТ 14245—69. Теплообменники могут быть изготовлены одно-, двух-, четырех-, шестиходовыми по трубному
пространству, с перегородками или без них в межтрубиом пространстве.
После выполнения расчета и выбора теплообменника необходимо указать его условное обозначение.
Пример условного обозначения теплообменника типа К го- • ризонтального, с кожухом диаметром 800 мм на условное давление в трубах и кожухе 16 МПа, исполнения по виду материала Ml, обыкновенного исполнения по температурному пределу, с теплообменными трубами диаметром 20 мм и длиной 6 м, четырехходового по трубному пространству для нагрева и 专
11Рий. 5.10. Теплообменник типа «труба в трубе>:
1
1
/ — внутренняя (теплообменная) труба; 2—наружная (кожуховая) труба; 3—калач
охлаждения взрыво- и пожароопасных сред, обладающих токсичностью: ■
Теплообменник 880 ТГК-16-М1-
-0/20-6-4 гр. Б ГОСТ 15122 - 79.
Основные параметры и размеры стальных кожухотрубных теплообменных аппаратов в соответствии с ГОСТ 15118—79 — ГОСТ 15122—79, ГОСТ 14245—79 —ГОСТ 14248—79 приведены в табл. 5.8—5.13.
Теплообменники типа «труба в трубе». В соответствии с ГОСТ 9930—78 изготавливают теплообменники следующих типов: 1 — разборные одно- и двухпоточные малогабаритные； 2 -— неразборные однопоточные малогабаритные; 3 — разборные однопоточные; 4 — неразборные однопоточные； 5 — разборные многопоточные.
К малогабаритным типам относятся теплообменники с проходными сечениями внутри теплообменных труб до 35 см2. Одна из конструкций теплообменников изображена на рис. 5.10.
Площади поверхностей теплообмена и основные параметры стандартных теплообменников приведены в табл. 5.14.
Спиральные теплообменники (рис. 5.11) в соответствии с ГОСТ 12067—80 изготавливаются двух типов.
Тип' 1 — с тупиковыми каналами в двух исполнениях предназначен для теплообмена между жидкостями и газами, для конденсации паров.
Тип 2 — со сквозными каналами в трех исполнениях предназначен для подогрева сточных вод и других загрязненных рабочих сред, для высоковязких жидкостей и газов, для охлаждения нитрозной серной кислоты.
Площади поверхностей теплообмена и основные параметры спиральных теплообменников приведены в табл. 5.15.
Пример условного обозначения спирального теплообменника типа 1 в исполнении 2 с поверхностью теплообмена 20 м2 на давление 0,6 МПа (6 кгс/см2) из коррозионностойкой стали:
Теплообменник спиральный 1-2-20-6-К ГОСТ 12067 — 80.
То же из углеродистой стали:
Теплообменник спиральный 1-2-20-6-У ГОСТ 12067 — 80.
Параметры кожухотрубиых холодильников в соответствии с ГОСТ 15118—79, ГОСТ 15120—79 и ГОСТ 15122—79
OU BYOXOJOH4。 KHHaba。qtremo匚 q зтюнесиооаи soxo^ab^us m Лион ・ou KHHahg。OJOXmA ouos^u qNemoIfu
1,0
1,5
2,0
3.0
4,0
6,0
9,0
Площадь поверхности теплообмена (в м2) при длине труб (в м)
-gAdh oiroHh aatngo
moNOX 01f°Hh
ss -gAdldJaneHH
-exA弟ox dJafBHB
0405121320ю921103617381778371609894218114469306177,3022361451345924,5536426579,495757984)52
oooooooooooooooooooooooooooooooooooooooooooо о о о QORoo，QOO,oo，cmo,o,oo，QRO£o,o, JJJOJJ J J J J J J J J J Jл^л^л^л^ол^л^л^л^о^л^л^о^оооооооооооооооооооооооооооооо
二二二二二二二二 一405390361329312285271663643606590528507471454961937893873765740697677
05550000
一25,22.,19.,17.,46.42:35.,31.,989384798175656180.7360463927219586696235226209202427417397388380329310301
2</ 11111112222222244333333
3,53,011,59.0,19,017,014,513,034,031,026,024,073706360615749461351301201091049590221214202197176169157⑸一一
505050000000 --
2,2，7,6,12,1 и^.азз.гкп.’^.^^^^^звзг^эовтвотзбэбзбо- _
n^n^-n^o» -------------------------
一-
一二
一二
一-一
^2 喘器⑻166111100389370334316芻206196717690638465442404385173138072044747718666642701658580544083048986958
1121212121246124612412461246124612461246
2 2 2 2 2xxxxx0 5 0 5 0
2 2 2 2 2
9 3 5
5 7 212 3
2
X
52
2
X
о
40
2 2
X X
5 о
2 2
2
X
5
2
2
X
2X52
2
X
2
X
5
2
2
X
2X52
о60
о
80
о
00
00
2
Параметры кожухотрубных конденсаторов и испарителей* в соответствии с ГОСТ 15118—79, ГОСТ 15119—79 и ГОСТ 15121—79
Параметры кожухотрубиых холодильников и конденсаторов с плавающей головкой в соответствии с ГОСТ 14246—79 и ГОСТ 14247—79
Диаметр кожуха, мм
Диаметр труб, мм
Число ходов
Общее число труб, шт.
Площадь поверхности тепло' обмена (в м2)** прн длине (в м)
Площадь сечения одного хода по трубам, М2
2,Э
3,0
4,0
6,0
Площадь самогоузкого сечеиияв межтрубномпространстве3*,М2
Площадь поверхности теплообмена(в м2) при длине труб (в м)
3,06.03*9,03*
Площадь сечения одного хода по тру-
6амЗ*, м2
•*m05x озк^
ss•gAdldlaweH4
SS -ехАЖ
，。工 dlaweH4
7 6 9
3 10 n^n^-n^
392619
938479
706360
0 4 6
7 3 1
3 3 3
2 4 6
2
X
600
-042018011
GTO
一 з9791
1 Си RM 11
8 7 6 6
61574946
40一二
-57400696
2 2 2 1
12 4 6
2
X
5
2
^ ^ ^
2 а
^ ^ ^
2 2 2
736055
302016
0 8 8
9 3 1
6 6 6
2 4 6
2
X
• о
2
о80
7 0 2-732-о,о о,^п^п^
-201918
6 9 7 11
4 3 2 2
9 4 5 0
olo9 9
5 2 4 4
6 4 0 8
4 4 4 3
12 4 6
2
X
4 14
15 3 аа
9 4 3
424039
866962
2 2 2
40297
2 2 1
8 2 4
3 7 4
1 о о
2 4 6
2
X
ООО
0,042 0,042 0,042 0,040 0,040 0,040
0,071 0,071 0,071 0,068 0,068 0,068
4 5'6
-2аз 一 JQ ООО
-338314302
5 6 9 2
3 2 0 0
2 2 2 2
6 9 7 1
716515
-一一
7 8 6 2
4 16 4
7 7 6 6
12 4 6
2
X
52
5 9 9
6 7 4
Jo 2 cf
259582
6 5 5
7 7 8
19 8
4 3 3
一二
8 0 4
2 4 6
2
X
1200
6 5 5 2 2 2г~ г~ 1 11 ^—41 11 11 11 11 1QaaacTQ
9 4 2 -785 一 J'2 ООО
4 4 1 一494645
^ ^ ^ о
3 3 3 3
256二一
3 8 6 8
8 4 8 6
0 0 9 9
12 4 6
2
X
52
7 7 7 3 3 3
4 4 4 1* I 1*
1 1
а ста ОС
301072
в Jo
а"
5 16
6 3 1
8 8 8
---
8 4 2
9 0 6
2 2 1
2 2 2
2 4 6
2
X
400
о 8 ю
-6 135
-837一706765
486一二
372二一
5 4 о16
4 0 3 9
5 5 4 3
12 4 6
2
X
юю юю 8 3 3 3
9 9 9 5 5 5
1
а
22 09 10 888333 888444 555777 888666 999444 и и|1 33 44^444 777777 111111 333222 777777
I 1* II 1* 11 1* 11 11 11 I 11 11 11 I I I 11 n^n^- л^п^.'п^п^ п^^п^^п^п^. n^n^n^-n^n^n^ п^п^п^п^^п^ cfaaaraaafQ 二一 二一-一一一一 ^ ^ - ^ ^ - ^ ^ - ^ ^ - -- -- --11 - 1 1 - 3 3 - 22 - 65-441 出8一76一 21 -09 - 二二二176-160一144129一318295一255235一519495一426400一771741一635604一10721040一876841一 ------311713059487432516817364^s^m^047663896047319882754226 1111 222111 433332 655444 877666 ^^ ^M mW - %м -212197一1701-^^ - ш^ -514494一423-3-
3 о
2319
3831
一 一
一一一
* Испарители могут быть только одноходовыми.
** Рассчитана по наружному диаметру труб.
7 7 .ОО.ОО о о
2 4
^0
а
о 3 2 2 02
2 2 XX о 5 2 2
2 2 XX о 5 2 2
2 2 XX о 5 2公
5
2
3
400
00
5
448767
310310 n^-n^n^n^n^n^
356948 621621 о о о о о о n^n^n^n^n^n^-
6 9 2 9 14 о и 3 1 5 3
I о 11 о о ааааа
607646798654
1 о о 1 о о
200259471074 210210
аа°'°-а n^n^n^n^n^n^.
3
5
мъ- -103-01, 一 ОО ОО
6 5 0 3
5- 6 2
2- о о аста
2 3 3 1
9 4 - о 4 0 0-11 ста аа
,064-,155,072- о о о
8 4 4 9
8 8 - 1 9 - л-о - No 一 аасг
2 4 6 2 4 6
2 4 6 2 4 6
2 4 6 2 4 6
2 4 6 2 4 6
2 4 6 2 4 6
2
X
2 X 5 2
2
X
2
X
52
2
X
52
2
X
2 X 5 2
2
X
2
X
52
о
60
00
8
00
2
00
4
* Трубы диаметром 25X2 мм должны быть изготовлены нз высоколегированных сталей; допускаются трубы из углеродистой стали,но диаметром 25乂2.5 мм.
*♦ Шесть ходов по трубам может быть только у конденсаторов.
3* Данные в правых столбцах относятся к расположению труб в трубиых решетках По вершинам равиостороиних треугольников, остальные — по вершинам квадратов (по ГОСТ 13202 — 77).
Диаметр кожуха, мм
Число сегментных перегородок при длине труб (в м)
1,0
1,5
2,0
3,0
4,0
6,0
9,0
Диаметр кожуха, мм
Площадь сечеиия одного хода по трубам, м2
Площадь поверхности теплообмена (в м2)* при длине (в м)
Площадь самого узкого сечеиия в межтрубиом пространстве**, м2
3,0
6,0**
9,0**
пТаблица 511 1
?驟:黑т：；*嚟Г撮4磔产Hi с "разньжн трубамн
一 一 ^ан (^ 6 4
■2 ^-^
今/f\(\o 8
8 4 1
22
8 4 0 8 6 6
6)
Go 8 6 4
4
8 6 4 4
325一6
400——
600一一
800—一
1000——
1200 и 1400——
Примечание. Числа в скобках относятся к теплообменникам с плавающей головкой и с U-образиыми трубами
0,011
0,020
0,032
0,047
0,037
0,085
0,073
0,120
0,108
0,135
0,151
0,161
0,187、
трубиой решетке по квадратов по ГОСТ
~ - - 2 ^ад ^ ^ ^ 二 3 2 3 6 9 3
8 1 5 1 о
---7 3 6 3 6
---13 5 8 1 I ~ т о ОО 7 11 о 一 一 -1525436593
1 2 3 5 142643-----
9 7 2 5 4 ---о 1 1 2
о CTQa
3八 7727 ,00,01,02,03,05091419 о о о о о, о, Q а
3254005006008000001400
труб В
вершинам
Рассчитана по наружному диаметру труб.
Паяные в правых столбцах относятся инам равиостороииих треугольников, остальные-по
к расположению
Диаметр
Число параллельных потоков
Число теплообмен' ных труб в одном аппара-
Площадь поверхности теплообмена (в м2) по наружному диаметру при длине труб (в м),
Диаметр** труб кожуха, мм.
1,5
з.о
4,5
6,0
9,0
12,0
Таблица 5.14
Площади поверхностей теплообмена и основные параметры неразборных» а также разборных одно- и двухпоточных теплообменников типа „труба в трубе" в соответствии с ГОСТ 9930—78
Диаметр кожуха, мм
Число трубных пучков.
Число труб в одном пучке* щт.
Площадь поверхности теплообмена*, м2
пТаблица 5.12 |
?ОРГЙС?Ш^79ТРУ6НЫХ НСПарИТелей с даровым пространством
Площадь сечеиия одного хода по трубам*, м2
57X4
57X4; 76X4; 89X5
76X4; 89X5； 108X4
89X5; 108X4
108X4? 133X4
133X4; 159X4,5
159X4； 219X6
219X6
219X6
МПа.
5,0一
二二二二二二 и^>^^ш>^.^м>5-о. 2425363749
8622480008623686360
LLe<QL，LZLe^LO:r5<esmc£r
624486862124 n^n^1bn^L-9^n^-L-9^n^L<Q^
M^ ^ - да - ^ J 2 2 3 3 4
48Ю6245ЮО486 ------ I --
N4 9 37T'49 己石о J - -- -- -- -- - 248862362748 ---------- oooooooooool
* * * * ***** 1241241241241212121212
1
1
2
2 1 I
2 1
1 2
1
1
25X3
38X3,5
48X4
57X4
76X4
89X5
3 о i 5
П- 2 3 5 o о о QCTa
,031031055 ООО
380,013
620,022
960,031
1700,057
-0,013
—0,022
-0,031
-0,057
1920,031
2880,031
3620,057
пучкам. с плавающей
5185202451852024406048
1 2 12 2 3 4
激204362二二204204362134220310572134220310572310310572
112 3 2
800000200600400400400400400600800 1112222222
108X41
133X41
159X4,51
Относится к одному ходу иера збориых теллообмеиинков.
Толщины труб указаны для условных давлений ие выше 1,6
瞿ХХМ£%х перегородок в нормализованных кож二：^；£ ^ /
Диаметр кожуха, мм
^^^ментннх перегородок при длние труб(в м)
"°1152,03,04.0 16,019>0
1596101426
2734812‘二二二
94
головкой.
еь廓戏^牌號г審馭俨。。е к трубным
MSXXVS^OO^EVfa- «зхл^ааясо~'g JHd
Е
Таблица 5.15
Площади поверхностей теплообмена и основные параметры спиральных теплообменников в соответствии с ГОСТ 12067—72
Площадь поверх』 ностн теплообмена, м2
Ширина канала,
Ширина ленты*, мм
Длина канала*, м
Площадь сечения канала, 104 м2
Масса теплообменника*, кг, не более
Диаметр штуцеров для жидких теп- лоносите- телей, мм
10,0
8
400
—
12,5
—
32
—
1200
—
65
12
400
12,5
—
48
—
1200
—
65
12,5
8
400
15,6
—
32
1300
65
12
400
—
15,6
—
48
—
1300
—
65
16,0
8
500
16,0
40
—
1500
65
12
500
—
16,0
—
60
1500
—
65
20,0
8
400
700
25,0
14,3
32
56
1800
1650
100
12
400
700
25,0
14,3
48
84
1800
1650
100
25,0
8
500
700
25,0
17,9
40
56
2300
2000
100
12
500
700
25,0
17,9
60
84
,2300
2000
100
31,5
8
500
700
31,5
22,5
40
56
2600
2600
100
12
500
700
31,5
22,5
60
84
2600
2600
100
40,0
8
1000
700
20,0
28,6
80
56
2800
3200
150
12
1000
700
20,0
28,6
120
84
2800
3200
150
50,0
8
1000
1100
25,0
22,7
80
88
3500
4000
150
12
1000
1100
25,0
22,7
120
138
3500
4000 ,
150
63,0
8
1000
1100
31,5
28,6
80
88
4300
4800
150
12
1000
1100
31,5
28,6
120
138
4300
4800
150
80,0
8
1000
1000
40,0
40,0
80
80
5500
5500
150
12
1000
1000
40,0
40,0
120
120
5500
5500
150
100,0
8
1250
1250
40,0
40,0
100
100
6000
6000
150
12
1250
1250
40,0
40,0
150
150
6000
6000
150
Данные в правых
столбцах относятся к лентам, изготовленным
сталн, остальные*-к лентам, изготовленным нз нержавеющей стали.
нз углеродистой
4 И. Л. Иоффе
97
(ZE巴 J змкнияпй -
«0x^-0 HNetnolfu Hdu (JxsW янаалекл nouns н ^Hs 巴之 HHJelfu 01THhZ^ «Хийюоои-SH KHUOM^&ffiott qtreTnoirjj - KKtfbobvnHOOU n noMXKK^S^OO^GVb хгиЕЬММ-зшгнзачнаоЕагчсиахефви QNMHOHUO 匸 «к^жюеочс^ь льиемил^иос 9д rt^s ч^«н
§g°ss
Illi I 稣^ 1 1 1 1 I bl I I I I I I I I II I I1 1 1 N I 1 1§§ 1 1 1 I I I 1
爾巽經I需斂餞畿翳绕號1111
舒^符［涎經翳懿蠡詩齧Illi
Ф 1Л.О Ф О LO 0^0,0 о
о СЧ С0О UO I ^©о'соо'ооиооооооо I 〜— izz I со 寸 g 98 о I а 寸 g 9 0go I
gSSSS?8S3SK N 1 1 1 1 I 1 I 1 I
n| S£gSSg5SS^ ! I I I I I I I I I I
.2 н q h1п
ООО ео о о io о о О I I I I I I I I I { I I I I , I .
mYd98?聳^ 11111111
1 "疆雖誌課翳冢111111
1
ejBdBuue3HH>WK§eo X
Конструктивные характеристики
Площадь пластины, м2
0,2
о.з
0.5
0,6
1,3
Габариты пластины, мм
длина
650
1370
1370
1375
1392
ширина
650
300
500
660
640
толщина
1,2
1,0
1.0
1,0
2,0
Эквивалентный диаметр ка-
0,0076
0,0080
0,0080
0,0074
0,0115
нала, м
Поперечное сеченне канала,
0,0016
0,0011
0,0018
0,00262
0,00368
Диаметр условного прохода штуцеров (в мм) для испол-
нений:
100
50
100
200
一
65
150
200
250
III
200
250
300
Приведенная длина канала, м
0,45
1,12
1,15
0,893
1,91
Таблица 5.17
Конструктивные характеристики пластинчатых теплообменников в соответствии с [5.11] и ГОСТ 15518—78
Пластинчатые теплообменники —аппараты, поверхность теплообмена которых образована из набора тонких штампованных теплопередающих |пластин с гофрированной 1поверхностью.
' Пластинчатые теплообменники (разборные, полуразборные, сварные, блочные сварные) с площадью поверхности от 2 до 320 м2 предназначены в основном для теплообмена между жидкостями, паром и жидкостью при давлениях до 1 МПа и температуре от —20 до + 140℃.
»НС. 5.12. менннк на
Пластинчатый теплооб- коисольной раме
Рис. 5.13. Пластинчатый теплообменник на двухопорной раме ।'
По ГОСТ 15518—78 предусмотрены теплообменники в иеты】] рех исполнениях: I ——на консольной раме (рис. 5.12); II ——nag двухопорной раме (рис. 5.13); Ш ——на трехопорной раме; IV ——; на двухопорной раме с промежуточной плитой.
Основные парметры пластинчатых теплообменников привел дены в табл. 5.16 и 5.17, :
Первые буквы в условном обозначении — это тип теплооб*； менного аппарата: Т ——теплообменник； П ——пластинчатый; Р*# ВС, С, П ——вид теплообменника： Р ——разборной, БС — блочный^ сварной, С — сварной, П — полуразборный; следующая цифр^ с буквой или без буквы ——тип пластины; цифры после тире обо* значают площадь поверхности теплообмена аппарата, конструк^ тивное исполнение, марку материала пластины и марку мате/ риала прокладки. :
Например, ТПР 0,5Е-16-1-2'10 — теплообменник пластинча^ тый разборный с пластинами типа 0,5Е, площадью поверхности теплообмена 16 м2, на консольной раме, материал пластин R патрубков ——сталь 12Х18Н10Т, материал прокладки ——тепло| стойкая резина С У-359. f j
Марка материала пластин и характеристика прокладок пр№ ведены в [5.11].
Расчет тепловой изоляции $
Тепловая изоляция представляет собой конструкцию из ма териалов с малой теплопроводностью, покрывающую наружны 100
поверхности теплового и холодильного оборудования, трубопроводов для уменьшения тепловых потерь.
Тепловые расчеты изоляционных конструкций позволяют решать следующие задачи: 1) определение тепловых потерь изоляционного устройства (аппараты, трубопроводы) при заданной изоляционной конструкции; 2) определение толщины изоляции при заданных или допустимых тепловых потерях устройства; 3) определение толщины изоляции по заданной температуре ее поверхности; 4) определение температуры поверхности изоляции или ее промежуточных слоев при заданной изоляционной конструкции.
Потери теплоты Qn изолированным оборудованием определяются по формуле
Qu = aF «нар ■ £ц).(5.116)
Здесь а ——суммарный коэффициент теплоотдачи лучеиспусканием и конвекцией; F——наружная поверхность изоляции; /нар, tB — температура наружной поверхности изоляции и окружающего воздуха.
Исходя из требований техники безопасности температура наружной поверхности не должна превышать 45℃.
Для объектов (неподвижных), расположенных внутри помещения при температуре наружной поверхности стенки аппарата до 350 ℃
ав = 9,30 + 0,058Glap.(5.117)
Количество теплоты, передаваемой теплопроводностью изоляции:
Qg = "L =就"叫3. ср (* - %ар)，(5. П8)
где qL ——предельные тепловые потери на 1 м длины цилиндрической поверхности, Вт/м; L — условная высота рассчитываемой поверхности изоляции, м; Лиз, бкз ——теплопроводность и толщина изоляции; £вн ——температура внутренней поверхности изоляции. '
Величина dn3. ср зависит от определяемой толщины изоляции:
嵋/Чз・ср = %产(*-Мр)/”・(5」19)
Условная высота рассчитываемой поверхности изоляции:
l=尸/(m/).(5.120)
Определив потери теплоты по уравнению (5.116), находят предельные тепловые потери на 1 м длины цилиндрической поверхности：
" = Qh°t/L(5」21)
Рассчитывают значение правой части уравнения (5.119), задаваясь температурой внутренней поверхности изоляции:
4=%人(%一*p)/b(5J22)
По рассчитанной величине А находят [5.12, табл. 48] численное значение отношения нар/九.вн.
Толщина изоляции определяется из соотношения
Мз =(蟲3. иар - ^из. вн)/2 = -^—(-^^ - 1).(5.123)
Проверяют температуру внутренней поверхности изоляции:
а (^иар — /вн) = *ИЗ «вн — %ар),(5.124)
Оиз
откудаоткуда'вн = 'нар Т'вн = 'нар Тg &ар "' 八)6Н3g &ар "' 八)6Н3(5.125)(5.125)
откуда
откуда
'вн = 'нар Т
'вн = 'нар Т
g &ар "' 八)6Н3
g &ар "' 八)6Н3
(5.125)
(5.125)
Толщину изоляции можно определить из упрощенного соот
ношенияношенияQnoT ~ 九нз尸 «вн — £нар)/6нз・QnoT ~ 九нз尸 «вн — £нар)/6нз・(5.126)(5.126)
ношения
ношения
QnoT ~ 九нз尸 «вн — £нар)/6нз・
QnoT ~ 九нз尸 «вн — £нар)/6нз・
(5.126)
(5.126)
В справочной литературе приведены данные, необходимые для выполнения расчетов по тепловой изоляции: свойства тер； моизоляции [11, с. 604], нормы тепловых, потерь изолировант ными поверхностями при температуре окружающего воздуха' 25℃ [И, с. 605], потери теплоты на единицу длины изолированных трубопроводов [5.4, с. 750].
Гидравлический расчет теплообменных аппаратов
"=(咗+ »)争"=(咗+ »)争(5.127)(5.127)Целью гидравлического расчета является определение величины потери давления теплоносителей при их движении через теплообменные аппараты. Потеря давления Ар при прохож^ дении теплоносителей через трубы и в межтрубном пространстве теплообменника складывается из потерь на сопротивление трению и на местные сопротивления, а также зависит от конструкции аппарата:
"=(咗+ »)争
"=(咗+ »)争
(5.127)
(5.127)
где w ——скорости движения теплоносителя в узком сечении потока.
Порядок расчета и выбора коэффициента трения в зависимости от режима движения потока приведен в гл. 3.
Коэффициент трения ХтР в межтрубном пространстве кожухотрубных теплообменников зависит от размещения труб в теплообменнике и числа рядов труб т, через которые проходит поток. При размещении труб по вершинам равносторонних треугольников:
(5.128)(5.128)Хр = (4 + 6,6m)/Re 累;；т = 0,350/%.
(5.128)
(5.128)
Эквивалентный диаметр канала спирального теплообменника d3 = 2b, где b — ширина канала, м. *
Величину коэффициента трения в спиральном канале можно определить по формуле
Мр. сп = 1」5Атр・(5.129)
Коэффициент трения в спиральных теплообменниках при ширине канала b = 8; 12; 16 мм:
при Re = 2000 ~ 10 000
Л = 0,856/Re0'25;(5.130)
при Re & 2000
厶= 357/Re.'(5.131)
Гидравлическое сопротивление пластинчатых теплообменников определяется по формуле
А/h =厶 一^~ P W z(5.132)
Здесь 入 丁 коэффициент общего гидравлического сопротивления единицы относительной длины канала; w — скорость теплоносителя в каналах теплообменника; 乙叩一приведенная длина канала; d3 — эквивалентный диаметр канала; z — количество последовательно соединенных пакетов.
Коэффициент общего гидравлического сопротивления X определяется как
厶= 4Re при Re > 50; Л = B/Re0t25 при Re < 50.(5.133)
Коэффициенты 4 н 8 в зависимости от типоразмера пластин имеют следующие значения:
Р а з,б ори
ы е тепл
ообмениики
Типоразмер
0,2
0,2К0,3
0,5
0,60,63
1,3
пластин
Я
19,6
17,019,3
6,3
15,04,0
17,0
В
425
400 ，425
300
320210
400
п
олуразбориые
6 в а р н 1
疝е
“те
плообмеиники
теплообме
и н и к и
Типоразмер
0,1
0,3
0,5X2
0,8
1,2
пластин
Я
7.6
12,0
15,0
4,0
6,0
8
485
485
324
210
300
Значения коэффициентов местных сопротивлений Е кожухотрубных теплообменников:
ss QS 5 о12 azss QS 5 о12 azВходная или выходная камера
ss QS 5 о12 az
ss QS 5 о12 az
Поворот (180°) из одной секции в другую через промежуточную камеру
Вход в трубное пространство или выход из него
Вход в межтрубное пространство под углом 90° к рабочему потоку
Поворот (180°) в U-образннх трубах
Поворот через колено (180°) в секционных подогревателях
юз
Поворот (180 ) через перегородку в межтрубном простран- 1,5 стве
Огибание перегородок, поддерживающих трубки0,5
Выход из межтрубного пространства под углом 90°1,0
Поворот (90°) в межтрубном пространстве1,0
Местное сопротивление штуцера в спиральных теплообменниках определяется при w < 50 м/с. Коэффициент местного сопротивления Е = 1,5.
5.3. ПРИМЕРЫ РАСЧЕТА ТЕПЛООБМЕННИКОВ
Расчет кожухотрубного холодильника
теплообменниктеплообменникРассчитать и подобрать стандартный кожухотрубиый
теплообменник
теплообменник
для охлаждения G)= 5 кг/с толуола от ZiH = 105 ℃ до Ак = 30 ℃ водой с f2H = 15 °C и f2K = 45 ℃. Толуол ——коррозионноактивная органическая жид-. кость, которая при средней температуре 6ср — 0,5(105^+ 30) = 67,5 °C имеет следующие физико-химические характеристики: pi = 820,5 кг/м3; с, == 1780,7 Дж (кг-К);科1=0,35・10-3 Па-с; Х( = 0,151 Вт(м-К) [4].
Вода при, средней температуре /2сР = 0,5 (15 + 45) = 30 ℃ имеет следующие физико-химические характеристики: р2 = 995,7 кг/м3; р,2 = 0.82Х 又 10~3 Па-с;厶2 = 0,616 Вт/(м-К)； с? = 4184 Дж/(кг-К) [4].
Технологический расчет. Расчет теплообменника проводится в соответствии с общей блок-схемой (см. рис. 5.1).
Определение тепловой нагрузки (формула (5.4)):
Q = 5,0 • 17 807(105 — 30) = 667 763 Вт.
Расход воды определяем из уравнения теплового баланса (5.7):广 667 763.
吋爾G砌= 5,3 кг/с.
Определение средней разности температур при противоточном движении теплоносителей:
105 —> 30/
45 ч—_15
А% ~ 60 Д/м = 15
Ввиду того, что 厶备/厶九=60/15 = 4 > 2 определяем А/ср по формуле： (5.13):
区器赢" = 32,5
Определение режима движения теплоносителя в трубах.
В соответствии с условием задания Для расчета холодильника толуол целесообразно направить в трубное пространство, а охлаждающую воду 工 в межтрубное.
Определяем по формуле (5.69), какое число труб диаметром 25 X 2 мм потребуется на один ход в трубном пространстве при турбулентном режиме движения. Принимаем ориентировочное значение Re0P = 15 000. Тогда
7 = 5/(0,785 • 0,35 • 10~3 - 0,021 ■ 15 000)= 58.
Принимаем по [5.8] одноходовой кожухотрубиый теплообменник со еле дующей характеристикой: диаметр кожуха ——325 мм, число труб——61.
Уточняем значение критерия Рейнольдса:
Re = 5/(0,785 ■ 0,35 • 10~3 • 0,021 • 61) = 14 206.
Следовательно, режим движения толуола ——турбулентный.
Определение коэффициента- теплоотдачи для толуола выполняется по формуле (5.27).
Критерий Прандтля для толуола при /1ср = 67,5 °C:
Рг = 0,35 • 1б-3 • 1780,7/0,151 = 4,13.
Тогда
а】=鏡;0,021 ■ 14 206°'8.4(13°'43 = 583(2 Вт/(м2-К).
Определение коэффициента теплоотдачи от стенки к охлаждающей воде.
Критерий Прандтля для воды при f2cp = 30 ℃ равен 5,56 [4].
Определяем скорость движения воды в межтрубном пространстве:
酬в = 5,3/[995,7 • 0,785 (0,3252 - 61 • 0,0252)] = 0,1 м/с.
Для определения критерия Рейнольдса находим значение d^:
0,3252 —61 • 0,0252 eg"
э — 0,325 +61 • 0,025 一 0,0365 м*
Критерий Рейнольдса:
Re = 0,1 • 0,0365 • 995,7/(0,82 - 10-3) = 4210.
Следовательно, режим движения——переходный.
Для достижения турбулентного режима движения воды в 'межтрубном пространстве теплообменника необходимо увеличить скорость движения воды, для чего нужно установить перегородки.
Принимаем величину критерия Рейнольдса равной 10 000.
Определяем по формуле (5.36) значение критерия Нуссельта:
Nu = 1,72 (0,0365 • 10 000)0'6 • 5,560'33 = 104,4..
Коэффициент теплоотдачи от стенки к охлаждающей воде (формула (5.24))：V
а2 = 104,4 • 0,616/0,0365 = 1762 Вт/(м2 - К).
Термическое сопротивление загрязнений: со стороны толуола r3i = =1/5800 м2-К/Вт; со стороны воды г32 = 1/2500 м2-К/Вт (см. табл. 5.4).
Трубы теплообменника выполнены из нержавеющей стали, коэффициент теплопроводности которой Лст = 17,5 Вт/(м-К) [4].
Коэффициент теплопередачи:
К = 1/(1/583,2 + 0,002/17,5 + 1/5800 + 1/2500 + 1/1762) = 336,8 Вт/(м2 -К).
При наличии перегородок в межтрубном пространстве устанавливается многократный перекрестный ток движения теплоносителей.
Средний температурный напор при перекрестном токе определяется по формуле (5.15).
Для определения коэффициента ед^ необходимо определить коэффициенты Р и (формулы (5,16)):
p =希一^" = 0?3；1 Ub — 15p =希一^" = 0?3；1 Ub — 15105 — 30К— 45—15 - ' •105 — 30К— 45—15 - ' •
p =希一^" = 0?3；
1 Ub — 15
p =希一^" = 0?3；
1 Ub — 15
105 — 30
К— 45—15 - ' •
105 — 30
К— 45—15 - ' •
При этих значениях Р н R коэффициент eAf равен 0,94 [11].
Таким образом, средний температурный напор равен:
А/ср = 0,94 • 32,5 = 30,55 ℃.
Требуемая площадь поверхности теплопередачи определяется по формуле (5.1):°
尸=667 763/(336,8 • 30,55) = 64,9 м2.
Принимаем по [5.8] к установке 4 одноходовых кожухотрубных теплообменника типа TH со следующей характеристикой: площадь поверхности теплообмена 19,5 м2; диаметр корпуса 325 мм; диаметр труб 25 乂 2 мм: длина труб 4 м; число труб 61; число сегментных перегородок 18; число труб по диагонали шестиугольника 9.
Схема соединения теплообменников ——последовательная (рис. 5.14). Запас площади поверхности теплообмена:
100 (19,5 • 4 — 64,9)/64,9 = 23,3 %.
Число ходов в межтрубном пространстве:
а= 18 + 1 = 19.…
Площадь сечения одного хода межтрубиого пространства: f = (4/19) (0,325 — 9 • 0,025) = 0,021 м2.
Уточняем скорость движения воды в межтрубном пространстве:
w& = 5,3/(995,7 • 0,021) = 0,25 м/с.
Критерий Рейнольдса (формула (3.26)):
Re = 0,25 • 0,0365 • 995,7/(0,82 • 10~3) = 11 080.
Критерий Нуссельта 仲ормула (5.36)):
Nu = 1,72 (0,0365 • 11 080)016 • 5,56°幽=111.
Коэффициент теплоотдачи:I i
а= 111 • 0,616/0,0365 = 1873 Вт/(м2 • К).'
Коэффициент теплопередачи К = 340,7 Вт/(ма-К).，
Площадь поверхности теплообмена:'
Р = 667 763/(340,7 • 30,55) = 64,2 м2.
Таким образом, уточненный расчет поверхности теплообмена согласуется с ранее выполненным.
Запас площади поверхности теплообмена:
4 00 (19,5 • 4 — 64,2)/64,2 = 24,6 %.
Конструктивный расчет. Отношение шага между трубами к наружному диаметру труб р = 32/25= 1,28.
Угол, образуемый центральными линиями трубиых рядов при размещении труб по вершинам равносторонних треугольников (по правильным шестиугольникам) а = 60°.
Коэффициент заполнения трубиой плиты:
屮=61 • 0,0322 • 0,866/(0,785 • 0 3252) = 0,65.
Степень заполнения сеч ей и я трубами в продольном потоке:
3,140,65*№ = 4・前"0^663,140,65*№ = 4・前"0^66=0,36.=0,36.
3,140,65
*№ = 4・前"0^66
3,140,65
*№ = 4・前"0^66
=0,36.
=0,36.
Применяя формулу (5.82), проводим необходимые расчеты для определения ширины перегородки：
。宀（*^為一等叫。-。硼
Преобразуя уравнение, получаем:
Y - 57,33 sin у= 142,5.
Методом приближений определяем угол у:
Y
sin у
57,33 sin у
у — 57,33 sin у
90
1
57,33
42,62
120
0,866
49,69
70,31
150
0,5
28,69
⑵,31
160
0,342
19,6
140,4
161
0,326
18,66
142,3
Таким образом,
центральный
угол сегмента
перегородки у — 161°.
Определяем ширину перегородки (см. рис. 5.6). Находим половину центрального угла сегмента:
у/2= 161,0/2 = 80,50°;
cos у/2 = (b — r)/r; г = Dq/2 = 0,325/2 = 0,1625 м;
cos у/2 = cos 80,50。= 0,165;
0,165=(6 — 0,1625)/0,1625; отсюда b = 0,189 m.
Определение диаметров патрубков (штуцеров). Схема соединения теплообменников—последовательная, секционная (рис. 5.14). Скорость движения рабочих сред в патрубках (штуцерах) по возможности должна совпадать с рабочей скоростью среды в аппарате, устанавливаемой в расчете. Поэтому скорость воды в патрубках, соединяющих межтрубиые пространства теплообменников, а также толуола, движущегося из аппарата в аппарат по соединяющим их коленам, принимаем приблизительно равными движению этих сред в теплообменнике.
Определяем скорость движения толуола по трубам теплообменника:
==0,284 м/с.==0,284 м/с.14 206-0,35- 10~30,021 -820,5~
==0,284 м/с.
==0,284 м/с.
Скорость воды в межтрубиом пространстве wa == 0,25 м/с (см. выше).
Диаметры патрубков (штуцеров) определяются по формуле (3.4).
Определяем диаметры патрубков для воды и колеи, соединяющих теплообменники, для толуола
rfB = 1,13 75,3/(995,7 - 0,25) = 0,150 м; 厶=1,13 <5/(820,5 • 0,284) =0,165 м.
Принимаем по [10] трубы для изготовления патрубков и колеи диаметром: для воды — 159 X 4,5 мм, для толуола — 168 X 3 мм.
Рассчитанный кожухотрубный теплообменник представлен на рис. 5.15.
Расчет кожухотрубчатого теплообменника может быть выполнен при помощи ЭВМ типа ДВК-2, ДВК-3 и др.
Рис. 5.14. Схема соединения теплообменников
5.3.2. Расчет пластинчатого подогревателя
Выбрать тип, рассчитать и подобрать стандартный пластинчатый теплообменник для подогрева 10 % раствора NaOH от 60 до 100 ℃. Расход раствора NaOH — 10000 кг/ч. При средней температуре /2 — 0,5(60 + Ю0)= =80 ℃ 10 % раствор NaOH имеет следующие физико-химические характеристики： р2 = 1077 кг/м3; с? = 3860 Дж/(кг-К); Х2 = 0,70 Вт/(м-К); р-2 = 0,6-10~3 Па-с.
Для подогрева использовать иасыщеиный водяной пар давлением 0,3 МПа. Температура коидеисации 九=132,9℃. Характеристики конденсата при этой температуре: р】=933 кг/м3; Q = 4400 Дж/(кг-К)； Мн = =0,147'10~3 Па-с;九 1 = 0,686 Вт/(м-К); г — 2171 кДж/кг.
Тепловая нагрузка подогревателя определяется по формуле (5.4): Q = ^^ 3860 (100 — 60) = 428 889 Вт.
Расход пара определяется из уравнения теплового баланса (5.9): G =428 889/2 171 000 = 0,198 кг/с.
Определение среднего температурного напора:
132,9— 132,9
60 — 100
А% = 72,9 Мк = 32,9
。CLS。CLS10 PRINT "20 PRINT "10 PRINT "20 PRINT "30 PRINT "30 PRINT "«РАСЧЕТ КОЖУХОТРУБЧАТОГО ХОЛОДИЛЬНИКА*и
。CLS
。CLS
10 PRINT "
20 PRINT "
10 PRINT "
20 PRINT "
30 PRINT "
30 PRINT "
ИОФФЕ И. Л. - КАМНЕВ Н,Н. - С X М Т - 13.02.89'*
40 PRINT50 PRINT51 PRINT40 PRINT50 PRINT51 PRINT55 PRINT55 PRINT56 PRINT 57 INPUT 60 PRINT 70 INPUT80 PRINT 90 INPUT56 PRINT 57 INPUT 60 PRINT 70 INPUT80 PRINT 90 INPUT"ВВЕДИТЕ ИСХОДНЫЕ ДАННЫЕ: •'
40 PRINT
50 PRINT
51 PRINT
40 PRINT
50 PRINT
51 PRINT
55 PRINT
55 PRINT
56 PRINT 57 INPUT 60 PRINT 70 INPUT
80 PRINT 90 INPUT
56 PRINT 57 INPUT 60 PRINT 70 INPUT
80 PRINT 90 INPUT
•'ПРИ ДВИЖЕНИИ ГОРЯЧ, ТЕПЛОНОСИТЕЛЯ ПО ТРУБАМ'1 "ВВЕСТИ-0, ИНАЧЕ-1";
К9 "РАСХОД ГОРЯЧЕГО ТЕПЛОНОСИТЕЛЯ, (КГ/С)";
G1
•'НАЧАЛЬНАЯ ТЕМПЕРАТУРА ГОРЯЧЕГО ТЕПЛОНОСИТЕЛЯ, ГРАД. С"； Т1
100 PRINT "КОНЕЧНАЯ ТЕМПЕРАТУРА ГОРЯЧЕГО ТЕПЛОНОСИТЕЛЯ, ГРАД.С";
110 120130140150160170171180 190200210211220 230 240230 260265270280290300310320325330340350360 370380 385390400410420430440450460470 480 490 500110 120130140150160170171180 190200210211220 230 240230 260265270280290300310320325330340350360 370380 385390400410420430440450460470 480 490 500INPUT Т2
110 120
130
140
150
160
170
171
180 190
200
210
211
220 230 240
230 260
265
270
280
290
300
310
320
325
330
340
350
360 370
380 385
390
400
410
420
430
440
450
460
470 480 490 500
110 120
130
140
150
160
170
171
180 190
200
210
211
220 230 240
230 260
265
270
280
290
300
310
320
325
330
340
350
360 370
380 385
390
400
410
420
430
440
450
460
470 480 490 500
PRINT "НАЧАЛЬНАЯ ТЕМПЕРАТУРА ХОЛОДНОГО ТЕПЛОНОСИТЕЛЯ, ГРАД-С"? INPUT ТЗ
PRINT "КОНЕЧНАЯ ТЕМПЕРАТУРА ХОЛОДНОГО ТЕПЛОНОСИТЕЛЯ, 「户А0.С"； INPUT Т4
PRINT ПНА ОСНОВАНИИ ВЫЧИСЛЕННОМ СР. ТЕМПЕРАТУРЫ ГОРЯЧЕГО '•
PRINT "ТЕПЛОНОСИТЕЛЯп
PRINT "РАВНОЙ:" Т0«(Т1+Т2)/2 PRINT ?Т0
PRINT "ВВЕСТИ ИЗ СПРАВОЧНИКА ФИЗИЧЕСКИЕ ПАРАМЕТРЫ ГОРЯЧ." PRINT "ТЕПЛОНОСИТЕЛЯ:"
PRINT "ТЕПЛОЕМКОСТЬ, ДЖ/(КГ*К)"s
INPUT Cl
PRINT "ДИНАМИЧЕСКИМ КОЭФФИЦИЕНТ ВЯЗКОСТИ, ПА*С"; INPUT Ml
PRINT "ТЕПЛОПРОВОДНОСТЬ, ВТ/(М*К)";
INPUT L1 PRINT "ПЛОТНОСТЬ, INPUT Pl
PRINT *'НА ОСНОВАНИИ ВЫЧИСЛЕННОМ СР. ТЕМПЕРАТУРЫ ХОЛОДНОГО*' PRINT "ТЕПЛОНОСИТЕЛЯ, РАВНОЙ:"
Т«(ТЗ+Т4)/2
PRINT ;Т
PRINT "ВВЕСТИ ИЗ СПРАВОЧНИКА ПАРАМЕТРЫ ХОЛОДНОГО ТЕПЛОНОСИТЕЛЯ:" PRINT "
PRINT "ТЕПЛОЕМКОСТЬ, ДЖ/<КГ*К)"5
INPUT С2
PRINT "ДИНАМИЧЕСКИМ КОЭФФИЦИЕНТ ВЯЗКОСТИ, ПА*С" INPUT М2
PRINT '*ТЕПЛОПРОВОДНОСТЬ, ВТ/ (М*К> н INPUT L2
PRINT "ПЛОТНОСТЬ, КГ/МлЗ"：
INPUT Р2 PRINT
PRINT "ВВЕСТИ ИЗ СПРАВОЧНЫХ ТАБЛИЦ: 11
PRINT "ВНУТРЕННИМ ДИАМЕТР ТЕПЛООБМЕННЫХ ТРУБ, Мп; INPUT D1
PRINT '• НАРУЖНЫЙ ДИАМЕТР ТЕПЛООБМЕННЫХ ТРУБ, М": INPUT D2
PRINT '*ТОЛЩИНУ СТЕНКИ ТЕПЛООБМЕННЫХ ТРУБ, М"; INPUT S
PRINT "В СООТВЕТСТВИИ С ВЫБРАННЫМ МАТЕРИАЛОМ ТРУБ, ВВЕСТИ:" PRINT "ТЕПЛОПРОВОДНОСТЬ МАТЕРИАЛА ТРУБЫ, ВТ/ (М*К> 11
510 520530 540550 560 570 580 590 600 610 620 630 631632 633 634 635 636 637 638 639 640641 642 643644 64S 646 649 650 655 660 670 680 690 692 695 710 720 725 730 740 745 750510 520530 540550 560 570 580 590 600 610 620 630 631632 633 634 635 636 637 638 639 640641 642 643644 64S 646 649 650 655 660 670 680 690 692 695 710 720 725 730 740 745 750INPUT М3
510 520
530 540
550 560 570 580 590 600 610 620 630 631
632 633 634 635 636 637 638 639 640
641 642 643
644 64S 646 649 650 655 660 670 680 690 692 695 710 720 725 730 740 745 750
510 520
530 540
550 560 570 580 590 600 610 620 630 631
632 633 634 635 636 637 638 639 640
641 642 643
644 64S 646 649 650 655 660 670 680 690 692 695 710 720 725 730 740 745 750
PRINT "ТЕРМИЧЕСКОЕ СОПРОТИВЛЕНИЕ ЗАГРЯЗНЕНИИ, (Мл2>*К/ВТ'* PRINT "СО СТОРОНЫ ГОРЯЧ. ТЕПЛОНОСИТЕЛЯ " INPUT R1
PRINT "СО СТОРОНЫ ХОЛОДНОГО ТЕПЛОНОСИТЕЛЯ " INPUT R2
PRINT "ЗАДАЕМ ВЕЛИЧИНУ КРИТЕРИЯ РЕЙНОЛЬДСА ПРИ ДВИЖЕНИИ*1
PRINT "ТЕПЛОНОСИТЕЛЯ В ТРУБАХ В ПРЕДЕЛАХ 10000-20000";
INPUT R
Q=B1*C1*(T1-T2> * ТЕПЛОВАЯ НАГРУЗКА ХОЛОДИЛЬНИКА
G2=Q/(С2*(Т4-ТЗ)> ' МАССОВЫЙ РАСХОД ХОЛОДНОГО ТЕПЛОНОСИТЕЛЯ IF К，=0 THEN 649
Х1=В1
Х2=М1
В1=В2
В2=Х1
М1=М2
М2=Х2
X4=L1
L1=L2''
L2=X4
Х6=С1
Cl=Cz
С2=Х£
ХВ=Р1 户厅2 Р2=ХВ
N=B1/((PI/4>*R*M1*D1> ' ЧИСЛО ТРУБ НА 1 ХОД В ТРУБ.
PRINT "ПРИНЕМАЕМ ПО КАТАЛОГУ (ГОСТ 15122-79)"
PRINT "2-ХОДОВОИ ТЕПЛООБМЕННИК"
PRINT "СООТВЕТСТВЕННО ВВЕСТИ ВНУТРЕННИМ ДИАМЕТР КОЖУХА, М"； INPUT D
PRINT 11 ЧИСЛО ТРУБ НА ОДИН ХОД ДВИЖЕНИЯ ТЕПЛОНОСИТЕЛЯ"; INPUT N1
PRINT "ОБЩЕЕ ЧИСЛО ТРУБ Z-ХОЛОДНОГО ТЕПЛООБМЕННИКА"； INPUT N2
R0=Bl/((PI/4>*N1*M1*D1> * УТОЧНЕННАЯ ВЕЛИЧИНА КР. РЕЙНОЛЬДСА IF R0<2300 THEN 2000 PB=M1*C1/L1 -КРИТЕРИИ ПРАНДТЛЯ ДЛЯ ГОРЯЧЕГО ТЕПЛОНОСИТЕЛЯ IF RO10000 THEN 750 A1=L1*.021*(R0A,B>*(PBA.43>/Dl GOTO 760 A1=L1*.00B*(R0A.9>*(PBA.43>/DI
759 REM РАСЧЕТ ПАРАМЕТРОВ МЕЖТРУБНОГО ПРОСТРАНСТВА
760 D3=(D*D-N2*D2*D2>/(D+N2*D2> 'ЭКВ, ДИАМЕТР МЕЖТР. ПР.
770 W=B2/((PI/4)*P2*(D*D-N2*D2*D2>) 'СКОРОСТЬ ДВИЖ. ХОЛ. Т.
780 R=W*D3*P2/M2 'РЕЙНОЛЬДС В МЕЖТРУБНОМ ПРОСТР.(РАСЧ. ЗН,)
785 P9=N2*C2/L2 ЖРИТ- ПРАНДТЛЯ ДЛЯ ХОЛОДНОГО ТЕПЛОНОСИТЕЛЯ 790 IF R<10000 THEN 810
792 J=1
795 A2=L2*1.16*<<D3*R>л,6>*((P9>л.331/D3
800 GOTO 840
810 PRINT "В МЕЖТРУБНОМ ПРОСТРАНСТВЕ НЕОБХОДИМО УСТАНОВИТЬ»
811 PRINT *'ПОПЕРЕЧНЫЕ ПЕРЕГОРОДКИ"
815 0=0
820 R=10000 ПРИНИМАЕМ РЕЙНОЛЬДС 10000
830 A2=L2«1.72*((D3*R> л.6>*((Р9)л.33>/D3
840 К=1/(1/A1+S/L3+R1+R2+1/A2) КОЭФФИЦИЕНТ ТЕПЛОПЕРЕДАЧИ
850 860 870 880 890 900 910 920 930940 950 960 970 УВ0 984 985 986 987 ■9BB 990850 860 870 880 890 900 910 920 930940 950 960 970 УВ0 984 985 986 987 ■9BB 990REM I СРЕДНИМ ТЕМПЕРАТУРНЫЙ НАПОР .
850 860 870 880 890 900 910 920 930
940 950 960 970 УВ0 984 985 986 987 ■9BB 990
850 860 870 880 890 900 910 920 930
940 950 960 970 УВ0 984 985 986 987 ■9BB 990
Т5= <Т1-Т4-Т2+ТЗ>/(LDB((Т1-Т4>/(Т2-ТЗ> > > 'С户.Т.НАП.ПРОТ.
IF «0 THEN 940
р«(Т)4-ТЗ>/<Т1-ТЗ>
R，= (h'l-TS) /(T4-T3)
PRIN(T "ОПРЕДЕЛИТЬ ПО РАССЧИТАННЫМ КОЭФФИЦИЕНТАМ p«»,ps "И R«u R9 PRINT "КОЭФФИЦИЕНТ Е (СПРАВОЧНИК ХИМИКА 0.547) И ВВЕСТИ Е=" INPUT Е
Т5«ТБ*Е 'СР. ТЕМПЕРАТУРНЫЙ НАПОР ПРИ ПЕРЕКРЕСТНОМ ТОКЕ F=Q/(К*Т5} ПОВЕРХНОСТЬ ТЕПЛООБМЕНА
户 RIN, PR I Nt PRINT "ПРИНИМАЕМ К УСТАНОВКЕ НЕОБХОДИМОЕ ЧИСЛО СТАНДАРТНЫХ" 户Rizf "Z-ХОДОВЫХ ТЕПЛООБМЕННИКОВ С ПОВЕРХН. ТЕПЛООБМЕНА>,' F 户RINR PRINT "С ВНУТР- ДИАМЕТРОМ КОЖУХА=";Ю
PRINT "ЧИСЛОМ ТРУБ НА ОДИН ХОД ДВИЖЕНИЯ ТЕПЛОНОСИТЕЛЯ®1' s N1
PRINT "ОБЩИМ ЧИСЛОМ TPyE="；N2
PRINT "ВНУТРЕННИМ ДИАМЕТРОМ ТЕПЛООБМЕННЫХ ТРУБ=";D1
PRINT "ВВЕСТИ ПОВЕРХНОСТЬ ТЕПЛООБМЕНА 1 ТЕПЛООБМЕННИКА,Мл2"
1000 10101020 1030 1^40 103010601000 10101020 1030 1^40 10301060INPUT PRINT INPUT PRINT INPUT PRINT INPUTINPUT PRINT INPUT PRINT INPUT PRINT INPUTFl "ДЛИНУ H "ЧИСЛО N4 "ЧИСЛО ВFl "ДЛИНУ H "ЧИСЛО N4 "ЧИСЛО ВТРУБ, М1';
1000 1010
1020 1030 1^40 1030
1060
1000 1010
1020 1030 1^40 1030
1060
INPUT PRINT INPUT PRINT INPUT PRINT INPUT
INPUT PRINT INPUT PRINT INPUT PRINT INPUT
Fl "ДЛИНУ H "ЧИСЛО N4 "ЧИСЛО В
Fl "ДЛИНУ H "ЧИСЛО N4 "ЧИСЛО В
СЕГМЕНТНЫХ ПЕРЕГОРОДОК"; .
ТРУБ ПО ДИОГСНАЛИ ШЕСТИУГОЛЬНИКА1^
1070 N5mN4+1 ЧИСЛО ХОДОВ В МЕЖТРУДНОМ ПРОСТРАНСТВЕ
1080 F2=H/(N5*(D-B*D1> > 'ПЛОШАДЬ СЕЧЕНИЯ 1 ХОДА МЕЖТР.ПР-ВА
1090 W1=G2/(P2*F2> * СКОРОСТЬ ДВИЖ. ХОЛОДИ. ТЕПЛОНОСИТ,
1100 R=W1*D3*P2/M2 'КРИТЕРИИ РЕЙНОЛЬДСА
1110 A2=L2*1.72*((D3*R>A,6>*((Р9>л.33>/D3
1120 К«1/(1/А1+В/L3+R1+R2+1/А2> КОЭФФИЦИЕНТ ТЕПЛОПЕРЕДАЧИ
1130 F1=Q/(К*Т5> 'ПОВЕРХНОСТЬ ТЕПЛООБМЕНА
1140 11451150 11601170 1180 2000 20012002 20051140 11451150 11601170 1180 2000 20012002 2005PRINT PRINT PRINT PRINT PRINT STOPPRINT PRINT PRINT STOPPRINT PRINT PRINT PRINT PRINT STOPPRINT PRINT PRINT STOP"СРАВНИВАЕМ УТОЧНЕННУЮ ПОВЕРХНОСТЬ F1=";F1 "С РАССЧИТАННОМ F«"sF
1140 1145
1150 1160
1170 1180 2000 2001
2002 2005
1140 1145
1150 1160
1170 1180 2000 2001
2002 2005
PRINT PRINT PRINT PRINT PRINT STOP
PRINT PRINT PRINT STOP
PRINT PRINT PRINT PRINT PRINT STOP
PRINT PRINT PRINT STOP
"ПРИ ЗНАЧИТЕЛЬНОМ РАСХОЖДЕНИИ-ПРИНЯТЬ НОВОЕ ЧИСЛО" "Z-ХОДОВЫХ ТЕПЛООБМЕННИКОВ С ПРИНЯТЫМИ ПАРАМЕТРАМИ" -ПРИ F > F1"'
"РЕЙНОЛЬДС МЕНЬШЕ 2300 -" "КОЖУХОТРУБЧАТЫИ ТЕПЛООБМЕННИК НЕ РАССЧИТЫВАЕТСЯ!" "ВЫПОЛНИТЬ РАСЧЕТ ТЕПЛООБМЕННИКА 'ТРУБА В ТРУБЕ'"
G
i §
8
Обозначение
Нанменованне
§ X
Приме-
Сборочные единицы
"/
Крышка
2
2
Камера греющая
1
3
Опора
2
Детали
4
Труба 25X2X4010
61
5
Прокладка
2
Стандартные изцел
6
БолтМ20Хб0 ГОСТ 7798 - 70
24
7
Гайка М20 ГОСТ 5915 - 70
24
8
Шайба 20 ГОСТ 11368 - 78
24
-
Теплообменник горизонтальный ОДНОХОДОВОЙ кожухотрубчатый Чертеж общего вида
Лит
Масса
Масшт.
Нзм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
1:5
Разраб.
Пров.
Лист [Листов
Н. контр.
Техническая характернстика
Показатели
Трубное пространство
Межтрубное пространство
Среда
наименование
Толуол
Вода
токсичность
Токсична
Нетоксична
вэрывоопасность
Взрывоопасна
Невзрывоопасна
агрессивность
Агрессивна
Неагрессивна
температура, °C
105
30
Рабочее давление, МПа
0,1
0」
Обтаем, мэ
0,12
0,21
Поверхность теплообмена, м219,5
Таблица штуцеров
Обо-
Наименование
R £
Проход условный Dy, мм
Давление условное Ру, МПа
Л
Вход толуола
1
165
0,12
Б
Выход толуола
1
165
0,12 .
В
Вход воды
1
150
0,12
Г
Выход воды
1
150
0,12
Лист
Изм
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Рис. 5.15. Коясухотрубный теплообменник
Ввиду того, что, Л/н/Л/к = 72,9/32,9 = 2,2 > 2, определяем среднюю логарифмическую разность по формуле (5.13):/
—72,9 — 32,9_5оз℃
厶仆-2,з 1g (72,9/32,9)—川力工[
На основании практических данных принимаем ориентировочное значение коэффициента теплопередачи КОр = 1000 Вт/(м2-К). Тогда орйеитиро- вочиоё значение требуемой площади поверхности теплообмена составит (формула (5.1)):丨
尸op = 428 889/(1000 • 50,3) = 8,52 м2.j
В соответствии с ГОСТ 15518——78 принимаем пластинчатый теплообменник разборный поверхностью 10 м2 на консольной раме.)
Характеристика тейлообмеиника:
Типоразмер пластины, м20,3
Размеры пластины, м:'
длина1,37
「ширина0,3
толщина0,001
Число пластин, шт.3&
Эквивалентный диаметр канала, м0,008
Площадь сечения канала, м20,0011
Приведенная длина канала, м1,12
Смоченный периметр в сечении канала,м0,550
Диаметр присоединительного штуцера,м0,05
Определяем число последовательно соединенных пакетов по потоку раствора (формула. (5.110)):
г <0,01г <0,011,50,1,50,20 000-(1,1 • 1О~3)2362]0*330,002582.
г <0,01
г <0,01
1,50,
1,50,
где Ардоп = 20 000 Па — допустимое сопротивление теплообменника (принимается в соответствии с требованиями технологического процесса); V = =10 000/(3600-1077) = 0,00258 м3/с — объемный расход раствора NaOH, Принимаем однопакетную (одноходовую) компоновку пластин по стороне пара Zi — 1, по стороне нагреваемого раствора г2 = 1.
Число каналов в одном пакете:
для пара
mi = п/(2г|) = 36/(2 - 1)= 18；
для раствора
д=【5/2) — 1]/1 = [(36/2) 一 1]/1 = 17.
Площадь поперечного сечения пакетов:
厶= m】f= 18 • 0,0011 =0,0198 м2;
f2 = mJ = 17 • 0,0011 = 0,0187 м2.
Скорость движения раствора:
耽=2,778/(1077 • 0,0187) = 0,138 м/с.卄
Критерий Рейнольдса:
Re = 0,138 • 0,008 - 1077/(0,6 • 10-3) = 1981.
Коэффициент теплоотдачи к жидкости определяется по формуле (5.43): а2 =0,1 • 19810*73 • 3,31°，43 n 3726 Вт/(м2 • К)
где Рг = 0,6* 10~3-3860/0,7 = 3,31 — критерий Прандтля раствора NaOH при f = 80 ℃.
Для определения коэффициента теплоотдачи от пара по формуле (5.45) примем, что Af > 10 ℃. Тогда в каналах с приведенной длиной Lnp = 1,12 м получим:
Re = G】Lnp/(尸因)= 0,198,1,12/(10 • 0,147 • ЮТ)=⑸
Критерий Прандтля:
pr = 0,147- 10~3 • 4400/0,686 = 0,942.
Следовательно:
«1 =-7^-322 • 1510t7-0,942°'4 = 6448 Вт/(м2-К).
Термическое сопротивление загрязнений: со стороны пара r3i = =1 /5800 м2-К/Вт; со стороны раствора Г32 = 1 /2500 м2-К/Вт.
Пластины проектируется выполнять из стали Х18Н10Т; коэффициент теплопроводности стали Л = 15,9 Вт/(м-К).
Сумма термических сопротивлений стеики пластины и загрязнений составит
£ л == 1,0 - 10~'3/15,9 + 1 /5800 + 1 /2500 = 0,635 - 10~3 м2-К/Вт
Коэффициент теплопередачи:
К =!~= 944,9 Вт/(м2 -К).
1/3726 + 0,635 • 10-3+ 1/6448
Проверим правильность принятого допущения относительно А/ по фор
мулемулеА/ = Д/срК/а2 = 50,3 • 944,9/6448 = 7,37 ℃.А/ = Д/срК/а2 = 50,3 • 944,9/6448 = 7,37 ℃.(5.134)(5.134)
муле
муле
А/ = Д/срК/а2 = 50,3 • 944,9/6448 = 7,37 ℃.
А/ = Д/срК/а2 = 50,3 • 944,9/6448 = 7,37 ℃.
(5.134)
(5.134)
Так как Af V 10 ℃ коэффициент теплоотдачи от пара определяем по формуле (5.46), принимая Af = 7,37 ℃:
V
9,8 • 9332 • 0,6863 • 2171 “оз
4=9143 Вт/(м2.К).
0,147-10~3-1,12-7,37
Коэффициент теплопередачи:
К !— 970 Вт/(м2 - К).
1/3726 + 0,635 • IO」’ + 1/9143
Проверим правильность принятого значения Af:
А/ = 50,3 - 970/9143 = 5,33 ℃.
Методом последовательных приближений выполняем расчеты до сходи- мости принятой разности температур Af и рассчитанной по формуле (5.134).
Принимаем А/ = 5,33℃; а = 9915 Вт/(м2-К)
К = 996 Вт/(м2 -К)； Af = 50,3 • 996/9915 = 5,05 ℃.
Принимаем Af = 5,05°C; а = 10050 Вт/(м2-К)
К = 997,2 Вт/(м2 -К); А/ = 50,3 • 997,2/10 050 = 4,99 ℃.
Так различия между принятой разностью температур и рассчитанной иезиачительиы, расчет прекращен.
Варианты заданий для расчета теплообменников
Т а б л и ц а 5.18
Продолжение таблицы 5.18
аппарата
горячий
холодный
Холодильник
Подогреватель
Конденсатор
Кожухотрубный
Пластинчатый
Спиральный
Кожухотрубный
Пластинчатый
Типа «труба в трубе»
Кожухотрубный
Бензол Этиловый спирт Ацетон Нитробензол Бензол
Бутиловый спирт Хлорбензол Этилацетат Метиловый спирт Вода
Натрия хлорид, ю % раствор Толуол Водяной пар
Этиловый спирт Сероуглерод Метиловый
Вода
Натрия гидроокись, 1。％ раствор Кальция хлорид,10 % раствор Аммония нитрат, 10 % раствор Воздух Четыреххлористый углерод Этиловый спирт, 60 % Анилин Бензол
Соляная кислота Ацетон Хлороформ Вода
Теплоноситель
спирт, 40 % Вода
кннзп""
3 4 5 6
7 8 9
о 1
2 3
6 7
8
1920
1 2 4 5
2 2 2 2
G-10-3,
Температура, ГС
МПа
Ан
々к
‘2Н
『2K
НННЕЕЕ"а^зох
Назначение и тнпаппарата
горячий
холодный
Теплоноситель
G-10-3, кг/ч
Температура, ℃
p, МПа
£1н
Gk
24
70
30
15
35
一 ■
30
75
30
17
33
15
55
28
14
28
12
60
35
20
40
16
105
40
18
43
20
100
22
45
25
75
35
J5
35
18
60
25
16
32
25
90
35
20
45
28
95
30
15
40
14
100
40
18
38
20
25
90
22
—
—
30
95
18
—
—
35
80
0,25 .
20
一
20
100
0,3■
15
20
70
0,2.
10
一
—
25
75
0,2 1
16
30
120
—
20
70
0,15 .
6
—
—
25
90
0,25 ■
18
54
一
—
20
60
15
—
20
40
0,1 .
18
一
15
30
12
—
20
40
16
18
38
0,1■
29
Конден
Пластин- БензолВода
30
сатор
чатый Четырех^
хлористый
углерод
31
Толуол
32
Типа Метиловый
«труба спирт
33
в трубе» Бутиловый
спирт
34
Ацетон
35
Этилацетат
о 5
9 о
6 5
°0
2 8
4 3
2 о
2 2
о о
5 2
4 3 о 6
2 1
°
5
4
°о, о 2 3 3 6
Требуемая площадь поверхности теплопередачи:
尸=428 889/(50,3 ■ 997,2) = 8,55 м2.
Теплообменник с номинальной поверхностью 10 м2 подходит с запасом 屮=17 %.
В соответствии с [5.11] масса аппарата 405 кг( размеры L = 180 мм, 厶 1 = 645 мм,厶2 = 500 мм. Прокладки для пластин выполняются из резины СУ-359 (см. рис. 5.12).
Гидравлическое сопротивление пластинчатого подогревателя определим по формуле (5.127). Диаметр присоединительных штуцеров dm = 0,05 м.
Скорость жидкости в штуцерах:
2 778 - 4
10770,05 =1'Э
Коэффициент трения:
Л = 19,3/1981 °'25 =2,9.
Для однопакетной компоновки пластин z = 1.
Гидравлическое сопротивление:.
a I on М2 1077-0J38 I ° I： 1077-1,3 _QQ. 口
М i 2,9 域一2— + 2-1,5 —2一 = 6894 Па'
Сопоставим заданный напор с расчетным гидравлическим сопротивлением: 20 000/6894 > 1. Как видим, действительное гидравлическое сопротивление находится в пределах принятого значения.
5.3.3. Варианты заданий для расчета теплообменников
Различные варианты заданий для расчета теплообменников даны в табл. 5.18.
ГЛАВА 6
ВЫПАРИВАНИЕ
ОСНОВНЫЕ УСЛОВНЫЕ ОБОЗНАЧЕНИЯ
G — расход, кг/с;
х — массовая коицеитрация, %;,
t — температура, °C;
Т — температура, К;
с — удельная теплоемкость, Дж/(кг-К);
Q — тепловая нагрузка, Вт;
9 _ удельная тепловая нагрузка, Вт/м2;
г ——удельная теплота парообразования, Дж/кг;
尸—площадь поверхности теплопередачи, м2;
Л коэффициент теплопередачи, Вт/(м2-К);
т ——продолжительность периода, цикла; с;
昕——производительность по испаряемой влаге, кг/с; 、 ■•
/, / — удельная энтальпия, Дж/кг;
а — коэффициент теплоотдачи, Вт/(м2-К)；
р — плотность, кг/м3;
Н— динамический коэффициент вязкости, Па-с;
V — кинематический коэффициент вязкости, м2/с;
X — теплопроводность, Вт/(м-К);
о — поверхностное натяжение, Н/м;
, s — толщина, м;
d — диаметр, м；
w — скорость, м/с;
〃 —высота, м;
р — давление, Па;
V — объем, м3；
Re— критерий Рейнольдса;
Nu ——критерий Нуссельта;
Рг — критерий Прандтля.(
Индексы: 1, 2, 3 ——первый, второй третий корпус выпарной установки; в — вода; в. п.——вторичный пар; г. п — греющий пар; н ——начальный параметр; к ——конечный параметр; ст ——стейка； б. к——барометрический конденсатор; п — пар.. I
ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ
Выпариванием называется процесс концентрирования растворов нелетучих веществ, заключающийся в частичном удалении растворителя путем испарения при кипении.
Выпарные установки широко применяются для концентрирования растворов в химической, пищевой и других отраслях народного хозяйства, для термического опреснения соленых вод, для снабжения предприятия греющим паром (за счет отбора вторичных паров), обеспечения котельных установок и других технологических промышленных потребителей горячими конденсационными водами.
Существует три метода выпаривания растворов:
парообразование на поверхности теплообмена;
адиабатное испарение, при котором концентрирование раствора осуществляется путем испарения перегретой жидкости, подаваемой в камеру, давление в которой ниже давления насыщения, соответствующего температуре поступающей в камеру жидкости;
испарение при контакте с теплоносителем, т. е. без соприкосновения раствора с поверхностью нагрева.
В химической промышленности наиболее широкое распространение получили выпарные установки поверхностного типа, которые по теплотехнологическим признакам разделяются на несколько групп.
По числу ступеней: одноступенчатые и многоступенчатые; при этом в одной ступени могут быть один, два и более параллельно включенных аппаратов выпарной установки.
По давлению вторичного пара в последней ступени:
выпарные установки с достаточно глубоким вакуумом в последней ступени (до 90 %) и следующим за ней конденсатором для поддержания этого вакуума;
выпарные установки с повышенным давлением в последней ступени;
выпарные установки с ухудшенным вакуумом.
По подводу первичной теплоты：。
выпарные установки с одним источником первичной теплоты;
выпарные установки с двумя источниками теплоты;
выпарные установки с тепловыми насосами.
По технологии обработки раствора:
одностадийные выпарные установки, в которых раствор при выпаривании не отводится для других промежуточных операций обработки;
двух- и более стадийные выпарные установки, в которых раствор после одной из промежуточных ступеней может быть направлен для дополнительной обработки (для осаждения, центрифугирования и т. п.), а затем снова поступает на доупарива- ние в следующую ступень.
По относительному движению греющего пара и выпариваемого раствора:
прямоточные выпарные установки;
противоточные выпарные установки;
'в) выпарные установки с параллельным питанием корпусов;
выпарные установки с отпуском части вторичных паров (экстра-паров) посторонним потребителям;
выпарные установки со смешанным питанием корпусов.
Выпарные аппараты, входящие в выпарные установки поверхностного типа, классифицируются следующим образом.
По принципу действия — на аппараты периодического и непрерывного действия.
По первичному теплоносителю ——на аппараты с паровым, газовым (продукты сгорания, горячий воздух и др.), жидкостным (вода, масло и др.) теплоносителем, а также с электрическим обогревом. В промышленной практике чаще всего применяют обогрев паром, обеспечивающий высокий коэффициент теплоотдачи наряду с удобством регулирования процесса.
По совмещению стадий нагрева и парообразования ——на аппараты,, в которых эти стадии совмещены, аппараты с вынесенной зоной парообразования и с вынесенной поверхностью нагрева.
По подвижности поверхности нагрева — на аппараты с неподвижной и подвижной поверхностью нагрева. Подвижность поверхности нагрева обеспечивается ее вращением или вибрацией.
По способу организации движения раствора — на аппараты с естественной и принудительной циркуляцией, однократной и многократной.
По расположению зоны испарения ——на аппараты в которых испарение раствора осуществляется либо внутри труб, либр в объеме аппарата. При этом жидкость может находиться снаружи поверхности нагрева или же внутри ее.
По степени заполнения сечения труб ——на аппараты с заполненным и незаполненным сечением. К последним относятся аппараты со вставками и пленочные. Пленочные выпарные аппараты получают в настоящее время все более широкое распространение благодаря тому, что обладают высокой интенсивностью теплообмена при малых температурных напорах. По способу движения пленки такие аппараты подразделяются на аппараты с ниспадающей и восходящей пленкой,, а также пленкой, движущейся под действием центробежных сил. .
По направлению движения пара и жидкости ——на аппараты, в которых жидкость движется сверху вниз или снизу вверх.
По ориентации поверхности нагрева — на аппараты, в ко-； торых поверхности нагрева располагаются вертикально, горн- j зонтально или наклонно. . ；
Описание конструкций выпарных аппаратов дано в [1+3;' 8; 11; 14; 6.1 ^-6.3]. j
Выпарной аппарат должен удовлетворять технологическим j и общеконструктивным требованиям и обладать оптимальными : техническими - и технико-экономическими показателями. j
К технологическим требованиям относятся возможность соб--] людения требуемого режима (температура, давление, время g пребывания раствора в аппарате), получение полупродукта или j продукта необходимого качества и требуемой концентрации, j чувствительность к изменению нагрузок и др. 孑
К общеконструктивным требованиям относятся простота и компактность аппарата, надежность в работе, технологичность изготовления, монтажа и ремонта, удобство очистки, возможность сосредоточения большой поверхности нагрева в единице объема.
К оптимальным техническим и технико-экономическим показателям относятся высокая интенсивность теплопередачи (высокое Значение коэффициента теплопередачи), малый вес, невысокая стоимость одного квадратного метра поверхности нагрева, невысокая стоимость эксплуатации.■
Между отдельными факторами, влияющими на выбор конструкции аппарата, могут быть противоречия. Так, например» требование о достижении высоких коэффициентов теплопередачи в аппаратах с многократной циркуляцией связано с увеличением скорости циркуляции, но это достигается либо повышением параметров греющего^ пара, либо применением принудительной циркуляции. В обоих случаях стоимость затрачиваемой энергии на выпарку увеличивается. В таких случаях необходимы технико- экономические расчеты.
Выбор типа аппарата в зависимости от свойств растворов можно осуществить, пользуясь рекомендациями, приведенными в приложении 6.1. Конструкции выпарных аппаратов приведены на рис. 6.12——6.17, основные их размеры ——в приложении 6.2.
6.2. МЕТОДИКА РАСЧЕТА ВЫПАРНЫХ АППАРАТОВ
При проектированиц и эксплуатации выпарных установок возникает необходимость в решении следующих основных групп 'задач.
Выбор конструкций аппаратов и схемы установок, определение оптимальных параметров разрабатываемых установок. “ 2. Определение оптимального режима работы действующих установок, обеспечивающего необходимую производительность установки, качество готового продукта и другие показатели.
При решении этих задач используются проектные и поверочные расчеты. Основной целью проектных расчетов является определение конструктивных параметров аппаратов выпарных установок при выбранных условиях теплового режима их работы. При выполнении поверочных расчетов действующих выпарных установок основной целью является установление опти* мального режима работы при заранее известных конструктивных параметрах аппаратов.
Ниже рассматриваются методы расчета поверхностных выпарных аппаратов, при проектных расчетах которых площади поверхности нагрева аппаратов являются определяемыми величинами, при поверочных — заданными.
При выполнении проектных расчетов возможны два основных случая: 1) число аппаратов выпарной установки и ее тепловая схема заданы; определяются площади поверхности нагрева и конструктивно-режимные параметры аппаратов; 2) определяются не только конструктивно-режимные параметры аппаратов (включая площади поверхности нагрева), но также число аппаратов и оптимальная тепловая схема установок.
При поверочных расчетах определяется фактическая производительность выпарной установки или других технико-экономических показателей с целью сопоставления этих величин с нормативными значениями.
Проектирование выпарных установок включает следующие основные расчеты: теплотехнический, конструктивный, механический, гидравлический； расчет вспомогательного оборудования, экономический.
Расчет однокорпусного выпврного вппаратв
Материальный баланс выпарного аппарата может быть составлен по всему количеству вещества
% = Ск + к(6.1)
и по растворенному раствору
%%н = &К%К・(6,2)
Если заданы GH, хи, хк, то решая совместно оба уравнения материального баланса, находим:
Gk = Gh%h/%K； 卜=Gk — % = Gh (1 —尤н/%к)・(6.3)
Определение температуры кипения раствора. Температура? кипения раствора определяется по формуле
/кнп = /в. И + А.(6.4乂
Здесь /в. п ——температура вторичного пара (определяется по давлению в аппарате [4]); Д — полная депрессия (методика ее расчета приводится в [1—8; 6.1—6.5], разделе 6.2.3).
Тепловой баланс составляется для определения расхода греющего пара； для аппаратов периодического действия опре-< деляется также длительность*процесса.
Тепловой баланс для аппарата периодического действия со-1 ставляется за один цикл. При этом определяются следующие величины.
Расход теплоты на подогрев раствора до температуры кипения:
Q1 = %Сн (/кип — fj(6.5)
где Gh — количество поступающего в аппарат раствора, кг; сн 一 удельная теплоемкость поступающего раствора;力一начальная температура раствора. *
Расход греющего пара на подогрев раствора до температуры кипения:
G“n=l，03Q]/jn，(6.6)
где 1,03 — коэффициент, учитывающий потери теплоты в окружающую среду； гг. п — удельная теплота образования греющего пара, Дж/кг.
Расход теплоты на упаривание раствора:
Q2 r &.п — Св/кнп)，(6.7)
где iB. п 一 удельная энтальпия вторичного пара [4]; Св — теплоемкость воды ПрИ /кип-
Расход греющего пара на упаривание раствора:
%.%=1，°3q2/分…(6・8)
Общий расход пара в выпарном аппарате периодического действия:'
Gr п = G.(6.9)
Длительность периода нагрева：
(6.10)(6.10)二— Т — tQ
(6.10)
(6.10)
Здесь Т — температура греющего пара, ℃.
Площадь поверхности теплообмена 尸 ориентировочно рассчитывают по формуле
F = Qlq..(6.11)
Коэффициент теплопередачи ^ ориентировочно принимают в пределах ^ = 300 + 750 Вт/(м2-К).
уравненияуравненияПродолжительность периода выпаривания q находится из
уравнения
уравнения
Q2
(6.12)(6.12)Т \ K(T — f)
(6.12)
(6.12)
Уравнение (6.12) решается методом графического интегрирования, если известна зависимость Q, ^ и / от концентрации раствора.
Общая продолжительность цикла:
(6.13)(6.13)Т = Т1 4- т2.
(6.13)
(6.13)
Если выпарной аппарат работает непрерывно, то расход греющего пара определяется из уравнения теплового баланса Gr. П「Г. И + ^иСВ^1 М П + СКСК^КИП + QnOT(6.14)
илиGr, пгг. п = %Сн (/кип — G) + ^ "в. п 一 //кип) + QndT， (6.15)
где Гг.п — удельная теплота конденсации греющего пара; си и ск — теплоемкость соответственно поступающего на выпарку и упаренного раствора; iB. п ——удельная энтальпия вторичного пара; Св ——удельная теплоемкость конденсата; fi ——температура раствора, поступающего в выпарной аппарат; QnoT 一 потери теплоты в окружающую среду.
Тепловая нагрузка греющей камеры：
Q = Gr. 口厂乙 п・(6.16)
Полезная разность температур, или температурный напор, в выпарных аппаратах периодического действия определяется для двух периодов его работы.
Если в выпарной аппарат подается слабый раствор при fu, нагревается до температуры кипения, упаривается и выгружается при температуре кипения, то температурный напор для первого периода нагрева до температуры кипения определяется по формулам (5.13) и (5.14); для второго периода-——кипения и испарения — полезная разность температур 厶％。片 三：Т — ^кип. В период нагрева Ab = 7 —力；А/м = Г — 4иП. В период упари- ВЯНИЯ Д/g = У /кип! А/м^^Т /кип- ЗдеСЬ /кип И /кип температуры кипения раствора при начальной и конечной концентрациях.
Если в выпарной аппарат периодического действия подается исходный раствор, предварительно нагретый до температуры кипения, то температурный напор определяется только для второго периода.
В аппаратах Непрерывного действия полезную разность температур определяют по формуле
*А^ПОЛ — Г 一 ％нп(6.17)
ИЛИ
八/цол = Т — /в, п — А.(6.18)
Определение коэффициентов теплоотдачи и теплопередачи^, Коэффициент теплопередачи К для поверхности теплообмена вь^ парного аппарата определяется по формуле (5.21).
Коэффициент теплоотдачи ai от конденсирующегося насыщенного пара к стенке можно определить по формулам (5.53) — (5.62).'
Наряду с этими формулами для расчета at применяются следующие зависимости.
А. В области ламинарного режима течения пленки кондеи； сата при Re < 180':
a^AiKql)0'33(6.19)
где
4 в 19,纵(grp2/H)°，33 PL°」67.(6.20)
Если конденсируется водяной пар, то при /конд = 80 4- 120 ℃ коэффициент Л1 можно вычислить по соотношению
& = 1000(141 + 1,8"к°н“ - 0,0053^ОИД).(6.21)
Рис. 6.1. Зиачеиие расчетного коэффициента 小 формулы (6.19) для конденсирующегося водяЬого пара в зависимости от температуры пленки конденсата /конд
ПрИ /коид — 80 + -4- 200 ℃ следует пользоваться рис. 6.1 [5.3].
Б. В области вихревого течения пленки конденсата при Re> 180
сц = 0,23入 X
х (gpZ/N)。，33 PL°」67.
(6.22)
В формулах (6.20) —(6.22) физические параметры конденсата А, ", р берутся при средней температуре пленки конден-
(6.23)(6.23)сата /коид：
(6.23)
(6.23)
^КОИД = 0,5 (Г 4- %т).
где Г — температура пара; /ст — температура стенки.
Теплоотдача при кипении растворов еще недостаточно изучена. При кипении водных растворов можно принять удельную тепловую нагрузку аппаратов с естественной циркуляцией q = =20 000 -4- 50 000 Вт/м?, с принудительной циркуляцией q = ₽ 40 000^-80 000 Вт/м2.
В условиях работы выпарных установок на химических заводах наблюдается чаще всего пузырьковое кипение при сред- йих тепловых нагрузках.
Коэффициент теплоотдачи от стенки к кипящему раствору для пузырькового кипения в вертикальных трубах при условии естественной циркуляции раствора определяется по уравнению (5.63).
В аппаратах с вынесенной зоной кипения, а также в аппаратах с принудительной циркуляцией обеспечиваются высокие скорости движения растворов в трубках греющей камеры и вследствие этого — устойчивый турбулентный режим течения. Принимая во внимание, что разность температур теплоносителей (греющего пара и кипящего раствора) в выпарном аппарате невелика, для вычисления коэффициентов теплоотдачи со стороны жидкости используют уравнение
Nu = 0,023 Re°*8Pr0'4. (6.24)
Рис. 6.2. Определение удельной тепловой наглузкн q выпарного аппарата
При кипении растворов в пленочных выпарных аппаратах коэффициент теплоотдачи 必 рекомендуется определять по уравнению а? = *0,25 Re)"
О\ 儿п /
(6.25)
Здесь X — теплопроводность кипящего раствора; 6 ——толщина пленки, рассчитываемая по уравнению
б = (O,75v2/g)0'33 Re0'33,…(6.26)
где Re = 4Г/ц ——критерий Рейнольдса для пленки жидкости; Г ——линейная массовая плотность орошения, равная G/П, кг/(м-с); v и ц — соответственно кинематический и динамический коэффициенты вязкости кипящего раствора； G ——расход раствора; П = л</вн« = ^ор/Н — смоченный периметр; ^ = ajAfi—— тепловая нагрузка.
Значения коэффициентов и показателей степеней в уравне-, нии (6.25):
при ^ < 20 000 Вт/м2 с =163,1; 胃=—0,264, т = 0(685;
при д> 20 000 Вт/м? с = 2,6; л == 0,203; т = 0,322.
Дальнейшие расчеты заключаются в вычислении коэффициента теплопередачи К по методу последовательных прибли^ жений; задаваясь тремя-четырьмя значениями q определяют для каждого из них значение к и А/ПОл, после чего строят график q — Д/пол- По предварительно вычисленному значению А/ПОл с помощью графика определяют соответствующее значение 十 (рис. 6.2).
Коэффициент теплопередачи определяется как
K = g/Afnom(6.27)
Значение коэффициента теплопередачи может быть найдено следующим образом.
Для установившегося процесса передачи теплоты от пара через стенку к раствору справедливо уравнение
q = a] А/】=Акт/X 3爪)~ a2 厶％，(6.28)
где Afi — разность температур конденсации греющего пара и стенки; AJt — разность температур между поверхностями стенки; Д/2一разность между температурой стенки со стороны раствора и температурой кипения раствора.
Распределение температур в процессе теплопередачи от； пара через стенку к кипящему раствору показано на рис. 6.3.
теплопередачи от пара к кипящемутеплопередачи от пара к кипящемуА〃А〃Рнс. ел. завнснмость удельной тепловой нагрузки 9 от разности температурРнс. ел. завнснмость удельной тепловой нагрузки 9 от разности температурРис. в.З. Распределение температур в процессе раствору через многослойную стенку：/•—пар; 2 — конденсат; 3—стенка: ^—накипь; 5—кипящий растворРис. в.З. Распределение температур в процессе раствору через многослойную стенку：/•—пар; 2 — конденсат; 3—стенка: ^—накипь; 5—кипящий растворкоэффициент теплоот- формул, вычисляют передачи теплоты от(6.29)коэффициент теплоот- формул, вычисляют передачи теплоты от(6.29)Задаваясь величиной A/i и определив дачи а】 по одной из вышеприведенных удельную тепловую нагрузку в процессе конденсирующегося пара к стенке:
теплопередачи от пара к кипящему
теплопередачи от пара к кипящему
А〃
А〃
Рнс. ел. завнснмость удельной тепловой нагрузки 9 от разности температур
Рнс. ел. завнснмость удельной тепловой нагрузки 9 от разности температур
Рис. в.З. Распределение температур в процессе раствору через многослойную стенку：
/•—пар; 2 — конденсат; 3—стенка: ^—накипь; 5—кипящий раствор
Рис. в.З. Распределение температур в процессе раствору через многослойную стенку：
/•—пар; 2 — конденсат; 3—стенка: ^—накипь; 5—кипящий раствор
коэффициент теплоот- формул, вычисляют передачи теплоты от
(6.29)
коэффициент теплоот- формул, вычисляют передачи теплоты от
(6.29)
Величина Д/ст определяется как а%т = / Z (б/%).Величина Д/ст определяется как а%т = / Z (б/%).ТогдаТогдаД/2 = А/пол — А'ст — А/1・Д/2 = А/пол — А'ст — А/1・Удельная тепловая нагрузка в процессе стенки к растворуд〃 = С(2 А；2・Удельная тепловая нагрузка в процессе стенки к растворуд〃 = С(2 А；2・передачипередачи(6.30)(6.31) теплоты(6.32)(6.30)(6.31) теплоты(6.32)q = ct J Д/ J.
Величина Д/ст определяется как а%т = / Z (б/%).
Величина Д/ст определяется как а%т = / Z (б/%).
Тогда
Тогда
Д/2 = А/пол — А'ст — А/1・
Д/2 = А/пол — А'ст — А/1・
Удельная тепловая нагрузка в процессе стенки к раствору
д〃 = С(2 А；2・
Удельная тепловая нагрузка в процессе стенки к раствору
д〃 = С(2 А；2・
передачи
передачи
(6.30)
(6.31) теплоты
(6.32)
(6.30)
(6.31) теплоты
(6.32)
Если д'干 д", принимаем новое значение AG и повторяем расчет до сходимости * величин д' и д". Расхождение между удельными тепловыми нагрузками не должно превышать 3 %.
Далее коэффициент теплопередачи К рассчитывается по
уравнению (5.21).
а в пленочных аппара-а в пленочных аппара-При расчете аппаратов со свободной, естественной и принудительной циркуляцией параметры кипящей жидкости берут при конечной концентрации раствора, тах — при средней концентрации.
а в пленочных аппара-
а в пленочных аппара-
* Обычно выполняют 2——3 приближения, зависимость удельной тепловой нагрузки qf и нйя линий д' = /(Д/1) и д" = f(A/i) определяется* Обычно выполняют 2——3 приближения, зависимость удельной тепловой нагрузки qf и нйя линий д' = /(Д/1) и д" = f(A/i) определяетсяа затем строят графическуюа затем строят графическуюq'q'，〃 от Afi. В точке пересече- значение величины Afi，〃 от Afi. В точке пересече- значение величины Afi(рис. 6.4).(рис. 6.4).
* Обычно выполняют 2——3 приближения, зависимость удельной тепловой нагрузки qf и нйя линий д' = /(Д/1) и д" = f(A/i) определяется
* Обычно выполняют 2——3 приближения, зависимость удельной тепловой нагрузки qf и нйя линий д' = /(Д/1) и д" = f(A/i) определяется
а затем строят графическую
а затем строят графическую
q'
q'
，〃 от Afi. В точке пересече- значение величины Afi
，〃 от Afi. В точке пересече- значение величины Afi
(рис. 6.4).
(рис. 6.4).
Площадь поверхности теплопередачи выпарного аппарата определяется по формуле
(6.33)(6.33)кон-；：кон-；：尸—Q/(^ A/полТ)»
(6.33)
(6.33)
кон-；：
кон-；：
Для непрерывных процессов т = 1.
Конструктивный расчет выпарного аппарата. Задачами
структивного расчета выпарного аппарата являются: определение числа труб греющей камеры, выбор схемы размещения труб в трубной решетке, определение диаметра корпуса, размеров парового пространства.
Число труб греющей камеры:
(6.34)(6.34)л -戶/(冗 dL).
(6.34)
(6.34)
Длину L и диаметр d труб выбирают по стандартам, причем для вязких и кристаллизующихся растворов принимают большие диаметры. Для расчета принимают диаметр трубы с той стороны (наружный или внутренний), где термическое сопротивление (г = 1/w) больше.
Внутренний диаметр обечайки греющей камеры DK при размещении труб по вершинам равносторонних треугольников (наиболее компактный вариант) определяется следующим образом:
для аппаратов с центральной циркуляционной трубой и подвесной греющей камерой.
0К = “(1,27储 sin a/W) T二(&Т + 2炉, (6.35)
где dT ——диаметр центральной циркуляционной трубы или трубы для подачи пара, м; / ——шаг между трубами, м;屮=0,7 + 0,9——коэффициент использования трубной решетки;
для аппаратов с выносной нагревательной камерой или выносной циркуляционной трубой
DK = Vh277hTaf^7¥(6.36)
Найденное значение DK не должно быть меньше ствующей величины по ГОСТ 11987—81.Диаметр циркуляционной трубы:а) для аппаратов с кипением раствора в трубах камеры% = A/(o,3 + o,6)d/,Найденное значение DK не должно быть меньше ствующей величины по ГОСТ 11987—81.Диаметр циркуляционной трубы:а) для аппаратов с кипением раствора в трубах камеры% = A/(o,3 + o,6)d/,соответ-соответ-греющейгреющей(6.37)(6.37)
Найденное значение DK не должно быть меньше ствующей величины по ГОСТ 11987—81.
Диаметр циркуляционной трубы:
а) для аппаратов с кипением раствора в трубах камеры
% = A/(o,3 + o,6)d/,
Найденное значение DK не должно быть меньше ствующей величины по ГОСТ 11987—81.
Диаметр циркуляционной трубы:
а) для аппаратов с кипением раствора в трубах камеры
% = A/(o,3 + o,6)d/,
соответ-
соответ-
греющей
греющей
(6.37)
(6.37)
где dBH ——внутренний диаметр кипятильных труб, м;
для аппаратов с вынесенной зоной кипения или аппаратов с принудительной циркуляцией
Дц = V(0,9 + 1,5)货/.(6.38)
Площадь сечения внутренней циркуляционной трубы составляет 25—35 % сумарной площади сечения всех трубок (при 128
вынесенной зоне кипения площадь сечения циркуляционном трубы обычно значительно больше). При расчете желательно не превышать значения D^ чтобы не увеличивать диаметр греющей камеры.4. Объем парового пространства (сепаратора) выпарного аппарата:几=旷/旷，(6.39)где 旷 一допустимое напряжение парового пространства, кг/(м3-ч).Допустимое напряжение парового пространства зависит от давления в аппарате и способа ввода парожидкостной смеси. При вводе парожидкостной смеси в паровое пространство ниже уровня раствора (например, в выпарном- аппарате с уровнем раствора выше кипятильных труб) допустимые напряжения меньше, чем в случае ввода смеси над уровнем раствора.Значение Wf приближенно определяется по формуле [2]旷=，力%тм.(6.40)Здесь 1ГаТм — значение допускаемого напряжения парового пространства при р = 0,1 МПа, составляющее для чистой воды 2600 кг/(м2-ч), для растворов солей——1000 кг/(м2-ч). Для концентрированных пенящихся растворов 1ГатМ уменьшают примерно в два раза.Значения fi в зависимости от давления:Абсолютное0,040,060,080,10,150,20,250,30,4давление, МПаЛ0,850,870,9211,351,72,052,43,1Значения f2 в зависимости от уровня Н раствора над точкой ввода парожидкостной смеси в паровое пространство:м 0 Ь iвынесенной зоне кипения площадь сечения циркуляционном трубы обычно значительно больше). При расчете желательно не превышать значения D^ чтобы не увеличивать диаметр греющей камеры.4. Объем парового пространства (сепаратора) выпарного аппарата:几=旷/旷，(6.39)где 旷 一допустимое напряжение парового пространства, кг/(м3-ч).Допустимое напряжение парового пространства зависит от давления в аппарате и способа ввода парожидкостной смеси. При вводе парожидкостной смеси в паровое пространство ниже уровня раствора (например, в выпарном- аппарате с уровнем раствора выше кипятильных труб) допустимые напряжения меньше, чем в случае ввода смеси над уровнем раствора.Значение Wf приближенно определяется по формуле [2]旷=，力%тм.(6.40)Здесь 1ГаТм — значение допускаемого напряжения парового пространства при р = 0,1 МПа, составляющее для чистой воды 2600 кг/(м2-ч), для растворов солей——1000 кг/(м2-ч). Для концентрированных пенящихся растворов 1ГатМ уменьшают примерно в два раза.Значения fi в зависимости от давления:Абсолютное0,040,060,080,10,150,20,250,30,4давление, МПаЛ0,850,870,9211,351,72,052,43,1Значения f2 в зависимости от уровня Н раствора над точкой ввода парожидкостной смеси в паровое пространство:м 0 Ь i5 3Q-8 a5 3Q-8 a5 91 55 91 52 s2 s己4 a0己4 a02 4f3. a2 4f3. aS2 aS2 a
вынесенной зоне кипения площадь сечения циркуляционном трубы обычно значительно больше). При расчете желательно не превышать значения D^ чтобы не увеличивать диаметр греющей камеры.
4. Объем парового пространства (сепаратора) выпарного аппарата:
几=旷/旷，(6.39)
где 旷 一допустимое напряжение парового пространства, кг/(м3-ч).
Допустимое напряжение парового пространства зависит от давления в аппарате и способа ввода парожидкостной смеси. При вводе парожидкостной смеси в паровое пространство ниже уровня раствора (например, в выпарном- аппарате с уровнем раствора выше кипятильных труб) допустимые напряжения меньше, чем в случае ввода смеси над уровнем раствора.
Значение Wf приближенно определяется по формуле [2]
旷=，力%тм.(6.40)
Здесь 1ГаТм — значение допускаемого напряжения парового пространства при р = 0,1 МПа, составляющее для чистой воды 2600 кг/(м2-ч), для растворов солей——1000 кг/(м2-ч). Для концентрированных пенящихся растворов 1ГатМ уменьшают примерно в два раза.
Значения fi в зависимости от давления:
Абсолютное0,040,060,080,10,150,20,250,30,4
давление, МПа
Л0,850,870,9211,351,72,052,43,1
Значения f2 в зависимости от уровня Н раствора над точкой ввода парожидкостной смеси в паровое пространство:
м 0 Ь i
вынесенной зоне кипения площадь сечения циркуляционном трубы обычно значительно больше). При расчете желательно не превышать значения D^ чтобы не увеличивать диаметр греющей камеры.
4. Объем парового пространства (сепаратора) выпарного аппарата:
几=旷/旷，(6.39)
где 旷 一допустимое напряжение парового пространства, кг/(м3-ч).
Допустимое напряжение парового пространства зависит от давления в аппарате и способа ввода парожидкостной смеси. При вводе парожидкостной смеси в паровое пространство ниже уровня раствора (например, в выпарном- аппарате с уровнем раствора выше кипятильных труб) допустимые напряжения меньше, чем в случае ввода смеси над уровнем раствора.
Значение Wf приближенно определяется по формуле [2]
旷=，力%тм.(6.40)
Здесь 1ГаТм — значение допускаемого напряжения парового пространства при р = 0,1 МПа, составляющее для чистой воды 2600 кг/(м2-ч), для растворов солей——1000 кг/(м2-ч). Для концентрированных пенящихся растворов 1ГатМ уменьшают примерно в два раза.
Значения fi в зависимости от давления:
Абсолютное0,040,060,080,10,150,20,250,30,4
давление, МПа
Л0,850,870,9211,351,72,052,43,1
Значения f2 в зависимости от уровня Н раствора над точкой ввода парожидкостной смеси в паровое пространство:
м 0 Ь i
5 3
Q-8 a
5 3
Q-8 a
5 9
1 5
5 9
1 5
2 s
2 s
己4 a0
己4 a0
2 4f3. a
2 4f3. a
S2 a
S2 a
Объем парового пространства выпарного аппарата должен обеспечивать достаточно полное отделение от вторичного пара капелек упариваемого раствора во избежание потери раствора и загрязнения конденсата последующего корпуса (в многокорпусных установках) или загрязнения воды в барометрическом конденсаторе.
С повышением скорости движения пара увеличивается подъемная скорость и унос жидкости. Когда скорость движения пара больше скорости витания капли, последняя поднимается и уносится паром при любой высоте парового пространства.
Скорость витания капли определяется по формуле [8]:
= “4g (Р水-Pn)dJ(3&Pn),(6.41)
где 4к ——диаметр капли, м; рж и рп ——плотность соответственно жидкости и пара, кг/м3; g ——коэффициент сопротивления.
При 0,2 < Re — WndKpn/Hn < 500 коэффициент g= 18,5/Re0-6, при 500 < Re < 15-104 коэффициент g — 0,44.
Рйс. 6.5 Зависимость допустимой скорости пара w (в м/с) в сепа-* раторе от абсолютного давления
Скорость пара в па-] ровом пространстве： , % = «^(Ра ■ 0,785典)，(6.42) j где Dc — диаметр сепарато- j ра, м (может быть принят ， равным диаметру греющей ； камеры или большей вели- j чиие, но в пределах диа- j
加~?25 4 5 6 ^ 6910->Р)МПаметра сепаратора по ГОСТ ■
11987—81).■
Скорость пара в паровом пространстве (по сечению сепара^ j тора) не должна превышать 2 м/с при атмосферном давлении j и 7 м/с при р = 0,01 МПа (рис. 6.5).…j
Высоту парового пространства определяют по формуле]
斤*4人/(冗典)，(6.43)
Найденное значение Я не должно превышать высоту паро- | вого пространства по ГОСТ 11987—81.j
Высоту парового пространства в аппаратах с соосной грею- j щей камерой можно определить, используя номограмму ЦКТИ 1 [8], с помощью которой, зная абсолютное давление вторичного j пара рв, п, скорость выхода пара из кипятильных труб wTp и 1 диаметр сепаратора &, можно найти допускаемую нагрузку g | (в т/(м-ч)) на единицу длины парового пространства.j
В соответствии с этим высота парового пространства будет j равна:、1
仇Н取".(6.44)]
Скорость выхода пара из кипятильных труб:；]
%Q吗3〉(6.45) j
где f^n^n/4— суммарная площадь сечеиия кипятильных труб, м2.$ |
В случае пенящегося раствора величина допускаемой на-] грузки q должна быть уменьшена в 1,5—3 раза. Растворы* j склонные к ценообразованию, обладают высокой вязкостью и 彳 низким значением поверхностного натяжения, т. е. они обра-] зуют тонкие и стойкие пленки вокруг пузырьков водяного пара. J 5. Толщина трубной решетки зависит от давления рабочих | сред, диаметра корпуса и труб. Минимальная толщина стальной 1 решетки равна:]
^мин ~ (^иар/8) + 5 Мм,(6.46) i
где dmp — наружный диаметр трубки, мм.
Расчет вспомогательного оборудования
Расчет барометрического конденсатора. Создание вакуума в выпарных аппаратах, работающих под разрежением, достигается путем конденсации образующихся вторичных паров. Конденсация пара может осуществляться либо в поверхностных конденсаторах, либо в конденсаторах смещения.
В поверхностных конденсаторах получающийся конденсат не смешивается с охлаждающей жидкостью. Такие конденсаторы применяются либо тогда, когда необходимым условием является получение чистого конденсата, либо тогда, когда в конденсате имеются химически агрессивные или вредные вещества, сброс которых в канализацию или использование для технических нужд представляет опасность. В остальных случаях находят применение более простые и дешевые конденсаторы смешения.
Расчет поверхностных конденсаторов аналогичен расчету поверхностных теплообменников (см. гл. 5), В данном разделе представлен расчет конденсатора смешения.
Расход охлаждающей воды определяют из уравнения теплового баланса:
Gb=HZ 仇工维к。叩.(6.47)
сb а2 -九)
Здесь in — удельная энтальпия поступающего пара; св — удельная теплоемкость воды； /конд = /2 — температура конденсата; /1 и /г ——начальная и конечная температура охлаждающей воды.
Ди а метр и высота барометрического конденсатора. Диаметр конденсатора определяется из уравнения расхода:
Об.к = “41Ги7СпаУп),(6.48)
где V ——удельный объем поступающего пара, мЗ/кг; шп ——скорость движения пара в конденсаторе (принимают равной 15—25 м/с).
Полученное значение De. к округляют до стандартного по ОСТ 26717—73, в соответствии с которым выбирают все размеры конденсатора.
Расчет числа тарелок и высоты конденсатора на основе теплового расчета приведен в [6.2].
Упрощенный расчет можно проводить, принимая расстояние между тарелками одинаковыми для всех тарелок, а количество воды, стекающий с каждой тарелки, принимать равным Gb+W7.
Высота конденсатора определяется по формуле
"=(几 + 1)九，(6.49)
где л ——число тарелок; h ——расстояние между тарелками, которое выбирается в пределах 350——550 мм.
Число тарелок можно определить по формуле
(6.50)(6.50),T-t" 7
(6.50)
(6.50)
Здесь Т — температура конденсации; fi и /2 — начальная и конечная температуры охлаждающей воды； У и /〃 ——температура воды иа входе и выходе с каждой ступени;
电若"（晋『电若"（晋『0,029 / Н'、о,70,029 / Н'、о,7(6.51)(6.51)"'—высота падения струи, равная примерно двум расстояниям между та-"'—высота падения струи, равная примерно двум расстояниям между та-релками; струирелками; струиFr=ay^/(gdj—— критерий Фруда; d3 — эквивалентный диаметрFr=ay^/(gdj—— критерий Фруда; d3 — эквивалентный диаметрd3 = 2b6/(b + 6);d3 = 2b6/(b + 6);(6.52).(6.52).6 = (06 к/2) + 50 мм — ширина тарелки; 6 = (GB + 卜)/(⑪mp/) — средняя толщина струи; Wq — начальная скорость истечения струи,. определяемая по6 = (06 к/2) + 50 мм — ширина тарелки; 6 = (GB + 卜)/(⑪mp/) — средняя толщина струи; Wq — начальная скорость истечения струи,. определяемая поформулеформулеwQ = V/(bhf)\wQ = V/(bhf)\(6.53)(6.53)W ——высота слоя воды иа тарелке, м; У ——расход воды, м3/с. Величина hl определяется из формулы водосливаI 0,426“2g 丿W ——высота слоя воды иа тарелке, м; У ——расход воды, м3/с. Величина hl определяется из формулы водосливаI 0,426“2g 丿(6.54)(6.54)Средняя скорость струи, стекающей с тарелки, wCp ляется по формуле Средняя скорость струи, стекающей с тарелки, wCp ляется по формуле опреде-опреде-gpgp侬о + "畸 + 2g"侬о + "畸 + 2g"22(6.55)(6.55)
电若"（晋『
电若"（晋『
0,029 / Н'、о,7
0,029 / Н'、о,7
(6.51)
(6.51)
"'—высота падения струи, равная примерно двум расстояниям между та-
"'—высота падения струи, равная примерно двум расстояниям между та-
релками; струи
релками; струи
Fr=ay^/(gdj—— критерий Фруда; d3 — эквивалентный диаметр
Fr=ay^/(gdj—— критерий Фруда; d3 — эквивалентный диаметр
d3 = 2b6/(b + 6);
d3 = 2b6/(b + 6);
(6.52).
(6.52).
6 = (06 к/2) + 50 мм — ширина тарелки; 6 = (GB + 卜)/(⑪mp/) — средняя толщина струи; Wq — начальная скорость истечения струи,. определяемая по
6 = (06 к/2) + 50 мм — ширина тарелки; 6 = (GB + 卜)/(⑪mp/) — средняя толщина струи; Wq — начальная скорость истечения струи,. определяемая по
формуле
формуле
wQ = V/(bhf)\
wQ = V/(bhf)\
(6.53)
(6.53)
W ——высота слоя воды иа тарелке, м; У ——расход воды, м3/с. Величина hl определяется из формулы водослива
I 0,426“2g 丿
W ——высота слоя воды иа тарелке, м; У ——расход воды, м3/с. Величина hl определяется из формулы водослива
I 0,426“2g 丿
(6.54)
(6.54)
Средняя скорость струи, стекающей с тарелки, wCp ляется по формуле
Средняя скорость струи, стекающей с тарелки, wCp ляется по формуле
опреде-
опреде-
gp
gp
侬о + "畸 + 2g"
侬о + "畸 + 2g"
2
2
(6.55)
(6.55)
Расчет размеров барометрической трубы. Диаметр барометрической трубы определяется по уравнению(
抬 т= U3 “(叁 +历)/(ри>),(6.56)
где w — скорость воды в трубе, которую принимают равной 0,5—2 м/с.
Высота барометрической трубы:
/」П言 + (1+2"大誉^)^~+。5(6.57)
коэффициентов высота, прибавкоэффициентов высота, прибаватмосферного давления или колебания разре- *атмосферного давления или колебания разре- *Здесь X — коэффициент сопротивления; £& — сумма местных сопротивлений иа входе и выходе из трубы; 0,5 ——
коэффициентов высота, прибав
коэффициентов высота, прибав
атмосферного давления или колебания разре- *
атмосферного давления или колебания разре- *
ляемая иа случай увеличения
жеиия для предотвращения конденсатора от захлебывания.
Расчет вакуум-насоса. Количество воздуха, отсасываемого из барометрического конденсатора, можно рассчитать по эмпирическим формулам:
для поверхностных конденсаторов
Gbosh = 0.0000251Г 4- 0.011Г;(6.58)
для конденсаторов смешения
Свози = 0,000025 W + Gb) + 0,01 К;(6.59)
где 0,000025 — предполагаемое количество воздуха, которое вносят в конденсатор 1 кг охлаждающей воды и коидеисата, кг; 0,01—величина подсосов воздуха, приходящаяся иа каждый килограмм конденсата по практическим данным, кг.
Объем отсасываемого воздуха при заданных температурных условиях работы конденсатора：'
УВОЗД = ЗвУТвоздСвозд/Рвозд>(6.60)
где Лозд — температура воздуха. К; рвозд—парциальное давление сухого воздуха в барометрическом конденсаторе, Па; 287 — универсальная газовая постоянная для воздуха, Дж/(кг*К).
Температура воздуха для поверхностных конденсаторов принимается равной конечной температуре охлаждающей воды. Для конденсатора смешения используется ампирическая формула
Твозд = 273 + /н + 4 + 0」& — /н)・(6.61)
Здесь /н н /к 一 начальная и конечная температура воды. Конечную температуру воды принимают ие меиее чем на 3 ℃ ниже температуры коидеиса- ции вторичного пара.
Парциальное давление сухого воздуха в барометрическом конденсаторе:
р = 06. к 一 ％，(6・62)
где ре. к 一 абсолютное давление в барометрическом конденсаторе, Па; рп — давление иасыщеииого водяного пара при температуре воздуха, Па.
Мощность, потребляемая вакуум-насосом, определяется по уравнению (3.23).
Расчет мкогокор пус ной выпарной установки
Расчет многокорпусной выпарной установки осуществляется по той же схеме, что и для однокорпусной установки, но, кроме того, необходимо провести следующие дополнительные расчеты: 1) определить количество воды, выпариваемой по корпусам; 2) определить промежуточные концентрации растворов по корпусам; 3) определить расход греющего пара по корпусам с учетом отбора экстра-пара; 4) распределить полезную разность температур по корпусам.
Расчет выполняется с учетом следующих допущений: температура конденсата, уходящего из корпуса, равна температуре греющего пара; вторичный пар получается сухой и насыщенный; давление вторичного пара при переходе из корпуса в корпус не изменяется,, т. е. температура пара не уменьшается; отсутствует вскипание раствора при переходе его из аппарата в аппарат; теплота дегидратации столь мала, что ею можно пренебречь;
теплота конденсата предыдущей ступени не используется в по-; следующих аппаратах выпарной установки; концентрацию ки- гГящего раствора принимают равной конечной в данном корпусе и, следовательно, температуру кипения раствора определяют при конечной концентрации.
Так как расчет многокорпусной установки довольно сложен, то его обычно выполняют методом последовательных приближений.
Рассмотрим первое приближение.
Общее количество выпариваемой воды в установке：
K = Gh(1 — %h/%J(6.63)
Распределение выпаренной воды по корпусам выполняют предварительно на основе следующих рекомендаций:
——для двухкорпусной установки Wi : W2= 1,0 : 1,17;
—для трехкорпусной установки 吼：％ : % = 1,0 : 1,1 : 1,2.
Исходя из этого, количества выпариваемой воды по корпусам будет соответствовать (например, для трехкорпусной уста- йовки)а
В случае отбора экстра-пара необходимо из общего количества выпариваемой воды вычесть количество отбираемого иу корпусов установки экстра-пара, распределить оставшееся ко— личество выпариваемой воды по корпусам согласно вышеприведенных рекомендаций. Количество выпаренной воды по корпусам в данном случае равно:
(6.65)(6.65)吃=吃+ £.
(6.65)
(6.65)
Расчет установки с отбором экстра-пара приведен в [2].
Здесь приводится методика расчета без учета отбора экстра- пара.
Расчет концентраций упариваемого раствора по корпусам.
Концентрация растворов, выходящих из каждого корпуса, определяется по уравнениям:
для 1-го корпуса
'/ = %%н/(%—吃)；(6.66)
для 2-го корпуса
& - %%"(% — 吃一也)；(6.67)
для z-ro корпуса
Z = 4//(图 一 % 一叭一…一叫卜(6.68)
Поскольку количество растворенного вещества при упариПоскольку количество растворенного вещества при упаривании остается постоянным,вании остается постоянным,конечнаяконечнаяконцентрацияконцентрациярастворараствора
Поскольку количество растворенного вещества при упари
Поскольку количество растворенного вещества при упари
вании остается постоянным,
вании остается постоянным,
конечная
конечная
концентрация
концентрация
раствора
раствора
в предыдущем корпусе равна начальной концентрации раствора в последующем корпусе. Концентрация раствора в последнем корпусе должна быть равной заданной.
Определение температуры кипения растворов.
В аппаратах с естественной и принудительной циркуляцией температура кипения раствора по корпусам равна:
4"。= %. “ + & + &' + &〃 = %.% + д/-（6.69）
В пленочных выпарных аппаратах гидростатическую депрессию не учитывают. Температуру кипения в этих аппаратах находят как среднюю между температурами кипения растворов с начальной и конечной концентрациями при давлении в данном корпусе.
Для определения температуры вторичного пара по корпусам необходимо определить давление вторичного пара в каждом корпусе.
Общий перепад давлений в установке:
A%mг仃一抬广（670）
Предварительно распределяют перепад давлений между корпусами поровну:
А&=АР°6щЛ（6.71）
Тогда абсолютные давления по корпусам будут равны: pi = рг. и — Аробщ/Ц р2 === Р1 -""1 АРобт/，； pipi—1 ■"""1 Дробщ/^*
По вычисленным давлениям паров находим [4] их температуры, энтальпии, теплоты парообразования.
Определение гидродинамической депрессии. Гидродинамическая депрессия обусловлена потерей давления пара на преодоление гидравлических сопротивлений трубопроводов при переходе из корпуса в корпус, через ловушки в аппаратах. При расчете принимают А〃‘ = 1,0 -~ 1,5℃.
Тогда температуры вторичного пара в корпусах равны:
匕宀（672）
По температурам вторичного пара находят их давления рв. п [4].
Определение гидростатической депрессии. Гидростатическая депрессия обусловлена разностью давлений в среднем слое кипящего раствора и на его поверхности. Давление в среднем слое кипящего раствора рср，каждого корпуса определяется по уравнению
Рср尸П/ + Ppg"°nT/2.（6.73）
Здесь Яопт == Я[0,26 + 0,0014（рр — рв）]—оптимальный уровень раствора в трубах; рр и рв — плотности раствора （при конечной концентрации в
аппарате) и воды при температуре кипения (так как температуры кипения заранее неизвестны, можно с достаточной степенью точности расчета при определении рср и Яопт использовать плотности при температуре вторичного пара в аппаратах); Я — / — высота труб. Величина р =卩唔甘。口"2 — повы-自 шение гидростатического давления.
По найденным величинам давления рср； в каждом корпусе находят по таблицам [4] соответствующие им температуры кипения и теплоты испарения растворителя (воды).
• Гидростатическая депрессия по корпусам определяется как
(6.74)
Определение температурной депрессии по корпусам:
& = 16,2 ”&тмА，(6-75)
где Т ——температура паров в среднем слое кипятильных тру@,、К; г ——теплота испарения воды при данном давлении рср; Датм ——температурная депрессия при атмосферном давлении [2; 4; 11]..
Расчет полезной разности температур
Общая полезная разность температур для всей установки:、
Гг. п — f6. к ~ X Л== Гг. п ~ f6. к — (X А‘ 十 X а" + X А〃) (6.76)
Полезная разность температур по корпусам:
А'п叫 н ^г. п- — 'кнп± •(677)
Определение тепловых нагрузок по корпусам.
Расход теплоты в любом i-м корпусе без учета теплоты дегидратации:
Q, = %4+旬嚎/日一 %户/%+ Q*(6.78)
Здесь Qi ——теплота, отданная греющим паром в i-м корпусе (греющим паром последующих корпусов установки является вторичный пар предыдущих корпусов)； QnoT一потери теплоты окружающую среду (тепловые потери 1го корпуса принимают равными 5 % от Q〃 2-го и 3-го корпусов — 3 % от Qt).
Подставив в формулу (6.78) 6К = 6Н—W и перегруппировав члены уравнения, получают уравнение теплового баланса 1-го корпуса：
Q尸 %i (%" - %儿)+ 忆(4 一 %儿)+ Qhot- (6.79)
“Для трехкорпусной установки расход греющего пара в 1-й корпус, количество выпаренной воды и тепловые нагрузки п0 корпусам определяются путем совместного решения уравнений тепловых балансов типа (6.14), (6.15) или (6.79) по кор-
пусам и уравнения баланса по воде для всей установки. Например,
Q]=伉.4 L [% (%儿 一 %儿)+ 旳(人一凄儿)]• 1,05； (6.80)
Q2 = ^1 = [(Gb- %)(曝儿一储％) + % (厶一匕喇• I*； (6.81)
Q3 = «V?=[亿 一% - %) V - 马%)+% (4一з%)] TQ3； (6.82)
m=吃 + % +(6.83)
где 1,05； 1,03 — коэффициенты, учитывающие потери теплоты по корпусам в окружающую среду.
Отклонения вычисленных нагрузок по испаряемой влаге в каждом корпусе от предварительно принятых не должно превышать 3 %, при больших отклонениях пересчитывают концентрации и /кнп по корпусам, принимая новые нагрузки аппаратов по выпаренной воде.
Расчет коэффициентов теплопередачи по корпусам выполняется аналогично расчетам, приведенным в гл, 5.
Распределение полезной разности температур.
Исходя из условия равной поверхности выпарных аппаратов, обеспечивающего возможность применения стандартных взаимозаменяемых аппаратов, полезная разность температур распределяется по корпусам в соответствии со следующим уравнением:
А%。％ =〉: A'nonА%。％ =〉: A'non(6.84)(6.84)
А%。％ =〉: A'non
А%。％ =〉: A'non
(6.84)
(6.84)
Определение площади поверхности теплопередачи выпар
(6.85)(6.85)ных аппаратов выполняют по уравнению
(6.85)
(6.85)
= Q"(K4 叫).
По рассчитанным площадям поверхностей теплопередачи выбирают выпарные аппараты по ГОСТ 11971—81. Если принятые значения 尸 значительно отличаются от 尸ор (более 5 %), необходимо внести коррективы на изменение конструктивных размеров аппаратов (диаметра, числа и длины труб).
По окончании расчета уточняют температуры вторичных паров и давления по корпусам：
Температура, ℃
Корпускипениявторичного пара
^кнп1 п 'г. П1 — А'помКНП2 Г. П2 ЗЦОЛ2‘KHUj = 'г. % — А'по/^кнп1 п 'г. П1 — А'помКНП2 Г. П2 ЗЦОЛ2‘KHUj = 'г. % — А'по// — / Д f А У%. L %m一 A；%勺=彳仆_ & _ A?/ — / Д f А У%. L %m一 A；%勺=彳仆_ & _ A?
^кнп1 п 'г. П1 — А'пом
КНП2 Г. П2 ЗЦОЛ2
‘KHUj = 'г. % — А'по/
^кнп1 п 'г. П1 — А'пом
КНП2 Г. П2 ЗЦОЛ2
‘KHUj = 'г. % — А'по/
/ — / Д f А У
%. L %m一 A；
%勺=彳仆_ & _ A?
/ — / Д f А У
%. L %m一 A；
%勺=彳仆_ & _ A?
По таблицам [4] определяют давления вторичных паров, соответствующие уточненным температурам вторичных паров.
Если при сравнении распределенных из условия равенства поверхностей теплопередачи и предварительно рассчитанных значений полезных разностей температур различия между ними превысят 5%, необходимо заново распределить температуры, давления между корпусами установки. В основу этого перераспределения температур (давлений), должны быть положены полезные разности температур, найденные из условия равенства поверхностей теплопередачи аппаратов. Принимая при уточненном расчете площади поверхности теплопередачи (второе приближение) такие же значения А', А", А'〃 для каждого корпуса, как и в первом приближении, получим после перераспределения температур (давлений) параметры растворов и паров по корпусам.
Производительность по испаряемой воде Wt кг/с.
Концентрация растворов х, % (см. материальный баланс).
Температура греющего пара в 1-й корпус, °C (задана).
Полезная разность температур Д/ПоЛ, ℃.
Температура кипения раствора, °C:
^КИП ~ ^Г. П — Л^ПОЛ*
Температура вторичного пара, ℃:
^в. п 8 /кнп — N — А".
Давление вторичного пара рв. п, МПа.
Температура греющего пара:
Полученные параметры растворов и паров применяют npm расчете тепловых нагрузок, коэффициентов теплопередачи, распределении полезной разности температур..7
Если различия между полезными разностями температур пог корпусам в 1-м и 2-м приближениях превышают 5 %, иеобхо-) димо выполнить следующее, 3-е приближение, взяв за основу расчета Afno” из 2-го приближения и т. д. до совпадения полез」, ных разностей температур.
Схему расчета многокорпусной прямоточной вакуум-выпар- ной установки см. на рис. 6.11.*
ПРИМЕРЫ РАСЧЕТА ВЫПАРНЫХ УСТАНОВОК
Расчет однокорпусной выпарной установки
Схема одиокорпусной выпарной установки показана на рис. 6.6. Исходный разбавленный раствор из сборника 11 центробежным насосом 10 подается в теплообменник 12, где подогревается до температуры, близкой к температуре кипения, а затем в выпарной аппарат 9, из которого упаренный раствор поступает в сборник 7, откуда центробежным насосом 8 подается потребителю. Выпарной аппарат и теплообменник обогреваются греющим паром, поступающим нз котельной.
Вакуум в выпарном аппарате создается за счет конденсации вторичных паров, поступающих в низ выпарного аппарата, при их охлаждении водой в барометрическом конденсаторе 3 и отсоса неконденсирующихся газов вакуум-насосом 5. Для исключения попадания в вакуум-насос капель воды перед ним устанавливается ловушка 2. Смесь охлаждающей воды и конденсата выводится из конденсатора при помощи барометрической трубы с гидрозатвором 4. Конденсат греющих паров из выпарного аппарата и теплообменника выводится через конденсатоотводчики и направляется в котельную или на технологические нужды. ■
Схема автоматизирована. Система управления выпарной установкой должна обеспечить необходимую производительность установки при заданной концентрации конечного продукта. В связи с этим основными регулируемыми параметрами являются: 1) концентрация готового продукта; 2) температура исходного раствора после теплообменника 12 перед подачей его в выпарной аппарат; 3) уровень в выпарном аппарате.
Системы автоматического регулирования работают следующим образом. При увеличении, например, подачи исходного раствора уменьшится температура раствора после теплообменника 12, увеличится уровень раствора в выпарном аппарате 9. Для стабилизации температуры раствора регулятор температуры даст сигнал на увеличение расхода греющего лара в теплообменник 12. Для уменьшения уровня раствора в выпарном аппарате регулятор расхода упаренного раствора даст сигнал, изменится положение дрос-. сельной заслонки на трубопроводе таким образом, что увеличится отбор раствора из выпарного аппарата. Это может привести к снижению концентрации упаренного раствора. Для ее стабилизации при помощи регулятора концентрации увеличится подача греющего пара в выпарной аппарат.
В связи с увеличением подачи исходного раствора увеличится количество вторичного пара, поступающего в барометрический конденсатор 3, повысится температура воды в барометрической трубе, уменьшится вакуум в системе. Для стабилизации температуры воды в барометрической трубе при помощи регулятора температуры возрастет подача оборотной воды в барометрический конденсатор для конденсации вторичного пара, в результате чего увеличится вакуум в системе. Для создания более глубокого вакуума необходимо открыть полностью задвижку перед вакуум-насосом или включить дополнительный вакуум-насос.
Схемой автоматизации предусмотрена стабилизация уровней жидкости в сборниках.
В процессе выпаривания контролируются расходы, давления, температуры технологических потоков при помощи контрольно-измерительных приборов (КИП).
Задание на проектирование. Спроектировать однокорпусную выпарную установку для концентрирования Gh= 18 000 кг/ч (5 кг/с) водного раствора нитрата аммония от начальной массовой концентрации хн = 10 % до конечной 尤к = 60 % при следующих условиях:
обогрев осуществляется насыщенным водяным паром давлением Рг. п = 0,157 МПа;
абсолютное давление в паровом пространстве выпарного аппарата Рб. к — 0,0196 МПа;
температура раствора, поступающего на установку,力=20 °C;
температура раствора, поступающего в выпарной аппарат 力=60℃;
начальная температура охлаждающей воды f= 12 ℃;
температура смеси охлаждающей воды и конденсата, выходящей из барометрического конденсатора, ниже температуры конденсации на Д/=5 ℃;
выпарной аппарат ——с выносной нагревательной камерой тип 1, исполнение 2.
Материальный баланс.
Количество выпаренной воды определяется по формуле (6.3):
1Г = 5/(1 一 10/60) = 4,165 кг/с.
1
g К
Обозначение
Наименование
R £
Приме-
J
Ресивер
1
2
Ловушка
1
3
Конденсатор барометрическ.
1
4
Сборник для воды
1
5
Насос вакуумный
1
б
Сборник для воды
1
7
Сборник упаренного раствора
1
S
Насос центробежный
2
9
Аппарат выпарной
1
10
Насос центробежный
2
〃
Сборник исходного раствора
1
12
Теплообменник
1
Лит,
МЭСС8
Масшт.
Иэм.
Лист
№ докум.
Подл.
Дата
УЗаНиЬкА uttlllupHiUl однокорпусная Техиологическая схема с КИП и А
Разраб.
Пров<
Лист . J Листов
Н. контр.
Рис. 6.6. Установка выпарнаи однокор'пусная Технологическая схема с КИП и А
Количество упареииого раствора:
旅=5 — 4,165 = 0,835 кг/с.
Тепловой расчет.、
Определение температуры кипения раствора.
Температура кипения раствора определяется по формуле (6.4).
Температура вторичного пара, поступающего из выпарного аппарата в барометрический конденсатор при р = 0,0196 МПа, равна 59,7 ℃ {4].
На основании практических рекомендаций принимаем гидравлическую депрессию А'〃 = 1 °C. Тогда температура вторичного пара в выпарном аппарате равна:
《=59,7 + 1 = 60,7 ℃.
Этой температуре соответствует давление р； = 0,0207 МПа, теплота парообразования г = 2355,54 кДж/кг [4].
Гидростатическую депрессию А" определяем следующим образом.
Определяем высоту оптимального уровня раствора в кипятильных трубах (см. стр. 135).
Для выбора значения высоты трубы Н ориеитировочцо. определяется площадь поверхности теплопередачи выпарного аппарата Fop (формула (6.11)). При кипении водных растворов солей удельная тепловая нагрузка для аппаратов с естественной циркуляцией g = 20 000 4- 50 000 Вт/м2. Принимаем q = 30 000 Вт/м2. Тогда
尸°р = 4,165 • 2355,54 • 103/30 000 = 327 м2.
По ГОСТ 11987——81 принимаем выпарной аппарат со следующей характеристикой: поверхность теплообмена 355 м2; длина труб 5 м; диаметр труб 38 X 2 мм; шаг между трубами 48 мм; материал труб — сталь Х18Н10Т.
Ориентировочно принимаем температуру кипения раствора в аппарате на 20 ℃ больше температуры вторичного пара, т, е. /кнп а; 80 ℃. Следовательно,
Лур = [0,26 + 0,0014 (1223 - 972)] • 5 = 3,06 м,
где 1223 и 972 кг/м3 плотность соответственно раствора и воды при 80 ℃.
Увеличение давления в среднем слое раствора:
Ару 1223・ 9,81 *3,06/2= 18 338 Па = 0,0183 МПа.
Таким образом, давление в среднем слое кипятильных труб:
Рср = 0,0207 + 0,0183 = 0,039 МПа.
Этому давлению соответствует температура кипения воды / = 75,4 ℃ и теплота парообразования г = 2320 кДж/кг [4].，
Следовательно, гидростатическая депрессия равна:
А〃 = 75,4— 60,7= 14,7 У.
Температурная депрессия определяется по формуле (6.75):
А' = 16,2 (273 + 75,4)2 • 13,57/(2320 • 103) = 11,5 ℃,
где Даты = 13,57℃ ——температур иая депрессия 60 % раствора при атмосферном давлении [4].
Температура кипения раствора (формула (6.4)):
力р = 59,7 + 11,5 + 14,7 + 1 = 86,9 ℃.
Полезная разность температур (формула (6.17)):
厶力3 = 112,7 - 86,9 = 25,8 ℃.
Расход греющего пара Gr. п определяем из уравнения теплового баланса (формула (6.14)),
八 4Л65 • 2607 • 103 + 0,835 • 2618,1 • 86,9 - 5 • 3866 • 60： ^,
Gr. П 0,95 • 2227 •而=5,77 кг/с,
где ,=2607 кДж/кг — энтальпия вторичного пара [4]; ся«= 3866 Дж/(кг-К)— удельная теплоемкость 10 % раствора [2.5]; ск = 2618,1 Дж/(кг^К)—удельная теплоемкость упаренного раствора [2.5]; % п = 2227 кДж/кг — удельная теплота парообразования воды при рг. п = 0,157 МПа [4]; 0,95 — коэффициент, учитывающий 5 % потерь теплоты.
Тепловая нагрузка греющей камеры:
Q = 5*7 • 2227 • 103^12 849,8 • 103 Вт.
Расчет коэффициента теплопередачи.
Число труб греющей камеры определяется по формуле (6.34): п н 355/(3,14 • 0,038 • 5)595.
Плотность стекания конденсата по наружной поверхности труб определяется по формуле (5.60):
Г == 5,77/(595 • 3,14 • 0,038) = 0,0813 кг/(м -с).
Критерий Кепл для пленки конденсата определяется по формуле (5.59)： Кепл = 4 • 0,0813/(0,251 • 10-3) = 1295,6,
где н — 0,251-10^3 Па-с — динамический коэффициент вязкости воды при температуре конденсации t = 112,7 ℃ [4].
Приведенная толщина пленки:
бпр = [(0,251 • 10~3)7(948,52-Э.в!)]0'33-0,215 • 10"4 м.
Здесь р = 948,5 кг/м3 — плотность воды при температуре конденсации =112,7 ℃ [4].
Так как Йе11Л > 400, то значение Num определяем по формуле (5.58):
NUrjiNUrji-1295,6-1295,66,25 (1295,6 — 400)1,56&зЗ6,25 (1295,6 — 400)1,56&зЗ+ 1580+ 15800,202,0,202,
NUrji
NUrji
-1295,6
-1295,6
6,25 (1295,6 — 400)
1,56&зЗ
6,25 (1295,6 — 400)
1,56&зЗ
+ 1580
+ 1580
0,202,
0,202,
где Рг= 1,56 — критерий Прандтля для воды при температуре /= 112,7 ℃ [4].
Коэффициент теплоотдачи ai от конденсирующегося водяного пара к стейкам труб (формула (5.61)):
Я1 = 0,202 • 0,685/(0,215 • 10~4) = 6435,8 Вт/(м2 ■ К).
Коэффициент теплоотдачи аг от стенки к кипящему раствору определяем в среднем слое раствора (формула (5.63)).
Константы раствора при температуре кипения [2.5]； р = 1215,6 кг/м3; 卩= 0,782Т0-а Па-с;九=0,4247 Вт/(м-К); с = 2618,1 Дж/(кг-К); 0 = =71.0-10-3 Н/м.
Свойства водяного пара при р = 0,039 МПа [4]: г = 2292,4» 10з Дж/кг; рп = 0,38 кг/м3.
Плотность водяного пара при р = ОД МПа ро = 0,579 кг/м3. Следовательно,
_7800,427仙3 . abKS.Ojga06^= 5 634 0.6
°—0,07l°S • 2 292 400°6 • 0,579°，6б. 26J8,l°3 (0,782.10一3产з 一，'
Рис. 6.7. Определение удельной тепловой нагрузки выпарного аппарата
Коэффициент теплопередачи определяется по формуле (5.21):
1/6435,8 + 0,002/16,4 十 1/5000 + 1/5800 + 1/5,634^6
=1/(0,6335 - 10~3 + 0J 775/*б) вт/(м2. к),
где &р = 0,002 м — толщина стенки труб; ХТР — 16,4 Вт/(м-К)—коэффициент теплопроводности стали Х18Н10Т； l/r3i = 5000 Вт/(м2-К)—тепловая проводимость загрязнений со стороны раствора; 1 /г32 = 5800 Вт/(м2-К)—— тепловая проводимость загрязнений со стороны пара.
Удельная тепловая нагрузка
g = А^полК =Вт/м2,
0,6335 - 10 3 十 0,1775/严
отсюда
А/пол = 0,6335 - 10~3^ + 0,1775产.
Рассчитываем удельную тепловую нагрузку методом последовательных приближений: задаемся различными значениями д, проводим расчет Д/пол и по полученным результатам строим график q ——Д/ПОл (рис. 6.7)：
д, Вт/м220- 10330- 103
Д^пол» ℃22,030,0
Из графика следует, что для предварительно вычисленного значения Д/пол = 25,8 ℃ удельная тепловая нагрузка q = 24,7-103 Вт/м2.
Коэффициент теплопередачи：
К = 24,7 • 103/25,8 = 957,4 Вт/(м2 - К).
Необходимая площадь поверхности теплообмена:
F = 12 849,8 - 103/(957,4 • 25,8) = 520,2 м2.
По ГОСТ 11987—81 выбираем номинальную поверхность теплообмена FH = 560 м2.
Так как рассчитанная площадь поверхности теплообмена значительно отличается от ориентировочно определенной ранее величины Fop, выполним повторно расчет по определению коэффициента К, исходя из рассчитанной площади поверхности теплообмена. В результате расчета получим: число труб греющей камеры п = 939 1ит.; плотность стекания конденсата по наружной поверхности труб Г = 0,0515 кг/(м-с); критерий Renn для пленки конденсата Кепл = 821; критерий Ми^ = 0,213; коэффициент теплоотдачи «1 = 6786 Вт/(м2-К)； коэффициент теплопередачи Л = 1/(0,6225- Ю-3 + + O,1775/go,6) Вт/(м2-К).
Полезная разность температур:
А/пол = 0,6255 - 10^ + 0,1775gtЧ
Задаемся различными значениями д, выполняем расчет Д/пол и по полученным результатам строям график q — Д/пол:
g, Вт/м20- 10~3ЗО-1О"3
А%°л, ℃21,829,7
Полезной разности температур 厶备。“ = 25,8 ℃ соответствует удельная тепловая нагрузка q = 24,85-103 Вт/м2 (рис. 6.7).
Коэффициент теплопередачи:
К = 24,85 • 103/25,8 = 963 Вт/(м2 - К).
Площадь поверхности теплообмена:
尸 一 12 849,8 • 1ОЗ/(963 • 25,8) == 517,2 м2.
По ГОСТ 11987—81 выбираем номинальную площадь поверхности теплообмена ?н — 560 м2.”
Конструктивный расчет.
Внутренний диаметр греющей камеры при размещении труб по вершинам равносторонних треугольников (формула (6.36)):
п а / 4 - 0,866 • 939 - 0.0482. fi7fi
“ =V帀砲—T676 м.
Принимаем по [10] DK = 1,8 м.”
Внутренний диаметр циркуляционной трубы рассчитываем по формуле (6.37):
Дц == 70,45 - 939-0,0342 = 0,699 м.
Принимаем по [10] Оц = 0,7 м.
Расчет диаметра обечайки сепаратора.
Допускаемое напряжение парового пространства (формула (6.40)):旷=0,85 • 1,0 - 1000 = 850 кг/(м3 • ч).
Здесь 0,85——коэффициент, зависящий от давления в аппарате [6.2]; 1,0 ——коэффициент, зависящий от уровня раствора над точкой ввода парожидкостной смеси в паровое пространство; WaTU = 1000 кг/(м3 • ч) — допу^ скаемое напряжение парового пространства при р = 0,1 МПа для растворов солей [2; 6.2].
Объем сепаратора:
Vc = 4,165 • 3600/850 = 17,64 м3.
Допустимая скорость пара в сепараторе w = 4,4 м/с [6.9].
Диаметр обечайки сепаратора:」
Dc 9 74,1 ё5 - 7；977/(4,4 - 0,785) =« 3,1 м,
где 办 r 7,977 м3/кг — удельный объем пара при р == 0,0196 МПа [4]. / Принимаем по [101 瓦=3,2 м-
Уточнием скорость пара в сепараторе:
侬仃 у 74,165 - 7^77/( 0,785 - 3,22) = 4,13 м/с.
Критерий Рейнольдса:
Re = 4,13 - 0,0006 • 0,128/(12 • Ю"6) к 26,4,
где dK == 0,0006 м — диаметр капли; рп == 0,128 кг/м3 — плотность пара при р = 0,0196 МПа [4]; 的=12・16— Па-с — вязкость пара при р = =0,0196 МПа [4].
Так как Re V 500, коэффициент сопротивления 匕 рассчитываем по формуле (см. стр. 129)
g в 18,5/2&4°甫 в 2,56.
Скорость витания капли (формула (6,41)):
V
4 • 9,8 !(夜15,6 二 0,128):0,0(加一 ，
3也砌,3 &4 м/е
Как вйднм, скорость движения пара в паровом пространстве меньше скорости витания капли,'
Высота парового пространства:
Нс。717,64/(0,785- 3.22) = 2,2 м.
Рассчитанные размеры выпарного аппарата соответствуют требованиям ГОСТ 11987—81.
Диаметр входной трубы DBX по которой парожидкостиая смесь поступает из греющей камеры в сепаратор определяется из соотношения & = (3,5 + 4)Drx. Таким образом,
Dbx R 3,2/4 н 0,8 м.
Определение днаметра штуцеров.
Диаметр штуцеров определяем из уравнения расхода (см. гл. 3).
Допустимые скорости движения Потоков приведены в гл, 3.
--рм рр[рм рр[Принимаем для расчета скорости движения греющего пара 侬「 =20 м/с; конденсата 侬кона = 0,5 м/с； вторичного пара 酬в. п = 50 поступающего раствора 5Pl == 2 м/с； упаренного раствора 5pl = 0,5 м/с.
-
-
рм рр[
рм рр[
Из справочных данных находим плотности: греющего пара при =0,16 МПа рг, п = 0,898 кг/м3 [4]; вторичного пара при р = 0,0而6 рв. п = 0,128 кг/м3 [4]; поступающего 10 % раствора при f = 60℃ = 1022 кг/мз [2.5]； упареиного 60 % раствора при f = 86,9℃ = 1215,6 кг/мз [2.5]; коидеисата при /=112,7℃ Рк = 938,5 кг/м3
Расходы потоков берем из материальных н тепловых расчетов.
Согласно расчетам принимаем съаидартиые штуцеры следующих
Вход греющего пара Выход вторичного пара Вход раствораВход греющего пара Выход вторичного пара Вход раствора% мм60080050% мм60080050Выход раствора» конденсатаВыход раствора» конденсата% мм50125% мм50125
Вход греющего пара Выход вторичного пара Вход раствора
Вход греющего пара Выход вторичного пара Вход раствора
% мм60080050
% мм60080050
Выход раствора
» конденсата
Выход раствора
» конденсата
% мм50
125
% мм50
125
Рассчитанный выпарной аппарат представлен иа рис. 6.8.
Определение толщины тепловой изоляции.
Толщину тепловой изоляции бНз определяют по уравнению (5.126), коэффициент теплоотдачи а от внешней поверхности изоляционного материала в окружающую среду—по уравнению (5.117).
Принимаем, что выпарной аппарат находится в закрытом помещении, температура воздуха в ием /в == 20 ℃. Принимаем температуру изоляции со стороны окружающего воздуха / == 40 ℃..
Выберем в качестве материала дли тепловой изоляции совелит (85 % магнезии + 15 % асбеста), имеющий коэффициент теплопроводности X = =0,09 Вт/(м・К)・
Коэффициент теплоотдачи:
а = 9,3 + 0,058-40= 11,6 Вт/(м2 • К).
Толщина тепловой изоляции：
6 =6 =0,09(112,7 -40,0)1 而40,0 — 20,0)0,09(112,7 -40,0)1 而40,0 — 20,0)=0,032=0,032м,м,
6 =
6 =
0,09(112,7 -40,0)1 而40,0 — 20,0)
0,09(112,7 -40,0)1 而40,0 — 20,0)
=0,032
=0,032
м,
м,
где Люнд Q % = 112,7 °C (допустимо ввиду незначительного термического сопротивлении стеики аппарата по сравнению с термическим сопротивлением слоя изоляции).
Расчет барометрического конденсатора смешения.
Расход охлаждающей воды.
Расход охлаждающей воды Gb определяют из теплового баланса конденсатора (формула (6.47)).
Параметры вторичного пара определяем при р ~ 0,0196 МПа [4]: /в. п = 2607 кДж/кг — удельная энтальпия пара; £ = 59,7 ℃.
Так как температура смеси охлаждающей воды и коидеисата /к на выходе из конденсатора иа 5 ℃ ниже температуры конденсации,
,£к = 59/— 5 = 54,7 °C.1
Таким образом,
「4,165 (2607-103-4,19-103.54J)…仁，
点=4,19.103(54,7 — 12)= 55>35
Диаметр барометрического конденсатора.
Диаметр барометрического конденсатора определяетси из уравнения расхода (6.48). Скорость паров в конденсаторе принимают равной 15—• 25 м/с. Тогда
Пб. к = «4,165/(0,785 • 0,128・ 20) = 1,440 м.
По ОСТ 26716 -73 выбираем конденсатор диаметром 1600 мм. В соответствии с принятым* диаметром выбираем основные размеры барометрического конденсатора. Подробный расчет конденсатора приведен в [6.2], Конструкции барометрических конденсаторов представлены на рис. 6.18, основные размеры — в приложении 6.3.
Расчет высоты барометрической трубы.
В соответствии с ОСТ 26717—73 внутренний диаметр барометрической трубы 厶 т равен 300 мм.
Скорость воды в барометрической трубе определяется из уравнения расхода:
55,35 + 4,165 с°ии ,恥—0,785 • 985,4 • 0,3 = °*855 ”几
где рв = 985,4 кг/м3 — плотность воды при t = 54,7 ℃.
13B50
1
8
Обозначение
Наименование
к ©
Приме-
Сборочные единицы
Сепаратор
1
2
Труба циркуляционная
1
3
Камера греющая
1
4
Отвод
1
Стандартные изделия
5
Заглушка 50-3 ГОСТ12836-67
2
6
Болт М24Х100 ГОСТ 7798 - 70
60
7
Гайка М24 ГОСТ 5915 - 70
60
8
Шайба 24 ГОСТ 11371 -68
60
Обо-
Наименование
к 立
Проход условный Dy, мм
Давление условное Ру, МПа
4
Вход греющего пара
1
600
0,12
Б
&>1ход вторичного пара
1
800
0,02
В
Вход исходного раствора
1
50
0,12
Г
Выход упарен, раствора
1
50
0,12
д
Выход конденсата
1
125
0,12
Е
Запасной
1
50
0Д2
*"2
Для сообщения с атмосферой
2
25
0,10
Спив
1
50
0,02
Для отбора проб
2
25
0,02
"1-3
Для термометра
3
50
0,02
м
Для манометра
50
0,02
/г
Смотровое окно
6
150
0,02
Для указателя уровня
2
20
0,02
Р
.Люк
1
600
ОДО
С
Люк
1
400
0,10
Таблица штуцеров
Аппарат выпарной с естественной циркуляцией и вынесенной греющей камерой Чертеж общего вида
Лит.
Масса
Масшт.
Изм.
Лист
№ докум.
Подл.
Дата
25 000
1:50
Разраб.
Пров.
Лист (Листов
Н. контр.
Лист
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Рис. 6.8. Аппарат выпарной с естественной циркуляцией и вынесенной греющей камерой. Чертеж общего вида Техническая характеристика аппарата:
Аппарат предназначен для упарнвання раствора NH4NO3 от 10 до 60 % (по массе).
Производительность — 5 кг/с (по исходному раствору).
Площадь поверхности теплообмена — 560 м2.
Абсолютное давление в аппарате от 0,1 до 0,02 МПа, в межтрубном пространстве — от 0,5 до 0,1 МПа.
Максимальная температура в трубном пространстве 115 ℃, в межтрубном пространстве —150°C.
Среда в аппарате н трубном пространстве — агрессивная, токсичная
ВьГсоту барометрической трубы определяют по уравнению (6.57). Вакуум в барометрическом конденсаторе:
В = %тм 一 ％ к = 'ЗЗ Т°5 一 0，°196 • Ю5 = 0,817 • 105 Па.
Коэффициенты местных сопротивлений: на входе в трубу Евх = 0,5; на выходе из трубы *нх =1,0.“
Коэффициент трения X зависит от режима течения жидкости, который определяется величиной критерия Рейнольдса.
Определим режим течения воды в барометрической трубе:
Re = 0,855 • 0,3 • 985,4/(0,509 • 10-3) = 496 572.
Для гладких труб при Re = 496 572 коэффициент трения X = 0,013 3 [4, рис. i.5].
Следовательно,
%. Т =鬻芻 + (1 + 0,5 + 1,0 + 0,0133 黯)舞 + 0,5.
Отсюда находим Нб. т = 10,30 м.
Расчет производительности вакуум-насоса.
Количество воздуха, отсасываемого из конденсатора, определяется по формуле (6.59):
0ВОЗД = 2,5 • 10-4 (4,165 + 55,35) + 0,01-4,165 = 0,043 кг/с：
Температуру воздуха рассчитывают по уравнению (6.61): /во3д = 12,0 + 4 + 0,1 (54,7 — 12,0) = 20,3 ℃.
Парциальное давление сухого воздуха в барометрическом конденсаторе: рвозд = % к — % = 0,196 - 105 一 0,24 • 104 = 0,172 • 105 Па,
где рп = 0,24-104 Па — давление сухого насыщенного пара при /возд = =20,3 ℃.
Объемная производительность вакуум-насоса [формула (6.60)]:
“8310 (273 + 20,3) • 0,043 ПП1П 3/3/、
瞑。зд=.05Hl 05——=°，210 мЗ/с (12,7 мЗ/мнн).
Расчет однокорпусной выпарной установки может быть выполнен при помощи ЭВМ типа ДВК-2, ДВК-3 и др.“
При помощи полинома Чебышева определяются зависимости свойств веществ (плотности, вязкости и др.) от температуры и давления по справочным данным. Данные зависимости обеспечивают расчет свойств веществ при любой температуре и давлении.
10 REM ######♦*«♦««««*«««*«**««**«**««««*«««««* 11 REM * РАСЧЕТ ОДНОКОРПУСНОЙ ВЫПАРНОЙ УСТАНОВКИ * 12 REM * ИОФФЕ И.Л.- КАМНЕВ Н.Н_ СХМТ - 24.05.69 * 13 REM *#*****«*«#«*«**««*«««*««♦*«♦««««#«««♦««#« 20 PRINT
30 PRINT «ВВЕСТИ ИСХОДНЫЕ ДАННЫЕ s"
40 PRINT "КОЛИЧЕСТВО ПОСТУПАЮЩЕГО РАСТВОРА , КГ/СИ 50 INPUT G1
60 PRINT "КОНЦЕНТРАЦИЯ ПОСТУПАЮЩЕГО РАСТВОРА , % “ 70 INPUT XI
30 PRINT '*КОНЦЕНТРАЦИЯ УПАРЕННОГО РАСТВОРА ，彳•” 90 INPUT Х2
100 PRINT 110 INPUT120 PRINT 130 INPUT140 PRINT ПАРА s в100 PRINT 110 INPUT120 PRINT 130 INPUT140 PRINT ПАРА s вПАРА , ATM"ПАРА , ATM"КОНДЕНСАТА ПРИПАРА , ATM"ПАРА , ATM"КОНДЕНСАТА ПРИДАВЛЕНИИ ГРЕЮЩЕГОДАВЛЕНИИ ГРЕЮЩЕГО"ДАВЛЕНИЕ ГРЕЮЩЕГО Pl
100 PRINT 110 INPUT
120 PRINT 130 INPUT
140 PRINT ПАРА s в
100 PRINT 110 INPUT
120 PRINT 130 INPUT
140 PRINT ПАРА s в
ПАРА , ATM"
ПАРА , ATM"
КОНДЕНСАТА ПРИ
ПАРА , ATM"
ПАРА , ATM"
КОНДЕНСАТА ПРИ
ДАВЛЕНИИ ГРЕЮЩЕГО
ДАВЛЕНИИ ГРЕЮЩЕГО
"ДАВЛЕНИЕ ГРЕЮЩЕГО
P2
"ВВЕСТИ ПАРАМЕТРЫ
150 PRINT 170 PRINT 180 INPUT 19И PRINT 200 INPUT150 PRINT 170 PRINT 180 INPUT 19И PRINT 200 INPUT"ПЛОТНОСТЬ , К「/М'、3" "ВЯЗКОСТЬ , ПА*С ” ; Ml
150 PRINT 170 PRINT 180 INPUT 19И PRINT 200 INPUT
150 PRINT 170 PRINT 180 INPUT 19И PRINT 200 INPUT
"ТЕПЛОЕМКОСТЬ , ДЖ/(КГ*К>'*5 Cl
210 PRINT "ТЕПЛОЕМКОСТЬ , ВТ/(М*К)"? 220 INPUT L1
23И PRINT "ТЕМПЕРАТУРА РАСТВОРА ПОТУПАЮШЕГО В ВЫПАРНОЙ АППАРАТ 「РАа.'Х
240 INPUT 门⑷ 屮
250 PRINT "ПЛОТНОТЬ PATBOPA ПРИ ДАННОЙ ТЕМПЕРАТУРЕ , КГ/МЛ3 260 INPUT В2
270 PRINT "ТЕПЛОЕМКОТЬ Р許ВО戶А ПРИ ДАННОЙ ТЕМПЕРАТУРЕ, ДЖ/(КГ*К> »
280 PRINT мУКАЗАТЬ ТИП ПРИМЕНЯЕМОГО АППАРАТА*"
300 PRINT "С ЕСТЕСТВЕННОЙ ЦИРКУЛЯЦИЕЙ - 1 , С ПРИНУДИТЕЛЬНОЙ - 0Н 310 INPUT Q
320 iF*Q»lTHEN 0^30000
330 IF Q=0THEm 口算60000
340 PRINT "ВВЕСТИ НАРУЖНЫЙ ДИАМЕТР КИПЯТИЛЬНЫХ ТРУБ,М"| 35И INPUT D1
360 PRINT370 INPUT380 PRINT390 INPUT360 PRINT370 INPUT380 PRINT390 INPUT•'ВНУТРЕННИЙ ДИАМЕТР ТРУБ,М'*5
360 PRINT
370 INPUT
380 PRINT
390 INPUT
360 PRINT
370 INPUT
380 PRINT
390 INPUT
D2
"ТОЛЩИНА СТЕНКИ ТРУБЫ,МИ?
S
400 PRINT ''ШАГ МЕЖДУ ТРУБ АМИ, М»5 410 INPUT Н
420 PRINT,"ТЕПЛОПРОВОДНОСТЬ МАТЕРИАЛА ТРУБ-ВТ/(М*К>"? 430 INPUT L2
440 PRINT "ТЕРМИЧЕСКОЕ СОПРОТИВЛЕНИЕ ЗАГРЯЗНЕНИЙ,МЛ2*К/ВТ"
445 PRINT "СО СТОРОНЫ РАСТВОРА";
450 INPUT Z1
460 PRINT "СО СТОРОНЫ ПАРА”：
470 INPUT Z2
480 PRINT '• ТЕМПЕРАТУРНАЯ ДЕПРЕССИЯ , РАСТВОРА ПРИ ATM. ДАВЛЕНИЯ,ГРАД -"5
490 INPUT Т2
500 PRINT "ГИДРАВЛИЧЕСКУЮ ДЕПРЕССИЮ ПРИНИМАЕМ 1 ГРАД-"
510 REM РАСЧЕТ ОРИЕНТИРОВОЧНОЙ ТЕМПЕРАТУРЫ КИПЕНИЯ
520 Т4-Т1+2И
530 PRINT "ВВЕСТИ ПРИ ТЕМПЕРАТУРЕ КИПЕНИЯ Т-»>Т4
540 550560 570 580600 610615 620 630640 645 650660 670 £80690 700 710720 730740 750760 770 780 790 в00 в10820 в30 в40 S50 в60 870880 890 900 910 920 930940950 960 "0 980 990540 550560 570 580600 610615 620 630640 645 650660 670 £80690 700 710720 730740 750760 770 780 790 в00 в10820 в30 в40 S50 в60 870880 890 900 910 920 930940950 960 "0 980 990PRINT "ПЛОТНОСТЬ В0ДЫ,КГ/МлЗ"；
540 550
560 570 580
600 610
615 620 630
640 645 650
660 670 £80
690 700 710
720 730
740 750
760 770 780 790 в00 в10
820 в30 в40 S50 в60 870
880 890 900 910 920 930
940
950 960 "0 980 990
540 550
560 570 580
600 610
615 620 630
640 645 650
660 670 £80
690 700 710
720 730
740 750
760 770 780 790 в00 в10
820 в30 в40 S50 в60 870
880 890 900 910 920 930
940
950 960 "0 980 990
INPUT ВЗ
PRINT ''ПЛОТНОСТЬ РАСТВОРА ПРИ КОНЦЕНТРАЦИИ"; Х2:
INPUT В4
REM ПЛОТНОСТЬ ПАРА ПРИ Р=0,1МПА=.579КГ/Мл3
W=G1*(1-X1/X2) КОЛИЧЕСТВО ВЫПАРЕННОР1 ВОДЫ
G2=G1-W f КОЛИЧЕСТВО УПАРЕННОПО РАСТВОРА
Х=Р2
GOSUB 2000 f ПОДПРОГР.ОПРЕДЕЛЕНИЕ ТЕМПЕРАТУРЫ
Т5=У
TS=T5+i
Х=ТЗ
GOSUB 2300'ПОДПРОГР. ОПР. ДАВЛЕНИЯ
P3«Y
SOSUB 3000 ПОДПРОГР. ОПР. УДЕЛЬНОЙ ТЕПЛ. ПАРООБРАЗ.
R<=Y
F==W*R1 /Q f ОРИЕНТИРОВОЧНОЕ ЗНАЧЕНИЕ ПОВЕРХН. ТЕПЛООБМЕНА
PRINT "ПРИНИМАЕМ ПО ГОСТ 11987-81 ТИП ВЫПАРНОГО АППАРАТА И'1
PRINT »ВВОДИМ СООТВЕТСТВУЮЩИЕ ДАННЫЕ：”
PRINT "ПОВЕРХНОСТЬ ТЕПЛООБМЕНА,Мл2":
INPUT Fl
PRINT "ДЛИНА ТРУБ,М"?
INPUT Hl
№F1/ ( (RI/4)*D1*H1) £ЧИСЛО КИПЯТИЛЬНЫХ ТРУБ
P4=P3+B4*9. 81*( - 2А+. 0014» (В4-ВЗ) ) /2 1 ДАВЛ. В СР. СЛОЕ F'ACTB.
Х«Р4
GOSUB 2000
T6=Y
Т7=Т6-ТЗ^ИДРОСТАТИЧ. ДЕПРЕССИЯ
Х=Т6
GOSUB 3000
R2«Y
ТВ=16,2»(273+Т6)»(273+Т6)*T2/R2 * ТЕМПЕРАТУРНАЯ ДЕПРЕССИЯ
Т9=Т6+ТВ f ТЕМПЕРАТУРА КИПЕНИЯ РАСТВОРА
PRINT »ВВЕСТИ ТЕПЛОЕМКОСТЬ РАСТВОРА ПРИ ТЕМПЕР- КИПЕНИЯ"? INPUT СЗ
Х=Р1
BOSUB 2000
TOY
Т-ТО-Т*?1 ПОЛЕЗНАЯ РАЗНОСТЬ ТЕМПЕРАТУР
Х=Т5
GOSUB ЗЗИИтОДПР. ОПР, ЭНТАЛЬПИИ ПАРА
J1=Y
Х=Р1
GOSUB 2000
O«Y*ТЕМПЕРАТУРА ГРЕЮШ- ПАРА
X=Y
1000 GOSUB IB 3000
1010 R3=Y
1020 B=(W*J1+G2*C3*T-G1*C2*T1)/(,9S*R3) T'ACX. ГРЕЮЩ, ПАРА
10M0 Q1=G»R4'ТЕПЛОВАЯ НАГР. ВЫПАР, АППАРАТА
1040 REM РАСЧЕТ КОЭФФИЦИЕНТА ТЕПЛООТДАЧИ ОТ ПАРА К ТРУБАМ
1050 V«G/(N*P1*D1)ПЛОТНОСТЬ СТЕК. КОНДЕНСАТА
1060 R=4»V/M1РЕЙНОЛЬДС ДЛЯ ПЛЕНКИ КОНДЕНСАТА
1070 S1=(M1)£.66/((В1)л,66*2,14)
1080 P=Ml*Ci/Ll'ПРАНДТЛЬ
1090 IF R>400 THEN U=R/((6-25*(R-400)/(Рл.33))+1380)
1100 IF R<400 THEN U=1，B6/(RA.33)
1110 A1=U*L1/S1КОЭФФИЦИЕНТ ТЕПЛООТДАЧИ ОТ ПАРА
1120 PRINT "ВВЕСТИ СВОЙСТВА PACTBOPS ПРИ ТЕМПЕРАТУРЕ КИПЕНИЯ'•
1130 PRINT "ПЛОТНОСТЬ,КГ/МЛ3"
1140 INPUT Вб
1130 PRINT *'ВЯЗКОСТЬ,ПА*С"
1160 INPUT М2
1170 PRINT "ТЕПЛОПРОВОанОСТЬ,ВТ/(М*К)"
1180 INPUT L3
1190 PRINT иПОВЕРХНОСТНОЕ НАТЯЖЕНИЕ,Н/М"
1200 INPUT Е
1210 Х=Т9
1220 GOSUB 3000
1230 R3=Y
1240 SOSUB 4000 'ОПРЕС. ПЛОТНОСТИ ПАРА ПО Т-РЕ
1250 B7=Y
1260 К=7В0»(ЬЗл1,3)*(В6л-5)»(В7л.И6)/((Ел，5)»(КЗл.6)»(СЗл.З)*(М2л .3)*,6972)
1270 K1=(1/A1)+(S/L1)+Z1+Z2
1280 01=К1*Q2+(1/К)*02л.4'ПОЛЕЗНАЯ РАЗНОСТЬ ТЕМПЕРАТУР
1290 FOR @2=100 ТО 50000 STEP 100
1300 O2=K1*Q2+ (1 /К) »С!2л_ 4
1310 IF <ABS<02-01))/01<«,05 THEN 1330
1320 NEXT Q2
1330 F2=Q/Q2
1340 PRINT "ПОВЕРХНОСТЬ ТЕПЛООБМЕНА,Мл2";F2
1343 PRINT
1346 PRINT
1330 PRINT "ПРИНИМАЕМ ПО ГОСТ 11987-81 ВЫПАРНОЙ АППАРАТ СО"
1360 PRINT "СТАНДАРТНОЙ ПОВЕРХНОСТЬЮ БОЛЬШЕЙ":F2
1500 STOP
2000 IF Х<«.06 THEN Y=-7.649151+1697.732*X-26B50.81»X»X+177447.3» X*X»X
2005 IF X< = ,5 THEN Y=22.42275+278.0076*X-541.26434*X*X+438_9833*X *X*X
2010 IF XM=1.4 THEN Y=49.6391+80,11919*X-39.61172»X»X+B.933666»X* X»X
2020 IF X<=6 THEN Y«7S. 32823+29. 199S7*X-4,0743402»)C*X + . 2S14594*X* X*X
2030 IF X<«13 THEN Y«10SB 3023+11.6S3S6»X-.5S63235*X»X + .01262626*X
*X*X
£040 IF X<«20 THEN Y=133.3539+5.33779B»X-,07235B63*X»X
2030 RETURN
2300 IF X<50 THEN Y^5.93136BE-03+6.371S63E-04*X-2.609464E-06*X*X+
7.33a592E-07»X»X*X
£510 IF X<«100 THEN Y=-,2909343+.01674627*X-3,016731E-04*X*X+2,66 66S397E-06»X»X»X
2520 IF X<«150 THEN Y=-10.59319+-2B3B155»X-2.6223SE-03»X*X+9.4300 46E-06*X»X»X
25M0 IF X<«200 THEN Y=31.96405--4B01632»X+1.997332E-03*X*X
2340 RETURN
己000 Y=2493.102-2.26B716*X+i.031009E-03*X*X-1.6B4377E-05#X*X»X 3010 RETURN
3500 Y=2493_545+1.B96B2i*X+1.071497E-.3*X*X-1.462417E-0S*X*X*X
3310 RETURN
4000 IF "45 THEN Y=4.762B19E-03+3,99S474E-04»X+3.237119E-06*X*X+ 3.956116E-07*X»X
4005 IF X<45 THEN 4040
4010 IF X<=85 THEN Y=-.03433253+4,1B960SE-03»X-B.005651E~05*X*X+1 .024192£-06*X»X4015 IF X<«83 THEN 4040
4020 IF XV12S THEN Y=-,66370209+.02443691*X-3.176666E-04*X*X+1.96 69S3E-06*X*X*X
4025 IF X<125 丁HEN 4040
4030 Y=-4.331623+.1083S34*X-9.547701E-04»X»X^3.586355E-06»X#X*y
4040 RETURN
3000 END
rem ************************************************************** g
REM * ПРОГРАММА ДЛЯ ВЫЧИСЛЕНИЯ ПОЛИНОМА ЧЕБЫШЕВА 《3-团 СТЕПЕНИ) * р
. REM *КАМНЕВ Н. - СХМТ - 1989* g
4 REM ************************************************************** 扌
te DIM XC30) .Y(30) ,YK30) ,Y3(30) ,Y2<3B>j
20 PRINT "ВВЕСТИ ЧИСЛО ПАР ДАННЫХ, N"：鼻
30 INPUT N
40 PRINT -ВВЕСТИЧЕРЕЗ ЗАПЯТУЮ ЗНАЧЕНИЯ X - НЕЗАВИСИМОЙ ПЕРЕМЕННОЙ,*' J
41 PRINT ”¥ - ФУНКЦИИ»J
45 S»03
46 S1=0I
50 PRINT "'I
60 FOR 1=1 TO N1
70 PRINT 15 ,# > " 5斗
80 INPUT X(l>,Y<15I
85 S»6*X <1)I
86 S1»«S1+Y<1>I
90 NEXT 1I
100 S2=0!1
101 S3=0♦ •
102 S4»0I
103 S5=0I
110 S5=0I
111 S&»01
112 S7-01
120 S3-GI
121 Zl-0I
122 Z2*GI
125 Z3"01
£26 Z4-0i
130 FOR IT TO NI
140 X=X<1>*X<1>'1
141 S2=S2+X
150 X^X(1)*XI
151 S3-S3+X1
160 -x«x=x<l)*xI
161 S4=S4+XI
170 X«X(1)*Xi
171 S5=SS+X' 1
180 X=X<19*X,'J
181 S6-S6+XI
190 X=X<1>*XI
191 S7=S7+XJ
200 X«X<i)*X"' 'I
201 S8-S8+XI
210 Z=X<1)*Y<1>I
211 Z1=Z1 + Z'I
220 Z=X(1>*Z'1
221 Z2=Z2+ZI
230 Z=X(1)*ZI
231 Z3=Z3+ZJ
240 Z=XU)*ZI
241 Z4=Z4+ZI
250 NEXT 1；|
260 Bl=-S/N1
270 A0-S1/NI
275 F1=S2+B1*SI
230 A1=(Z1+B1*S1) /Fl-1
310 GOSUB 3000、j
320 FOR 1=1 TO NI
IM
330 Y1 (1)=A0+A1*(X (D+Bl)、
340 PRINT Y(l),Y(1),ABS(Y1(l)-Y(l))
343 NEXT 1
350 GOSUB 3300 360 IF C>0 THEN 390
365 PRINT "АППРОКСИМИРУЮЩИЕ МНОГОЧЛЕН if СТЕПЕНИ*'
370 PRINT "Y='*; A0; " + "; Al; "♦(X + *';B15 ")" NB0 STOP
390 P2=- (S3+BKS2+B1* (S2+B1»S) ) /Fl
39S H2^-(S2+B1»S)/N
400 B2«P2+B1
420 B3=P2»B1+H2
423 F2S4+B2»S3+B3»S2
430 A2=(Z2+B2*Z1+B3*S1)/F2
440 GOSUB 3000
450 FOR 1=1 TO N 460 Y2(I)=Y1(I)+А2»(X(I9»X(I)+B3 470 PRINT Y(19,Y2(I9,ABS(Y(I9-Y2(I)) 480 NEXT I 490 GOSUB 3500
300 IF C>0 THEN 335
310 PRINT "АППРОКСИМИРУЮЩИЕ МНОГОЧЛЕН 2-历 СТЕПЕНИ"
SIS А4=АИ+А1»В1+А2*ВЗ
320 А5«А2+А2»В2
523 PRINT "Y="； А4： " + *'5 А5?+»Х + " ; А2; *'»Хл2"
330 STOP 335 К=(S4+B2*S3+B3*S2) 340 Р3=-(SS+B2»S4+B3»S3+B2*K)/F2 350 H3=-K/F1
560 B4«P3+W2
370 B5=P3»B2+B3+H3
S&0 В6=РЗ*ВЗ+НЗ»В1 390 F3=S6+B4»S5+B5*S4+B6»S3
600 А3=(Z3+W4#Z2+B5*Z1+B6»S1)/F3
6t0 GOSUB 3000 620 FOR 1=1 TO N
630 Y3(I)=Y2(I) +A3* (X (I)»X (I) *X (I) +B4»X < I) »X(I)+B5*X(D+B6)
640 PRINT Y(I),Y3(I),ABS(Y(I)-Y3(I)),
650 NEXT I 660 GOSUB 3300
670 IF O0 THEN 730
680 PRINT "АППРОКСИМИРУЮЩИЕ МНОГОЧЛЕН 3-И СТЕПЕНИ"
690 А6«А0+А1»В1+А2*ВЗ+АЗ»В6
693 А7«А1+А2*В2+АЗ*В5
7И0 АВ«А2+А3*^4
710 PRINT "Y="; Аб; '• + "5А7： "«Х + '^АВ； "*Хл2+"; АЗ: "*ХлЗ" 720 STOP
730 STOP
3000 PRINT "ОТКЛОНЕНИЕ ИСТИННЫХ ЗНАЧЕНИИ ФУНКЦИИ ОТ ВЫЧИСЛЕННЫХ ПО П □ЛУЧ, Ф-ЛЕ"
3003 PRINT "ИСТИ,"ВЫЧ","--"
3010 RETURN
NB00 PRINT "ЕСЛИ ТОЧНОСТЬ ПРИБЛИЖЕНИЯ УДОВЛЕТОРИТЕЛЬНАЯ, ВВЕДИТЕ 0, ЕСЛИ"•
3501 PRINT "НЕТ - ЛЮБУЮ Д^. ЦИфРУ" 充10 INPUT С 3520 RETURN *
Расчет трехкорпусной ввкуум-выпврной установки
СТема трехкорпусной вакуум-выпарной установки представлена на ；,; рис. 6.9* Исходный разбавленный раствор из промежуточной емкости /$* центробежным насосом 12 подается в теплообменник /4, где подогревается! до температуры, близкой к температуре кипения, а затем в первый корпус /I j выпарной установки. Предварительный нагрев раствора повышает интеи-| сивность кипения в выпарном аппарате. ；
Первый корпус н теплообменник обогреваются насыщенным водянымЙ паром, поступающим из котельной. Вторичный пар, образующийся при кон-/ центрировании раствора в первом корпусе, направляется в качестве грею?；： щего во второй корпус 10. Сюда же поступает частично сконцентрирован^ ный раствор из первого корпуса. Аналогично третий корпус 7 обогревается! вторичным паром второго и в нем проводится концентрирование раствора! поступившего из второго корпуса. t
Самопроизвольный переток раствора и вторичного пара в последующи^ корпуса возможен благодаря общему перепаду давлений, возникающем货 в результате создания вакуума конденсацией вторичного пара последнего] корпуса в барометрическом конденсаторе смешения 3, где заданное давлений поддерживается подачей охлаждающей- воды из водооборотной системы 0 -отсосом неконденсирующихся паров вакуум-насосом 5. Смесь охлаждающе^ воды и конденсата выводится из конденсатора при помощи барометрической? ■трубы с гидрозатвором 4 и направляется для охлаждения в градирню^ Образующийся в третьем корпусе концентрированный раствор поступает ш сборник упаренного раствора, откуда центробежным насосом 9 подается? потребителю. Конденсат греющего пара из первого корпуса выпарной устаТ новки и теплообменника подается в котельную, а конденсат из второго й：-
нужды производства.нужды производства.третьего корпусов ——на технологические
нужды производства.
нужды производства.
Схема автоматизирована. Принципы контроля и регулирования парамет-
ров технологического процесса такяе же, как для однокорпусной выпарной?
установки (см, рис. 6.6).；
Задание на проектирование. Спроектировать трехкорпусную вакуум-вы-4
парную установку для концентрирования раствора едкого натра от началь-J ной массовой концентрации %н = 10 % до конечной хк = 50 % при следую- ； щих условиях:
количество поступающего раствора Gh = 25200 кг/ч (7 кг/с);
обогрев осуществляется насыщенным водяным паром давления： рг. п = 0,7848 МПа;
абсолютное давление в барометрическом конденсаторе рб к ==» ； 三 0,0147 МПа;
взаимное направление пара и раствора — прямоток;
выпарной аппарат — с выносной нагревательной камерой тип 1, исполнение 2;
раствор перед подачей в первый корпус подогревается до температуры, близкой к температуре кипения в одном теплообменнике, насыщенным водяным паром из котельной;
температура раствора, поступающего на установку, / = 25 ℃；
начальная температура охлаждающей воды f = 15 °C;
температура конденсата вторичного пара, выходящего из баромет-, рического конденсатора, ниже температуры конденсации 5 ℃;j
при разработке схемы выпарной установки предусмотреть насосы,! емкости, вакуум-насос, барометрический конденсатор и другие необходимые} устройства.；
Площадь поверхности теплопередачи каждого корпуса выпарной уста-: новки определяют по основному уравнению теплопередачи (5.21).,{
Для определения тепловых нагрузок Q, коэффициентов теплопередачи К： и полезных разностей температур Д/Пол необходимо знать распределение вы- париваемой воды, концентраций раствора и их температур кипения по кор”
пусам установки. Эти величины находят методом последовательных приближений.
Рассмотрим первое приближение.
Общее количество- выпаренной воды в выпарной установке определяется по формуле (6.63):
W = 7 (1 — 10/50)5,6 кг/с.
расчет концентраций упариваемого раствора по корпусам.
Распределение концентраций раствора по корпусам установки зависит от соотношения нагрузок по выпариваемой воде в каждом корпусе. На основании практических данных производительность по выпариваемой воде распределяется между корпусами в соответствии с соотношением
' 吃：犷2：% =1,0： 1,1： 1,2.
Тогда количество выпаренной воды::
в 1-м корпусе 吃=5,6 • 1,0/(1,0 + 1」+ 1,2) = 1,7 кг/с;
во 2-м корпусе 犷2 = 5,6 • 1,1/3,3 = 1,86 кг/с;
в 3-м корпусе 犷з = 5,6 • 1,2/3,3 = 2,04 кг/с.
Концентрация растворов в корпусах:
в 1-м корпусе Xi — 7 - 10/(7 — 1,7) — 13,2 %;
во 2-м корпусе Хг == 7 • 10/(7 — 1,7 — 1,86) — 20,3%;
в 3-м корпусе х3 == 7 • 10/(7 — 1,7 — 1,86 — 2,04) —50 %,
что соответствует заданию.
Определение температур кипения раствора по корпусам.
Распределение давлений по корпусам установки.
Общий перепад давлений в установке (формула (6.70)):，
Ар = 0,7848-0,0147 = 0,7701 МПа.
Распределим общий перепад давлений между корпусами поровну:
Ар =0,7701/3 = 0*2567 МПа,-
Абсолютные давления по корпусам будут равны:
% = 0,7848— 0,2567 = 0,5281 МПа;
& = 0,5281 — 0,2567 = 0,2714 МПа; •
% = 0,2714 — 0,2567 = 0,0147 МПа；
что соответствует заданию.
По давлениям паров находим их температуры и энтальпии [4]
ДавлеиЙе. МПа
Температура, ℃
Энтальпия, кДж/кг
0,7848
169,6
2776
0,5281
153；8
2759,3
0,2714
129,8
2754,4
0,0147
53,6
2596
Определение гидравлической депрессии.
На основании практических рекомендаций принимаем гидравлическую депрессию для каждого корпуса А'〃 = 1 град, тогда температуры
7 8
传
9 20 仞 〃〃 /J
4 151617 IB
1
1 g
п
Обозначение
Нпшеноаанне
g R
Пртше* «пике
1
Денвер
1
2
Ловушка
]
7
Конденсатор
барометрмческвй
1
4
Сборник дяя воды
1
5
Нвсос вакуумшй
1
6
Сборник ддя воды
1
7
Аппарат вишрнай
Ш корпус
1
S
Сборник готового
продукта
1
9
Насос центробежный
2
10
Аплцниг мкпарно"
Н корпус
1
〃
Аппарат выпарной
I корпус
1
12
&2С центробежный
2
13
Сборник исходного раствора
1
14
Теллоо^йенник
]
Устажшка выпарюя трехксфпусная
Технологнчески схема с КИП и А
EEaEssssssa
Подпись
Раэрвб.
Проа.
Лист t Листов
Н. коит<
РН% в.9. Установка выпарная трехкорлусиая. Технологическая схема
Уеоомюе обошачеше
Нанмсшюаше ереди в трубопроводе
Буквенное
Пифическое
—1.6
Вода оборотная
Конденсат
.1,0 ——
Вода сточная
-22 -
Пар масыщнцшй
Парвтормтаый
MJ -
Воздух атмосферный
3$ —
Вакуум
Z j J"
Исходдадй раствор
•—— Z/.2
Упаремный раствор
Иэм.
Лист
* док*
Подпись
Дет»
Лист
с КИП и А
вторичных паров, давления н теплоты парообразования их в корпусах будут
равны
Температура, ℃
Давление, МПа
Теплота парообразования, кДж/кг
=153,8+ 1 = 154,8 ℃
0,5445
2105,1
% П2
=129,8 + 1 = 130,8 ℃
0,2737
2176,8
% ПЗ
=53,6 + 1 = 54,6 ℃
0,01547
2369,2
Сумма гидравлических депрессий:
£ Azz/ = 1 -3 = 3.
Определение гидростатической депрессии.
Давление в среднем слое кипятильных труб рср определяется по уравнению (6.73).
Для выбора высоты трубы Я = / необходимо ориентировочно определить площадь поверхности теплопередачи выпарного аппарата 凡р, выбрать параметры аппарата по ГОСТ 11987—81.
Площадь поверхности теплопередачи ориентировочно определяется по формуле (6.11). Принимаем для аппаратов с естественной циркуляцией g = 30 000 Вт/м2.
Тогда по корпусам (ориентировочно):
= 1,7 -2105,1 - 103/30 000= 119 м2; Л2 = 1,86 - 2176,8 • 103/30 ООО = 135 м2;
Л3 = 2,04 - 2369,2 --1О3/ЗО ООО = 161 м2.
Принимаем по ГОСТ 11987一81 выпарной аппарат с площадью поверхности теплопередачи 尸=180 м2, длиной труб 5 м, диаметром труб 38义2 мм.
Таким образом, давление в среднем слое кипятильных труб корпусов равны:
р =0,5445+0,5 • 5 [0,26 + 0,0014(1034-912,3)] • 9,81 • 1034-10-6 = 0,5554 МПа;
*ср
叱3 = 0,2737 + 0,5 • 5 [0,26 + 0,0014 (1136,2 - 934,5)]- 9,81 -1136- 10-6 =
=0,2888 МПа;
р = 0,01547 + 0,5-5 [0,26 + 0,0014 (1500 - 986)] • 9,81 • 1500- 10-6 = Jcp
,==0,0515 МПа.
Плотности растворов и воды в каждом корпусе взяты при /в. п в них [2,5].
Полученным давлениям соответствуют следующие температуры кипения
Давление, МПа
Температура кипения, ℃
Теплота парообразования, кДж/кг
р. =0,5554
*ср
匕=155,8 ср
2101,7
р9 = 0,2888 ср
/? = 132,4 ср
2172,3
Рз = 0,0515 ср
厶=82,1 ср
2304,2
Определяем гидростатическую депрессию по корпусам: 厶7 = 155,8- 154,8 = 1,0 У；
a(=132,4 — 130,8= 1,6℃;厶;=82,1 — 54,6 = 27,5 ℃.
Сумма гидростатических депрессии：
£ А〃 = 1,0 + 1,6 + 27,5 = 30,1 ℃.
Определение температурной депрессии.
Температурная депрессия по корпусам при атмосферном давлении определяется по данным табл. XXXVI [4]:
КорпусКорпусКонцентрацияNaOH. %КонцентрацияNaOH. %Температура кипения, °CТемпература кипения, °CДепрессия,℃Депрессия,℃2 32 32 3 012 52 3 012 54 5 20 0 44 5 20 0 44万总4 & of44万总4 & of4
Корпус
Корпус
КонцентрацияNaOH. %
КонцентрацияNaOH. %
Температура кипения, °C
Температура кипения, °C
Депрессия,℃
Депрессия,℃
2 3
2 3
2 3 0
12 5
2 3 0
12 5
4 5 2
0 0 4
4 5 2
0 0 4
4万总
4 & of
4
4万总
4 & of
4
Температурная депрессия по корпусам с учетом давления в них определяется по формуле (6.75)：
А；= 16,2 (273 + 155,8)2 • 4,4/(2101,7 ■ 103) = 6,2 ℃;
А；= 16,2 (273+ 132,4产• 8,5/(2172,3 • d)= io,4 ℃；
A3 = 16,2 (273 + 82,1)2 - 42,2/(2304,2 - 103) = 37,4 ℃.
Сумма температурных депрессий：
£К = 6,2 4- 10,4 + 37,4 = 54,0 ℃.
Температура кипения растворов по корпусам:
tK = 153,8 + 6,2 + 1,0 + 1,0 = 162 ℃;
Г = 1 必,8+10,4 + 1,6+1,0= 142,8 °C;
К2
f = 53,6 + 27,5 + 37,4 + 1,0 = 119,5 ℃.
Определение полезной разности температур.
Общая полезная разность температур определяется по формуле (6.76):
А^полобщ = 169,6 - 53,6 - 54- 30,1 -3 = 28,9 ℃.
Полезные разности температур по корпусам равны
А 筛叫=169,6 — 162 = 7,6 ℃;
△%。呵=153,8 — 142,8= 11 ℃;
А/пОл3 = 129,8 - 119,5 = 10,3 ℃.
Определение тепловых нагрузок по корпусам.
6 И. Л. Иоффе161
Исходные данные для расчета
Количество исходного раствора, кг/с Концентрация исходного раствора, % Температура исходного раствора, ℃ Температура упаренного раствора, ℃
Теплоемкость исходного раствора, Д*/(кг・К)
Энтальпия В1срн，ис「()пара, Дж/кг Теплота парообразования греющего пара, Дж/кг
Корпус
123
7,05,33,44
1013,220,3
150162142,8
162142,8119,5
407940753865
2759,3 • 1032725,4 • [У2596 • 103
2057 • О2108,6- 1032179,5- 103
Решая систему уравнений по типу системы (6.80) — (6.83), ио с применением уравнений (6.15), определяем расход греющего пара в первый корпус, количество выпаренной воды из каждого корпуса, тепловые нагрузки по корпусам:
Qi2057 • 103 = [7.4079(162- 150) +吃(2759,3 • I®- 4190 • 162)] • 1,05;
Q2 = U7] ・2108,6 • 1。3= [5,3 -4075 (142,8- 162) +
+ IT? (2725,4 • 103 - 4190- 142,8)] • 1,03;
Q3 = HZ? • 2179,5 • 103 = [3,44 • 3865 (119,5 一 142,8) +
+ % (2596- 103 - 4190- 119,5))-1,03;
5,6= Wx + %+ %.,
Решение системы уравнении дает следующие результаты:
G「. п = 2,0 кг/с; 忆=1,72 кг/с; W2 = 1,84 кг/с; 1Гз = 2,04 кг/с.
Так как расхождения между вычисленными значениями нагрузок по испаряемой воде в каждом корпусе и предварительно принятыми не превышает 3 %, пересчитывать параметры процесса не будем.
Тепловые нагрузки по корпусам:
Qj = 2057- 103 -2,0 = 4114- 103 Вт;
Q2 = 2108,6 Юз. 1,72 = 3626,8, О Вт;
Q3 = 2179,5 • 103 • 1,84 = 4010,28 • 103 Вт.
Определение коэффициентов теплопередачи,
Коэффициент теплопередачи по корпусам определяют по уравнению (5.21).
Выбираем конструкционный материал, стойкий в среде раствора NaOH в интервале изменения концентраций от 10 до 50 % и температур от 120 До 165 ℃. В этих условиях химически стойкой является сталь марки Х18Н10Т; ее теплопроводность Мт = 16,4Вт/(м-К) [10].
Примем, что суммарное термическое сопротивление равно термическому сопротивлению стенки Хст/6ст и накипи ХН/6Н. Термическое сопротивление со стороны пара не учитываем.
Принимая для всех корпусов толщину слоя накипи 6Н — 0,5 мм, Лн = ~ 3,05 Вт/(м- К), получаем:
Z，= 0,002/16,4 + 0,0005/3,05 = 2,86 • 10~4 м2 • К/Вт.
С достаточной степенью точности для расчета можно принять темпера- ТУРУ пленки конденсата в греющих камерах выпарных аппаратов равными температурам конденсации греющего пара.
Тогда в соответствии с рис. 6.1:
4
= 314- 103
при
^К1 =
169,6
℃;
/2
=306 • 15
при
t к?==
153,8
℃;
4
=295• 103
при
Mi =
129,8
Коэффициент теплоотдачи а( от конденсирующегося водяного пара к стенкам вертикальных труб в греющих камерах выпарных аппаратов определяется по уравнению (6.19), а коэффициент теплоотдачи от стенок труб к кипящему раствору а?по уравнению (5.63). Необходимые для определения аг физико-химические свойства растворов NaOH и водяного пара при температуре кипения приведены в табл. 6.1 [2; 4； 2.5].
Температура /, ℃Концентрация 尤，%Теплопроводность раствора 儿Вт/(м-К)Плотность раствора р, кг/м3Вязкость раствора 卩，Па-сПоверхностное натяжение о, Н/м Теплоемкость раствора с, Дж/(кг-К) Теплота парообразования г, Дж/кг Плотность пара р» кг/м3 Плотность пара при р = I05 ПаТемпература /, ℃Концентрация 尤，%Теплопроводность раствора 儿Вт/(м-К)Плотность раствора р, кг/м3Вязкость раствора 卩，Па-сПоверхностное натяжение о, Н/м Теплоемкость раствора с, Дж/(кг-К) Теплота парообразования г, Дж/кг Плотность пара р» кг/м3 Плотность пара при р = I05 Па162142,8119,513,220,3500,5880,5790,5591029,21122,614320,253- 10 ~30,437- 10~32,41 • 10~369・77,8- 10~3128-10~34075386532022082 • 1032141 •1032207 • 1033,4242,121,120,579162142,8119,513,220,3500,5880,5790,5591029,21122,614320,253- 10 ~30,437- 10~32,41 • 10~369・77,8- 10~3128-10~34075386532022082 • 1032141 •1032207 • 1033,4242,121,120,579
Температура /, ℃
Концентрация 尤，%
Теплопроводность раствора 儿
Вт/(м-К)
Плотность раствора р, кг/м3
Вязкость раствора 卩，Па-с
Поверхностное натяжение о, Н/м Теплоемкость раствора с, Дж/(кг-К) Теплота парообразования г, Дж/кг Плотность пара р» кг/м3 Плотность пара при р = I05 Па
Температура /, ℃
Концентрация 尤，%
Теплопроводность раствора 儿
Вт/(м-К)
Плотность раствора р, кг/м3
Вязкость раствора 卩，Па-с
Поверхностное натяжение о, Н/м Теплоемкость раствора с, Дж/(кг-К) Теплота парообразования г, Дж/кг Плотность пара р» кг/м3 Плотность пара при р = I05 Па
162
142,8
119,5
13,2
20,3
50
0,588
0,579
0,559
1029,2
1122,6
1432
0,253- 10 ~3
0,437- 10~3
2,41 • 10~3
69・
77,8- 10~3
128-10~3
4075
3865
3202
2082 • 103
2141 •103
2207 • 103
3,424
2,12
1,12
0,579
162
142,8
119,5
13,2
20,3
50
0,588
0,579
0,559
1029,2
1122,6
1432
0,253- 10 ~3
0,437- 10~3
2,41 • 10~3
69・
77,8- 10~3
128-10~3
4075
3865
3202
2082 • 103
2141 •103
2207 • 103
3,424
2,12
1,12
0,579
Таблица 6.1
Свойства кипящих растворов NaOH и их паров
Параметр
•Корпус
I
2
3
Определим коэффициент В (см. уравнение (5.63)) по корпусам:
0,588^3 • 1029,2°，5.3,424а06
—(69 • 10一 3)。,5(2082 103)。,6.0,5790,66.4075°：з(°,253 • 10一 з)о,з
0,579]3.1122,6&5.2,12a06
—О,О778о>5(2141 • 103)0'6 • 0,579°£б . З865о>3(0,437- 1О^3)о>3
_0,559'з. 1432°，5. 1,12°*
— "од^ЧзгоТао^/^о^
Коэффициент теплоотдачи aj при высоте труб / = 5 м равен: % = 4(仆 5严33 _ о,62/1/产33
Расчет коэффициентов теплопередачи приведен в табл. 6.2.
Так как в выпарных аппаратах удельные тепловые нагрузки заранее неизвестны, то их рассчитывают методом последовательных приближений: задаемся различными значениями q, проводим расчет (см. табл. 6.2) и по результатам расчета строим график q — Л/ПОл (рис. 6.10). Из графика следует, что для предварительно вычисленных значений полезных разностей
Т а б л и ц а 6,2
Расчет коэффициентов теплопередачи
1 корпус
2 корпус
3 корпус
Величины
4=314・ 103； j=11/6
力2=306・ 103； ^2 = 6,55
力 з = 295・ 103； Вз = 5.04
9
6 000
12 000
9 000
12 000
5 000
9 000 ■
0,333
5,52
4,38
4,82
4,38
5,86
4,82
сц = 0,62 幽-°3зз
10 746
8 527
9 145
8310
10 721,6
8816
产6
184,9
280,2
235,8
280,2
165,7
235,8
a2 — 5g°#
2 063,5
3 127
1 544；5
1 835,3
835,1
1 188,4
К = 1/(1伍］+ 2,86 * 10 4 + I/%)
1 158
1 383
959
1 051
634
806
Af = g/K
5,18
8,67
9,4
11,4
7,88
11,17
температур по корпусам 厶％。口 = 7,6℃; А^пол, = П ℃;厶仆口尸 10,3 ° С удельные тепловые нагрузки соответственно равны:
,1 = 10 200 Вт/м2; 依=11 440 Вт/м2; ^3 — 7950 Вт/м2.
Коэффициенты теплопередачи по корпусам равны:
Ki = 10 200/7,6= 1342,1 Вт/(м2 • К)； К2 = 11 440/11 = 1040 Вт/(м2 ■ К)；
«3 = 7950/10,3 = 771,8 Вт/(м2.К).
Полезные разности температур в корпусах установки находим нз условия равенства нх поверхностей теплопередачи (формула (6.84)):
А/ = 28 94U4・ 103/13420二
пол>~ * 4114* 1033626,8-1034010,28 UO3 —
1342. П41040—十77ns
: 28 93065,3「一3065,3.
一 '3065,3 十 3487,3 + 5196 一 11748,6 一 ’'
5。“尸 28,9 ^^ = 8,6 匕 Д/Полз = 28.9 -^ =12,8 °C.
Проверка суммарной полезной разности температур:
А/пол = 7,5 + 8,6 + 12,8 — 28,9 ℃.
Площади поверхностей теплопередачи выпарных аппаратов:
,尸］=4114・ 103/(1342」.7,5) = 408,7 м2;
尸2 = 3626,8 • 107(1040、8,6) = 405,5 м2;
尸з = 4010,28 • 107(771,8 • 12,8) = 405,9 м2.
По ГОСТ 11987——81 принимаем выпарной аппарат со следующей характеристикой: площадь поверхности теплообмена Гн — 450 м2; диаметр труб d — 38 X 2 мм; длина труб / = 5000 мм; диаметр греющей камеры D = 1600 мм (не менее); диаметр сепаратора D〕= 4000 мм (не более) ； диаметр циркуляционной трубы D2 = 1000 мм (не более); высота аппарата Н = 15 000 мм (не более); масса аппарата 31 800 кг (не более).
㈠нс, G.IO. Онреде.1енне тепловых нагрузок выпарных аппаратов
11р]1 к("кгрук1нвпом расчете выпарного аппарата размеры его частей ■；i;.'i/кнь' соответствовать вышеизложенным требованиям.
Г1.гющ：1дь поверхпог ги теплообмена нриня того выпарного аппарата / ™ 45() у?, и,。 з!1；1чн гслык) больше ориентировочно выбранной поверхио- ；м /■；「=：扌№) rt Одл-!ко необходимости вносить коррективы в расчет нет, ;jk к а к iJ)HCT|)5 KTisBitbic размеры (диаметр п высота труб) остались преж-
^^тoчiHiм гемисратуры кипения растворов, вторичных паров и их давления по корпусам:
Температура, ℃
К°Р"УСкипениявторичного пара
I169,6—7,5= 162,1162,1 — 1,0—6,2= 154,9
2!：；3,8—8,6= 145,2145,2—1,6—10,4= 133,2
3129,8—12,8 = 117,0117,0—12,8-37,8 = 51,2
Рмссчнтанным чемпсратурам вторичных паров соответствуют давления :А\Па) 0,5459; 0,2977; 0,01316 соответственно в 1-м, 2-м и 3-м корпусах.
Из расчета следует, чзо полезные разности температур, рассчитанпь!е ус.'ювия равпосо перепада давления в корпусах * найденные в первом H!Ui6jt!/b епип пз у слови я равенства поверхностен теплопередачи в корпусах, i).-i3.,nii4MiOTc>i вс 2-м и З-м корпусах, а в 1-м корпусе практически не изме- тютсн. Поэтому при уточненном расчете площади поверхности теилопере- д.ичн параметры растворов и паров по корпусам, тепловые нагрузки, коэф- фицнеить] TeuGO"(、pe〃aqH и полезные разности температур изменятся, в основном,工方я 2-го и 3-го корпусов, а для 1-го корпуса эти показатели прак- "uicckn и'е изменятся, так же практически не изменится площадь поверх- 円《тн ■(спло1]средачн в 1-м, а значит н в других корпусах. Поэтому дальней- г，нс раечеты щ； уточнению площади поверхности теплопередачи выполнять у б^'дем.
Варианты заданий для проектирования выпарных установок
Рассчитать н спроектировать выпарную установку,
Количество корпусов： 1 — одпокорпусиая; 2двухкорпусная; 3 — трехкорпуспая.
Тип выпарного аппарата: 1 — с центральной циркуляционной трубой; 2-—с подвесной греющей камерой; 3——с наружной циркуляционной трубой; 4—-с вынесенной греющей камерон; 5 — с принудительной циркуляцией; 6 — пленочный с восходящей пленкой.'
Ввод исходной информаш<и
Расп редепение в первом прибпижеиии выпариваемой водыи давления греющих паров по корпусам
Расчет концентращш раствора в корпусах
Таблица 6.3
Исходные данные для расчета однокорлусной выпарной установки
Расчет ориентировочной поверхности тетлообмена выпарных аппаратов, температуры кипения растворов и паров, полезных разностей температур - общей и в каждом корпусе выпарной установки
Обозначение
Шифр
I
2
3
4
5
6
7
8
9
0.
RNH4NO3 Na2cO3 NaN()3 NaOH MgSO4 MgCl2 K2CO3 KNO3 KOH CaC]2
Gh1012814111613201815
XH1068106712957
xK50224040253238304016
Pa. n • 10314201822162014221518
&. 口・1。218141620162518201820
力。25202530202420162225
厶 н18162022151820181624
Ai 5869786576
Определение свойств пара и конденсата (функция температуры)и раствора (фуикш<я температуры и концентраш<и) в каждом корпусе
Распределение общей полезной разности температур по корпусам, исходя из требования равенства теппообменных поверхностей корпусов
Решение системы уравнений теплового баланса и баланса по выпариваемой воде; определение расхода первичного греющего пара и выпаренной воды в корпусах
выбор их по ГОСТ
Таблица 6.4
Исходные данные для расчета двухкорпусной выпарной установки
Вьшод результатов
Конец
Обозначение
Шифр
I
2
1 3
4
5 1
6
7
8
9
10
R
(NHa)2SO4
NaCt
K2SO4
KCl
KNO3 Na2GO3
NaOH
Mg?
Ca(NO3)
2NH4CI
Gh
24
20
16
28
22
30
25
32
28
30
#h
8
6
5
10
7
6
10
7
25
12
40
25
15
28
25
25
40
32
60
30
Pa. n ■ 103
14
16
20
18
15
22
14
20
18
16
&. n • 1°2
25
30
35
35
25
30
30
35
60
40
f 0
25
20
30
24
28
32
25
18
26
32
%. H
18
16
20
15
22
16
18
20
25
16
Af
8
5
9
6
8
7
5
6
9
7
Рнс. 6.11. Схема расчета многокорпусной прямоточной вакуум-выпарной установки
Таблица 6.5
Исходные данные для расчета трехкорпусной выпарной установки
Обозна-чение
Шифр
2
3456
7890
СаС12
NH4NO3 (NH4)2SO4 Na2cОз
NaCl
K2CO3
Gh
28
25
20
30
25
32
%н
18.
10
5
7
10
38
50
38
26
26
40
Ра.*
20
14
16
22
18
15
Pr.n-1°2
60
50
55
50
55
65
力0
20
25
32
24
22
20
^В. П
15
20
.18
22
20
16
м
6
9
5
8
7
10
25c6
3025
кон
MgSO4
NaNO3
35
32
36
10
8
9
40
26
50
14
20
15
70
55
70
25
28
20
18
20
18
897
Рис. 6.12. Выпарной аппарат (тнп 1. исполнение 1):
7 —греющая камера: 2 —сепаратор; 3—распределительная камера
Рис. 6.14. Выпарной аппарат (тип 1, исполнение 3):
/ — греющая камера; 2 —сепаратор; 3—циркуляционная труба
Рис. 6.17. Выпарной аппарат (тнп 3, исполнение 1):/—греющая камера; 2—сепараторРис. 6.17. Выпарной аппарат (тнп 3, исполнение 1):/—греющая камера; 2—сепаратор
Рис. 6.17. Выпарной аппарат (тнп 3, исполнение 1):
/—греющая камера; 2—сепаратор
Рис. 6.17. Выпарной аппарат (тнп 3, исполнение 1):
/—греющая камера; 2—сепаратор
Рнс. 6.15. Выпарной аппарат (тнп 2, исполнение 1):
/ — греющая камера：2 —сепаратор：
3 —циркуляционная труба; 4 —электро- насосный агрегат
Рнс. 6.16. Выпарной аппарат (тнп 2, исполнение 2)：
7 —греющая камера： 2 —сепаратор;
5 —циркуляционная труба; 4 —элек- тронасосный агрегат
厂
Рис. 6.18. Барометрические конденсаторы:
а —с концентрическими полками (изготовляются диаметром 500 н 600 мм); б —с сегмент
ными полками (изготовляются диаметром 800—2000 мм)，
Раствор перед подачей в аппарат нагревается до температуры кипения: 1—в одном теплообменнике глухим насыщенным паром, поступающим нз ТЭЦ; 2 —в дпух теплообменниках: R первом—.экстра-паром из первого корпуса, во втором глухим насыщенным паром из ТЭЦ.
O6o3Ha4efni« исходных данных: ^ — наименование упариваемого рас- твора; Он — количество поступающего раствора, кг/с; хн — начальная Maccq- вая концентрация раствора, %; хк — конечная массовая концентрация рас- твора, % ； pan — давление в аппарате; рг. п — абсолютное давление пара, поступающего на установку из ТЭЦ, МПа; f — количество отбираемого экстра-пара, кг/100 кг поступающего раствора; % — температура раствора, поступающего па установку, ℃; /в. н — начальная температура охлаждающей воды, поступающей в барометрический конденсатор, ℃; А/ —'разность между температурой смеси охлаждающей воды и конденсата, выходящей из кон
денсатора н температурой конденсации вторичного пара в конденсаторе.
Взаимное направление греющего пара и раствора в двух- и трехкорпусных установках —прямоток.
При разработке схемы выпарной установки предусмотреть насосы, емкости, вакуум-насос, барометрический конденсатор и другие необходимые устройства.
Исходные данные для расчета выпарные установок приведены в табл. 6.3—6.5, схема расчета дана на рис. 6.11.
Тнпн выпарных трубчатых аппаратов представлены на рис. 6.12—6.17, барометрические конденсаторы изображены на рис. 6.18.
ПРИЛОЖЕНИЯ
Приложение 6.1
Типы и назначение выпарных трубчатых аппаратов (по ГОСТ 11987-81)
Тип
Наименование
Исполнение
Назначение
1
Выпарные трубчатые аппараты с естественной циркуляцией
- - ссоосной
двухходовой греющей камерой
— с вынесенной греющей камерон
3--ссоосной
греющей камерон и соле- отделе пнем
Упаривание растворов, не образующих осадка на греющих трубках, а также при незначительных накипеобразовапиях па трубках, удаляемых промывкой (рис. 6.12)
Упаривание растворов, выделяющих незначительный осадок, удаляемый механическим способом (рис. 6.13) Упаривание растворов, выделяющих кристаллы и образующих осадок, удаляемый промывкой (рис. 6.14)
2
Выпарные трубчатые аппараты с принудительной циркуляцией
1 — с вынесенной греющей камерон
2 — ссоосной
греющей камерой
Упаривание вязких растворов или выделяющих осадок на греющих трубках, удаляемый механическим способом (рис. 6J5)
Упаривание вязких чистых растворов, не выделяющих осадок, а также при незначительных накипеобразовапиях па трубках, удаляемых промывкой (рис. 6.16)
3
Выпарные трубчатые аппараты пленочные
1 -- с восходящей пленкой
2 -- со стекающей пленкой
Упаривание пенящихся растворов (рис. 6.17)
Упаривание вязких и термопе- стонкпх растворов
Приложение 6.2
Основные размеры выпарных аппаратов (по ГОСТ 11987—81)
Выпарной аппарат с естественной циркуляцией и соосной двухходовой греющей камерой (тнп 1, исполнение I)
Техническая характеристика (линейные размеры в мм)
Площадь поверхности теплообмена (номинальная), м2, при диаметре трубы 38 X 2 н длине
Диаметр греющей камеры D. не менее
Диаметр сепаратора Di, не более
Диаметр циркуляционной трубы /)2、не более
Высота аппарата ", не более
Масса аппарата, кг, не более
2=3000
/ = 4000
10
400
600
250
10 500
1 000
16
600
800
300
10 500
1 200
25
一
600
1 000
400
11 000
2 200
Продолжение п р и л о ж е н и я 6.2
Площадь поверхности теплообмена (номинальная), м2, при диаметре трубы 38 X 2 н длине
Диаметр греющей камеры D, не Менсе
Диаметр сепаратора 力1， не более
Диаметр циркуляцпон ной трубы Z>2； не 6с,7K
!5h【CsT：i
ni[H；tp；i г а 〃、
M ncc;i
6з门5
/=3000
J = 4000
40
800
1 200
500
11 000
3 000
63
1 000
1 400
600
И 500
4 80()
100
1 000 ■
1 800
700
11 500
6 000
—
160
1 200
2 400
1 200
12 500
s 600
—
250
1 400
3 000
1 400
12 500
13 000
—
400
1 800
3 800
1 800
12 500
21 000
Пр одолжение приложения 6.2
Выпарной аппарат (тип 1, исполнение 3)
Техническая характеристика (линейные размеры в мм)
Площадь поверхности теплообмена (номинальная), м2, при диаметре трубы 38 X 2 и длине
Диаметр греющей камеры D, не менее
Диаметр сепаратора
не более
Диаметр циркуляционной трубы £>2，не более
Высота аппарата Н, не более
Масса аппарата, кг, не более
/=4000
/=6000
Примечания: I. Высота парового пространства Н …屮、6“*八 2()00 мм
2. Условное давление в греющей камере--от 0,011 до 1.6 МПа.声《".“*：— 0
до 1,0 Mila.
Выпарной аппарат (тип I, исполнение 2)
Техническая характеристика (линейные размеры в мм)
Площадь поверхности теплообмена (номинальная), м2, при диаметре трубы 38 X 2 н длине
/=^4000/=^5000
Диаметр греющей камеры D, не менее
Диаметр сепаратора
не более
Диаметр циркуляционной трубы £)2，не бопсе
KbdGT：) аппара'га Н、 нс Сопсс
М ；"Л аипара га кг, ие 6。工、、о
一 一 -508012408024805500500060301000 --- 111223 4455678 О65ОЗО5ОЮЮ5
11246О26Ю^И 二-二
111 2 2 3
оооооооооооююююююю ^ооооооооооооооооо 446680022466666881, 1 1 1 1 1 1 1 11 11 1 1— 1 OJ
ооооооооооооюююююю оооооооооооооо_^ю_^ю 68^268248368055066 1111222333444555
005000000000000000000000000000000000 223456778900022244
14 500
14 500
14 500
15 500
15 500
15 500
16 000
16 000
16 000
16 500
17 500
17 500
18 000
18 000
18 000
19 000
19 000
19 000
00000000000000000000ю000000000000000
9570520500^0500550
12 2 3 3 5101215202330313340434850
Примечания: 1. Высота парового пространства 〃] —не более 2500 мм.
2. Условное давление в греющей камере —от 0,014 до 1,6 МПа, в сепараторе — от 0,0054 до 1,6 МПа.
1016254063002560005015
1112 2 3 一 --- - -
-----2004050000000 148285^506310 1112234455678
оооооооооооооооооо оооооооооооооооооо 446680022466668800
11 11 11 11 11 11 1 11 11 11 1
600
200
12 000
1 7(用
800
250
12 000
2 *)；)
1 000
300
12 000
3 000
1 200
400
12 00()
4 700
1 600
500
13 000
7 500
1 800
6()0
13 000
8 500
2 200
700
13 000
1 i 500
2 400
700
13 000
12 000
2 800
800
14 500
14 800
3 200
900
14 55)
15 ОСЮ
3 600
1 000
16併2
21 000
3 800
1 000
15 000
26 500
4 000
1 000
15 000
31 800
4 500
1 200
i(i 500
33 000
4 500
1 200
17 000
38 300
5 000
1 200
17 000
40 000
5 000
1 400
18 000
50 000
5 600
i 400
18 000
55 000
Выпарной аппарат (тип 2, исполнение ])
Техническая характеристика (линейные размеры в мм)
Площадьповерхноститеплообмена(номинальная),м2, при диа-метре трубы3SX2 н длине! = 6000
Диаметргреющейкамеры Dне менее
Диаметрсепаратора£)1，не более
Диаметрциркуляцион-ной трубы £)2,не более
Высотааппарата Я,не более
Массааппарата, кг,не более
Примечания： I. Высота парового пространства Н\ —hz более 2500 мм,
2. Условное давление в греющей камере —от 0,014 до 1,0 МПа, н сспаояторе -or 什<储；
до 1,0 МПа.'
503050005
246026051
1112 2 3
ооооооооо406060808000002020
оооооооою ооооооооо 24^268048 111222333
200
19 000
6 000
250
19 000
6 600
400
19 000
8 300
500
21 000
11 300
500
21 000
13 000
600
21000
15 500
600
23 500
19 100
700
23 500
26 500
800
23 500
29 800
Продолжен
ие приложения 6.2 $
Площадь поверхности теплообмена (номинальная), м2, при диаметре трубы 38X2 и длине / = 60()0
Диаметр греющей камеры D, не менее
Диаметр сепаратора D\, не более
Диаметр циркуляционной трубы Огне более
Высота аппарата ", нс более
Масса аппарата, кг, не более
400
1 400
4 000
900
25 000
32 000
500
1 600
4 500
1 000
25 000
42 000
630
1 800
5 000
1 000
25 000
55 000
800
2 000
5 600
1 200
25 500
62 000 J
1 000
2 200
6 300
1 400
25 530
65 000
Примечания: 1. Высота парового пространства Н\ —не более 3000 мм1
2・ Условное данление в греющей камере—от 0,014 до 1,6 МПа, в deiranaTope от 0 054 1
до 1,0 МПа.'1
Выпарной аппарат (тип 2. исполнение 2)扌
Техническая характеристика (линейные размеры в мм)1
Площадь поверхности теплообмена (номинальная), м2, при диаметре трубы 38X2 н длине / = 600()
Диаметр греющей камеры D, не менее
Диаметр сепаратора Q1, нс бо.чее
丿［наметр циркуляционной трубы /)2・ не более
Высота аппарата Н, ле более
Масса1
аппарата, кг, нс болееi
25
400
1 000
200
19 500
6 200
40
.600
1 200
250
19 500
7 000
63
600
1 600
400
19 500
9 500
100
800
1 800
500
21 500
14 500
125
800
2 200
500
21 500
15 500
160
1 000
2 400
600
21 500
20 000
200
1 000
2 800
600
24 500
22 500
250
1 200
3 200
700
24 500
28 000
315
1 200
3 600
800
24 500
36 000
400
1 400
3 800
900
26 000
44 500
500
1 600
4 000
1 000
26 000
55 500
630
1 800
4 500
1 000
26 000
69 500
800
2 000
5 000
1 200
26 500
87 500
1 000
2 200
5 600
1 400
26 500
112 000
门 р н м с ч а
2. Условное
1,6 МПа.
н п я : L давление
Высота парового в греющей камере
пространства -от 0,011 до
"「-не более 3000 мм.
1,6 МПа, в сепараторе —от 0,0054
Продолжен
Выпарной аппарат (тип 3, исполнение 1)
Техническая характеристика (линейные размеры в мм)
не приложения 6.2
Площадь поверхности теплообмена (номинальная), м2
Диаметр греющей камеры D, не менее
Диаметр сепаратора £)!，не более
Высота аппарата Я, не более
Масса аппарата, кг, не более
при диаметре трубы 38 X 2 и длине
при диаметре трубы
57 X 2,5 и длине / = 7000
/ = 5000
2 = 7000
10
10
400
600
11 000
2 200
16
16
400
800
11 000
3 000
25
一
25
600
1 000
11 000
3 600
40
40
600
1 200
11 000
4 400
63
一
63
800
1 400
12 000
5 000
100
100
800
1 800
12 000
7 000
125
125
1 000
2 200
12 000
9 000
160
160
1 000
2 400
12 000
10 000
200
200
1 200
2 800
12 500
11 500
224
224
1 200
2 800
12 500
12 000
250
250
1 200
3 000
12 500
13 000
280
一
280
1 400
3 200
12 500
14 000
315
315
1 400
3 400
13 000
15 000
355
355
1 400
3 600
13 000
18 500
400
一
400
1 600
3 800
13 000
20 000
450
450
1 600
4 000
13 500
22 500
500
500
1 800
4 500
13 500
24 000
560
560
1 800
4 500
13 500
26 000
拠
630
1 800
5 000
14 000
29 000
710
一
710
2 000
5 000
14 000
31 000
800
800
2 200
5 600
14 500
37 800
900
2 200
5 600
14 500
40 500
1 000
2 000
6 300
14 500
42 600
1 120
2 400
6 300
15 000
45 400
一
1 250
一
2 200
6 300
15 000
51 900
一
1 400
2 800
7 000
16 000
60 300
1 600
2 400
7 500
16 000
70 200
一
1 800
3 000
8 000
16 500
75 000
一
2 000
2 800
8 500
16 500
83 000
一
2 240
3 200
9 000
17 000
90 000
2 500
一
3 000
9 500
17 000
103 000
2 800
一
3 200
10 000
18 000
120 000
3 150
—
3 400
10 000
18 000
130 000
■ Примечания: 1. Высота парового пространства 修--не более 2500 мм.
2. Условное давление в греющей камере —от 0,014 до 1,6 МПа, в сепараторе —0,554 До 1,6 МПа.
Продолжение приложения 6.2
Площадь поверхности теплообмена (номинальная), м2, прн диаметре трубы 38 X 2 н длине
Диаметр греющей камеры D, не менее
Диаметр сепаратора Dl, не более
Высота аппарата Н, не более
Высота парового пространства 〃1， не более
Масса аппарата, кг, не более
/ = 4000
/=6000
10
12,5
400
600
9 000
1 500
1 500
16
20
400
800
9 000
1 500
2 000
25
31,5
600
1 000
9 500
1 500
2 900
40
50
600
1 200
9 500
1 500
3 600
63
80
800
1 600
10 500
1 500
5 800
100
112
1 000
1 800
12 000
2 QOQ
8 800
125
140
1 000
2 200
12 000
2 000
10 000
160
180
1 200
2 400
12 500
2 000
13 000
200
224
I 200
2 800
12 500
2 000
15 000
250
280
1 400
3 200
13 500
2 000
20 000
315
355
1 600
3 600
15 000
2 000
23 500
一
400
1 600
3 800
15000
2 000
30 500
—
450
1 600
4()00
16 000
2 000
32 500
—
500
1 600
4 500
16 000
2 000
35 500
—
560
1 600
4 500
16 000
2 000
40 000
—
630
1 800
5 000
17 000
2 000
45 500
710
1 800
5 000
17 000
2 000
51 000
—
800
2 000
5 600
18 000
2 000
58 500
Примечание.
Условное давление в греющей камере — от 0,014 до 1,6 МПа,
в сепараторе —от 0,054
до 1,0 МПа,
Выпарной аппарат (тнп 3, исполнение 2)
Техническая характеристика (линейные размеры в мм)
Основные размеры барометрических канденсаторов
Приложение 6.3
Размеры, мм
500
600
800
1000
1200
1600
2000
Толщина стенки аппарата s
5
5
5
6
6
6
10
Расстояние от верхней полки до крышки аппарата а
1300
1300
1300
1300
1300
1300
1300
Расстояние от нижней полки до днища аппарата г
1200
1200
1200
1200
1200
1200
1200
Ширина полки b
一
500
650
750
1000
1250
Внутренний диаметр конденсатора d6 к, Мм
Размеры, мм
Расстояние между осями конденсатора и ловушки:
Ki
Высота установки 〃
Ширина установки Т
Диаметр ловушки D
Высота ловушки h .,
Диаметр ловушки D±
Высота ловушки /и
Расстояние между полками:
& аз
«5
Условные проходы штуцеров:
для входа пара (А)
» входа воды (Б)
» выхода парогазовой смеси (В)
для барометрической трубы (Г) воздушник (С)
для входа парогазовой смеси (И)
для выхода парогазовой смеси (Ж)
для барометрической трубы (Е)
Продолжение приложения*6.3
Внутренний
диаметр конденсатора dg к, мм
500
600
800
1000
1200
1600
2000
5
527
4 1
о о о о -30304044
一50000040
-44 4
05000000 53850005
98035743 5 2 1 1
05000000
O38QOOO5—96&5953
1 5 2 1 1
2 0^^
2
05050000
О927ОООЮ
О5ОЮОООО553UOOO5435283641173 2 1
оооооооо 56О5ООЮ5 66548385
I 1 8 3 2 1
2 2 3 3 3
ООО 0 0 8 3 1
25
-80
50
50
,6000600030
^3344
ООО0 6 2 8 42 2 3 3 4
5020007550
2 3 4 4 5
^ ^ ^ ^ ^ ^4456
ООО0 0 4 5 84 5 6 7 8
80 0 0 0
5 0 5 7
5 6 8 9 0
0 5 0
5 2 0
3 11
0 0 5
5 0 2
3 2 1
ООО0 0 54 2 1
ООО5 5 0
4 2 2
000000
6 3 2
000050
8 4 2
50
о
00
2
250
00
3
400
-100
^ ^
2550
5 о
2 6
2
2500
2
25250
70
80
100
50
о
50
50
70
70
80
00
Г Л ABA 7
ЕМКОСТНЫЕ ХИМИЧЕСКИЕ РЕАКТОРЫ
ОСНОВНЫЕ УСЛОВНЫЕ ОБОЗНАЧЕНИЙ
— массовый расход, кг/с (кг/ч; кг/сутки); масса, кг;
—массовая концентрация вещества, % нлн доли;
— количество теплоты (тепловая нагрузка), Вт (Дж);
——удельная теплота, Дж/моль;
—— объемная производительность, м3/с (м3/ч; м3/сутки); объем, м3;
一 время, с;
—температура, ℃;
G XQ G.V т
Т — температура, К;
/и — число аппаратов.
ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ■ I
Реактор — аппарат, в котором протекает основной процесс ■ химической технологии — образование нового продукта в ре- . 弓 зультате сложного взаимодействия исходных веществ, должен . работать эффективно, т. е. обеспечивать требуемую глубину и И н избирательность химического превращения. Реактор должен . удовлетворять следующим требованиям： иметь необходимый И реакционный объем, обеспечивать заданную производительность . и определенный гидродинамический режим движения реаген- ■ тов, создавать требуемую поверхность контакта взамодействую- ■ щих фаз, поддержизать необходимый теплообмен в процессе, ■ уровень активности катализатора и т. д.■
Устройство реактора определяет ряд факторов: агрегатное ■ состояние реагирующих и образующихся веществ и консистен- ция реакционной массы, интенсивность перемешивания реаген- ■ тов, температура реакции и давление, тепловой эффект и интен- ■ сивность теплообмена, химические свойства перерабатываемых веществ, наличие или отсутствие катализаторов, заданная про- изводительность аппарата, непрерывность или периодичность процесса, удобство монтажа и ремонта аппарата, простоту его изготовления и т. д..
Реакторы классифицируются:
по принципу организации процесса — периодические, не- прерывные, полунепрерывные (полупериодические);Щ
по гидродинамическому режиму — аппараты полного вы- :Щ теснения, полного смешения, промежуточного типа;
по тепловому режиму — изотермические, адиабатические, политропические;Щ
по фазовому состоянию перерабатываемых материалов— для проведения гомогенных реакций в газовой или жидкой фазе, для проведения реакций в газовой фазе над твердыми или жидкими катализаторами, для проведения реакций между га- '1И зами и жидкостями над твердыми катализаторами;
по конструктивным особенностям ——аппараты типа реак- ционной камеры, колонны, теплообменника или печи.
Основными факторами сравнения химических реакторов, определяющими выбор типа аппарата, являются кинетика хими- ческой реакции, отношение порядков основной и побочных реакций, а также распределение времени пребывания реагентов, концентраций и температур в реакционном объеме. Эти факторы в различных типах реакторов могут по-разному влиять на сте- пень превращения реагентов, избирательность их химического превращения, себестоимость получаемого продукта. Одной из важнейших характеристик реактора является его удельная про- изводительность, непосредственно связанная с кинетикой хими- ческого процесса и типом аппарата.
goiedBuuB 口 вхвм
PBdBlmB-qHhoHH 口 о
HO-EdBUUB 口 вх°вм
HOIH2B-20<0ffl<0c
&cA IQC NFS V ws wv <« F A f
Q AI-
c —ffl+ V
^ AI-
QAug: — s + - (+)
a и
V
a+) v
S о
11
"OIHOJEad BHHSFamg A9O°OU°H hijoh 樓Ixalfy ou EdoH工pad EUHId09I4e
Общее правило, устанавливающее связь между избирательностью химического процесса и его аппаратурным оформлением: если зависимость между степенью превращения и избирательностью падает, то следует выбирать реактор смешения периодического действия или реактор вытеснения, а для реакций с возрастающей зависимостью — реактор смешения непрерывного действия. Выбор типа реактора по избирательности и способу подачи реагентов приведен в табл. 7.1.
Важную роль при выборе реактора играют простота конструкции аппарата и его экономическая эффективность, т. е. зависимость себестоимости продукта и ее слагаемых, а также прибыли от величины удельной производительности.
МЕТОДИКА РАСЧЕТА РЕАКТОРОВ
Большое разнообразие конструкций реакторов, и специфика протекающих в них процессов обусловили разнообразие способов их расчета по конкретной для каждого процесса методике.
Для реакторов непрерывного действия существует следующий порядок расчета.
Термодинамический расчет процесса, при котором определяют наиболее оптимальные параметры его режима (температуру, давление, степень превращения веществ).
Материальный баланс.
Кинетический расчет для определения объема реакционного пространства. Его проводят графоаналитическим или аналитическим способом. Сначала определяют продолжительность протекания реакции, а затем—полезный объем реактора.
Тепловой расчет реактора. При решении теплового баланса определяют количество теплоты, которое необходимо подводить или отводить из реактора, расход теплоносителя.
Определение поверхности теплообмена и размеров рубашки, змеевика или трубчатки.
Технологический расчет мешалки, определение мощности
при перемешивании.
Расчет реакторов периодического действия типа реакционной камеры сводится к определению числа аппаратов при заданном : их объеме, обеспечивающих заданную суточную производи
тельность. /
Материальный баланс
Материальный баланс химических процессов составляют для определения количеств перерабатываемых и получаемых веществ. Вычисляемые количества веществ могут быть отнесены к единице времени (кг/сутки; кг/ч; кг/с) или к единице массы получаемого продукт山 В последнем случае материальный баланс не изменяется с изменением мощности производства.
Основой д/1я составления материального баланса химического процесса служит стехиометрическое уравнение химической рсакции:
&А + ьв = сС + dD,(7.1)
ши Л л }? 1!сх()чные вещества; С и D — продукты реакции; a, b, с, d —— (uexuoMeгрнчс^кне коэффициенты.
Обозначим Mi, Ms, Me, MD ——молекулярные массы взаимодействующих BciuccTB (участвующих в реакции и полученных в результате реакции).
Допустим, что реакция (7.1) протекает необратимо слева luinpas'o. Тогда в конце процесса израсходуется все вещество А, т, с. G,.i 0.
Количество израсходованного вещества 5 составляет
GB-GA(bMB/a^^(7.2)
и количества образующихся веществ С и D при 100 %-ном пре- В|КИЦСН11И
г；с - вл (сМс/аМл); Gd = Ga (dMD/aM^),(7.3)
uc- 100 %-иые вещества,
При проведении производственного процесса масса готового продукта получается меньше теоретической. Объясняется это тем, что реакции могут проходить не до конца, образуются по- бочные продукты, есть механические потери и т. д.
Отнонюнне количества фактически полученного готового продукта G* к теоретически возможному GT называется выходом:
л = G^/GT.(7.4)
Выход т] всегда меньше единицы.
С учетом выхода q количество образующихся по реакции ве- иич?тв С и D составит
(ic = Gcjx\\Gd = Gd/и*(7.5)
Ecje производственный процесс состоит из нескольких ста- 曜仃看 и па каждой из них есть определенный выход п『，то общий ^Ь1ход готового продукта по всему производственному процессу [)авон:
"об = 口比小• •' Лр(7.6)
「/К： "1,,..,巾 В1>1ходь( по стадиям.
Ь.с.пи вещество В взято с избытком, то часть его остается не- !1|к)|Н'аги])овапной и определяется из равенства
Gg =爆一[GAbMRjaM^.(7.7)
Таблица 7.2
Материальный баланс
Приход
количество, кг
плотность,
объем,
наименование сырья
технического
100%
MJ
Вещество А
6Л
техн
Рл техн
Уд
техн
В том числе:
вещество А
примеси
Ga一
техн
ga
Вещество В
GB СХ|
Рв
техн
У %ехн
В том числе：
Gb
вещество В
примеси
б^техн —
Gb
Всего
Продолжение табл. 7.2
Расход
наименование продукта
количество, кг
ПЛОТНОСТЬ, кг/м3
объем, м3
технического
100%
Продукт С
6С
техн
Pc
техн
техн
В том числе:
вещество С
GC
примеси
Gji 一
~ехн
Продукт D
Р%ехн
В том числе:
GP
G %ехн —
вещество D примеси
gd
Непрореагировавшее вещество В
G %ехн
Р%ехн
У В техн
Пркмеск веществ: А
йд — техн
%
Рприм.А
'прнм. А
В•
G о-—
техн
Gb
Рприм.В
"прям. В
Всего
Расход вещества А рассчитываются исходя из заданной производительности:
G^GaM^cM^.(7.8)
Здесь G ——суточная производительность продукта С, кг:
(7・9)(7・9)G = 1000/7хс/330(
(7・9)
(7・9)
где П ——годовая мощность производства, т/год; хс — массовая доля вещества С в техническом продукте; 330——число дней работы оборудования в году； 1000 — пересчет тонн в кг.
(7.10)(7.10)В пересчете на технический продукт расход вещества А:
(7.10)
(7.10)
где ха ——массовая доля вещества А в техническом продукте Аналогично определяют расход вещества В.
Результаты материального расчета сводятся в табл. 7.2.
Тепловой баланс
Все промышленные химические процессы должны проводиться при строго определенных заданных температурных условиях и в большинстве случаев требуют подвода или отвода теплоты. Тепловой расчет сводится в основном к составлению теплового баланса процесса, определению количества подводимой или отводимой теплоты, определению расхода теплоносителей или хладагентов и вычислению площади поверхности теплообмена.
Уравнение, выражающее тепловой баланс химического процесса, может быть представлено в следующей общей форме:
Qi + Q2 + Q3 = Q$ + Qs + Qs. *(7-11)
Здесь Qi — теплота, вносимая в аппарат с перерабатываемыми веществами; Q2 — теплота, отдаваемая теплоносителем перерабатываемым веществам или отводимая охлаждающими агентами; Q3 — тепловой эффект химического процесса; Q& — теплота, уносимая из аппарата с продуктами реакции; Q5 ——теплота, расходуемая на нагревание аппарата (при проведении непрерывных процессов Q5 не учитывается); Qe — тепловые потери в окружающую среду.
Основная величина Q2 находится по формуле
Q2 = Q4 + Q5 + Qg — Qi — Q3.(7.12)
Количество теплоты, вносимой в аппарат с перерабатываемыми веществами и уносимой из аппарата с продуктами реакции, может быть определено по уравнению
Qi,4=Zg*(7.13)
Массовые количества веществ G берут по данным материального баланса (табл. 7.2); для периодических процессов —масса веществ на одну загрузку; для непрерывных процессов — масса веществ за 1 ч работы аппарата.
Значения температур заданы технологическим регламентом. Тепловой эффект химического процесса представляет собой суммарное количество теплоты, которая выделяется или поглощается при протекании химических реакций и сопровождающих их физико-химических процессов (растворение, гидратация, испарение и т. д.):
Q3 = Qp + Q中.п,(7.14)
где Qp ——тепловой эффект химического процесса, кДж； Q$. п — тепловой эффект физического процесса, кДж.
Тепловой эффект химических реакций Qp определяют: 1) по теплотам образования из элементов реагирующих' и образующихся соединений; 2) по теплотам сгорания исходных веществ и продуктов реакции; 3) по константам равновесия.
Тепловой эффект химических реакций чаще всего находят по первому методу. При этом для вычислений пользуются законом Гесса:
Qp = 0pM(7」5)
где ^р — молекулярная теплота реакции; N ——число молей образующихся веществ.
Молекулярная теплота реакции определяется по формуле
9р=Х9к—£дн・(7」б)
Здесь £ 9к 一 сумма теплот образования соединений при химическом взаимодействии, кДж/моль; ^ ^н — сумма теплот образования соединений, 9с ——мольная теплота сгорания соединения, кДж/кмоль.
Теплоты образования реагирующих и образующихся соединений могут быть найдены в справочниках физико-химических величин. При отсутствии этих данных их можно вычислить по теплотам сгорания как разность между теплотой сгорания элементов, входящих в соединение, и теплотой сгорания самого соединения:
9。= £wa — 0С,(7.17)
где до ——удельная теплота образования, кДж/моль; п — число одноименных атомов в молекуле; ^а — теплота сгорания 1 грамм-атома элемента, кДж;
9с ——мольная теплота сгорания соединения, кДж/кмоль.'
Теплоты сгорания ^а для органических соединений, содержащих атомы С, Н, Вг, Cl, F, I, N, О и S могут быть определены из приведенных ниже данных:
Элементы
%，ккал
Элементы
%，ккал
Углерод
94,38
Азот
0 (15,61)
Водород
34,19
Кислород
0
Бром
0 (5,65)
Фтор
41,4
Хлор
0 (5,27)
Сера
69,3 (139,1)
Иод
0
Примечание. Обычно продуктами сгорания органических соединений являются газообразные СО2, C12, N2 и SO2, жидкие НгО н Вг, твердый 【2 н HF в водном растворе. Значения д@ Для получения продуктов сгорания НВг, НС1, HNO3 и H2SO4, получаемых в внде водных растворов, заключены в скобках. 1 ккал = 4187 Дж.
Теплоты сгорания qc жидких органических соединений могут быть определены по формуле Караша:
(7.18)(7.18)% = 26,05/г + £ Anz.
(7.18)
(7.18)
Здесь 26,05 ——количество теплоты, выделяющейся при смещении одного электрона атома углерода нли водорода к атому кислорода, ккал; и = =С4-4 + Сз-3 + С2-2 + Ci • 1 + /7-1 — число перемещающихся электронов (С《，С3, С2, Ci ——число атомов углерода, в которых при данной реакции перемещается соответственно 4, 3, 2 электрона и одни электрон; Н — число атомов водорода, в которых перемещаются электроны); А ——тепловая поправка, соответствующая данному заместителю [см. [21], табл. 2]; ^ —число одинаковых заместителей.
Пользуясь формулой (7.18), можно определить теплоту сгорания большинства жидких органических соединений. В тех случаях, когда требуется вычислить теплоту сгорания органических соединений, находящихся в другом агрегатном состоянии, необходимо вносить соответствующие поправки, учитывающие теплоту плавления, теплоту испарения или теплоту растворения. С учетом поправки на агрегатное состояние 次「теплота образования соединения q0 будет равна:
% = Z 9： — % +(7.19)
где £q；—— сумма теплот сгорания элементов; qc — теплота сгорания соединения.
Общие формулы тепловых поправок на агрегатное состояние приведены в [20; 21].
Теплоты физических процессов испарения, плавления и др. могут быть определены по справочникам физико-химических величин или рассчитаны по приведенным ниже формулам.
Для определения теплот испарения «нсл могут быть использованы следующие, формулы:”
Клаузиуса — Клайперона
9нсп [(1“|)一(1/T2)]M '(7.20)
Кистяковского
(7.21)(7.21)9hs= (36,66 + 19,17 1g Гкнп) Ткап/М；
(7.21)
(7.21)
ТрутонаНернстаТрутонаНернста^ИСП = 4, 19КТ КНп/М；^ИСП = 4, 19КТ КНп/М；(7.22)(7.22)^исп = 4,19Ткип (9,5 lg Ткип + 0,0077'КИП)/М,(7.23),
Трутона
Нернста
Трутона
Нернста
^ИСП = 4, 19КТ КНп/М；
^ИСП = 4, 19КТ КНп/М；
(7.22)
(7.22)
где рь 卩2 — давление паров жидкости при температурах 7\ и Г2; М ——мольная масса испаряемой жидкости; Ткнп ——температура кипения жидкости, К; К ——постоянная величина (для большинства органических соединений К = =20 + 22).
Кроме того, для соединений, разлагающихся ниже температуры кипения (температура кипения неизвестна),夕^口 рассчитывают по эмпирической формуле
днсп = 4,19・240и/М,(7.24)
где и ——сумма валентностей атомов, входящих в состав соединения.
Теплота плавления 夕口』определяется по формуле 9пл = 4,19KhjiTiiji/M.(7.25)
Здесь Кил — постоянная величина, равная 9——11 для органических соединений н 5——7 для неорганических соединений; Гпл температура плавления, К.
Между температурой плавления ТПл и температурой кипения Ткнп существует зависимость:
Тп"Тк”п = К,(7.26)
где К ——постоянная, равная 0,58 для органических соединений и 0,72 для неорганических соединений.
Таким образом,9нсп — 227"khti __ 22Ткнп. R g9пл 10Tg 10 • 0,58Г кипИЛИ^ПЛ — О,26^ИСП-
Теплота растворения твердых веществ:
“_ 4J9・ 4,575T"2 1g (&/G)
драст —⑦ 一 ％)
где Ci, С2 — растворимости вещества при температурах 7\ и % соответ-; ствеино.■
Если процесс проводится в открытых аппаратах и некоторая7'； часть жидких веществ при этом испаряется, то количество теп-； лоты, расходуемойнакомпенсациютеплопотерь,следуетуве-j
личить на составляющуюq% учитывающуюрасходтеплоты на:
испарение:；
9h = W,(7.30)：
(7.27)，(7.27)，(7.28)!(7.28)!где IF — масса испаряемой жидкости, кг; г — удельная теплота испарения, j кДж/кг.:
(7.27)，
(7.27)，
(7.28)!
(7.28)!
Определение теплот образования солей с помощью теплоты нейтрализации приведено в [20].
Примеры расчета теплоты образования и сгорания органических соединений даны в [20].
Теплота, затраченная на нагрев или охлаждение отдельных частей аппарата:
Qs = 2 "с(*к — %)•(7.31)
Здесь G ——массы отдельных частей аппарата; с ——удельные теплоемкости отдельных частей аппарата; /н,九一начальная и конечная температуры отдельных частей аппарата.
Начальная температура /н равна температуре помещения цеха (ориентировочно 15—20 ℃).
Конечная температура /к приближается к температуре того теплоносителя, для которого коэффициент теплоотдачи а больше.
При а! ^ а2 конечная температура tK равна среднему арифметическому между температурами стенок со стороны греющего (охлаждающего) агента и реакционной массы:
= «гор + %)/2;(7.32)
*к = (^хол + *р)/2.(7.33)
Расчеты потерь теплоты в окружающую среду и расхода теплоносителей приведены в гл. 5.”
Результаты теплового расчета сводятся в таблицу теплового баланса.
Технологический расчет реактора
Для расчета числа реакционных аппаратов и их вместимостей необходимо знать объем веществ, перерабатываемых в сутки на данной стадии процесса, время проведения процесса и принципы его организации.
Периодический процесс. Число операций р, которое может быть проведено в сутки в одном аппарате:
8 = 24/т,(7.34)
где т ——время проведения процесса, ч.
Число операций а, которое должно быть проведено в течение суток для обеспечения заданной производительности:
а = Рсут/Рр = Рсут/"а 屮)，(7.35)
где Ксут — объем веществ, перерабатываемых в сутки； КР — рабочий объем аппарата： Ка― полный объем аппарата; <р = КР/Ка — степень заполнения аппарата.
Необходимое число рабочих аппаратов:
% = а/8 = ат/24 = КсуТт/(24Каф).(7.36)
Число устанавливаемых аппаратов с учетом резерва мояг ности:
加二 ％ (1 + 0,016). (7.37)
Здесь 5 ——резерв мощности аппаратуры (для {)6bi““w\ 、匚字}еим нрпшь мается равным 10——15 %, в особых случаях и при серы-зш.!?: (^босновгииях он может быть значительно увеличен).
В расчетах исходят из объема одного аппарата 匕：s онроделяют общее число аппаратов или же задаются чис/kim аппаратов и определяют объем одного аппарата но форму.!о
乙=РсутТ (1 + 0,016)/(24"").(7.3S)
Значения степени заполнения аппарата 屮 приведены ниже：
Характер процесса, протекающего в аппарате屮
Физический или химический процесс без пенооб- 0,75 ---0,Ь разования；
Физический или химический процесс с ненообра-0,4 —0.G
зованием (нейтрализация, кипячение и др.) Отмеривание жидкостей (мерники)и,8 - -0;85
Хранение жидкостей0,8—0,9
Выбирая число устанавливаемых аппаратов, следует учитывать, что применение большого количества малопроизводительных аппаратов приводит к повышению числа операций загрузки и выгрузки, числа точек контроля и объектов ниблкэдения и к увеличению фронта обслуживания аппаратов, площади и объема производственного сооружения. Как правило, целесообразно устанавливать меньшее число высокопроизводительных аппаратов. При этом значительно сокращаются капитальные затраты и уменьшаются эксплуатационные расходы.
Число реакторов периодического действия в одной усчсновке, исходя из возможности их обслуживания одним аппаратчиком, должны быть
m & т/тв = 1/(1 — %).Р.39)
Временной коэффициент полезного действия реактора % определяется как
“т = Тр/т == Tp/(Tp + Тц) 0,7 0,8,Л ⑴
Вспомогательное время работы реактора тв складывается вз длительностей операций подготовки реактора 门，зани；1 нения его жидкостью Тг, разогрева реактора и реакционной массы т3, охлаждения т《и опорожнения т5:
Тв = Т[ + 工2 + Тз + 工4 + 工5・(7.4i)
Все временные показатели процесса берут из технологического регламента производства или рассчитывают ⑼.
Время подготовки реактора к новому циклу задается регламентом и лежит в пределах т〔 = 10 + 60 мин. Длительность заполнения реактора жидкостью можно рассчитать по формуле
x2 = V ж/^ нс>(7.42)
где Кж — объем жидкости в реакторе, м3; 14c — производительность насоса, подающего жидкость в реактор, м3/с.
Длительность опорожнения реактора 伤 зависит от способа выгрузки из него прореагировавшей жидкости и ориентировочно может быть рассчитана по следующим формулам.
При опорожнении реактора через трубу передавливания время выгрузки составит (в с)
電5 = 900Рж/а,(7.43)
где D ——диаметр сосуда.
При опорожнении реактора через сливной штуцер:
(噴 %,(7.44)
где //ж ——начальная высота уровня жидкости в реакторе, м.
Продолжительность разогрева тз и охлаждения т4 реактора при известной площади поверхности рубашки (змеевика) F может быть рассчитана по формуле
П,4 = Q3,4/[尸Кз,4 (A/cp)3,d-(7.45)
Расчет величин, входящих в уравнение (7.45), приведен в гл. 5.
По окончании расчетов номинальный объем реактора выбирают по [10; 7.3].
Непрерывный процесс. 1. Заданы объем перерабатываемых веществ 仅с и продолжительность пребывания материала в аппарате тс.
Рабочий объем всей аппаратуры:
V р = V сТс.(7.46)
Необходимое число аппаратов:
тр = РсТс/(Р 押)，(7.47)
Таким образом,
m = тр(1 + 0Q16) = Кстс(1 + 0,015)/"押)，.(7.48)
откуда
Ка = Кстс(1 + 0,01д)/(/п(р).(7.49)
Заданы те же величины, что и в предыдущем случае, и скорость движения веществ в аппарате w<'
II
а775
1&аоф
Обо- значе*
Наименоваюсе
Кол.
Проход условный % мм
Давление условное Ру. МПа
-41-3
Вход продукта
3
100
0,1
Г
Для гипьэы термометра
1
100
0,1
д
Выход продукта
1
100
0,1
6卜2
Выход хладагента
2
50
0,2
*
ВХод хладагента
1
50
0.2
С1-2
Для смотрового стекла
2
100
0,1
Л
Люк
1
400
0,1
Таблица штуцеров
Обозивченне
Наименование
Сборочные единицы
Привод мешалки Крышка люка Крышка Опора
Мешалка якорная
Корпус
Рубашка
Гнльза с термометром Уплотнение торцовое Устройство зажимное
1Т
1
4
1
1
1
Т
40
Приме-
Аппарат с механическим перемешивающим устройством
Чертеж общего вида
Лит.
Масса
Мас шт
Изм-
Лист
№ докум.
Пощись
Дата
5200
1:20
Разраб.
Пров-
Лист1 Листов
Н. конт.
Рнс. 7.1. Аппарат с механическим перемешивающим устройством (с поверхностью теплообмена в виде рубашки). Чертеж общего вида
По объему перерабатываемых веществ Vc определяется : площадь поперечного сечения аппарата;
f = VJ 叫(7.50):
а по продолжительности пребывания материала в аппарате— : высота или длина аппарата:
L = wr.(7.51) I
Если найденная площадь поперечного сечения аппарата ока- j жется слишком большой, то устанавливается m аппаратов, соединенных параллельно. При этом каждый аппарат имеет пло- J щадь поперечного сечения f/m.|
Если же слишком большой оказывается длина, то устанав- | ливается т аппаратов, соединенных последовательно. При этом ] каждый аппарат имеет площадь поперечного сечения f и дли- 1 ну L/m.♦ ”J
Определение площади поверхности теплообмена|
и размеров рубашкиг змеевика или трубчаткиJ
Площадь поверхности теплообмена F реактора периодиче- | ского действия определяется из основного уравнения теплопе- | редачи:{
Q = К尸必&•(7.52) I
Здесь Q — количество теплоты, передаваемой теплоносителем перераба- | тываемым веществам или отводимой охлаждающими агентами (принимается ?1 равным Q2 из формулы (7.12)).1
У емкостных аппаратов с рубашками площадь теплообмен- | ной поверхности равна:|
尸 руб = nQ〃py6 + &н,(7,53)*|1
где внутренний диаметр аппарата; Яруб - высота цилиндрической аппарата, заключенной в рубащку； Л'дн ——площадь поверхности днища. |
Если в процессе расчета необходимая площадь поверхности | теплообмена F больше площади поверхности рубашки, то | внутри реактора устанавливается змеевик с площадью поверх- | ностиJ
尸3м =尸一尸ру6・(7.54ьj
Расчет средней разности температур и коэффициента тепло-1 передачи приведен в гл. 5, время нагрева (охлаждения) опре- | деляется условиями процесса.|
Конструкция аппарата с рубашкой с механическим переме-1 шивающим устройством представлена на рис. 7.1, основные раз-1 меры приведены в табл. 7.3.|
Таблица 7.3
Основные технические данные стальных эмалированных аппаратов с перемешивающим устройством
Показатель
Объем, м3
0,63
1,0
1.6
2,5
4,0
6.3
ю
16
ТЕХНОЛОГИЧЕСКИМ РАСЧЕТ МЕШАЛКИ
Перемешивание применяется для приготовления эмульсий, суспензий, смесей, гомогенизации растворов, а также интенсификации тепло- и массообменных процессов, химических и биохимических реакций.
Условное давление (избыточное), МПа (кгс/см2), не более: в корпусе в рубашкеПлощадь поверхности теплообмена, м2 Диаметр вала мешалки в зоне сальникового уплотнения, ммОсновные размеры, мм：Условное давление (избыточное), МПа (кгс/см2), не более: в корпусе в рубашкеПлощадь поверхности теплообмена, м2 Диаметр вала мешалки в зоне сальникового уплотнения, ммОсновные размеры, мм：0,6 (6) 0,6 (6) 0,6(6) 0,3 (3) 1,0(10) 1,0(10) 1,0(10) 0,6(6)2,283,454,736,30,6 (6) 0,6 (6) 0,6(6) 0,3 (3) 1,0(10) 1,0(10) 1,0(10) 0,6(6)2,283,454,736,30,3 (3) 0,3 (3) 0,3 (3) 0,3 (3) 0,6(6) 0,6 ⑹ 0,6 (6) 0,6 ⑹9,112,318,5 27,40,3 (3) 0,3 (3) 0,3 (3) 0,3 (3) 0,6(6) 0,6 ⑹ 0,6 (6) 0,6 ⑹9,112,318,5 27,4Масса, кг, не болееМасса, кг, не более57576565575765658013013013080130130130000Ю00000Ю505008Ю 002^676639106950 9062789752353 362000Ю00000Ю505008Ю 002^676639106950 9062789752353 3622 2 8 0 4 01 6 2 62 ■ о2 2 8 0 4 01 6 2 62 ■ о00050050005050580028 0002044409400915301 0175812062374 663300050050005050580028 0002044409400915301 0175812062374 66330024003 40024003 40000005000505008050053588402706925362387923373374 87330000005000505008050053588402706925362387923373374 87334 8 0 4 01 5 2 93 84 8 0 4 01 5 2 93 81 6001 8002 2002 40017002 0002 4042 6041 0001 2203 0523 2882 2402 5802 93539101 2501 55021 7902R502 93539101 8952 3553 0604 0354 7005 6005 4056 3808301 1001 7751 8554004601 0201 095505515一13001 300一610670——9090—2 35027103 1923 4489581 1081 3521 452330400460530—1614—88—500610—一3535——3 7405 2007 70010 0001 6001 8002 2002 40017002 0002 4042 6041 0001 2203 0523 2882 2402 5802 93539101 2501 55021 7902R502 93539101 8952 3553 0604 0354 7005 6005 4056 3808301 1001 7751 8554004601 0201 095505515一13001 300一610670——9090—2 35027103 1923 4489581 1081 3521 452330400460530—1614—88—500610—一3535——3 7405 2007 70010 0000000005000505 005254430440545900456834051i 1i о^ 1i и 1i ОО и0000005000505 005254430440545900456834051i 1i о^ 1i и 1i ОО и0 0 8 0 0 49 3 5 3 8 118 3 320 0 8 0 0 49 3 5 3 8 118 3 328 0 5 00 3 44 428 0 5 00 3 44 42Основные характеристики любого процесса перемешивания—расход энергии, эффективность и интенсивность перемешивания.
Условное давление (избыточное), МПа (кгс/см2), не более: в корпусе в рубашке
Площадь поверхности теплообмена, м2 Диаметр вала мешалки в зоне сальникового уплотнения, мм
Основные размеры, мм：
Условное давление (избыточное), МПа (кгс/см2), не более: в корпусе в рубашке
Площадь поверхности теплообмена, м2 Диаметр вала мешалки в зоне сальникового уплотнения, мм
Основные размеры, мм：
0,6 (6) 0,6 (6) 0,6(6) 0,3 (3) 1,0(10) 1,0(10) 1,0(10) 0,6(6)
2,283,454,736,3
0,6 (6) 0,6 (6) 0,6(6) 0,3 (3) 1,0(10) 1,0(10) 1,0(10) 0,6(6)
2,283,454,736,3
0,3 (3) 0,3 (3) 0,3 (3) 0,3 (3) 0,6(6) 0,6 ⑹ 0,6 (6) 0,6 ⑹
9,112,318,5 27,4
0,3 (3) 0,3 (3) 0,3 (3) 0,3 (3) 0,6(6) 0,6 ⑹ 0,6 (6) 0,6 ⑹
9,112,318,5 27,4
Масса, кг, не более
Масса, кг, не более
57576565
57576565
80130130130
80130130130
000Ю00000Ю505008Ю 002^676639106950 9062789752353 362
000Ю00000Ю505008Ю 002^676639106950 9062789752353 362
2 2 8 0 4 0
1 6 2 6
2 ■ о
2 2 8 0 4 0
1 6 2 6
2 ■ о
00050050005050580028 0002044409400915301 0175812062374 6633
00050050005050580028 0002044409400915301 0175812062374 6633
002400
3 4
002400
3 4
000000500050500805
005358840270692536
2387923373374 8733
000000500050500805
005358840270692536
2387923373374 8733
4 8 0 4 0
1 5 2 9
3 8
4 8 0 4 0
1 5 2 9
3 8
1 600
1 800
2 200
2 400
1700
2 000
2 404
2 604
1 000
1 220
3 052
3 288
2 240
2 580
2 935
3910
1 250
1 550
2
1 790
2R50
2 935
3910
1 895
2 355
3 060
4 035
4 700
5 600
5 405
6 380
830
1 100
1 775
1 855
400
460
1 020
1 095
505
515
一
1300
1 300
一
610
670
—
—
90
90
—
2 350
2710
3 192
3 448
958
1 108
1 352
1 452
330
400
460
530
—
16
14
—
8
8
—
500
610
—
一
35
35
—
—
3 740
5 200
7 700
10 000
1 600
1 800
2 200
2 400
1700
2 000
2 404
2 604
1 000
1 220
3 052
3 288
2 240
2 580
2 935
3910
1 250
1 550
2
1 790
2R50
2 935
3910
1 895
2 355
3 060
4 035
4 700
5 600
5 405
6 380
830
1 100
1 775
1 855
400
460
1 020
1 095
505
515
一
1300
1 300
一
610
670
—
—
90
90
—
2 350
2710
3 192
3 448
958
1 108
1 352
1 452
330
400
460
530
—
16
14
—
8
8
—
500
610
—
一
35
35
—
—
3 740
5 200
7 700
10 000
0000005000505 0052544304405
4590045683405
1i 1i о^ 1i и 1i ОО и
0000005000505 0052544304405
4590045683405
1i 1i о^ 1i и 1i ОО и
0 0 8 0 0 4
9 3 5 3 8 1
18 3 3
2
0 0 8 0 0 4
9 3 5 3 8 1
18 3 3
2
8 0 5 0
0 3 4
4 4
2
8 0 5 0
0 3 4
4 4
2
Таблица 7.4
Основные параметры и условии работы перемешивающих устройств [9]
Тип мешалки | 讎麗蕊 丨Условна работы
Лопастная
Якорная
D/dM = 1,4 4- 1,7;九м/^м н 0」；九/九=0,4子1,0；力/^м = 0,1；1м = 0,86
Перемешивание взаимнорастворимых жидкостей, взвешивание твердых и волокнистых частиц в жидкости, взмучивание легких осадков, медленное растворение кристаллических и волокнистых веществ; £0 = 1,5 4- 5 м/с при 从 W W 0,5 Па-с; £0 = 1,5 4- 3,2 м/с при д. = 0,5 土 3 Па с
ТГ
°Мм= 1,05 + 1,30; 底/九=0,8+ 1,0； S/dM = 0,01 + 0,06;
Ем = 1,2
Рамная
Турбинная
0/盡=1,05 + 1,30;b/dM = 0,07;
九 м/^м = 0,9 + 1,0；h/dM = 0,01 ~ 0,06;S/dM = 0,01 +0,06;
Ем =1,28
Перемешивание вязких и тяжелых жидкостей, интенсификация теплообменных процессов, предотвращение выпадения осадка на стенках и днище, суспендирование в вязких средах: 侬 = 0,5 + + 4 м/с рри 卩 & io Па с
ОМм = 3 + 4;
頁 м，^м = 0,2;
九Мм = 0,4 + 1;
〃之м = 0,25;
方/々м = 0J；
Ем = 8,4
Трехлопастная (пропеллерная)
D/dM = 3 + 4;九/^м = 0,4 -4- 1;
Ь〃м = 0J；1м = 0,56
Взвешивание и растворение твердых кристаллических частиц (с массовым содержанием до 80 %) и волокнистых (с массовым содержанием до 5 %); эмульгирование жидкостей с большой разностью плотностей, диспергирование газа в жидкости; перемешивание ньютоновских жидкостей; 5 = 2,5+10 м/с при ц^ 10 Па-с; 5 = 2,5 + 7 м/с при 卩=10 + 4- 40 Па-с
Взвешивание твердых (с массовым содержанием до 50 %) л волокнистых частиц; взмучивание шламов; эмульгирование жидкостей; интенсификация теплообмена; 侬=3,8+16 m/с при w 0,1 Па-с; 侬=3,8+10 м/с при 卩=0,1 + 4 Па-с
Наиболее распространенным способом перемешивания в жидких средах является механическое перемешивание при помощи лопастных, якорных, рамных, турбинных или пропеллерных мешалок. Основные конструктивные параметры и условия работы всех указанных мешалок приведены в табл. 7.4.
Мощность привода мешалки рекомендуется рассчитывать по формуле
Мм = (К.КнХК/ + Муп)Л].(7.55)
Здесь Кп — коэффициент (для аппаратов с перегородками 长口 = 1; для аппаратов без перегородок Кп=1,25); Лн = (ЛГЖ//))0'5 — коэффициент высоты уровня жидкости в аппарате; К/ — коэффициент, учитывающий наличие в сосуде внутренних устройств (70=1,1 + 1,2—при наличии гильзы, термопары, трубы передавливания или уровнемера; К = 2 — при змеевике, размещенном вдоль стенки сосуда); ^yп — мощность, затрачиваемая на преодоление трения в уплотнениях вала мешалки; ^ ——мощность, затрачиваемая непосредственно на перемешивание жидкости; “ 一 к. п. д. привода мешалки (т) = 0,85 4- 0,9).
Мощность, затрачиваемая на перемешивание в типовых химических реакторах, определяется по зависимости
N = КмР 疟心(7.56)
где Kn ——критерий мощности (определяется по графикам); р ——плотность перемешиваемой среды; п ——частота вращения мешалки, c~J; d№ — диаметр мешалки.
Диаметр мешалки (диаметр окружности, ометаемой кромками лопастей мешалки) dM предварительно определяют по соотношению D/dM, указанному в [9, табл. 9.1], а окончательно выбирается по табл. 7.5.
Таблица 7.5
Диаметры стандартизованных мешалок
Тнп мешалкн
Днаметр мешалки ”，мм
Лопастная; трехлопастная; турбинная
80; 100; 125; 160, 180; 200; 220; 250; 280; 320; 360;
400: 450; 500; 560; 630; 710; 800; 900; 1000; 1120； 1250; 1400; 1600; 1800; 2000; 2240; 2500
Якорная; рамная
200; 220; 250; 280; 300; 320; 360; 400; 450; 500; 530； 580; 600; 630; 710; 750; 800; 850; 900; 950; 1000； 1060; 1120; 1180; 1250; 1320； 1400; 1500; 1600; 1700; 1800; 1900; 2000; 2120; 2240; 2360; 2500; 2650; 2800； 3000; 3150; 3350; 3550; 3750； 4000; 4250; 4500; 4750
Окончательно частота вращения п устанавливается при выборе привода перемешивающего устройства. Для быстроходной мешалки при непосредственном соединении ее с валом электродвигателя п выбирается из ряда: 12; 16; 24; 47 с-1. Для
тихоходных мешалок (п < 4,2 с-1) частота вращения выбирается из ряда: 0,21; 0,27; 0,33; 0,42; 0,53; 0,67; 0,83; 1,05; 1,33; 1,67; 2,08; 2,67; 3,33; 4,17 сТ
Величина критерия мощности Kn зависит от центробежного критерия Рейнольдса ReU6, отношения Q/Qm, типа перемешивающего устройства и конструктивных особенностей аппарата.
Центробежный критерий Рейнольдса Reu6 для любого перемешивающего устройства:
R”6 = p/id 协， (7.57)
где 卩——динамический коэффициент вязкости перемешиваемой среды.
Мощность Nyn зависит от способа уплотнения вала перемешивающего устройства. Манжетные уплотнения применяют для герметизации аппаратов с неагрессивной, нетоксичной, невзрывоопасной средой, не содержащей абразивных и полимеризующихся частиц, при избыточном давлении до 0,6'МПа и температурой до 120 ℃. Частота вращения вала — до 50 с-1.
Мощность, теряемую на трение в манжетном уплотнении, ориентировочно можно определить по формуле
%п = 0,95*pd沐(7.58)
Здесь р — избыточное давление в аппарате; /тр = 0,08 — 0,12 — коэффициент трения；盡一 диаметр вала мешалки.
Сальниковое уплотнение применяют для герметизации аппаратов с агрессивными средами при избыточном давлении до 0,6 МПа и температуре до 200℃. Окружная скорость вала диаметром от 20 до 160 мм обычно не превышает 3 м/с.
Мощность, затрачиваемая на трение в сальниковом уплотнении с мягкой набивкой, рассчитывается по формуле
Муп=1，48%р^4〃н，(7-59)
где 乙=90 + 130 мм — высота набивки. •
Высоту набивки можно рассчитать по формуле
% = (4 + 10) 5н,(7.60)
где 6Н——толщина мягкой сальниковой набивки, м:
6н =(4 + 5)• 10-2*5.(7.61)
Перейдем к расчету диаметра вала мешалки. Для определения минимального диаметра вала находим расчетный крутящий момент М<р (в Н м):
МКр = N」0(7.62)
Здесь W = КпКн £ KjN； s — угловая частота вращения перемешивающего устройства, с~*.
Диаметр вала мешалки:
盡=1,71 寸 Мкр/“яъ(7.63)
где Тдоп — допускаемое напряжение на кручение для материала вала, Па.
В зависимости от типа привода, схемы нагрузки, конструкции опор и эксплуатационных особенностей аппарата диаметр вала уточняется.
ПРИМЕР РАСЧЕТА РЕАКТОРА С МЕШАЛКОЙ
Задание на проектирование. Рассчитать полимеризатор с механическим перемешиванием реагирующих веществ для проведения непрерывного процесса эмульсионной полимеризации.
Исходные данные:
производительность аппарата по сухому веществу G — 14,43 т/сутки (0,167 кг/с);
массовая концентрация мономера в исходной смеси х = 40 %;
степень превращения мономера в полимер 期=0,8;
удельная теплота реакции qP = 8,9-105 Дж/кг продукта;
температура реакции Тр = 307 К;
исходная смесь поступает в реактор при температуре Го — 313 К；
физические свойства реакционной смеси: рсм = 1056 кг/м3; Сем —
103 Дж/(кг-К);厶см = 0,407 Вт/(м・К)； цсм = 4-Ю3 Па-с;
в качестве хладагента используется рассол с температурой на входе Твх = 260 К, который нагревается не более чем на 4 К. Физические свойства рассола: ррс = 1240 кг/м3; |лрс~8,56-10-3 Па-с; срс = 2840 Дж/(кг-К)； 入рс = 0,456 Вт/(м-К);
иа внутренней поверхности реакционного объема образуется слой отложений с тепловым сопротивлением, равным Q = 5- Ю-4 м2-К/Вт;
по технологическим условиям процесс полимеризации должен продолжаться в аппарате в течение 5 ч (тР — 18-103 с).
Выбор типа реактора. Выбор конструктивного типа полимеризатора зависит от производительности, времени полимеризации, теплового эффекта реакции, реологических и теплофизических свойств среды, допустимой разности температур в реакторе, требования к качеству продукта. Кроме того, известно, что при условном коэффициенте скорости отвода теплоты Кус > > 900 Вт/(м3-К) для нормального проведения процесса необходимо иметь реактор с развитой поверхностью теплообмена.
В процессе необходимо обеспечить гидродинамический режим идеального перемешивания (полного смешения), что обусловливает мгновенное выравнивание концентрации и температуры во всем реакционном объеме. По условиям кинетики проведения процесса время перемешивания должно быть равно Тпер = 90 с. Следовательно, при непрерывном ведении полимеризации необходима раздельная подача реагентов в аппарат. С этой целью лучше выбрать каскад реакторов с интенсивным перемешиванием взаимодействующих фаз.
Во избежание увеличения заростаиия поверхности теплообмена пленкой полимера, толщина которой равна 6口 = 0,0005 м, аппарат должен иметь минимальное число внутренних устройств. Ввиду того, что среда -является высоковязкой, выбираем для перемешивания мешалку якорного типа.
Таким образом, в качестве варианта аппаратурного оформления процесса принимаем каскад полимеризаторов непрерывного действия. .
Общий рабочий объем каскада определяется по формуле
vp =vp =Pp打Pp打
vp =
vp =
Pp打
Pp打
где G — 0,292 кг/с ——производительность аппарата по сухому веществу; т= 18 000 с — время процесса полимеризации; рр = 1056 кг/ма — плотность реакционной массы.
Таким образом, 卩0,167 • 18 • из
0P 1056-0,4-0,8 = 8,9 м .
Количество теплоты, выделяющееся в результате реакции полимеризации:
Qp = G др) т) = 0,167- 8,9 - 105 • 0,8= 1,19- 105 Вт.
Количество теплоты, которое необходимо отвести из реакционного объема, чтобы охладить его до температуры реакции:
Сохл = %Р (То - Тр) = "^^ 3,14.103 (313 一 307) = 8000 Вт.
Количество теплоты, вносимое в аппарат в результате работы перемешивающего устройства:у ，
Qm = G,2Qp = 0,2 • 1,19 • 1。5=24・ 1第 Вт.
Общее количество теплоты, которое необходимо отводить из аппарата:
_ Qo6m = Qp + Qom + Qm = 1.⑼ 1°5 + 8000 + 24 -103 = 1,51 - 10^ Вт.
Определяем условный коэффициент скорости отвода теплоты:
KL 京F = 8,g (爆豐60) = 360 Вт/М ■ К).
Так как Кус V 900 Вт(м3-К), то в аппарате не требуется устанавливать внутреннее теплообменное устройство, т. е. не требуется иметь развитую поверхность теплообмена.
Принимаем число аппаратов в каскаде, равное а = 9. Объем каждого полимеризатора будет равен:
匕=8,9/9 = 0,989 м3.
По [10; 7.3] принимаем аппарат У =1 м3 со следующими характеристиками: площадь поверхности теплообмена 3,45 м2; диаметр вала мешалки в зоне сальникового уплотнения 57 мм.
Основные размеры (рис. 7.1) (в мм):
D = 1000; D\ = 1100; D? == 700； & = 1525; Q* = 800; Н — 1140;
% = 1245; ”2 = 3040; 〃з = 600; 儿=290； % = 345; ”6 = 700;
Н1 = 405; Н^ = 90;厶=1615; & = 658; 厶=330; £3 = 300;
S=12; $ = 8; R = 300; d = 24.
Количество теплоты, отводимой из каждого аппарата каскада полимеризаторов с учетом потерь Qn0T = 0,05Qo6m：
Qa『l,05Qo6m/z = 1,05- 1,51 • 105/9= 17 620 Вт.
Расход охлаждающего агента:
Gp = 17 620/(2840 • 4) = 1,5 5 кг/с.
Скорость течения рассола в рубашке полимеризатора определяется из формулы (3.2).
Площадь поперечного сечения потока:
尸=0,785(Z)f ~(D^ 26)2] = 0,785 [1,12 - (1,0 + 2 • 0,012)2] = 0」26 м2.
Таким образом, скорость течения рассола:
5P = 1,55/(1240 • 0,126) = 0,01 м/с.
Эквивалентный диаметр канала рубашки между корпусом аппарата и рубашкой:
d— ) — (Q + 2S) = 1,1 — (1,0 + 2 • 0,012) = 0?076 м.
Определим коэффициент теплоотдачи для рассола.
Критерий Прандтля:
Рг 之 2,84 • 103 • 8,56 • 1(г3/о,45б = 53,3.
Критерий Рейнольдса:
Re 0,01 -0,076- 1240/(8,56- Ю~3) = ПО.
Так как скорость течения рассола в канале между корпусом аппарата и рубашкой, и критерий Рейнольдса весьма малы, что приведет к низкому коэффициенту теплоотдачи со стороны рассола, примем в качестве поверхности теплообмена трубы, разрезанные на две части и приваренные к стенке реактора нормальным сварным швом. Принимаем полутрубы внутренним диаметром 70X4,0 мм из стали Х18Н10Т. Коэффициент ее теплопроводности Л = 16,4 Вт/(м-К) [10].
Эквивалентный диаметр для полутруб:
& = 0>6dTp = 0,06 • 0,6 = 0,036 м.
Площадь сечения канала:
尸=0,785 • 0,062/2 = 0,001413 м2.
Величина смоченного периметра сечения полутрубы
〃 =/р + (九心卩/2) = 0,06 十(3,14 • 0,06/2) = 0,154 м.
Скорость течения рассола по каналу поверхности теплообмена: wp = 1,55/(1240 - 0,001413) = 0,88 м/с.
Определим коэффициент теплоотдачи для рассола.
Значение критерия Рейнольдса:
Re = 0,88 • 0,036 • 1240/(8,56 • Ю-3)=4590.
Значение критерия Прандтля:
Рг = 2,84 • 103- 8,56 ■ 10* з/о,45б = 53,3.
Так как Re = 4590, режим течения рассола ——переходный. Критерий Нуссельта определяется по графику (рис. 4.1 [4])> в соответствии с которым
Nu/Pf/= mi
Отсюда
Nu = 14,5 • 53評3 = 80.
Коэффициент теплоотдачи:
а = 80- 0,456/0,036 = 1013 Вт/(м2 • К).
Обо- зна-
Наимдаоввнне
X
Проход условный
Dy, ММ
Давление условное Ру, МПа
4-3
Вход продукта
3
100
0,1
5
Выход продукта
1
100
0,1
В
Для термом叩а
1
100
0,1
П-2
Запасной
2
100
0,1
Д1-4
Вход хладагента
4
65
0,1
М-4
Выход хладагента
4
65
QJ
Ж
Люк
1
150
0,1
Таблица штуцеров
Нашленованне
Примечание
1
Привод мешапкн
1
2
Крышка люка
1
3
Крышка
)
4
Опора
4
5
Мешалка якорная
1
6
Корпус
1
7
Рубашка
1
8
Гильза термометра
1
Соорочные единицы
Уплотнеине
Аппарат с механическим перемешивающим устройством
Чертеж общего вида
Лит.
Масса
Масшт.
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
1；15
Разраб.
Пров.
Лист J Листов
Н. конт.
рис. 7.2. Аппарат с механическим перемешивающим устройством (с поверхностью теплообмена в виде полутруб). Чертеж общего вида
Коэффициент, учитывающий искривленность каналов, определяется по формуле
х = 1 4- 3,6%/0зм = 1 + 3,6 • 0,036/1 = 1,13, где Озм Di.
Таким образом, коэффициент теплоотдачи будет равен:
а= 1,13- 1013=^ 1145 Вт/(м2-К).
Коэффициент теплоотдачи для реакционной среды аР определяется по формуле [7.1]:
Pj.0-33
где dm = D&.
Максимальная скорость перемешивания определяется из условия Тем几= =30, откуда частота вращения мешалкн должна быть равна:
л == 30/тСм = 30/90 = 0,33 с~ L
Гидродинамический режим перемешивания определяется значением критерия Рейнольдса ReM：'„
ReM= 1056-0,33-0,82/(4- 10-3) = 5,54 - 104.
Критерий Прандтля:
Ргр = 3,14- 103-4,0-10~3/0,407 = 31.
Принимая величину (цСт/цр)0,14 = 1, определяем аР:
ар = [0,0335(55,4 • 103)0'8 + 1,14(5,54 ■ Ю3)0>5]310'33 ■ 0,407/0,8 = 437,2 Вт/(м2-К).
Коэффициент теплопередачи в полимеризаторе:
К=1/g +含+若+*"
= 1 斗 0,00050,；60一4 一L= 160 вТ/(m2・k).
ТП5o,i62 十 16,4 十437У
Площадь поверхности теплообмена, необходимая для обеспечения отвода теплоты реакции из аппарата:
尸=Qa/[K (% — Г)] = 17 62 0/[160 (307 一 260)] = 2,34 м2.
Принимаем по [10] стандартный аппарат с рубашкой нз полутруб с 尸=2,4 м2 (рис. 7.2).с
Г Л АВ А 8
АБСОРБЦИЯ
ОСНОВНЫЕ УСЛОВНЫЕ ОБОЗНАЧЕНИЯ
GLix XGLix Xрасход газа, кг/с;
GLix X
GLix X
расход поглотителя, кг/с;
концентрация поглощаемого компонента в жидкости соответственно в массовых долях и относительных массовых концентрациях;
концентрация поглощаемого компонента и жидкости соответственно в мольных долях и относительных мольных концентрациях;
岁，У — концентрация извлекаемого компонента в газовой фазе соответственно в массовых долях и относительных массовых концентрациях;
у, У ——концентрация извлекаемого компонента в газовой фазе соответственно в мольных долях и относительных мольных концентрациях;
£— степень извлечения компонента из газовой фазы;
Е— коэффициент Генрн;
——коэффициент распределения;
Р, р — давление, Па;
f 一 удельная поверхность насадки, м2/м3;
D — коэффициент диффузии, м2/с;
D, d ~ диаметр, м;
尸一площадь поверхности массопередачн, м2;
S — площадь сечения колонны, м2;
g — ускорение свободного падения, м/с2;
Н, А — высота, м;
К— коэффициент массопередачн, кг/(м2-с-ед. дв. силы);
М ——количество вещества, кг/с; мольная масса, кг/кмоль;
Г, / — температура, ℃;
U — плотность орошения, м3/(м2-с);
w 一 скорость газа, м/с;
В — коэффициент массоотдачи;
Ус — свободный объем, м3/м3;
р — плотность, кг/м3;
ц — динамический коэффициент вязкости, Па-с;
а — поверхностное натяжение, Н/м;
厶一коэффициент трения;
堂一коэффициент местного сопротивления;
— коэффициент смачиваемости；
/ — удельный расход поглотителя, кг/кг;
Re ——критерий Рейнольдса;
Nu ——диффузионный критерий Нуссельта;
Рг — диффузионный критерий Прандтля;
Аг — критерий Архимеда.
Индексы: н ——начальный параметр; к ——конечный параметр, ж, х —— жидкая фаза; г, у ——газовая фаза; ср ——среднее зачение; и. г.——инертный газ; * — равновесный состав..
ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ
Абсорбцией называется процесс избирательного поглощения компонентов из газовой или паровой смеси жидким поглотителем, в котором данный компонент растворим.
Различают физическую абсорбцию и хемосорбцию. При физической абсорбции растворение газа (пара) не сопровождается химической реакцией. Абсорбция протекает до тех пор, пока парциальное давление поглощаемого компонента в газовой (паровой) фазе остается выше равновесного давления над раствором. При хемосорбции (абсорбции, сопровождаемой химической реакцией) поглощаемый компонент вступает в необратимую химическую реакцию с поглотителем и образует химическое соединение.
Протекание абсорбционных процессов характеризуется их статикой и кинетикой. Статика абсорбции, т. е. равновесие
между жидком и газовой фазами, определяет состояние, которое устанавливается при весьма продолжительном соприкосновении фаз. Кинетика абсорбции определяется движущей силой процесса, т. е. степенью отклонения системы от состояния равновесия, свойствами поглотителя, компонента и инертного газа, а также способом соприкосновения фаз.
Для проведения процесса абсорбции применяют абсорбционные установки, основным элементом которых являются абсорбционные аппараты.
Абсорбционные аппараты классифицируются в зависимости от технологического назначения, давления и вида внутреннего устройства, обеспечивающего контакт газа (пара) и жидкости;
По технологическому назначению абсорбционные аппараты подразделяются на аппараты установок осушки, очистки газа, газораспределения и т. д.
В зависимости от внутреннего устройства различают тарельчатые, насадочные, распылительные, роторные ('механические), поверхностные и каскадные абсорберы. Наиболее широко распространены тарельчатые и насадочные аппараты.
В зависимости от применяемого давления аппараты подразделяются на вакуумные, атмосферные и работающие под давлением выше атмосферного.
При выборе типа аппарата следует учитывать технологические требования к процессу и его экономические показатели.
Пленочные аппараты (к которым относятся также абсорберы с регулярной насадкой) незаменимы при проведении процесса в условиях разрежения, поскольку их гидравлическое сопротивление самое низкое. Пленочные и насадочные колонны предпочтительнее также для обработки коррозионных сред и пенящихся жидкостей.
Тарельчатые колонны удобны для крупнотоннажных производств при относительно малых расходах жидкости, недостаточных для равномерного смачивания насадки, а также для процессов, сопровождающихся колебаниями температуры, так как периодическое расширение и сжатие корпуса может разрушить хрупкую насадку. На тарелках проще установить змеевики для подвода и отвода теплоты. Тарельчатые колонны также применяются при обработке потоков с твердыми примесями или при выделении твердого осадка.
Сравнительные характеристики абсорбционных аппаратов приведены в [8.1].
МЕТОДИКА РАСЧЕТА
Целью расчета абсорберов является определение расхода поглотителя, температуры процесса и количества отводимой теплоты, выбор скорости газа, насадки (для насадочных ко-
•BHroJHdu•BHroJHduOHhHLTIOI-eHUOJHdllOHhHLTIOI-eHUOJHdllg gesoJHdu ornodoxI寸feH4OJHdil vx^-ocfflImfeH4OJHdil —— ОХЛ5ЬХ§0011HOJHdIl VK — O "vc-sa «§2>^vc-0 on ^vsnao^avc «oxmnaKenqlrenodu — 寸j-BeHqLresol BEJEhdn—二g gesoJHdu ornodoxI寸feH4OJHdil vx^-ocfflImfeH4OJHdil —— ОХЛ5ЬХ§0011HOJHdIl VK — O "vc-sa «§2>^vc-0 on ^vsnao^avc «oxmnaKenqlrenodu — 寸j-BeHqLresol BEJEhdn—二Z Уня°=9с1е.1 WOUHJWHJAd43KVS«m льоох^оятош qJadJLOWSBd oxmwa^oouvc-vw^ oxvxv^o CWJLeEexou Awohh huh Awojl hx 弓аЕожех «яиниь^инооо N£ hн，о。工 h eLrox—6£eHeLTLre9 — 8 :HWEHeuB工 XS3KJC-Ou>oswae UBeHHelle 弓工— 2,工 HWBLMAdx QBeHHEUBLr工—9^SSWKSKeo^HO я^^жнйкчшгаакгак u BBheh-lHQ—gкихетфнно* —0"HwexheuLrox MWZHqyoJAOWBdll и wraffioK^WKC-OMIW SHeh2o工 &E35^& UBBgoxhBULSX—IZ Уня°=9с1е.1 WOUHJWHJAd43KVS«m льоох^оятош qJadJLOWSBd oxmwa^oouvc-vw^ oxvxv^o CWJLeEexou Awohh huh Awojl hx 弓аЕожех «яиниь^инооо N£ hн，о。工 h eLrox—6£eHeLTLre9 — 8 :HWEHeuB工 XS3KJC-Ou>oswae UBeHHelle 弓工— 2,工 HWBLMAdx QBeHHEUBLr工—9^SSWKSKeo^HO я^^жнйкчшгаакгак u BBheh-lHQ—gкихетфнно* —0"HwexheuLrox MWZHqyoJAOWBdll и wraffioK^WKC-OMIW SHeh2o工 &E35^& UBBgoxhBULSX—I寸 coe 寸中 ю 寸寸寸спид 寸 есчеоосч gig 寸 ggwgmvg 寸 еосчеоосч 寸寸寸 Gomeo 寸寸寸 mv'寸寸eoioooz gieoggg 寸 eogeorfg 寸 сосчеоосч 寸 eoeoco寸gveo 寸m 寸дьесчооосч 寸寸寸寸寸cog寸寸co寸寸geo寸сосчео 寸：0800寸89 寸寸 eoyfgg 寸寸 88寸 寸”счео 寸 сч 寸寸寸 счео 寸 соеосоеоеосч gzi 寸寸寸寸со 寸 осчсчсч 寸 gageo 寸cqicq 寸cog 寸寸— ggg 寸еоеоео 寸 寸 Од 一寸寸寸 g 寸寸 igggg 寸сче0 寸 arrvcogoatOiOLCeo 寸 8coi。寸 eoi 寸 ggaeom 寸 g 寸gmeoeozi 寸 счсч 寸 gga 寸co 寸寸寸 gm 寸寸eoigzz 寸siomem 寸sag 寸寸寸 mi 寸счсч 寸00 9 04 00寸9寸 g 寸 тсосяся0соося 寸 ся 寸eooom 寸寸寸 8 寸寸寸со 一 асосо соеотгосчоео 寸 со 寸 meoeeoo 寸— а
•BHroJHdu
•BHroJHdu
OHhHLTIOI
-eHUOJHdll
OHhHLTIOI
-eHUOJHdll
g gesoJHdu ornodoxI寸feH4OJHdil vx^-ocfflImfeH4OJHdil —— ОХЛ5ЬХ§0011HOJHdIl VK — O "vc-sa «§2>^vc-0 on ^vsnao^avc «oxmnaKenqlrenodu — 寸j
-BeHqLresol BEJEhdn—二
g gesoJHdu ornodoxI寸feH4OJHdil vx^-ocfflImfeH4OJHdil —— ОХЛ5ЬХ§0011HOJHdIl VK — O "vc-sa «§2>^vc-0 on ^vsnao^avc «oxmnaKenqlrenodu — 寸j
-BeHqLresol BEJEhdn—二
Z Уня°=9с1е.1 WOUHJWHJAd43KVS«m льоох^оятош qJadJLOWSBd oxmwa^oouvc-vw^ oxvxv^o CWJLeEexou Awohh huh Awojl hx 弓аЕожех «яиниь^инооо N
£ hн，о。工 h eLrox—6
£eHeLTLre9 — 8 :HWEHeuB工 XS3KJC-Ou>oswae UBeHHelle 弓工— 2,
工 HWBLMAdx QBeHHEUBLr工—9
^SSWKSKeo^HO я^^жнйкчшгаакгак u BBheh-lHQ—g
кихетфнно* —0
"HwexheuLrox MWZHqyoJAOWBdll и wraffioK^WKC-OMIW SHeh2o工 &E35^& UBBgoxhBULSX—I
Z Уня°=9с1е.1 WOUHJWHJAd43KVS«m льоох^оятош qJadJLOWSBd oxmwa^oouvc-vw^ oxvxv^o CWJLeEexou Awohh huh Awojl hx 弓аЕожех «яиниь^инооо N
£ hн，о。工 h eLrox—6
£eHeLTLre9 — 8 :HWEHeuB工 XS3KJC-Ou>oswae UBeHHelle 弓工— 2,
工 HWBLMAdx QBeHHEUBLr工—9
^SSWKSKeo^HO я^^жнйкчшгаакгак u BBheh-lHQ—g
кихетфнно* —0
"HwexheuLrox MWZHqyoJAOWBdll и wraffioK^WKC-OMIW SHeh2o工 &E35^& UBBgoxhBULSX—I
。1_16二 8二三 9二三 у二 e二 3二二。二 6 一 8 匸 J_gJ。1_16二 8二三 9二三 у二 e二 3二二。二 6 一 8 匸 J_gJHxlfxeJUHJ,HxlfxeJUHJ,Z RdJE to KSX^»O25COS 《I ешт л^.0«5 лниоя^ойло^寸 я^гаохлнио н ehuaii q-LUOHJRI mgaame ssoora^oo A-boox§smo^Z pjHOwad н HHHh -ra^HOSOO A【 • та^ЕЩО^ qJUOXJN EKFEIB工 FOXUBd «3§sN FUEdlEm ^3ffiA-SHSC^« aIrwm хол^^^гад BHHeHBNmH EH BHHEnodHJEBda qJUOHQHUHBIHH A寸 л^-иощгакЁ^^^ KnlqFogssraxs^raH ^£SOHOO«^ BOEKW0 HJUQHHH关 ОЛСЛЛ AI JOHAOJmzdga弓wо BHHMTEHlodnou acHNhHKapduHJ ^05^寸 H59Ed «oras^«OHO^ qluBIfgo КЛЗЙ0Юa ^ss^§^s Н1оунж OK HymAdJBHZ RdJE to KSX^»O25COS 《I ешт л^.0«5 лниоя^ойло^寸 я^гаохлнио н ehuaii q-LUOHJRI mgaame ssoora^oo A-boox§smo^Z pjHOwad н HHHh -ra^HOSOO A【 • та^ЕЩО^ qJUOXJN EKFEIB工 FOXUBd «3§sN FUEdlEm ^3ffiA-SHSC^« aIrwm хол^^^гад BHHeHBNmH EH BHHEnodHJEBda qJUOHQHUHBIHH A寸 л^-иощгакЁ^^^ KnlqFogssraxs^raH ^£SOHOO«^ BOEKW0 HJUQHHH关 ОЛСЛЛ AI JOHAOJmzdga弓wо BHHMTEHlodnou acHNhHKapduHJ ^05^寸 H59Ed «oras^«OHO^ qluBIfgo КЛЗЙ0Юa ^ss^§^s Н1оунж OK HymAdJBHAC-vbramwKOEAC-vbramwKOEXOIfsdBIBXHIQHdsIXBdBXBBHqEHHgBdJXOIfsdBIBXHIQHdsIXBdBXBBHqEHHgBdJ< cQ CO C '―• <О СЧ СО •■4 СЧС?寸'—•
。1_16二 8二三 9二三 у二 e二 3二二。二 6 一 8 匸 J_gJ
。1_16二 8二三 9二三 у二 e二 3二二。二 6 一 8 匸 J_gJ
HxlfxeJUHJ,
HxlfxeJUHJ,
Z RdJE to KSX^»O25COS 《
I ешт л^.0«5 лниоя^ойло^寸 я^гаохлнио н ehuaii q-LUOHJRI mgaame ssoora^oo A-boox§smo^Z pjHOwad н HHHh -ra^HOSOO A【 • та^ЕЩО^ qJUOXJN EKFEIB工 FOXUBd «3§sN FUEdlEm ^3ffiA-SHSC^« aIrwm хол^^^гад BHHeHBNmH EH BHHEnodHJEBda qJUOHQHUHBIHH A寸 л^-иощгакЁ^^^ KnlqFogssraxs^raH ^£SOHOO«^ BOEKW0 HJUQHHH关 ОЛСЛЛ AI JOHAOJmzdga弓wо BHHMTEHlodnou acHNhHKapduHJ ^05^寸 H59Ed «oras^«OHO^ qluBIfgo КЛЗЙ0Юa ^ss^§^
s Н1оунж OK HymAdJBH
Z RdJE to KSX^»O25COS 《
I ешт л^.0«5 лниоя^ойло^寸 я^гаохлнио н ehuaii q-LUOHJRI mgaame ssoora^oo A-boox§smo^Z pjHOwad н HHHh -ra^HOSOO A【 • та^ЕЩО^ qJUOXJN EKFEIB工 FOXUBd «3§sN FUEdlEm ^3ffiA-SHSC^« aIrwm хол^^^гад BHHeHBNmH EH BHHEnodHJEBda qJUOHQHUHBIHH A寸 л^-иощгакЁ^^^ KnlqFogssraxs^raH ^£SOHOO«^ BOEKW0 HJUQHHH关 ОЛСЛЛ AI JOHAOJmzdga弓wо BHHMTEHlodnou acHNhHKapduHJ ^05^寸 H59Ed «oras^«OHO^ qluBIfgo КЛЗЙ0Юa ^ss^§^
s Н1оунж OK HymAdJBH
AC-vbramwKOE
AC-vbramwKOE
XOIfsdBIBXHIQHdsIXBdBXBBHqEHHgBdJ
XOIfsdBIBXHIQHdsIXBdBXBBHqEHHgBdJ
решение уравнений! материального баланса н определение нагрузки абсорбера по абсорбенту]
Выбор конструктивных размеров контактного устройства.Определение рабочей скорости газа, расчет диаметра абсорбера
Расчет коэффициентов массоотдачи и массопередачи
Определение поверхности массопередачи,число тарелок, высоты насадки
Определение высоты абсорбера, расчет его гидравлического сопротивления
Рнс. 8.1. Схема расчета абсорбционных аппаратов
лонн) и типа тарелок (для таральчатых колонн), размеров и гидравлического сопротивления аппаратов. 居
Схема расчета насадочных и тарельчатых аппаратов для проведения процесса физической абсорбции, не осложненной химической реакцией, одновременно протекающими химическими процессами, процессами, связанными с промежуточным отбором или рециркуляцией жидкости, существенно отражающихся на структуре потоков, показана на рис. 8.1.
Характеристика насадок приведена в [4; 8.1; 8.3]. Сравнительная характеристика тарелок дана в табл. 8.1.
При проектировании абсорбционных установок, из которых газ отводится в атмосферу, необходимо учитывать вопросы охраны окружающей среды. Концентрация поглощаемого компонента в газовой фазе на выходе из абсорбера не должна превышать предельно-допустимой. Если это не достигается в одном аппарате, то необходимо устанавливать дополнительные.
Материальный баланс
Состав фаз. Концентрация поглощаемого при абсорбции компонента может быть выражена в различных единицах (мольные или массовые доли, относительные мольные или массовые концентрации и др.). Основные формулы для пересчета концентраций приведены в [4; 8.1].
Если объемная концентрация поглощаемого компонента в газовой фазе выражена в у %, пересчет данной концентрации для получения выбранной для расчета (кмоль/кмоль инертного газа; кг/кг инертного газа) выполняется по формулам
илиили(8.1)(8.2)(8.1)(8.2)у = 〃(1оо— 力
или
или
(8.1)
(8.2)
(8.1)
(8.2)
一 Мн. г (100— У)
、При заданной начальной концентрации поглощаемого компонента в газовой фазе Ун и степени извлечения е конечная концентрация поглощаемого компонента в газовой фазе Ук определяется как _ _ i
rK = F„(i -е). (8.3)
Конечную концентрацию поглощаемого , компонента хк в жидкости, выходящей из колонны при известной степени насы- щенря т] раствора, находят по формуле
工к -— П%*, (8.4 )
где х* — равновесная концентрация поглощаемого компонента, которая определяется расчетным путем или находится по справочным данным.
Концентрация компонента в газовой фазе может быть вы、
ражена через его парциальное давление、
Мольная (объемная) доля любого компонента смеси идеальных газов
У ="力/P,(&5)
где рА — парциальное давление компонента А в газовой фазе; Р — общее давление смеси газов или паров.
Согласно закону Генри, равновесное парциальное давление р* компонента газовой фазы пропорционально его содержанию
(8.6)(8.6)в растворе:
(8.6)
(8.6)
Значения коэффициента Генри Е для водных растворов приведены в [4; 8.1].
Подставив в уравнение (8.5) значение р* из уравнения (8.6),
получим:получим:у* = HqX.у* = HqX.(87)(87)
получим:
получим:
у* = HqX.
у* = HqX.
(87)
(87)
Выражая у* в относительных мольных концентрациях, получим
*Н/ кмоль поглощаемого компонента出 &)
—1 + X (1 —仇) кмоль инертного газа‘
или в относительных массовых концентрациях
Н0ХМк кг поглощаемого компонента 出
1 -рХ (1 — 〃о) Мн. г кг инертного газа ''
Равновесное содержание поглощаемого компонента в газовой фазе У* определяется как
戸—Мк р* кг поглощаемого компонента(810)
— Мн・ г Р — р* кг инертного газа '
Равновесная концентрация формуле (8.8). Предполагая,Равновесная концентрация формуле (8.8). Предполагая,X* может быть рассчитана по что концентрация жидкости наX* может быть рассчитана по что концентрация жидкости на
Равновесная концентрация формуле (8.8). Предполагая,
Равновесная концентрация формуле (8.8). Предполагая,
X* может быть рассчитана по что концентрация жидкости на
X* может быть рассчитана по что концентрация жидкости на
выходе из абсорбера достигнет значениях： при взаимодействии с газовой фазой, содержащей Ун,/
X = fv~~Ti7FV кмоль/кмоль поглотителя.(^.11)
После определения состава фаз рассчитываем количество вещества, переходящего из газовой фазы в жидкую из уравнения материального баланса:j
m = G (又一%)=L(£ 一 又 J(8.12)
Общий расход поглотителя:
L = G (Ун - %)/(冗一灭н).(8.13)
Удельный расход поглотителя:
l = L]G = (% — 几)/(冗一又н).(8.14)
Тепловой баланс
При растворении газа в жидкости выделяется большое количество теплоты. При отсутствии отвода теплоты температура повышается, что ведет к возрастанию равновесного парциального давления компонента, изменению положения линии равновесия, уменьшению движущей силы процесса, ухудшению условий абсорбции.
Практически процесс абсорбции проводится с интенсивным отводом теплоты, чтобы температура раствора в аппарате повышалась незначительно.
Количество теплоты Q (в Вт), выделяющейся при абсорбции, равно:
Q = Md> =①L (Х2 — X)(8.15)
где Ф ——дифференциальная теплота растворения, Дж/кг.
Если абсорбция ведется без отвода теплоты, можно считать, что вся выделяемая теплота идет иа нагревание жидкости:
Q^Lc (/2-/t),(8.16)
где с ——удельная теплоёмкость жидкости, Дж/(кг- К)； /(, /2—температура жидкости на входе в абсорбер и на выходе из него.
Приравняв правые части уравнений (8.15) и (8.16), получим уравнение теплового баланса абсорбера, работающего без отвода теплоты:
①(X? — Х〔)— с (% — fj*(8.17)
Из этого уравнения находим температуру жидкости на выходе из абсорбера:
/2 = ^1 Н—~ (-^2 — Х1)・(8.18)
\ Дифференциальные теплоты растворения некоторых газов в роде при 20 ℃ приведены в табл. 8.2.
]Таблица 8.2
Дифференциальная теплота растворения некоторых газов в воде при 20 ℃
Вещество
Теплота растворения, кДж/кмоль
Вещество
Теплота растворения, кДж/кмоль
Аммйак
35 322
Хлор
20 531
Диоксид углерода
24 637
Пары этилового
》 серы
31 425
спирта
47 150
Сероводород
19 106
Пары ацетона
30 449
Примечание. Дифференциальные теплоты растворения некоторых газов в раз личных поглотителях приведены в [8.1].
Построение рабочей линии, кривой равновесия и теоретических тарелок諸
Для определения числа теоретических тарелок необходимо в системе координат У — X построить рабочую линию и линию равновесия.
По начальным и конечным концентрациям поглощаемого газа и поглотителя строим рабочую_лриию,, т. е^ прямую 45, которая проходит через точки А (Ун, ^к) и В(РК, Хн) (рис. 8.2). Оиа расположена выше линии равновесия, так как при абсорбции содержание компонента в газовой фазе выше равновесного.
Построение линии равновесия выполняется следующим образом._
Задаваясь рядом значений >, находим по формуле (8.18) соответствующие им температуры /2. По иайдеииым температурам определяем по справочным данным [4] или по эмпирическим формулам [8.1] соответствующие им коэффициенты Генри.
Дальнейшие расчеты для построения линии равновесия могут выполняться одним из следующих методов.
Выполняем пересчет концентраций в мольные доли; по формулам (8.6), (8.10) определяются значения равновесного парциального давления р* и равновесное содержание 产 поглощаемого компонента в газовой фазе. По заданным значениям X и рассчитанным У* строится кривая равновесия.
Определяем величину коэффициента распределения Яо-
Но = Е/Р(8.19)
и, далее, по формуле (8.9) — значение У*. По заданным значениям X и рассчитанным 介 строится кривая равновесия.
Рис. 8.2. Построение кривой равновесия и рабочей линии процесса абсорбции при противоточном движении фазРис. 8.2. Построение кривой равновесия и рабочей линии процесса абсорбции при противоточном движении фаз
Рис. 8.2. Построение кривой равновесия и рабочей линии процесса абсорбции при противоточном движении фаз
Рис. 8.2. Построение кривой равновесия и рабочей линии процесса абсорбции при противоточном движении фаз
Рис. 8.3. Построение теоретических тарелок для процесса абсорбции
В приведенных методах построения кривой ра&новесия концентрации компонента в газовой и жидкой фазах выражаются в относительных массовых концентрациях; построение можно выполнить, выражая концентрации в относительных 'мольных единицах.
Парциальное давление поглощаемого компонента при раз-； личных концентрациях можно найти по справочным данным.；
Определение числа теоретических тарелок графическим ме- j тодом путем построения ступенчатой линии между точками А I и В показано на рис. 8.3. Число точек пересечения с линией равновесия дает число теоретических тарелок (на рис. 8.3— 2 тарелки).、
Определение движущей сипы процесса абсорбции
Движущая сила процесса абсорбции изменяется вдоль поверхности соприкосновения фаз.
При расчете абсорбционных колонн определяется среднее значение движущей силы Аср по разности концентраций либо по разности парциальных давлений поглощаемого компонента， на входе и выходе из абсорбера.
При противотоке газа и жидкости АСр определяется следующим образом.
Составляется противоточная схема движения газовой и жидкой фаз с указанием *концентраций или парциальных давлений (рис. 8.4).
(8.20)(8.20)Определяется разность парциальных давлений или концентраций на входе в абсорбер:
(8.20)
(8.20)
А"вх ~ Ри — Рк， АУвХ = Ун — Ук *
Рнс. 8.4 Противоточная схема движения фаз: р — парциальные давления; у—•концентрация поглощаемого газа
Определяется разность парциальных давлений или концентраций на выходе из абсорбера:
△Рвих = Рк-Р广；А%их = Ук-4・(8.21)
как среднее логарифмиче-как среднее логарифмиче-А"срА"срАрВХ — АрВНХ2,3 1g (Арвх/Арвнх)АрВХ — АрВНХ2,3 1g (Арвх/Арвнх)А^/срА^/срАувх — Аувнх2,3 1g (А^вх/Аувых)Аувх — Аувнх2,3 1g (А^вх/Аувых)(8.22)(8.22)При отношении Арвх/Арвнх > > 2 среднее значение величины движущей силы процесса находится ское:
как среднее логарифмиче-
как среднее логарифмиче-
А"ср
А"ср
АрВХ — АрВНХ2,3 1g (Арвх/Арвнх)
АрВХ — АрВНХ2,3 1g (Арвх/Арвнх)
А^/ср
А^/ср
Аувх — Аувнх2,3 1g (А^вх/Аувых)
Аувх — Аувнх2,3 1g (А^вх/Аувых)
(8.22)
(8.22)
При отношении 0,5 V Арвх/Арвнх V 2 среднее значение движущей силы процесса определяется как среднее арифметическое：
А"ср = (Арвх + Арвнх)/2； А%р = (Аувх + Аувнх)/2*(8.23)
Здесь рн, Ун； Рк, Ук — парциальные давления и концентрации поглощаемого компонента в газе соответственно иа входе и выходе из абсорбера; "^' уГ； Р『，У『~ парциальные давления и концентрации поглощаемого компонента 'в газе, равновесном с жидкостью соответственно на выходе и входе в абсорбер.
Более точным способом является определение движущей силы через число единиц переноса массы.
Расчет скорости и диаметра абсорбера
Насадочные колонны. При противотоке газа и жидкости в зависимости от скоростей потоков наблюдаются четыре различных гидродинамических режима. Первый режим (пленочный) наблюдается при сравнительно небольших нагрузках по газу и жидкости.
Второй режим (режим подвисания) характеризуется торможением жидкости потоком газа, вследствие чего скорость течения жидкости уменьшается, а толщина ее пленки и количество удерживаемой жидкости увеличивается.
Третий режим (режим захлебывания или барботажный) возникает jb результате того, что жидкость накапливается в насадке до тех пор, пока сила тяжести, действующая на находящуюся в насадке жидкость, не уравновесит сил трения. Накопление жидкости в насадке приводит к обращению (инверсии) фаз: газ перестанет быть сплошной фазой и движется путем барботажа через слой заполнившей насадку жидкости, уровень которой может быть установлен на произвольной высоте (как
выше, так и ниже верха насадки). Режим захлебывания соот^ ветсТвует максимальной эффективности насадочной колонны* Причина высокой интенсивности в режиме захлебывания объясняется большой поверхностью соприкосновения фаз, которая определяется в этом режиме не геометрической поверхностью насадки, а условиями барботажа. Так как работа аппаратов в режиме захлебывания неустойчива в дальнейшем осуществлен переход на абсорберы с искусственно затопленной насадкой Дэмульгационные колонны), работающие достаточно устойчиво.
Четвертый режим (режим уноса) возникает при повышении скорости газа против величины, соответствующей режиму захлебывания (барботажа). Происходит вторичная инверсия фаз: газ снова становится сплошной фазой и жидкость выносится из аппарата вместе с газом в основном в виде брызг.
В настоящее время насадочные колонны преимущественно проектируются для следующих условий работы.
Рабочая скорость газа wr несколько меньше скорости ⑫ннв, при которой наступает инверсия фаз:
叫 3= (0,75 4- 0,9)侬ннв・(8-24)
Скорость ⑫ннв в обычных насадочных колоннах, работающих в условиях затопления насадки и появления эмульгационного слоя (т. е. в режиме инверсии фаз), определяется по уравнению 嗚)。
Здесь цж — вязкость жидкости при температуре процесса; 卩= =1-10~3 Па-с — вязкость воды при 20℃; А = 0,022 — коэффициент для иасадки из колец и спиралей.
При работе в режиме эмульгирования предельную скорость эмульгирования w3 пр определяют из формулы
埠r№一嗚广⑸。•倂з
Скорость газа, соответствующая оптимальному режиму работы обычных насадочных колонн, может определяться по уравнению
Rer = 4 侬 011Tpi■/(卩 J),(8.27)
отсюда
侬опт ~ Rergrf/(4pr),(8,28)
где Rer ——критерий Рейнольдса, значение которого соответствует началу подвисания:
Re「= 0,045 Аг0'57 (自了‘,(8.29)
Критерий Архимеда:.
Аг = &зРг(рж-Рг)/匕(8・30)
Здесь d? = 4Vc/f — эквивалентный диаметр насадки; G — расход газа (пара); L — расход жидкости.
Вычисленная по этому методу wOm составляет примерно 80 % от скорости захлебывания.
Расчет диаметра колонны. Диаметр колонны DK определяется в зависимости от скорости и количества -поднимающихся по колонне газов (паров):
оК = "4%/(乳5 J(8.31)
По [10] принимается стандартный диаметр колонны и уточняется скорость газа (пара):
外= 4%_/(к&).(8.32)
Определение плотности орошения. Для обычных насадочных колонн после определения диаметра абсорбера необходимо рассчитать действительную плотность орошения U, которая должна быть не меньше “пт：
y=L/(0,785^P)K)>yonT = &A(8.33)
где b — коэффициент (при абсорбции аммиака водой 6 = 4,38-10-5 м3/(м2-с); при абсорбции паров органических жидкостей & — 2,58-10~5 м3/(м2-с); при ректификации b = 1,8-10-5 м3/(м2-с)).
Если плотность орошения U меньше Uomt насадка будет недостаточно смочена; в связи с этим в процессе массопередачи будет участвовать не вся возможная поверхность. Это учитывается коэффициентом смачиваемости Т, который определяется при и/иопт < 1 по рис. 8.5.
Для увеличения плотности орошения U следует применять насадку с меньшей удельной поверхностью, чтобы снизить [7ОПт.
Максимальное смачивание насадки (屮= 1) достигается при U/Uот > 1. Кроме того, для равномерного смачивания насадки необходимо обеспечить следующее соотношение диаметра колонн DK и диаметра насадки %：
^к/4>8.(8.34)
Тарельчатые колонны. При противотоке газа и жидкости в зависимости от скорости потоков на тарелке устанавливаются режимы неравномерной работы, равномерной работы, газовых струй и брызг.
Режим неравномерной работы наблюдается при малых скоростях газа в свободном сечении колонны w V 0,5 м/с. При рассматриваемом режиме образующаяся на тарелке двухфазная система состоит по высоте из трех зон (считая снизу вверх): зоны собственно барботажа (газ распределяется в виде пузырьков или газовых мешков — факелов), зоны неподвижной пены и зоны брызг. В колпачковых тарелках прорези колпачков при
Рис. 8.5. Коэффициент смачиваемости 4r при различном отношении(7/%^：
1 — на насадке из колец навалом; 2 — на деревянной хордовой насадке
такой скорости газа не полностью открыты, имеет место пузырьковый режим барботажа. В ситчатых тарелках жидкость проваливается через отверстия и не успевает накапливаться на тарелках.
Режим равномерной работы наступает при дальнейшем увеличении скорости газа (до 1 м/с). При
этом увеличивается высота зоны пены и уменьшается высота зоны собственно барботажа. В известных условиях зона собственно барботажа исчезает полностью и возникает так называемый пенный режим. Равномерный режим работы колпачковых тарелок характеризуется полным раскрытием прорезей всех колпачков и струйным движением газа (пара) через -жидкость. В ситчатых тарелках истечение газа (пара) в жидкость происходит через все от
верстия.
一 Режим газовых струй и брызг наблюдается при повышении скорости газа (пара) более 1 м/с. В этом случае газ движется через жидкость в виде струй (факелов), которые выходят на поверхность пены, причем пена разрушается. В результате над пеной появляется большое количество брызг. При дальнейшем увеличении скорости газа (пара) наблюдается инжекционный режим: жидкость захватывается выходящим из отверстий газом и в значительной степени уносится с ним в виде брызг.
Допустимая оптимальная скорость газа (пара) может быть определена по одному из ниже приведенных вариантов.
'I вариант.
Скорость газа должна быть ниже некоторого предельного значения ⑫пред, при котором начинается брызгоунос:
侬опт = (°,8 + 0,9)侬пред。(8.35)
Значение wnpen приближенно можно определить по графику [2, рис. 17—20, с. 624]. График .составлен для тарелок с круглыми колпачками. Для тарелок других конструкций значения @пред, найденные по графику, следует умножать на соответствующий поправочный коэффициент:
Коэффициент0,7、1,351,5Коэффициент0,7、1,351,5Тарелки
Коэффициент
0,7、
1,35
1,5
Коэффициент
0,7、
1,35
1,5
С прямоугольными колпачками Ситчатые
Провальные
Задаваясь расстоянием между тарелками " и определив в зависимости от рг/рж значение wnpefl и, далее, по формулам (8.35), (8.31) 叫пт и диаметр колонны DKt проверяют соответствие "диаметру колонны [8 или 9.2]:
Dk, м0—0,60,6—1,21,2—1,81,8 и более
м0,150,30,460,6 и более
Если полученному значению DK не соответствует Н, принимаем его согласно рекомендаций и выполняем расчет повторно.
Минимальное расстояние между тарелками должно обеспечить работу гидравлического затвора на тарелке. Минимальное расстояние между тарелками со сливными устройствами определяется как
"min > 1,8ap/8^).(8.36)
Для колпачковой тарелки
"mln = 23 300(8.37)
где 尸——площадь поперечного сечения колонны, м2; п — число колпаков на тарелке; dK — диаметр колпачка, м.
Принятая величина Н должна быть равна Ят1п или больше.
II в а р и а н т.
Допустимую оптимальную скорость газа (пара) в колонне можно определить по формуле
®опт = С 7(рж — Рг)/Рг-(8.38)
Здесь С ——коэффициент, зависящий от конструкции тарелок, расстояния между ними, давления и нагрузки колонны По жидкости. Определяется по графику. [4, рис. 7-2, с. 323].
III вариант.*
Предельная скорость для тарельчатых колЬнн может также определяться по формулам:
для колонн с колпачковыми тарелками
где rfK一диаметр колпачка, см; H^ — расстояние между тарелками, см; hK — высота колпачка, см；
0,0155 /-lс 、
侬пред =0 67 V九кРж/Рп,(8.40)
гДе 厶一диаметр колпачка, м; /гк — высота колпачка, м;
для колонн с ситчатыми тарелками
(8.41)(8.41)侬пред = 0,05 Vрж/рг；
(8.41)
(8.41)
(8.42)(8.42)для колонн с провальными тарелками ^пред== V 4/С.
(8.42)
(8.42)
Величины А и С находятся по следующим зависимостям:
lgA = lgfi-1,73(>r(^r；(&43)
(8.43a)(8.43a)-4g* рж I % 丿
(8.43a)
(8.43a)
Здесь »*,叽一массовые скорости жидкости и газа, кг/(м2-с); d3 — эквивалентный диаметр отверстия или щели в тарелке, м; Sc ——относительное свободное сечение тарелки; и*, цв ——вязкости поглотителя и воды при 20℃, Па-с; В — коэффициент (для колонн с решетчатыми, трубчатыми и дырчатыми провальными тарелками В = 3 士 16).
условиюусловию(8.44)(8.44)Для выбранной тарелки необходимо проверить^надежность работы сливного устройства. Во избежание захлебывания сливного устройства скорость жидкости в нем должна отвечать
условию
условию
(8.44)
(8.44)
Значения коэффициентов & н показателей степени п2 в
за-
висимости от фактора вспениваемости жидкости 屮
1叩
Вспениваемость жидкости
Ф
к5
П2
Малая (ректификация нефтяных фракций, углеводородных фракций, кроме легких типа ме
1-0,9
0.250
0,65
тана и этана, фтористых систем — фреонов) Средняя (атмосферная перегонка нефти, аб
0,9-0,7
0,225
0,80
сорбция и десорбция углеводородов, регенерация
аминов и гликолей)
Большая (вакуумная перегонка мазута, аб-
07-0,6
0,118
1,3
5ж.е^iж/尸еЛ </片,
где Гел — площадь сливного устройства выбранной тарелки, м
сорбция аминами и гликолями, растворами глицерина, метилэтилкетонами)
8.2.6. Расчет поверхности массопередачи и высоты абсорбера
В инженерной практике наиболее часто применяются три метода расчета процессов абсорбции.
По первому методу кинетика процесса выражается через коэффициенты массопередачи, а движущая сила рассчитывается по разности концентраций или, косвенно, с помощью числа единиц переноса.
По второму методу кинетика выражается с помощью высоты единицы переноса — ВЕП (для насадочных колонн) или числа единиц переноса — ЧЕП, соответствующего одной тарелке (для тарельчатых колонн), а движущая сила рассчитывается через число единиц переноса.
По третьему методу кинетика выражается с помощью высоты, эквивалентной теоретической ступени изменения концентрации,—ВЭТС (для насадочных колонн) или к. п. д. тарелки (для тарельчатых колонн); движущая сила рассчитывается косвенно через число теоретических ступеней изменения концентрации или теоретических тарелок.
В соответствии с вышеизложенными методами расчета процесса абсорбции определяется высота насадочных и тарельчатых колонн.
Насадочные колонны. Высота колонны определяется по формуле
Н =： 〃н + 九1 + 九2 + 无з,(8.45)
где Ян ——высота насадочной части колонны, м; /ц, /г2, /г3 ——высота соответственно сепарационной части колонны (над насадкой), нижней части колонны и между слоями насадок (если насадка уложена в несколько слоев), м.
Отношение высоты насадки к диаметру колонны должно удовлетворять условию H/D = 1,5 4- 10.
Расстояние между днищем абсорбера и насадкой й2 определяется необходимостью равномерного распределения газа по поперечному сечению колонны. Обычно это расстояние принимают равным (1 — l,5)d.
Расстояние от верха насадки до крышки абсорбера зависит от размеров распределительного устройства для орошения насадки и от высоты сепарационного пространства, в котором часто устанавливают каплеотбойники для предотвращения брызгоуноса из колонны (〜2 м).
В приближенных расчетах высоты Ль 力2 принимают равными 0,6——1,5 м;九3 ——принимается конструктивно.
Высота насадки Нн определяется следующими методами: 1) из основного уравнения массопередачи； 2) по числу единиц переноса; 3) через высоту, эквивалентную теоретической тарелке (ВЭТТ) или теоретической ступени изменения концентрации (ВЭТС).
Согласно основному уравнению массопередачи
М = К 尸 Аср,(8.46)
отсюда
尸=М/(КАср)・(8.47)
Учитывая, что площадь поверхности контакта фаз насадки в аппарате
尸="n/屮，(8.48)
высоту насадки определяют как
Нк = M/(fSK^Y(8.49)
Это уравнение применяется, если линия равновесия представляет собой прямую линию.
Движущая сила может быть выражена в любых единицах, применяемых для выражения состава фаз. При этом единицы измерения коэффициентов массопередачи и массоотдачи определяются единицами для выражения движущей силы. Единицы измерения К и связь между ними приведены в [1; 8.1].
При выражении движущей силы через концентрации в жидкой фазе
% = M/(fSKx^xc^)t(8.50)
в газовой фазе
Hii^м/(fSKy^yc^rY(&51)
Коэффициент массопередачи К*, отнесенный к концентрации жидкости:
1/Кх = 1/(тр^ + 1/Рх.(&52)
Коэффициент массопередачи Ку, отнесенный к4 концентрации газа:
1/Кд = 1他 + 向К(8・53)
Связь между коэффициентами Кх и Ку выражается соотношением
Ку = К〃/и,(&54)
где m ——тангенс угла наклона равновесной кривой.
Расчет коэффициентов массоотдачи. 1. В жид- ? кой фазе коэффициент массоотдачи 0% определяется из урав-: нения!
Nu； = BApJ%(8.55) j
откуда
Px = N4Bx/6np.(&56);
Диффузионный критерий Нуссельта в жидкой фазе находят ■ по уравнениюВ
N《 = 4 Re『(Pr；)叱(8.57) j
Подставив значение Nu% из уравнения (8.57) в уравнение (8.56), получим:
Bx = 4^Re『(Pr；)”.(8.58)
Здесь D* — коэффициент диффузии компонента в жидкой фазе, м2/с; 6пр = [цх/(рх§)]°，33—приведенная толщина стекающей пленки жидкости, м: Re* = 4(/px/(fgx) — модифицированный критерий Рейнольдса для стекающей по иасадке плеике жидкости; 4, т,孔—коэффициенты [8.1].
Формулы для перевода коэффициента массоотдачи 0* в ДРУ" гую форму приведены в [8.1].
В газовой фазе коэффициент массоотдачи 0“ определяется из уравнения
Nu； = fiyd3/Dr,(8.59)
откуда
3“ uNn"/%.(8.60)
Диффузионный критерий Нуссельта для газовой фазы находят по уравнению
Nu； = CRe：(Pr；)0,33.(8.61)
Подставив значение Nu； в формулу (8.60), получим:
D
В“ = С 兰 R磅(Рг；严，(8.62)
где Reg = 51^зрд/(Ус"д)——критерий Рейнольдса для газовой фазы;切「—— скорость газа, м/с； С, m — коэффициенты [8.1].
Для колонн с неупорядоченной насадкой (кольца Рашига d= 10 + 25 мм и 50 мм, кольца Паля) С = 0,407; /« = 0,655 при Re» = 10 Ч- 10 000.
Для регулярных насадок С = O,167(//d3)~o>47; т = 0,74 при Re = 1000 4- 10 000 и l/d3 = 2—16. Здесь / — высота насадочного тела; d3 — эквивалентный диаметр насадки, м.
Если известен объемный коэффициент массопередачи К” то высоту насадки находят по формуле
〃 = M/(KdSA"cp),(8.63)
где К” = 1/(1/Вди + 1/В*и)——объемный коэффициент массопередачи, кмоль/(м3-ч-мм рт. ст.)； S — площадь поперечного сечения абсорбера, м2.
Объемный коэффициент массоотдачи в газовой фазе:
% = 1,305 • 10~ 4吸7听以25(8.64)
Объемный коэффициент массоотдачи в жидкой фазе: рхи = 0,0143^82.(8.65)
Так как коэффициенты массоотдачи 0^ и % выражены в различных единицах выполним пересчет константы фазового равновесия т в уравнении 1/К“ = 1 他 + m/R*:
тРс = %*Мж/Рж・(8・66)
Значения константы трх приведены в справочной литературе. Массовые скорости газа в жидкости определяются по формулам
叭=G"S； 1ГЖ = 〃s(8.67)
Рис. 8.6. Графическое определение числа единиц переноса
Связь между объемным и поверхностным коэффициентами массопередачи
/С//и = Ky^i (8*68)
где а = fW (а = f при 屮=!)■.
Расчет высоты а б - со р б е р а п о числу единиц переноса. Вы- произведение числа единиц пе
реноса пу на высоту насадки hyt эквивалентную одной единице переноса:
(8.69)(8.69)u , G 匕 一 %H„-=nyhy = -^- Дср
(8.69)
(8.69)
Множитель (У1 ——Уг)/АсР представляет собой изменение рабочих концентраций на единицу движущей силы и называется числом единиц переноса. Величина пу равна:
(8.70)(8.70)孔"=(У 1 — У 2)/Аср.
(8.70)
(8.70)
Множитель G/(KSf) представляет собой высоту участка, соответствующего одной единице переноса, и называется высотой единицы переноса:
(8.71)(8.71)hy=G/(KSf).
(8.71)
(8.71)
Число единиц переноса можно определить по формуле (8.70), которая применяется в том случае, когда линия равновесия является прямой или близка к ней, а также графическим методом или методом графического интегрирования.
Рассмотрим графический метод. На диаграмме У — X (рис. 8.6) проводят линию MN, делящую пополам отрезки ординат, заключенные между рабочей линией и линией равновесия. Эти отрезки ординат равны У—У* и выражают движущую силу процесса. Затем -через точку В на рабочей линии, соответствующую состоянию фазы G на выходе из аппарата, проводят горизонталь. Эту горизонталь, пересекающуюся с линией MN в точке О, продолжают до точки Е, причем отрезок BE равен удвоенному отрезку BD. Из точки Е проводят вертикаль EF до
BEF и BDK следует EF/KD = BE = 2BD и KD = KL/2. ТакимBEF и BDK следует EF/KD = BE = 2BD и KD = KL/2. Такимпересечения с рабочей линией.
BEF и BDK следует EF/KD = BE = 2BD и KD = KL/2. Таким
BEF и BDK следует EF/KD = BE = 2BD и KD = KL/2. Таким
Из подобия треугольников =BE/BD. Но по построению образом,
EF = KD 粽EF = KD 粽KL 2ВО 小KL 2ВО 小
EF = KD 粽
EF = KD 粽
KL 2ВО 小
KL 2ВО 小
Ступенька BEF соответствует некоторому участку аппарата, в котором изменение рабочих концентраций в фазе G равно ER а в фазе L соответствует BE. Отрезок KL изображает среднюю движущую силу на этом участке. Так как изменение рабочей концентрации EF по построению равно средней движущей силе KL, то ступенька BEF соответствует одной единице переноса.
Продолжая вписывать указанным выше способом ступеньки до точки Д, соответствующей состоянию системы на входе в аппарат, находим число единиц переноса (равное числу ступенек), необходимое для достижения заданного изменения рабочих концентраций между точками 4 HB.
Если между точками В и Д не вписывается целое число ступенек, то число единиц переноса, соответствующее последней неполной ступеньке, равно отношению отрезка ДР, ограничивающего неполную ступеньку, к вертикальному отрезку ST между рабочей линией и линией равновесия, проведенного через середину основания неполной ступеньки.
Если рабочая линия расположена ниже линии равновесия, то построение ступенек ведут не слева направо, как описано выше, а справа налево, начиная от точки А,'
Рассмотренный метод применим, если на участке соответствующем одной ступеньке (рис. 8.6) линия равновесия сильно не отличается от прямой. В противном случае отрезок KL не будет изображать среднюю движущую силу на данном участке. В этом случае пользуются более точным методом графического интегрирования [2].
Определение высоты абсорбера через высоту, эквивалентную теоретической тарелке.
Высота слоя насадки "н рассчитывается по уравнению
〃н =九 (8.72)
где h3 ——высота, эквивалентная теоретической тарелке;九丁 ——число теоретических тарелок.
Число теоретических тарелок——ступеней изменейия концентрации в абсорбере определяют обычно графическим путем (см. рис. 8.3).
Высоту насадки й, эквивалентную одной теоретической тарелке, для условий, соответствующих точке нагрузки (началу эмульгирования), определяют по уравнению ^
2 48 (轡广L气圈广埠广(器广上每…73) х~тт
Здесь m ——среднее значение таигеиса угла наклона к оси х кривой равновесия в координатах х — у.
Рис. 8.7. Определение угла наклона линии равновесия
Величину т с достаточной точностью можно найти спрямлением участков кривой равновесия (заменой кривой равновесия ломаной линией), при этом
m =(勺 + 以 + 飞 + … + 吃)/厶 (&74)
где 他1,m2,他3,-тангенсы углов наклона прямых на отдельных участках, / — число прямолинейных участков ломаной линии.
т = Р；-Н)/(%-%)，т = Р；-Н)/(%-%)，(8-75)(8-75)Средний наклон линии равновесия можно определить как наклон хорды, проведенной через точки М н N (см. рис. 8.7) ограничивающие рабочий участок линии равновесия:
т = Р；-Н)/(%-%)，
т = Р；-Н)/(%-%)，
(8-75)
(8-75)
где У； н У； — ординаты точек М н М а X2Hx[ — абсциссы этих точек.
Если растворимость абсорбируемого газа подчиняется закону Генри и линия равновесия представляет собой прямую, множитель 1g 7^/( 1 ~ ^Т-) из формулы принимается равным еди
Лэ = 200Лэ = 200нице. Высота насадки, эквивалентная одной теоретической ступени, йэ может быть рассчитана по уравнению
Лэ = 200
Лэ = 200
(8.76)
Эта формула рекомендуется В. В. Кафаровым для колонн, работающих в эмульгационном режиме.
Высота насадки, эквивалентная одной единице переноса, зависит от характеристик насадки и фазового состояния:
(8.77)(8.77)h3^= hy -\—— hx.
(8.77)
(8.77)
Высота насадки, эквивалентная одной единице переноса для газовой фазы, hy определяется следующим образом:
для беспорядочных насадок
hy = 0,6必 Re严(p j)2/3；(8.78)
для регулярных насадок
勺=1開 R吟25(Р/)2/з.(8.79)
Величина hy может быть также определена по формуле
3 巻Re产(Р匕产(8.80)
Высота насадки, эквивалентная одной единице переноса для жидкой фазы, определяется по формуле
'% = 1196np Re?25 (Рг；严(8.81)
Эквивалентный диаметр насадки：- •
厶=4%/刀(8.82)
Критерий Рейнольдса:
Reг= 4 呼]/(f网)； Re* = 4 V*/(/n*).(8.83)
Массовые скорости:
Vr = G/S; 1ГЖ = L/S.(8.84)
Диффузионный критерий Прандтля:
Рг； = %/(Р1А)；Ргж = Нж/(Рж°ж)-(8.85)
Приведенная толщина пленки жидкости, стекающей по насадке:
вПр==[Ш(№ж)]0,33-(8.86)
Тарельчатые колонны. Определение высоты тарельчатой колонны проводится по уравнению
〃 = 〃т +瓦 + 九2,(8.87)
где Нт = (и——l)/i ——высота тарельчатой части колонны, м; /и ——высота сепарационной части колонны, м; Л2 — расстояние от нижней тарелки до днища, м; п ——число тарелок; h — расстояние между тарелками, м.
Определение числа тарелок. 1. При приближенных расчетах применяют теоретически менее обоснованный, но более простой метод определения числа тарелок с помощью так называемого среднего к. п. д. тарелок:
п = пт/т).(8.88) t
Здесь "т ——число теоретических тарелок ——ступеней изменения концентрации, которое находят графическим методом построения между равновесной и рабочей линиями на у ——х диаграмме (см. рис. 8.3).
Значения 刀 определяют по опытным данным и находятся в пределах 0,3—0,8.
Действительное число тарелок определяется также графическим методом с построением кинетической кривой. Для построения кинетической кривой возможны следующие методы.
На основе общих положений массопередачи.
После построения рабочей линии и кривой равновесия рассчитывается коэффициент массопередачи:
(8.89)(8.89)Ку=1/(1/% + т/В)
(8.89)
(8.89)
где В*, 8# — коэффициент массоотдачи соответственно в жидкой и газовой фазах, кмоль/(м2 • с ■ кмоль/кмоль)
Коэффициент массоотдачи в газовой и жидкой фазах:
для колпачковых тарелок
用= 4,47 ТО」％卜32 а&；(8.90)
色=33,7 • КГ’喊,79 а&；(8.91)
Для ситчатых тарелок
% = 3,03 ■ 10 т喊,76 А&；(8.92)
Рх = 33,7 • Ю-^РхЛкЭбшг - 0,41),“(8.93)
где 10r ——скорость газа, отнесенная к свободному сечению колонны, м/с; Ар* ——гидравлическое сопротивление жидкости на тарелке, Па.
Число единиц переноса одной тарелки:
«у = K^St/Gh. г-(8.94)
Здесь St — рабочая площадь тарелки, м2：
St = Skoji — 25слива.(8.95)
Определяем величину Су:
Су = (Ун - у*)/(Ук — У*) = ACIBC = е% = 2,718%.(8.96)
Величина отрезков на вертикалях диаграммы у ——х между линией рабочих концентраций и вспомогательной кинетической кривой
BC^ACICy.(8.97)
На линии рабочих концентраций (рис. 8.8) наносят ряд точек Xi, /2, Л3 и т. д., а на линии равновесия — соответствующие им точки Ci, Сз и т. д.
Пользуясь полученными равенствами ВС = АС/СУ1 находят на，отрезках 4c〔，А2С2 и т. д. точки Вь В2, & и т. д.
Проводя через полученные точки Вь В2, В3 и т. д. линию, получают вспомогательную кинетическую кривую. Из точки Bi в пределах заданных рабочих концентраций ун и ук между линией рабочих концентраций и вспомогательной кинетической кривой строят ломаную линию А{В{——Л2В2 ——Л3В3 и т. д. Полученное число ступеней (или отрезков ВС) и дает необходи
мое для заданных условий число тарелок.
Число единиц переноса п на одну тарелку может быть i
определено в зависимости от чисел переноса для газовой фазы
(8.98)(8.98)где Егде Е:『一у" 竺:『一у" 竺8 И. Л. Иоффе8 И. Л. Иоффе
(8.98)
(8.98)
где Е
где Е
:『一у" 竺
:『一у" 竺
8 И. Л. Иоффе
8 И. Л. Иоффе
Рис. 8.8. Определение числа ступеней изменения концентрации
П\ И ДЛЯ ЖИДКОЙ фазы П2 ПО уравнению
Значения пг и пж для колпачковых и ситчатых тарелок приведены в [2].
После определения по находим относительный коэффициент извлечения £:
孔о = —2,3 lg (1 — Е)=
= 2,3 1g 厂* (8.99) у — У
Относительный коэффициент извлечения £ представляет собой отношение количества поглощенного на тарелке компонента
к количеству, поглощенному при достижении равновесия между газом и находящейся на тарелке жидкостью.
Исходя из изложенного, число тарелок можно найти графически следующим путем. Определив £ из формулы (8.99), проводят на У ——X диаграмме (рис. 8.9) ряд вертикальных прямых MiQi, M2Q2 и т. д. и делят эти отрезки между линией равновесия и рабочей линией в отношении MN/MQ — Е. Через найденные при этом точки Ni, %2 и т. д. проводят линию EF, называемую кинетической кривой. Далее, начиная от точки Л, со
ответствующей составу газа и жидкости на входе в аппарат, вписывают между рабочей и кинетической кривой ступенчатую линию из вертикальных и горизонтальных участков отрезков, как показано на рис. 8.9. Число вертикальных отрезков этой ступенчатой линии между начальным и
Рис. 8.9. Графическое определение числа тарелок
225
66Рис. 8.10. Определение угла наклона касательных к линии равновесияРис. 8.10. Определение угла наклона касательных к линии равновесия
6
6
Рис. 8.10. Определение угла наклона касательных к линии равновесия
Рис. 8.10. Определение угла наклона касательных к линии равновесия
конечным составами газа 匕 и У2 равно числу тарелок, необхо
димому для достижения заданного изменения состава газа.
Кинетическую кривую можно построить также следующим образом. Задаемся рядом значений х, на оси абсцисс про
водим из этих точек вертикальные линии, пересекающие линию
Для каждогоДля каждогоравновесия и рабочую линию (рис. 8.10). В точках пересечения с равновесной кривой проводим касательную к линии равнове-; сия. Определяем тангенс угла наклона касательной линии А.
Для каждого
Для каждого
ВВсоотсоотзначения т определяем величину п0 и Е.
В
В
соот
соот
кривую.кривую.ветствии с полученными значениями £ строим кинетическую
кривую.
кривую.
ГИДРАВЛИЧЕСКОЕ СОПРОТИВЛЕНИЕ НАСАДОЧНЫХ КОЛОНН ^
Гидравлическое сопротивление сухой насадки:
АРсух = 0%%(喩 г/2).(8.100)
Сопротивление орошаемой насадки при плотности орошения менее 50 м3/(м2-ч) приближенно можно найти по формуле
Ар = Арсух(1 + W),(8.101)
где k ——опытный коэффициент (для нерегулярной насадкн и хордовой насадки k = 0,06; для регулярных насадок k =6,04).
При заполнении колонны насадкой вПри заполнении колонны насадкой ввиде колецвиде колецРашигаРашигадиаметром до 30 мм гидравлическое сопротивление смоченнойдиаметром до 30 мм гидравлическое сопротивление смоченнойнасадки можно определить по формуле Н.насадки можно определить по формуле Н.М. ЖаворонковаМ. Жаворонкова
При заполнении колонны насадкой в
При заполнении колонны насадкой в
виде колец
виде колец
Рашига
Рашига
диаметром до 30 мм гидравлическое сопротивление смоченной
диаметром до 30 мм гидравлическое сопротивление смоченной
насадки можно определить по формуле Н.
насадки можно определить по формуле Н.
М. Жаворонкова
М. Жаворонкова
и М. Э. Аэрова:
А&м/5ух=〔/О-典)，(8-102)
где 〃н — уменьшение свободного объема насадки.
Величина 〃н определяется по уравнению
"н = “[он〃(^Й・(8.103)
Здесь Ь = 23,7/Re^3 — коэффициент; R% = 4旷水/(%心)；1ГЖ — массовая скорость жидкости, кг/(м2-с); Он — удельная поверхность насадки, м2/м3; Г = L/F ——плотность орошения м3/(м2-с);厶一количество стекающей по колонне жидкости, м3/с.
Коэффициент сопротивления X для насадки из колец навалом:
Л = 140/Rer при Rer < 40;(8.104)
九=16/Re：2 при Rer > 40.(8.105).
Для правильно уложенных кольцевых насадок и любом значении критерия Рейнольдса коэффициент сопротивления X с достаточной степенью точности можно определить по уравнению
(8.106)(8.106)(8.107)(8.107)九= 9,21/Re 尸 75
(8.106)
(8.106)
(8.107)
(8.107)
Для регулярных насадок при Rer < Rer. а： A = Aa(Rer/Rer. а)~0'45.
Величина Rer. a ——это критерий Рейнольдса, соответствующий переходу в автомодельный режим:
Rer. а = 3000 — 30九a/厶.Rer. а = 3000 — 30九a/厶.(8.108)(8.108)
Rer. а = 3000 — 30九a/厶.
Rer. а = 3000 — 30九a/厶.
(8.108)
(8.108)
причем Ха = 0,053 + -^ ^у仪 ^ 台 + 力),где /—высота ряда насадки, м; а и b ——постоянные (а = 4,2 и b = 3,9 — для колец и блоков; а = 0,52 и 力= —0,67 —для хордовых насадок).
Сопротивление орошаемой насадки при пленочном течении
(8.109)&2531(8.109)&2531А"ор = Арсух " 1№", 1 где 6 ：—постоянная:
(8.109)
&
25
31
(8.109)
&
25
31
ЪРегулярная насадка84Кольца с d = 50 мм53Спиральные кольца4735ЪРегулярная насадка84Кольца с d = 50 мм53Спиральные кольца4735Насадка внавал
ЪРегулярная насадка
84Кольца с d = 50 мм
53Спиральные кольца
47
35
ЪРегулярная насадка
84Кольца с d = 50 мм
53Спиральные кольца
47
35
Кольца до 12,5 мм
《 до 19,0 мм
《32—38 мм
《 до 55 мм
При малых плотностях орошения
Арор = Арсух(1 + 瓦U),(8.110)
где bi — 216 —для хордовой насадки и колец, загруженных навалом; bi = 144 — для регулярной насадкн.
ГИДРАВЛИЧЕСКОЕ СОПРОТИВЛЕНИЕ ТАРЕЛЬЧАТЫХ КОЛОНН
Для тарельчатых колонн гидравлическое сопротивление всех тарелок Ар равно сумме сопротивления сухой тарелки Арь сопротивления, обусловленного силами поверхностного натяжения Д/?2, и сопротивления газожидкостного слоя на тарелке Д/?3:
(8.111)(8.112)(8.111)(8.112)^p = ^pl + 厶"2十 А"з・
(8.111)
(8.112)
(8.111)
(8.112)
Сопротивление сухой тарелки:
Ml =沁党/2.
Здесь ^ ~ коэффициент сопротивления； w0 ——скорость газа в отверстиях тарелки (прорезях колпачка, щелях и других элементах тарелки, через которые проходит газ).
Коэффициент сопротивленияКоэффициент сопротивленияW зависит от типа тарелки:W зависит от типа тарелки:
Коэффициент сопротивления
Коэффициент сопротивления
W зависит от типа тарелки:
W зависит от типа тарелки:
Тарелки
三Тарслкцg
Колпачковые
4,5—5Провальные:，•
Ситчатые: 屮= 0,07+ 0,1 屮= 0,15 4- 0,2
Примечание отверстий на тарелке
дырчатые2,1
1,85решетчатые1,4—1,5
1,45трубчато-решетчатые0,9—1
::(р — живое сечение отверстий FJF (отношение суммарной площади 尸о к площади поперечного сечения колонны 尸).
Скорость газа в прорезях колпачка при их полном открытии:
(8.113)
где а ——коэффициент равный 1 для колпачковых тарелок, 0,65 ——для ситчатых； / ——высота прорези колпачка или высота слоя жидкости на тарелке (для ситчатых тарелок).
Сопротивление, обусловленное силами поверхностного натяжения:
где о — поверхностное натяжение жидкости, Н/м; П — периметр отверстия (прорези), м; S — площадь отверстия (прорези), м; d3 — эквивалентный диаметр отверстия (прорези), м.
В условиях рабочих режимов колонн величина Др2 имеет небольшое значение и ею можно пренебречь.
Сопротивление газожидкостного слоя принимают равным:
А"з = gp* 饱=Prg%(8.115)
где рж, рп ——плотности светлой жидкости и пены, кг/м3; /ю,八口一высоты светлой жидкости и пены, м.
Приведенные уравнения являются общими для всех типов тарелок, однако их практическое применение для различных тарелок несколько различается.
Сопротивление столба жидкости на тарелке рассчитывается по формулам:
Рис. 8.11. К расчету сопротивления столба жидкости: а — на колпачковой тарелке; 6 —на ситчатой тарелкеРис. 8.11. К расчету сопротивления столба жидкости: а — на колпачковой тарелке; 6 —на ситчатой тарелке
Рис. 8.11. К расчету сопротивления столба жидкости: а — на колпачковой тарелке; 6 —на ситчатой тарелке
Рис. 8.11. К расчету сопротивления столба жидкости: а — на колпачковой тарелке; 6 —на ситчатой тарелке
для колпачковых тарелок при полном открытии прорезей
Арз = 1,3^рж (2 + е/2 + A/i);(8.116)
для ситчатых тарелок
аРз = 1,3g卽* (“ер + а九).(8.117)
Здесь 饱——отношение плотности пены к плотности чистой жидкости (при расчетах принимают k — 0,5); е ——расстояние от верхнего края прорезей до сливного порога, м； / — высота прорези, м; A/i — высота уровня жидкости над сливным порогом, м; %\р ——высота сливного порога, м.
Высоты йПер, Ай, / и расстояние е показаны на рис. 8.11. Величина ДА определяется по формуле
-А/г = [，ж/(1,85〃盼产 3,(8.118)
где ，ж ——объемный расход жидкости, м3/с; П — периметр сливной перегородки, м.
Для ситчатых тарелок Ар может быть рассчитано также по формуле
Ар = 4,9九 ^ + 22,3^(方)"з,(8.119)
где П ——смоченный периметр сливной трубы.
Сопротивление орошаемой ситчатой тарелки можно рассчитать по обобщенному уравнению А. А. Носкова и В. Н. Соколова:
Ар = O,O87t0^8Q<,>O9p°'4p^51/i<,-18(L/G)n (d/6 严 ％(8.120)
Здесь n = 0,135 при L/G > 5；汽=0,3 при L[G < 5; d/6 — отношение диаметра отверстия к толщине тарелки.
Для провальной тарелки
pi = (1 —/св)? + Е +pi = (1 —/св)? + Е +4000fCB66Ra&2d 一4000fCB66Ra&2d 一2%Pn2%Pn(8.121)(8.121)
pi = (1 —/св)? + Е +
pi = (1 —/св)? + Е +
4000fCB66
Ra&2d 一
4000fCB66
Ra&2d 一
2%Pn
2%Pn
(8.121)
(8.121)
P2 = о,43/1PHig (L/G)&325 (р[1/рж)0-,8(Иж/Ип)010362.(8.122)
После определения гидравлического сопротивления тарелки рекомендуется проверить достаточность принятого расстояния Н между тарелками по сортношению
H^\pt(^g).(8.123)
Сопротивление всех тарелок колонны:
АР = Ар&(8.124)
где « — число тарелок.
ПРИМЕР РАСЧЕТА НАСАДОЧНОГО АБСОРБЕРА
Схема абсорбционной установки представлена на рис. 8.12.
Газ, охлажденный в теплообме ннике 9, подается газодувкой 8 в нижнюю часть абсорбера 6, где равномерно распределяется по сечению колонны и поступает на контактные элементы (насадку). Абсорбент подается в верхнюю часть колонны центробежным насосом 4 из сборника 3. В колонне осуществляется противоточное взаимодействие газа и жидкости. Очищенный газ выходит из колонны в атмосферу. Абсорбент стекает через гидрозатвор в сборник 7, откуда насосом 5 направляете兄 на дальнейшую переработку. Для охлаждения газа в холодильник из градирни 2 подается насосом / вода, которая после холодильника возвращается на охлаждение в градирню.
Схема автоматизирована. Цель системы автоматического регулирования определяется назначением процесса: очистка газа, поступающего в абсорбер или получение готового продукта. В данной работе рассматривается первая задача, в соответствии с которой основными регулируемыми параметрами являются： 1) концентрация извлекаемого компонента в газовой смеси на выходе из абсорбера; 2) температура газовой смеси, поступающей на абсорбцию; 3) уровень жидкости в абсорбере.
В большинстве случаев расход газовой смеси определяется технологическим режимом, т. е. абсорбционная установка должна переработать весь поступающий поток газа. Поэтому, например, при увеличении количества подаваемой в абсорбер газовой смеси возрастет концентрация извлекаемого компонента в газовой смеси на выходе из абсорбера. При помощи регулятора концентрации увеличится подача абсорбента в абсорбер, что обеспечит стабилизацию концентрации компонента в газовой смеси на выходе из абсорбера..
Для улучшения процесса абсорбции поддерживается низкая температура газовой ^смеси, поступающей в абсорбер, путем изменения расхода охлаждающей воды, подаваемой в холодильник газа 9.
Уровень жидкости в колонне стабилизируется путем изменения отбора жидкости из нее.
Системой автоматизации предусмотрена стабилизация уровней жидкости в сборниках.
В процессе абсорбции при помощи КИП контролируются расходы, температуры, давления технологических потоков.
Задание на проектирование. Рассчитать насадочный абсорбер для улав- ливаиия аммиака из газовой смеси водой.
Исходные данные:
количество газовой смеси, поступающей на установку ，=45 000мЗ/д (12,5 м3/с);о
температура газовой смеси / = 450 ℃;.
начальная объемная концентрация аммиака в газовой фазе у» = = 12%;
степень извлечения е = 95 %;_
начальная массовая концентрация аммиака в воде 元= 0,2 %;
степень насыщения воды аммиаком 刀 — 0,75;。
начальная температура воды, поступающей в абсорбер, / = 15 С;
начальная температура охлаждающей воды / = 15 ℃;
абсорбер работает под атмосферным давлением;
Ю) в установке предусмотреть (рассчитать и подобрать) насос для подачи воды в абсорбер, холодильник для охлаждения газа и газодувку для подачи газовой смеси в абсорбер.
Материальный баланс.
Количество аммиака переходящего из газовой смеси в поглотитель — воду, определяют из уравнения материального баланса. .。
Начальные относительные массовые составы газовой и жидкой фаз определяются по формулам
冗= 0,2/(100 — 0,2) = 0,002 кг/кг воды;
_1712
% =丽 1°'°8 «г/кг воздуха.
Концентрация аммиака в газовой смеси на выходе из абсорбера:
рк = Ун(1 — е)== 0,008(1 — 0,95) = 0,004 кг/кг воздуха.
формуле (8.10):формуле (8.10):Конечную рабочую концентрацию аммиака в жидкости на выходе из абсорбера определяют по формуле (8.4). Для определения равновесной концентрации аммиака и построении линии равновесия выполняем расчет в такой последовательности. Задаваясь рядом значений X ——конечных концентраций аммиака в жидкости, вытекающей из абсорбера, рассчитываем температуру жидкости & (формула (8.18)) и соответствующие величины "ф [4; 8.1]. Далее пересчитываем относительные массовые концентрации 胃 в мольные доли г и по уравнению (8.6) находим значения р* и определяем F* по
формуле (8.10):
формуле (8.10):
17 р*0,588р*
29 (1,013-105 -771,013-105-р*
где 17 и 29 — мольные массы NH3 и воздуха, кг/кмоль.
Результаты расчета сведены в табл. 8.3.
При парциальном давлении NH3 в поступающем газе рн = 1,013-105 X X 0,12 = 0,122- Ю5 Па — 12,2 кПа равновесная концентрация NH3 в жидкости, вытекающей из абсорбера, составит X* = 0,056 кг/кг. Прп степени насыщения воды аммиаком п — 0,75 конечная концентрация аммиака в жидкости равна:
冗=0,056 • 0,75 = 0,042 кг/кг воды.
Принимаем, что газовая смесь, поступающая на установку из колонны синтеза, перед подачей в колонну охлаждается в холодильнике до / — 20 ℃. В этом случае объем газовой смеси, поступающей в абсорбер, равен:
% = 12,5- 293/(450 + 273) = 5,07 м3/с.
Количество аммиака, поступающего в колонну:
GNH3 = 5,07 • 0,12 • 0,717 = 0,436 кг/с.
где 0,717 — плотность аммиака при 20 ℃, кг/м3.
Условное обозначение
Наименование среды в трубопроводе
Буквенное
Графическое
1.6
Вода оборотная
1.7
Вода горячая
4.9 —
Газ, содержащий аммиак
40^
Газ отработанный
一 7.7 ——
Жидкость
--7.9--
Жидкость, содержащая аммиак
!
g Е
Обозначение
Наименование
£
Примечание
/
Насос центробежный
2
2
Градирня
1
3
Сборник исходного раствора
1
4
Насос центробетсный
2
5
Насос центробежный
2
6
Копонна абсорбционная
1
7
Сборник жидкости, содержащей аммиак
1
8
Вентилятор
2
9
Холодильник газа
1
—
Литера Масса Масшт.
Изм. Лист № докум.
Подпись
VcraHcRKA абсорбннсннзя
Разраб.
Технологическая схема
Пров.
с КИП и А
Лист1 Листов
Н. КОНТ.
рис. 8.12. Установка абсорбционная. Технологическая схема с КИП н А
X, кг/кг
0,002
0,005
0,01
0,02
0,03
0,04
0,05
0,06
元=x/(i + X)
0,002
0,005
0,01
0,02
0,029
0,0385
0,04760,057
х =
一Мн?。*
0,0021
0,0053
0,01
0,02
0,031
0,0406
0,05
0,06
МН20Х+М14Н3
f= 15 + 2070-103
十 4190 X
15
16,5
19
23,9
28,8
33,8
38,5
43,7
义（工一 0,002）r ℃
屮=109,343 7 922", мм рт. ст.
501506577
740
94411971503
1881
мм, рт. ст.
1,05
2,66
6,05
14,8
29,3
48,6
71,5
107,2
р* — 0,588р* 760 — р* '
0,0008
0 002
0,0047
0,012
0,023
0,04
0,06
0,097
кг/кг
Результаты расчета
Таблица 8.3
Количество воздуха, поступающего в колонну:
G = 5,07 • 0,88 - 1,2 = 5,354 кг/с, ■ где 1,2 ——плотность воздуха при 20 ℃, кг/м3.
Плотность газа, поступающего на абсорбцию:
рг = (0,436 + 5,354)/5,07 = 1,14 кг/м3.
Количество поглощенного аммиака:
С^Нз = "436 • 0,95 = 0,414 кг/с.
Расход воды в абсорбер:
L = 0,414/(0,042- 0,002) = 10,35 кг/с (0,0104 м3/с).
Определение скорости газа и диаметра абсорбера.
Принимаем в качестве насадки керамические кольца Рашига размером 50X 50X 5 мм.
Характеристика насадки: удельная поверхность 110 м2/м3; свободный объем 0,735 м3/м3; эквивалентный диаметр 0,027 м.
Предельная скорость газа в насадочных абсорберах (см. например, формулу ($.25)):
「吗1。1,14 10,161„ 2§ f 20^X0-25 / 1Д4 \0Л25
唱 L 9,81 • 0,7353 • 1000 1 」一 U,U22 】，75 ( 5*9 丿 110Go 丿，1g 0,0322说=一0,845= 1,155; 0,0322诚=0,1429； 吗= 2,1 м/с.
Рабочая скорость газа в колонне:
Шр = 2,1 • 0,8 = 1,68 м/с.
Диаметр колонны:
£> = “4 • 5,07/(3,14 • 1,68) = 1,6 м.
Выбираем стандартный диаметр обечайки колонны D = 2 м. Плотность орошения колонны:
=11,9 м3/(м2 - ч).=11,9 м3/(м2 - ч).10,35 ■ 36001000-0,785 -22
=11,9 м3/(м2 - ч).
=11,9 м3/(м2 - ч).
Оптимальная плотность орошения:
Оопт = 0,158・ 110= 17,38 м3/(м2- ч).
Так как Z7/Z7onT — 11,9/17,38 = 0,68, поверхность насадки смочена не полностью. Для увеличения U и снижения UonT выбираем насадку другого типа (с меньшим свободным объемом и меньшей удельной поверхностью). Принимаем в качестве насадки керамические кольца Рашига размером 80 X 80 X 8 мм со следующей характеристикой: удельная поверхность 80 м2/м2； свободный объем 0,72 м3/м3; эквивалентный диаметр 0,036 м; масса 1 м3 670 кг.
Для этой насадки скорость газа при захлебывании будет равна:叫9,8黑,7；甥硒1叫=-。，845,
откуда ш3 — 2,39 м/с.
Рабочая скорость газа в колонне:
Шр = 2,39 • 0,8 =1,91 м/с;
Диаметр колонны:
Q = “4 • 5,07/(3,14・ 1,91) = 1,84 м.
Выбираем стандартный диаметр обечайки абсорбера D — 2 м.
При данном диаметре плотность орошения U= 11,9 м3/(м2-ч).
Оптимальная плотность орошения:
Uonr = 0,158 ■ 80 = 12,64 м3/(м2 ■ ч).
Отношение U/Uour = 11,9/12,64 = 0,94 незначительно меньше 1, однако поверхность насадки полностью смочена не будет. Плотность орошения в этом случае можно увеличить, рассчитав рабочую скорость газа в колонне по соотношению шр = 0,85ш3. При увеличении рабочей скорости газа уменьшится расчетный диаметр колонны и увеличится плотность орошения колонны.
Рабочая скорость газа в колонне:
шр = 2,39 • 0,85 = 2,03 м/с.
Диаметр колонны:
D = “4 • 5,07/(3,14 • 2,03) = 1,784 м.
Выбираем стандартный диаметр обечайки колонны D = 1,8 м.
Уточняем скорость газа в колонне:
Шр = 4 - 5,07/(3,14 • 1,82) = 2 м/с.
Плотность орошения колонны:
门 10,35 ■ 3600 一 ак з" 2、
u=而。.。,785打,承=14,65 mз/心*
Отношение U/UOm = 14,65/12,64 = 1,16 > 1, коэффициент смачиваемости 屮 равен 1.
Определение высоты насадочной колонны.
Высота насадочной колонны определяется по уравнению (8.49). Принимаем расстояние от слоя насадки до крышки абсорбера 九【—1,2 м, рас- стояние от насадки до днища абсорбера 2,7 м.
Высоту слоя насадки определяем, исходя из основного уравнения мас- сопередачи (8.49).
Движущая сила внизу абсорбера на входе газа
А^б = 'н 一 F； = 0，°8 — 0,044 = 0,036 кг/кг воздуха,
вверху абсорбера на выходе газа
А% = % — У? = 0,004 — 0,0008 = 0,0032 кг/кг воздуха.
дви-дви-Так как отмошеипе AF6/AFM = 0,036/0,0032 = 11,25 > 2, среднюю жущую силу определим по формуле (8.22):
дви-
дви-
上將= 0,0136 кг/кг воздуха.
2"g綜
Коэффициент массопередачи определяется по формуле (8.53).
Для определения коэффициентов массоотдачи необходимо рассчитать ряд величин.
Мольная масса газовой фазы:
Мг = 0,12 • 17 + 0,88 • 29 = 27,56 кг/кмоль,
где 17 и 29—мольная масса соответственно аммиака и воздуха, кг/кмоль. Вязкость газовой фазы:
27,560,12“0,88 • 29
氏 一 0,104 • 10一3 十 о,О18 • IO-3 '
Иг = 0,017- 10~3 Па-с.
Здесь 0,104-10-3 и 0,018-10-3 — динамический коэффициент вязкости соответственно аммиака и воздуха при / = 20℃, Па'С.
Коэффициент диффузии NH3 в воздухе при 20 ℃ определяется по уравнению (2.39):
Рг = 0,198- IO-"4 (0,1/0,1) [(273 4- 20)/273]3/2 = 0,22- 10~4 м2/с, где Do — 0,198-10^4 м/с — коэффициент диффузии NHs в воздухе при 0℃ и 0,1 МПа.
Критерий Рейнольдса:
=6706,=6706,d 4-2- 1,14
=6706,
=6706,
80 ♦ 0,017 • IO—
т. е. режим движения газа — турбулентный Критерий Прандтля：
Ргг = 0,017* 10~3/(1,14-0,22.10~4) =0,68.
Коэффициент массоотдачи в i，】川川 фазе для регулярных насадок определяется по формуле (8.62):
% =。，怖7* 6706a74 • 0,68°'33。，2；0b = 0,042 м/с.
Выразим рг в выбранной для расчета размерности:
饱—0,042рг = 0,042 - 1,14 — 0,048 кг/(м2 • с).
Для определения коэффициента массоотдачи в жидкой фазе рассчитываем следующие величины:
(8.86)):(8.86)):1) приведенная толщина стекающей пленки жидкости 6пр (формула
(8.86)):
(8.86)):
「/[ [nf2i0,33
2) плепкн2) плепкн3)3)насадкенасадке(8.85)):(8.85)):м2/с [4,м2/с [4,модифицированный критерий Рейио.чьдса для стекающей по жидкости (формула (8.83)):
2) плепкн
2) плепкн
3)
3)
насадке
насадке
(8.85)):
(8.85)):
м2/с [4,
м2/с [4,
4-0,00407. 1000 =
80-1 - 10~3'
днффузионны访 критерий Прандтля для жидкости (формула Ргж = 1 • 1О"3/(ЮОО- 0,00183 - 10~6) = 546.
Коэффициент диффузии аммиака в воде Dж — 0,00183-10-6
с. 825].
Коэффициент массоотдачи в жидкой фазе 6氷 находим из уравнения (8-58):_б
йж = 0,0021 0,00183 ' 1Р^— 203,50,77 • 5460'51,15 • 10-4 м/с.
0,47 • Ю
Выразим В* в выбранной пая расчета размерности:
рж= 1,15- 10-4рж= 1,15- 10-4- 1000 = 0,115 кг/(м2-с).
Находим коэффициент массопередачи по газовой фазе 凡 по уравнению (8.53):
КуКу—j一110歹- =0,0333 кг/(м2-с),
Ку
Ку
0^48 + 0,115
где /и = У^./< == 0,044/0,042 = 1,05.
равна:равна:Площадь поверхности массопередачи в абсорбере по уравнению (8.47)
равна:
равна:
尸= 0,414/(0,0333 • 0,0136) =914 м2.
Высоту иасадки, требуемую для создания этой площади поверхности массопсредачи, рассчитываем по формуле (8.48):
Н = 914/(80* 2,54・ 1) = 4,5 м.
Кроме того, высоту насадки можно определить по уравнению (8.69). Число единиц перепоса находим графическим методом, вписывая ступеньки (см. рис. 8.13).
F仞九加
Рис. 8.13. Определение числа единиц переноса графическим методом (к примеру расчета насадочного абсорбера)
Для определения высоты единицы переноса (формула (8：77)) определяем:
высоту единицы переноса для газовой фазы [формула (8.80)]
務= 色?.^72 6706a25.0,68。向=0,514
где а — 8,13 — коэффициент, зависящий от вида насадки [2, с. 612];屮=1 —— коэффициент смачиваемости насадки;
высоту единицы переноса для жидкой фазы (формула (8.81))
Л2=И9.0,47 - 10~4 • 203,5°'25 • 5460*5 = 0,494 м;
удельный расход поглотителя
Z = L/G = 10,35/5,354 = 1,933 кг/кг;
средний наклон линии равновесия определяем как наклон хорды, проведенной через точки Л1 и ^ (см. рис. 8.13), ограничивающие рабочий участок линии равновесия:
У* 一 У* 0,044 - 0,0008
饱=—亠 _ —= 1,08.
Xi — %0,042 — 0,002
Высота единицы переноса:
九=0,514 +0,494 = 0,79 м.
Высота насадки:
// = 4.0,79 =3,16 м.
С запасом 25 % принимаем
ZZ = 1,25 • 3,16 == 3,95 м.
Принимаем высоту насадки // — 4,5 м, как большую величину, полученную двумя способами.
Расчет гидравлического сопротивления насадки.
Критерий Рейнольдса для газа Rer — 6706 (см. выше). Так как Re「> > 40, коэффициент сопротивлений сухой насадки определяется по формуле
九=16/6706°* = 2,75.
Сопротивление сухой насадки：
а …4,5 • 80 22- 1,14 Q1QK 口Арсух = 2,75 —° * —2 一 3135 Па.
При плотности орошения U = 14,65/3600 = 0,0041 м-^/(м2-с) гидравлическое сопротивление орошаемой насадки Арор равно: '
ДРор == ю169 0*0041 - 3135 == 15 457 Па.
Давление, развиваемое газодувкой:
Рнзб = 15 457- 1,05 = 16 230 Па,
где 1,05 — коэффициент, учитывающий потери давления, при входе газового потока в колонну и в насадку, при выходе газового потока из насадки и колонны, в подводящих газопроводах.
Рассчитанный насадочный абсорбер представлен на рис. 8.14.
В насадочных колоннах устанавливаются тарелки ТСН-3, предназначенные для питания колонного аппарата, и ТСН-2 предназначенные для перераспределения жидкости по высоте колонного аппарата, при наличии нескольких слоев насадки. Конструкции насадочных тарелок приведены на рис. 8.15 и 8.16, технические характеристики тарелок и их основные размеры в соответствии с ОСТ 26-705—79 даны в табл. 8.4 и 8.5.
Пример условного обозначения перераспределительной тарелки ТСН-2 диаметром 1600 мм из стали 12Х18Н10Т:
Тарелка ТСН-2-1600 — 12Х18Н10Т ОСТ 26 ~— 79.
То же для тарелки ТСН-3:
Тарелка ТСН-3-1600-12Х18Н10Т ОСТ 26 —— 79.
Варианты заданий для расчета абсорбционной установки. Рассчитать н спроектировать абсорбционную установку непрерывного действия.
1
S
а
Обозначение
Наименование
Кол.
Примечание
Сборочные единицы
/
Крышка колонны
1
2
Корпус колонны
1
3
Решетка
1
4
Устройство указателя уровня
1
5
Днище колонны
1
6
Опора цилиндрическая
1
• 7
Тарелка насадочная
1
8
Гильза термометра
2
9
Труба £>v80
1
Детали
10
Прокладка。1875X31825
2
Стандартные изделия
“
Болт М20Х130 ГОСТ 7798-70
136
/2
Гайка М20 ГОСТ 5915 - 70
136
13
Шайба 20 ГОСТ 11371 - 78
136
Колонна абсорбционная Чертеж общего вида
Литера
Масса
Мас шт.
JIhci
№докум-
Подпись
Дата
1:40
Разраб.
Пров.
Лист 1 Листов
Н.конт.
Рис. 8.14. Колонна абсорбционная. Чертеж общего вида.
Техническая характеристика колонны:
Таблица штуцеров
Обо- эиаче-
Наименование
Кол
Проход условный Dy, мм
Давление условное Ру, МПа
А
Вход газа
1
600
0」
£
Выход газа
1
600
0,1
В
Вход жидкости
1
80
0,12
Г
Выход жидкости
1
80
0,12
Д1-2
Люк
2
500
0,1
Мт
Для манометра
2
50
0,1
内L?
Для измерения температуры
2
50
0,1
叫
Для уравнемера
2
50
од
К
Люк
1
600
од
л
Лаз
1
500
0,1
м
Резервный
1
50
0,1
1
й и
Обозначение
Наименование
Кол.
Приме-*
Прочие материалы
14
Кольца Рашига
80X80X8 ГОСТ 17612 - 72
45 м3
Лист
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Колонна предназначена для поглощения аммиака из газовой смеси концентрацией 12 % (по объему)
Тип аппарата ——насадочный.
Давление — атмосферное.
Число решеток— 1 шт.
Среда в аппарате — токсичная, коррозионная.
Насадка — керамические кольца Рашига 80X80X8 мм.
Высота насадки — 4,5 и.
Материал — сталь Х18Н9Т.
Температура в аппарате — 45 ℃
D, мм
Fc，м2
fT，m2
ТСН-2
ТСН-3
々л，м2
мЗ/( м2-Ч)
п
Fg, м2
М3/(м2.ц)
п
Техническая характеристика тарелок
Таблица 8.4
4 6 8
000000
6 3 3
2 8 0
12 5 аа
о о о о о о о о о ю 0 2 4 6 8
11 11 11 11 11
5 0 9 0 5
8 3 3 14
7 15 0 5 ан
0 3 1 4 8 4 5 8 18 6 7 5 7 Л^1 1^ 25 4» 7^ of а а аL
7 5 2
0 13 no of а
4 7 4 4 {{J *
а а
^и ^
956500^мм^то112 12332
2000
2200
2500
2800
3,141
3,801
4,909
6,158
1,474
0,3430
300
1,936
0,4665
335
2,460
0,6070
365
3,141
0,7740
345
0,0073
180 1
8
4
0,0127
145 J
0,0313
190
10
0,0391
175
12
0,0703
190
18
6
0,1249
250
22
0,2112
280 1
240 J
26
0,3125 '
'270
30
8
0,4268
305
34
0,5589
310
38
0,7261
320
,42
Примечание. 尸,一свободное сечение тарелки； 尸т — рабочее сечение тарелки; FCJJ； —сечение слива; U — максимально допустимая нагрузка по жидкости; п — число отверстий слива жидкости.
ТСН-3
Патрубок жидкостей
R
Масса, кг, не более
D
h
Й2
无3
d
г
П
ТСН-2
ТСН-3
ТСН-2 1
ТСН-3
400
32
5
13
12
6
5,8
5,6
600
.100
21
11,5
7,4
25
800
80
24
16,5
10,7
1000
120
20
45
7
37
30
27,5
13,8
1200
61
54
8
37,0
23,5
1400
150
120
49,0
35,5
1600
ПО
96
65,0
1800
73,0
2000
180
57
95
9
156
142
107,0
68,5
2200
212
194
132,0
90,0
150
30
12
2500
200
276
254
168,0
114,0
2800
352
330
211,0
145,0
Примем
а н и я :
1. Расчет массы тарелок
произведен при плотности
стали
2- г —число зубцов, шт.; п
—число
патрубков, шт.
Продолжение табл. 8.5
D
D1
5
D3
Ds
ТСН-2 ТСН-3
ТСН-2
А
Л 1
Таблица 8.5
Основные размеры тарелок ТСН-2 и ТСН-3 (в мм)
Поглощаемое вещество: 1——аммиак нз газовой смесн при температуре 450 ℃; 2 ——сернистый ангидрид нз газовой смесн прн температуре 480 ℃; 3 — окснд углерода прн температуре 400 ℃ н давлении 0,6 МПа; 4 — пары этилового спирта; 5 — пары ацетона.
Тнп колонны: 1——насадочная (тнп насадкн выбирается в завнснмостн от свойств среды); 2 ——с колпачковыми тарелками; 3 ——с клапанными тарелками; 4 —с снтчатымн тарелками; 5 — с решетчатыми (провальными) тарелками.
Обозначения исходных данных (табл. 8.6): V——количество газовой смесн (пара), поступающей на установку, м3/с; у ——начальная обетиная концентрация вещества в газовой смеси, %; е ——степень извлечения, %;元——начальная массовая концентрация вещества в поглотителе (воде), %; п一сте-
°000°00000°000
脂 ^^м ^^
2528
320
380
480
• 245
295
380
200
195
235
130
160
260
460
560
170
320
370
165
40
-50.
1зо .
НО
160
580
190
660
185
780
220
860
500
210
210
980
260
1060
215
1170
310
1250
610
215
310
1370
1570
330
360
1450
1650
710
245
315
1770
400
1850
830
265
365
380
2000
410
2080
865
400
00
4
о о о о о 2 2 2
0000
Исходные данные для расчета абсорбционной установки
Обозначе-
Шифр
ння
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
Таблица 8.6
75
5 2 ^ о Л^-8 м
2 8
1 7
89п^о_>^ 8
5 о
1 8
о 4 6 аа2 5
1 и 9 • 2 1
6
6 8 ^ л^о_-^ ^
2 49о Q91
4 2
9 1 ^ л^-л^б ^
6 4
7 9 7о 2
9 2 2
8 2
J8
13 4 аа2 о
119 2 2
79
3 о ^ о л^-7 5
28 о 2 5о, о 6 11 11 Qv rt^ 11
Рис. 8.15. Тарелка ТСН-2:
а —диаметром от 1000 до 2800 мм; б —диаметром от 400 до 800 мм.
Рис. 8.16. Тарелка ТСН-3:
а — диаметром №0 и 800 мм; 6 — диаметром от 1С00 до 28Q0 мм
пень насыщения поглотителя (воды) газом или паром; f8H — начальная температура охлаждающей воды, поступающей в холодильник, ℃; % — температура поглотителя (воды), ℃.
Абсорбер работает под атмосферным давлением.
В установке предусмотреть (рассчитать и подобрать) иасос для подачи поглотителя, вентилятор или газодувку для подачи газовой (паровой) смеси, теплообменник и другое необходимое оборудование. Поглотитель выбирается.
Шифры исходных данных приведены в табл. 86
ГЛАВА 9
РЕКТИФИКАЦИЯ
ОСНОВНЫЕ УСЛОВНЫЕ ОБОЗНАЧЕНИЯ
尸一расход исходной смеси, кг/с;
Р — расход дистиллята, кг/с;
犷一расход кубового остатка, кг/с;
х, х — концентрация жидкой фазы соответственно в массовых и мольных — долях;
у, у — концентрация паровой фазы соответственно в массовых и мольных долях;
£ — расход жидкой фазы, кг/с;
G — расход паровой фазы, кг/с;
D — коэффициент диффузии, м2/с;
D, d — диаметр, м;
р — плотность, кг/м3;
ц——динамический коэффициент.вязкости, Па-с;
а — поверхностное натяжение, Н/м;
R — флегмовое число;
М — мольная масса, кг/кмоль;
п ——число теоретических ступеней разделения (число теоретических тарелок) ;
с — удельная теплоемкость, Дж/(кг-К)；
i — удельная энтальпия, Дж/кг;
厂— Удельная теплота парообразования, Дж/кг;
t — температура, ℃;
р ——парциальное давление компонента паровой фазы, Па;
а — относительная летучесть;
П——коэффициент полезного действия (к. п. д.);
w — скорость потока, м/с;
f — удельная поверхность, м2/м3;
Ус — свободный объем, м3/м3;
т — коэффициент распределения компонента по фазам в условиях равновесия (тангенс угла наклона равновесной линии).
Индексы: н. к ——низкокипящий компонент; в. к.——высококипящий компонент; 尸一параметры исходной смеси; Р — параметры дистиллята; 犷一параметры кубового остатка; ср — среднее значение; ж — жидкая фаза; п — паровая фаза; * — равновесное значение.
ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ
Ректификация ——массообменный процесс разделения однородной смеси летучих компонентов, осуществляемый путем противоточного многократного взаимодействия паров, образующихся
при перегонке, с жидкостью, образующейся при конденсации этих паров. “ J
Разделение жидкой смеси основано на различной летучести ; веществ. При ректификации исходная смесь делится на две j части: дистиллят — смесь, обогащенную низкокипящим компо-： нентом (НК), и кубовый остаток — смесь, обогащенную высоко- j кипящим компонентом (ВК). 。 g
Процесс ректификации осуществляется в ректификационной j установке (см. рис. 9.8) основным аппаратом которой является | ректификационная колонна, в которой пары перегоняемой жид- | кости поднимаются снизу, а навстречу парам стекает жидкость, j подаваемая в виде флегмы в верхнюю часть аппарата. j
Процесс ректификации может протекать при атмосферном ] давлении, а также при давлениях выше и ниже атмосферного.] Под вакуумом ректификацию проводят, когда разделению под- | лежат высоко кипящие жидкие смеси. Повышенное давление | применяют для разделения смесей, находящихся в газообразном | состоянии при более низком давлении. Атмосферное давление 1 принимают при разделении смесей, имеющих температуру ки- | пения от 30 до 150 °C. 1
Степень разделения смеси жидкостей на составляющие ком- | поненты и чистота получаемых дистиллята и кубового остатка | зависят от того, насколько развита поверхность контакта фаз, | от количества подаваемой на орошение флегмы и устройства 1 ректификационной колонны. 1
В промышленности применяют тарельчатые, насадочные, пле- | ночные трубчатые и центробежные пленочные аппараты. Они 1 различаются в основном конструкцией внутреннего устройства ] аппарата, назначение которого — обеспечение взаимодействия j жидкости и пара. 1
Преимущественное использование тарельчатых колонн в про- I цессах перегонки объясняется их значительно большей произ- J водительностью по сравнению с насадочными. j
При выборе ректификационной колонны для проектируемого 扌 разделения следует иметь ввиду, что тарельчатые колонны очень । малого диаметра значительно дороже соответствующих наса- j дочных колонн, однако по мере увеличения диаметра стоимость 1 насадочных колонн возрастает значительно быстрее. Приблизи- | тельно можно считать, что стоимость насадочной колонны растет | пропорционально квадрату диаметра, а колпачковой — диаметру | в первой степени. Следовательно, за пределами некоторого гра- | ничного значения диаметра использование тарельчатых колонн ] должно быть более экономичным. j
Длительный опыт промышленной эксплуатации насадочных | колонн показал целесообразность их использования при ди а-] метрах не более 0,8 м. При дальнейшем увеличении диаметра | насадочной колонны ухудшается равномерное распределение |
флегмы по насадке, образуются каналы, по которым преимущественно устремляется флегма, и эффективность колонны резко снижается.
Наиболее распространены колпачковые тарельчатые колонны, хотя в последнее время получили преимущество ситчатые, клапанные, чешуйчатые и другие более эффективные виды барботажных устройств, главным назначением которых является максимальное развитие межфазного контакта, что способствует интенсификации массообмена между парами и флегмой. Помимо этого выбор типа контактного устройства определяется и такими факторами, как экономия материала, стоимость, легкость изготовления, чистки и ремонта, стойкость к коррозии, малое падение напора при прохождении паров, широта диапазона устойчивой работы тарелки.
Типы тарелок и области их, применения указаны в табл. 9.1.
Таблица 9.1
Типы тарелок н области нк применения
Типы
Диаметры
Область применения
I —
—
—
—
—
ситчатые
ситчато-кла^ панные
клапанные; колпачковые
жалюзийноклапанные
колпачковые
От 400 до 4000 мм
От 1000 до 4000 мм
От 400 尺。
4000 мм
Для процессов, протекающих при любом давлении и стабильных режимах. Диапазон устойчивой работы тарелок——2
Для процессов, протекающих преимущественно под вакуумом и атмосферном давлении. Диапазон устойчивой работы тарелок -3—3,5
Для процессов, протекающих, преимущественно при атмосферном и повышенном давлении. Диапазон устойчивой работы тарелок —3,5
Для процессов, протекающих преимущественно при атмосферном и повышенном давлении. Диапазон устойчивой работы тарелок —4,5
Для процессов, протекающих при любом давлении и нестабильных режимах. Диапазон устойчивой работы тарелок ——4,5
Примечание, мого значения фактора чивой работы тарелок
Днапазэн устойчивой работы — отношение максимально допусти- паровой нагрузки к минимально допустимому. Область устоЙ- определяется по ОСТ 26-01-125—81
Конструкции тарелок представлены на рис. 9.12——9.14. Основные размеры колпачковых тарелок указаны в ОСТ 26-01-66—81, ситчатых, ситчато-клапанных и клапанных тарелок—в ОСТ 26-01-108—79, решетчатых тарелок — в ОСТ 26-02-2055—79.
Пример условного обозначения колпачковой тарелки колонного аппарата диаметром 400 мм, высотой сливного патрубка
280 мм, с колпачками исполнения 1, высотой прорези колпачка 20 мм, расстоянием /гд = 15 мм, из стали 08X13:
Тарелка 400-280-1-20-15-08X13 ОСТ 26-01-66-81.
То же с колпачками исполнения 2, величиной зазора К = =5 мм, из стали ВСтЗсп:
Тарелка 400-280-2-20-15-5-ВСтЗсп ОСТ 26-01-66—81.
Пример условного обозначения, колпачковой тарелки колонного аппарата диаметром 1600 мм, высотой сливного листа 535 мм, с колпачками исполнения 1, высотой прорези колпачка 20 мм, расстоянием /гд = 25 мм из стали 12Х18Н10Т:
Тарелка 1600-535-1-20-25-12Х18Н10Т ОСТ 26-01-66-81.
Пример условного обозначения решетчатой тарелки диаметром 3000 мм с шагом щелей 10 мм, изготовленной из стали 08X13 и уплотняющей прокладкой из асбестовой ткани:
Тарелка ТР3000-10-08Х13-А ОСТ 26-02-2055—79.J
Пример условного обозначения ситчатой тарелки (тип 1), исполнения 1 (неразборной), диаметром 400 мм, длиной сливного патрубка 282 мм, высотой сливного порога 30 мм, диаметр отверстия 5 мм, из стали 08X13:
Тарелка 1-1-400-282-30-5-12-08X13 ОСТ 26-01-108—79.:
Пример условного обозначения клапанной тарелки (тип 3), исполнения 3, диаметром 3600 мм, длиной сливного порога 740 мм, высотой сливного порога 25 мм, из стали 08Х22Н6Т:
Тарелка 3-3-3600-740-25-08Х22Н6Т ОСТ 26-01-108-79.
МЕТОДИКА РАСЧЕТА
Расчет ректификационной установки включает в себя опре- деление расхода дистиллята и кубового остатка, размеров ректификационной колонны и ее гидравлического сопротивления,: тепловой расчет колонны, дефлегматора, кипятильника, подо-; гревателя исходной смеси и холодильников дистиллята и кубо-; вого остатка.•；
Для упрощения расчетов принимают следующие допущения.,
Число молей пара, движущегося в аппарате снизу вверх, j одинаково в любом сечении аппарата (это количество пара об- I разуется в кубе и поступает в дефлегматор); количество сте-； кающей жидкости в верхней части колонны равно количеству 1 флегмы, в нижней ——количеству флегмы и исходной смеси. 彳
При конденсации пара на верхней тарелке и в дефлег- j маторе не происходит существенного изменения состава; еле-, довательно состав пара, уходящего из ректификационной ко- 1 лонны, равен составу дистиллята, т. е. уР =无р.|
Состав пара, поднимающегося из перегонного куба в колонну, равен составу жидкости, стекающей в куб из нижней части колонны, т. е. yw = xw-
Мольные теплоты испарения обоих компонентов равны (теплоты смешения компонентов разделяемой смеси равны нулю).
Исходная смесь подается в колонну нагретой до температуры кипения на питающей тарелке.
В процессе ректификации отсутствуют материальные потери.
Обогрев проводится глухим паром.
При расчете процессов ректификации составы жидкостей могут быть заданы в массовых или мольных долях или процентах.
Пересчет массовых долей в мольные для двухкомпонентных смесей:
(9.1)(9.1)丫 . Хл/МАу _ 元 в/“8
(9.1)
(9.1)
”-以/錫 +0-以)/% 'в— хв/Мв + (1-хв)/Мл •
Пересчет мольных долей в массовые:
(9.2)(9.2),—W , хвмв
(9.2)
(9.2)
Здесь Мл, Mb, Мсм — мольные массы компонентов и смеси, кг/кмоль.
Мольная масса смеси:
Мсм = МЛХА + Мв (1 — %)•(93)
Материальный баланс
Материальный баланс составляется для определения количеств и состава веществ, участвующих в процессах ректификации.
Материальный баланс колонны, обогреваемой паром:
尸=尸+既(9.4)
Материальный баланс для НК:
戶元f =尸元Р +к元/.(9.5)
Количество пара, поднимающегося вверх по колонне:
G = 0 + р(9.6)
Отношение количества флегмы Ф к количеству дистиллята Р называется флегмовым числом:
R = Ф/Р.(9.7)
Таким образом, количество поднимающегося пара:
G = PR + Р = Р (R + 1) М]Мр,(9.8)
где ЛГ — средняя мольная масса жидкости в верхней части колонны, кг/кмоль.
(9.9)(9.9)Количество стекающей жидкости в верхней (укрепляющей) части колонны равно количеству флегмы:,
(9.9)
(9.9)
Lb = 6 = PRMJMp*
Количество стекающей жидкости в нижней (исчерпывающей) части колонны равно количеству флегмы и поступающей на ректификацию смеси
Lh = 0 + F = PR 器+ 尸肥 (9-10)
Обозначив F/P = f, получим для исчерпывающей части колонны:
Lh = Ф + Pf = PR + Pf = Р (R + %(9.11)
Уравнение материального баланса по НК для верхней (укрепляющей) части колонны
Gy + £х2 = Gy2 + Lx,(9.12)
а для нижней части колонны
Gyt + Lx^Gy^-Lxt.(9.13)
Учитывая, что к? = у? = Кр； yi = %i=尤犷，и подставляя выражения G и L из уравнений (9.8)——(9.11), решим уравнения (9.12) и (9.13) относительно у:
для укрепляющей части колонны
g = EХ +母=几 + 8；(9Л4)
для исчерпывающей части колонны
9 =—+(9.15)
K十1 久十1 W•
Уравнения (9.14) и (9.15) —это уравнения линий рабочих концентраций для верхней и нижней части ректификационной колонны.
В уравнении (9.14) величина А = R/(R + I) представляет собой тангенс угла наклона линии рабочих концентраций укрепляющей части колонны, а отрезок, отсекаемый на оси ординат, составляет
8 =年/依 + 1).(9.16)
В уравнения рабочих линий входит R ——рабочее флегмовое, которое определяется как
R = l,3Rmin + 0,3(9.17)
или
R = (1,2 + 2,5) Rmin = P^min*(9.18)
aaРис. 9.1. Графическое определение минимального флегмового числаРис. 9.1. Графическое определение минимального флегмового числа
a
a
Рис. 9.1. Графическое определение минимального флегмового числа
Рис. 9.1. Графическое определение минимального флегмового числа
Минимальному флегмовому числу Rmin соответствует положение линий рабочих концентраций АВ и ВС (рис. 6.1, а):
(9.19)(9.19)хр~Ур
(9.19)
(9.19)
Уе xf
Графическое определение минимального флегмового числа
На рис. 9.1, а проводят прямую СЕ через точку В пересечения вертикали с линией равновесия и через точку С на диагонали, соответствующую составу дистиллята хр. Измерив отрезок Ьо, отсекаемый прямой СЕ на оси ординат, находят Rmm из формулы
'о =尤p/(Rmin + 1)， (9.20)
откуда Rmin =(Xp/bo)— 1.
工 Линия равновесия для некоторых смесей имеет такую форму, что прямая СЕ на участке CBff располагается выше линии равновесия. В этом случае прямую СЕ надо провести через точку С как касательную к линии равновесия (рис. 9.1,6).
9・2.3・ Графическое определение рабочего флегмового числа
Оптимальное рабочее флегмовое число R предложено находить по минимальному значению N(R+1), полагая, что это произведение пропорционально объему ректификационной колонны (N ——число ступеней изменения концентрации или теоретических тарелок).
Задавшись различными коэффициентами избытка флегмы р, определим соответствующие флегмовые числа R. По формуле (9.20) рассчитываем величину Ь; графическим построением ступеней изменения концентраций между равновесной и рабочими
Рис. 9.2. Определение оптимального рабочего флегмового числа
линиями на диаграмме у ——х находим N и далее N(R+ 1). Построение рабочих линий и ступеней изменения концентраций выполняется для каждого заданного коэффициента избытка флегмы и рассчитанного флегмового числа. Ре
зультаты вычислений и построений представлены на рис. 9.2 (вычисляются R, b, N、N(R + 1) при различных значениях р). Минимальное произведение N(R+1) соответствует оптимальному рабочему флегмовому числу.
Построение диаграмм
Для неидеальных смесей диаграммы могут быть построены только на основании опытных данных [2; 4; 11].
Для идеальных смесей диаграммы можно построить путем расчета, исходя из значений давлений паров чистых компонентов Рн. к и Рв. к при различных температурах [4, рис. XIV]. Для этого можно воспользоваться уравнением
Робщ = Ри. К + Рв. К = РН. К% + Рв. К (1 —无)*(9.21)
Решив от относительно х, получим:
х= Р°6喚 к(9.22)
产H. k 一产B. k
Таким образом, выбрав ряд температур (в пределах между температурами кипения чистых компонентов), можно вычислить состав жидкости, кипящей при данной температуре. Далее, определив парциальное давление НК по формуле
Ри. к = Рн. к%,(9.23)
находим состав паров:
У ~ Рн. к/Р = Рн. к%/Робш-(9.24)
Данные расчета сводятся в табл. 9.2 (для примера приведены данные расчета равновесия смеси бензол ——толуол).
Построение кривой равновесия пара и жидкости на диаграмме х — у показано на рис. 9.3. На осях откладывается максимальная концентрация низкокипящего компонента (в данном случае бензола) в паровой уь и жидкой Хб фазах (100 %),; строится квадрат. Через полученную точку А и начало коорди- j нат 0 проводим вспомогательную линию ——диагональ ОА. Кри-《 вую равновесия строим в заданном масштабе по %б и уб при | 2521
Т а б л и ц а 9.2
Расчет равновесного состава жидкости и пара смеси бензол — толуол
f ,℃
°н. к
к
“ ^общ~^в. к
У = Рн. К*/Ро6щ
-Ph.k — F
в. к
мм рт. ст-
мольные доли
760—300
760- 1
80,2
760
300
760—300 ~
1
760 — 1
760-333
■ 852 • 0,823
84
852
333
852-333 —
0,823
760— ОЗ
760—380
957- 0,659
88
957
380
957—380 —
0,659
760-a830
760-432
1078-0,508
92
1078
432
1078-432 —
0,508
76020
760-493
1204-0,376
96
1204
493
1204—493一
0,376
760 -沟
760—559
1344-0,256
100
1344
559
1344-559 —
0,256
760—
760—626
1495 - 0.155
104
1495
626
1495-626一
0,155
760-0w
760—705
1659 - 0,058
108
1659
705
1659-705 —
0,058
760—0J28
760—760
1748-0
110,4
1748
760
1748-760 —
0
760
различных температурах (см. табл. 9.2). На пересечении перпендикуляров, восстановленных из точек хь ди х2, ,2； %з, Уз； ...,получаем точки Ль Ла, 4з, ... Соединяя эти точки плавной линией, получаем кривую равновесия. Если линия равновесия лежит выше диагонали, то пары обогащены низкокипящим компонентом. Чем ближе линия равновесия к диагонали, тем меньше разница составов пара и жидкости и тем труднее разделяется смесь при ректификации.
График изменения составов жидкости и пара от температуры f ——х ——у строится следующим образом (рис. 9.4). В соответствии с табл. 9.2 отложим на оси ординат температуры кипения чистых компонентов £』и % (Л — бензол, В — толуол) и температуры кипения /1,勾，^з, • • •, соответствующие составам жидкой фазы хь %2, хз, ••• Восстановим из этих точек перпендикуляры и, соединив точки 41, Д2, 4з, ••• плавной линией, получим кривую ВЛ 1Л2^з •…4 ——линию кипения жидкости. Затем на оси абсцисс откладываем составы паровой фазы /л, у?, Уз, рав-
Рис. 9.3. График построения кривой равновесия
Рис. 9.4. Диаграмма t~x—y
новесной с данной кипящей жидкостью, и проводим перпендикуляры до пересечения с линиями, проведенными через Л, /2» ",•…“Соединив точки пересечения Вь В2, В3, ..., В плавной линией, получим кривую BBiB2B3.,. А — линию конденсации. С помощью этого графика можно определить температуру жидкости и пара любого состава и наоборот, найти составы жидкости и пара при заданной температуре. Например, для определения температуры кипения исходной смеси проводим вертикаль из точки Xf, соответствующей концентрации исходной смеси по низкокипящему компоненту, до пересечения с линией кипения жидкости в точке А7. Из точки /V опускаем перпендикуляр на ось у и находим значение температуры кипения ^.
Построение линий рабочих концентраций, графическое определение числа теоретических и действительных тарелок, числа единиц переноса
Чтобы определить количество тарелок или число единиц переноса, надо графически изобразить линии рабочего процесса в колонне. Колонну непрерывного действия от места ввода исходной смеси делят на две части: верхняя часть колонны называется укрепляющей, а нижняя часть — исчерпывающей. Для каждой части колонны существует уравнение, характеризующее соотношение концентрации паровой и жидкой фаз, которое называется уравнением рабочей линии колонны.
Для укрепляющей части колонны уравнение линии рабочих концентраций определяется соотношением (9.14), в котором выражение R/(R + 1) есть тангенс угла наклона линии, а отрезок, отсекаемый линией на оси у» определяется зависимостью b = Хр/ (R + 1).
Рис. 9.5. Построение линий рабочих концентраций укрепляющей и исчерпывающей части колонны
Для построения линий рабочих концентраций укрепляющей и исчерпывающей части колонны откладываем на оси абсцисс точки 4, В, С (рис： 9.5), соответствующие составам кубового остатка исходной смеси Хр и дистиллята Хр, проводим "срез точки
4 и С вертикали до пересечения с диагональю и получаем точки 4 и &・ Откладываем на оси ординат отрезок OD, длина которого определяется соотношением b == хР/(R + 1). Через точки С] и Q проводим прямую &D, а через точку В ——вертикаль до пересечения с линией &D и получаем точку Вь Соединяем точки 4 и Bi линией АХВХ. Отрезок С^! — линия__рабочих концентраций укрепляющей части колонны, отрезок А\В\ — линия концентраций исчерпывающей части колонны.
Число теоретических тарелок найдем путем построения сту- пен^атой линии между линией равновесия и линиями рабочих концентраций в пределах от xw до хР (рис. 9.5). Если в пределах указанных концентраций не вписывается целое число ступеней, то число теоретических тарелок, соответствующих по- следней неполной ступеньке, равно отношению отрезка 4К, ограничивающего неполную ступеньку, к вертикальному отрезку ST между рабочей линией и линией равновесия, проведенному через середину основания неполной ступеньки. Так, для процесса, графически представленного на рис. 9.5, отношение Х^/^Т~= 0,85 и число теоретических тарелок составляет 2,85f
Графическое определение числа действительных тарелок с использованием кинетической кривой показано на рис. 9.6. Для построения кинетической кривой проводят на %——^-диаграмме, ряд вертикальных прямых. Полученные между линиями рабочих концентраций и кривой равновесия.отрезки делим в отношении Е — ету. Через найденные при этом точки Вь В2, Вз и т. д. проводят линию, называемую кинетической кривой. Число тарелок найдем путем построения ступенчатой линии между кинетической кривой и линиями рабочих концентраций от Хр до %f и от Хр до %цл Общее число тарелок в колонне равно сумме числа тарелок в верхней укрепляющей и нижней исчерпывающей частях колонны.
н
Относительный коэффициент обогащения Е, представляющий собой отношение изменения мольной концентрации НК на тарелке к изменению мольной концентрации этого компонента, необходимому для достижения равновесия между паром и жидкостью на тарелке, находят по формуле (8.99). Число единиц переноса* По на тарелку определяется по уравнению (8.98), причем числа единиц переноса в паровой фазе пу й в жидкой фазе Их для колпачковых и ситчатых тарелок можно найти по формулам
® =粤(0,79 Re” + 11000)^^ 空.(9.25)
38000 兴以伊4产(9.26)
Здесь Dn и £>ж — коэффициенты диффузии пара и жидкости, м2/с; Ren —— критерий Рейнольдса для пара, рассчитанный по скорости пара в свободном сечении колонны.
Величина / в формуле (8.98), равная отношению количества жидкости, стекающей вниз по колонне, к количеству парового потока, поднимающемуся вверх по колонне, определяется по следующим формулам:'
для укрепляющей части колонны
/ = 6/(Р + 0) = R/(R + 1)；(927)
для исчерпывающей части колонны
/ = (R + f)/(R + l),(9.28)
где f = F/P.
Графическое построение числа единиц переноса показано на рис. 9.7. Методика построения приведена в гл. 8.
Определение к. п. д. тарелки
По литературным данным к. п. д. тарелки изменяется в пределах т} = 0,2 4- 0,9. При выборе значения к. п. д. тарелки можно пользоваться обобщенным графиком [8, рис. 90] зависимости к. п. д. от произведения относительной летучести а на динамический коэффициент вязкости 卩(в мПа-c) перегоняемой смеси.
(9.29)(9.29)Относительную летучесть определяют по формуле
(9.29)
(9.29)
а = Р〃Рв，
где рл, рв — давление насыщенного пара низкокипящего и высококипящего компонента 卩ри одной температуре, Па.
Известны также другие зависимости для вычисления а:
аа— у 1— у 1(9.30)(9.30)
а
а
— у 1
— у 1
(9.30)
(9.30)
(9-31)(9-31)257257
(9-31)
(9-31)
257
257
lga = (АТ/Т) (3,99 + 0,001937).
9 И. Л. Иоффе
Здесь х, у ——мольное содержание низкокипящего компонента в жидкой и паровой фазах, доли; АТ ——разность температур кипения компонентов, К； Т—температура кипения смеси, К.
.Динамический коэффициент вязкости смеси неассоциированных жидкостей определяется по формуле (2.14).
Относительная летучесть а, динамические коэффициенты вязкости смеси цсм и отдельных компонентов определяются при температурах кипения дистиллята, исходной смеси и кубового остатка. Далее находится произведение ац и выбирается значение к. п. д. для тарелки питания, верхней и нижней тарелки колонны.
В расчете используется среднее значение к. п. д. тарелки, которое определяется как среднее арифметическое:
ПсР = m + 小 + Пз)/з,(9.32)
где пз т)2, Цз ——к. п. д. соответственно тарелки питания, верхней и -нижней тарелки колонны.
Определение объемов и объемных скоростей пара и жидкости, проходящих через колонну
Средняя плотность жидкости：
Рср ― Рнк土ср + Рвк (1 一 土Ср).(9.33)
Здесь хСр ——средняя массовая концентрация НК в жидкости, которая определяется следующим образом:
для верхней части колонны
%.ср=(4+年)/2；(934)
для нижней части колонны
元 н.ср = (无/ +元 f)/2(9.35)
Плотности НК иВК в формуле (9.33) необходимо выбирать при средней температуре /Ср в нижней и верхней частях колонны:
% ср =(% + 7)/2； % ср = 0F + fp)/2・.(9・36)
Средняя плотность пара:
Мер* 273，
Рср- п = 22,4 (273 + /ср) '(А")
Средняя мольная масса пара:
Мер* и = МнкУср + Мвк (1 — Уср).(9.38)
(9.39)(9.39)Здесь уср — средняя мольная концентрация НК в парах, которая для верхней части колонны определяется как
(9.39)
(9.39)
”• cp = (yp + ?F)/2,
а для нижней части колонны
外.ср = (^+М/2-
Объемная скорость пара в колонне:
P(R+ 1) • 22,4 (273+ %р)九=Мер - 273•
Максимальная объемная скорость жидкости:
в верхней части колонны на верхней тарелке
Ухв = £в/рв. ср；
в нижней части колонны на тарелке питания ^ХН — £ц/Рн. ср-
(9.40)(9.41)(9.42)(9.43)(9.40)(9.41)(9.42)(9.43)Определение диаметра колонны и скорости пара
(9.40)
(9.41)
(9.42)
(9.43)
(9.40)
(9.41)
(9.42)
(9.43)
по уравнениюпо уравнению[22,4(? (273 + f))/(273 ■ ЮР)=(〃此/4)%,[22,4(? (273 + f))/(273 ■ ЮР)=(〃此/4)%,(9.44)(9.44)Скорость пара и диаметр ректификационной колонны определяется также, как для абсорберов ——см. гл. 8. Диаметр барботажных и поверхностных аппаратов может также определяться
по уравнению
по уравнению
[22,4(? (273 + f))/(273 ■ ЮР)=(〃此/4)%,
[22,4(? (273 + f))/(273 ■ ЮР)=(〃此/4)%,
(9.44)
(9.44)
…трмпрпятуоа паоа ℃• Р—рабочее давление в колонне, МПа; G—расход пара, РКмадь/с; %； — Диаметр колонны, м; ®п - скорость пара, м/с.
Допустимая скорость пара в колоннах:
(9.45)(9.45)(9.46)(9.46)с колпачковыми тарелками (в см/с)
(9.45)
(9.45)
(9.46)
(9.46)
% = (1.52/42) [R/(R + I)]0'33 "(P^Pn) К
с ситчатыми тарелками (в м/с)
®п =(0,03б/4тв) УШ^Р?
Здесь Н ——расстояние между тарелками, см; "士—расстояние между тарелками, м; do ——диаметр колпачка, см; 4отв ——диаметр отверстия, м.
соответственно по формуламсоответственно по формуламСкорость пара в насадочных ректификационных колоннах определяется по уравнениям (8.24)——(8.30) при Л =——0,125, массы жидкости и пара в верхней и нижней частях колонны —— (9.8) —(9.11).
соответственно по формулам
соответственно по формулам
насадочных' ректификационных ко- как и абсорбционных колонн —насадочных' ректификационных ко- как и абсорбционных колонн —Расчет высоты колонны
насадочных' ректификационных ко- как и абсорбционных колонн —
насадочных' ректификационных ко- как и абсорбционных колонн —
Высота тарельчатых и лонн определяется также, см. гл. 8.
Высота насадки, эквивалентная одной теоретической тарелке:
『28 (時户”电户(器)口量广х х迫(品)/(1-唸)，(MD
Тепловой бвланс ректификационной колонны
“Тепловой баланс ректификационной колонны непрерывного действия с дефлегматором составляется для определения расхода греющего пара на процесс ректификации.
Приход теплоты:
с исходной смесью
Q1 =尸 с?%；(9.48)
с флегмой.
Q2 = ^^t^(9.49)
с греющим паром
Qs — Gr, п/г. п.(9.50)
Расход теплоты:
с кубовым остатком
Q《=取 С/%;(9.51)
с парами низкокипящего компонента из колонны
Q5 = Gin；(9.52)
с конденсатом греющего пара
Qg = Gr. п^к?(9.53)
потери теплоты в окружающую среду QnoT.
Таким образом,
G「. /. п + Fcf'f + 0c0‘0 = «^V% + @п + G「niK + Qn0T. (9.54)
Подставив в уравнение (9.54)
A = P + ir； G = P(R + 1)； ф = PR, получим
Q = G「. “(Q n — %) = w (cwtw - cFtF) + PR% + P(ia-cFtFj+ Qn0T.
(9.55)
Расход греющего пара в кубе
仇・ п к Q/(/「. п — /к).(9.56)
Расход греющего пара на нагревание исходной смеси в подогревателе:
斗.п = Quarp，= FCf (% — 幻，•(9,57)
Расход охлаждающей воды в дефлегматоре:
-& = P(R +l)「p/(%Af).(9.58)
Расход охлаждающей воды в холодильнике дистиллята:
% = &p (仇一旬/&A小(9.59)
Расход охлаждающей воды в холодильнике кубового остатка: @" =呼州G/一 f吃)/但A斗(9.60)
Теплота парообразования флегмы гф равна теплоте парообразования дистиллята гР.
Энтальпия паров, низкокипящего компонента, выходящих из колонны
'n = Q + c@Q =^р + cptp.(9.61)
В справочных таблицах обычно приводятся значения теплоемкостей с и теплот парообразования г только для чистых веществ поэтому для смесей пользуются правилом смешения:
с ^3 снкх + Свк (1 —无)；(9.62)
厂=厂нк% + Гвк (1 — X).(9.63)
Если сиг отнесены к единице массы, то % выражается в массовых долях; если сиг отнесены к единице количества вещества ——кмоль, то х выражается в мольных долях.
Температуры исходной смеси, кубового остатка и дистиллята берут из диаграммы t ——х, у.
9.3. ПРИМЕР РАСЧЕТА ТАРЕЛЬЧАТОЙ
РЕКТИФИКАЦИОННОЙ КОЛОННЫ
Схема непрерывнодействующей ректификационной установки представлена на рис. 9.8.
Исходная смесь из промежуточной емкости 13 центробежным насосом 12 подается в теплообменник 1, где подогревается до температуры кипения насыщенным водяным паром. Нагретая смесь поступает на разделение в ректификационную колонну 2 на тарелку питания (верхнюю тарелку исчерпывающей части колонны), где смешивается с флегмой из укрепляющей части колонны. »
Стекая вниз по колонне жидкость взаимодействует с поднимающимся вверх паром, образующимся при кипении кубовой жидкости в кипятильнике 11. В результате этого из жидкости удаляется легколетучий компонент.
Пар, обогащенный НК, поднимается вверх по колонне и поступает в дефлегматор 3. Из дефлегматора сконденсировавшийся пар поступает в распределительный стакан 4, где конденсат разделяется на два потока: одни (флегма) возвращается на орошение колонны, второй (дистиллят) поступает в холодильник дистиллята 5 и далее в промежуточную емкость 7.
Из кубовой части колонны непрерывно отводится кубовый остаток —— продукт, обогащенный ВК, который охлаждается в теплообменнике 6 н направляется в емкость 9.
Подогреватель исходной смеси и кипятильник обогреваются насыщенным водяным паром, образовавшийся конденсат возвращается на ТЭЦ.
4
©
1
19
乃 16 /7
10弘 〃疗
2彳
©
口
Y-抬 ■■力6 Y-仞
4 <?金势
历办
Q
I I
Y
〃22
20 5
Приооры местное
ЩитnpubopoS
为 20 21 22
Обозначение
Наименование
Приме-чание
Теплообменник колонна ректификационная
Дефлегматор |Распредепнтспьнь启 стакан
Хоподнльннк днстнплята
Теппообменннк
Сборник дистиллята
Насос нентробакнь 巾
Сборннк кубового остатка। Насос центробежной
Кипятильник
Насос центро6е*нмК Сборник “сходной смеем
—
Установка ректафикационная Технологическая схема с КИП и. А
Л нт
Масса
Мас шт.
Пзм.
Лист
№ докум
Подпись
Дата
—
亠
Разраб.
Пров.
Лист J Листов
Н. КОНТ.
Условное обозначение
Наимшоваиие среды в трубопроводе
Буквенное
Графическое
-1.6 —
Вода оборотная
-1.8 —
Конденсат
—上0
Вода сточная
—2.2 -
Пар насыщенный
2.9
Пар из колонны
—3.1 -
Воздух атмосферный
—Z9」一
Исходная смесь
—7.9.2—
如стнппят; флегма
—7.9.3 —
Кубовый остаток
JIhci
JTkct
№ докум.
Подпись
Дата
Рис, 9.8, Установка ректификационная. Технологическая схема с КИП и А
Охлаждающая вода нагревается в холодильниках и дефлегматоре и поступает для охлаждения на градирню. После охлаждения вода возвращается в цикл.
В рассмотренной схеме не учитывается возможность рационального использования теплоты.
Схема автоматизирована. Основными регулируемыми параметрами являются: 1) состав жидкости в верхней и нижней частях колонны； 2) расход и температура исходной смеси; 3) давление в верхней части колонны; 4) темггература и уровень жидкости в кубе.
Стабилизация состава жидкости в верхней части колонны осуществляется путем изменения расхода флегмы, в нижней части колонны ——расходом греющего пара.
Расход исходной смеси стабилизируется при помощи регулятора расхода. Диафрагма и исполнительное устройство этого регулятора устанавливаются до теплообменника, так как после нагрева исходной смеси до температуры кипения поток жидкости в теплообменнике содержит паровую фазу, что нарушает работу диафрагмы и исполнительного устройства.
Если исходная смесь поступает в колонну с меньшей температурой, чем температура кипения, то ее нужно подогреть парами, идущими из нижней части колонны. Конденсация паров при этом увеличивается,' что нарушает весь режим процесса ректификации. Поэтому температуру исходной смеси стабилизируют изменением расхода пара, подаваемого в подогреватель /.
Стабилизация давления в верхней части колонны необходима не только для поддержания заданного состава целевого продукта, но и для обеспечения нормального гидродинамического режима колонны. Давление стабилизируется путем изменения подачи охлаждающей воды, подаваемой в дефлегматор.
При уменьшении температуры жидкости в кубе при помощи регулятора температуры увеличивается расход пара в кипятильнике. Уровень жидкости в кубе стабилизируется путем изменения расхода кубового остатка.
Схемой предусмотрена стабилизация уровней жидкости в сборниках.
В процессе ректификации контролируются расходы, давления, температуры технологических потоков при помощи контрольно-измерительных приборов (КИП).
Задание на проектирование. Рассчитать ректификационную колонну непрерывного действия для разделения бинарной смеси метиловый спирт —— вода по следующим данным:
производительность по исходной смеси 尸=1,4 кг/с;
содержание легколетучего компонента (в % (по массе)); в исходной смеси хр — 40, в дистилляте 工=98,5, в кубовом остатке 土取=1,5;
давление в паровом пространстве дефлегматора 0,1 МПа;
тип ректификационной колонны ——тарельчатая; тип тарелки ——ситчатая с переливными устройствами；
исходная смесь перед подачей в колонну нагревается до температуры кипения насыщенным водяным паром давлением 0,4 МПа.
Материальный баланс колонны и определение рабочего флегмового числа.
Производительность колонны по дистилляту 尸 и кубовому остатку U7 определяем из уравнений материального баланса колонны:
1,4=戶十取；
1,4 • 0,4 = Р • 0,985 十 / ■ 0,015.
Отсюда находим
尸=1,4 — 0,84 = 0,56 кг/с.
(nHHOlro-SOHHO 洛hexHeHIXad so^hqlfadw bahQed-^ss^^s^ ^SH«ac«b a5x^ «хх«ч«««асо -0- 6 QHd ss X rtbaxco О^ОМОЧХЬ«Е HQ&WQ BHH9UHH dAIEdeuxah агшиам *6 JHd(nHHOlro-SOHHO 洛hexHeHIXad so^hqlfadw bahQed-^ss^^s^ ^SH«ac«b a5x^ «хх«ч«««асо -0- 6 QHd ss X rtbaxco О^ОМОЧХЬ«Е HQ&WQ BHH9UHH dAIEdeuxah агшиам *6 JHd
(nHHOlro-SOHHO 洛hexHeHIXad so^hqlfadw bahQed-^ss^^s^ ^SH«ac«b a5x^ «хх«ч«««асо -0- 6 QHd ss X rtbaxco О^ОМОЧХЬ«Е HQ&WQ BHH9UHH dAIEdeuxah агшиам *6 JHd
(nHHOlro-SOHHO 洛hexHeHIXad so^hqlfadw bahQed-^ss^^s^ ^SH«ac«b a5x^ «хх«ч«««асо -0- 6 QHd ss X rtbaxco О^ОМОЧХЬ«Е HQ&WQ BHH9UHH dAIEdeuxah агшиам *6 JHd
Для дальнейших расчетов необходимо концентрации исходной смесн, дистиллята н кубового остатка выразить в мольных долях:
'尤——64/32—
尸—0,4/32 + (1 -0,4)/18 ~*
где 32; 18 — соответственно молекулярные массы метилового спирта н воды, кг/кмоль.
Аналогично найдем: хр = 0,973:尤犷=0,0085.
На основании справочных данных о температурах кипения, равновесных составах жидкости н пара при 0,1 МПа для рассматриваемой бинарной смесн строят кривую температур кипения смесн (рнс. 9.9) н кривую равновесия в координатах х — у (рнс. 9.10).
На диаграмме (рнс. 9.10) наносит точку 4 с координатами xw = yw =^ =0,0085 н точку С с координатами хр — ур = 0,973, а на кривой равновесия точку 5’ с абсциссой xf = 0,273. Из точки С через точку 5’ проводят примую до пересечения с ординатой диаграммы. На осн ординат отсекается отрезок, равный Втах = 0,515.
Так как
^=^/(^+…
то
2 礬守=。,89.
Минимальное флегмовое число Вт)п можно определить по формуле .—0,973 -0,643 "mm — 0,643 — 0,273 —"阻
где yF = 0,643 (см. рис. 9.10).
В соответствии с рекомендациями (формула (9.18)) принимаем коэф цнент избытка флегмы 6 = 1,7.
Рабочее флегмовое число:
R = 1,7 • 0,89 = 1,5.
Тепловой баланс.
остатка.остатка.Для выполнения тепловых расчетов определим температуры кипения н теплоемкости исходной смесн, дистиллята н кубового
остатка.
остатка.
на осн абсцисс наносим состав смесн xf = 0,273 и дистиллятана осн абсцисс наносим состав смесн xf = 0,273 и дистиллятаДля определения температур кипения кубового остатка Xw = 0,0085, исходной хр = 0,973. Из полученных точек проводим вертикальные примые до пересечении с кривой температур кипения (соответственно точки 4, В н С). Из этих точек проводим горизонтальные прямые до пересечения с осью ординат. Температуры кипения в соответствующих точках пересечения имеют следующие значения: для кубового остатка /犷=99 °C, для исходной смеси £尸= ~ 78 ℃, для дистиллята tp — 65 °C (рнс. 9.9).
на осн абсцисс наносим состав смесн xf = 0,273 и дистиллята
на осн абсцисс наносим состав смесн xf = 0,273 и дистиллята
Теплоемкости метилового спирта при 65; 78 н 99 ℃ соответственно равны 2700; 2780 и 2910 Дж/(кг-К); дли воды при тех же температурах теплоемкость практически постоянная и равна 4190 Дж/(кг-К) [4].
Теплоемкости исходной смеси, дистиллята и кубового остатка, представляющих смесь метилового спирта н воды, определяются по формуле (2.21):
匸尸=2700 • 0,985 + 4190 - 0,015 = 2723 Дж/(кг ♦ К)； с旷=2910 • 0,015 + 4190 • 0,985 = 4174 Дж/(кг ■ К)；
сР ~ 2780 • 0,40 + 4190 • 0,60 = 3630 Дж/(кг • К).
Определяем теплоту парообразования флегмы прн f = 64 ℃: гф = 1100,8 - 0,985 + 2347,5 (1 — 0,985) = 1119,5 кДж/кг = 1119,5 • 103 Дж/кг, где г = 1100,8 кДж/кг — удельная теплота парообразования метилового спирта прн ^ = 64 ℃; г = 2347,5 кДж/кг — удельная теплота парообразова' ния водяного пара.
Энтальпия пара, выходящего из колонны определяется по формуле/п = 1119,5 • 103 + 2723 -64== 1 293 772 Дж/кг.
Потери теплоты принимаем равными 3 % от ее расхода в кубе.
Расход теплоты в кубе колонны с учетом тепловых потерь определяем по формуле (9.55):
Q = 0,84 (4174 • 99 - 3630-78)+ 0,56」,5 • Ш9,5 • 103 +
+ 0,56 (1 293 772 — 3630- 78) + 0,03Q;
Q= 1 665 573,2 Вт.
Расход греющего пара в кубе колонны:
Gr.n = 1 665 573,2/(2 ⑷• 103 - 0,95) = 0,82 кг/с.
Принимая повышение температуры воды в холодильниках на 20 ℃, определяем расход воды: в дефлегматоре
0=0,56(1 + 1,5) 1119,5- 103/(4190 - 20) = 18,7 кг/с;
в холодильнике дистиллята
G" = 0,56 • 2723 (64 一 30)/(4190- 20) = 0,62 кг/с;
в холодильнике кубового остатка .G'〃 = 0,84 -4174 (99 一 30)/(4190- 20) = 2,9 кг/с.，
Общий расход воды равен:
Св = 18,7 + 0,62 + 2,9 = 22,22 кг/с.
Технологический расчет.
Определение объемов пара и жидкости, проходящих через колонну.
Сначала определим мольные массы жидкостей и паров, средние мольные н массовые концентрации жидкостей н паров в колонне.
Средний мольный состав жидкости: в верхней части колонны хср, в = (0,973 + 0,273)/2 = 0,623;
в нижней части колонны
%р. н = (0,273 + 0,0085)/2 = 0,14.
Средний массовый состав жидкости: в верхней части колонны хср, в = (0,985 + 0,40)/2 = 0,692;
в иижней части колонны
元ср. н = (0,40 + 0,015)/2 = 0,2075.
Средняя мольная масса жидкости: в верхней части колонны 加в = 32* 0,623 + 18-0,377 — 26,72 кг/кмоль；
в нижней части колонны
Мн = 32 • 0,14 + 18 • 0,86 = 20 кг/кмоль,
Мольная масса: дистиллята
Л1р = 32 • 0,973 + 18 (1 — 0,973) = 31,62 кг/кмоль;
исходной смеси
乂尸=32 ■ 0,273 +18(1-— 0,273) — 21,82 кг/кмоль；
кубового остатка
Му = 32 • 0,015 + 18 (1 — 0,015) — 18,21 кг/кмоль.
Средний мольный состав паров: в верхней части колонны Уср. в ― (0,973 + 0,553)/2 — 0,763;
в нижней части колонны
рср. н = (6553 + 0,0085)/2 = 0,28.
Средний мольиаи масса паров: в верхней части колонны Мв = 32 • 0,763 +18(1— 0,763)'= 28,68;
в нижней части колонны
Мн = 32 • 0,28+ 18(1 —0,28) = 21,92.
Средняя плотность жидкости: в верхней части колонны
Рв = 743,6 - 0,6925 + 977 (1 一 0,6925) = 815,4 кг/м3； в нижней части колонны
Рн == 727 ♦ 0,2075 + 966 (1 — 0,2075) = 916,4 кг/м3,
где 743,6 и 977 — плотности соответственно метилового спирта и воды при & = (64 + 78)/2 = 71 ℃; 727 и 966 — плотности соответственно метилового спирта и воды при /ср = (99 + 78)/2 — 88,5 ℃ [4]. •
Средния плотность пара： в верхней части колонны
—28,68273
Pep. в = 22 4 ' 273 + 71 = L°'6 кг/м3;
в иижией части колонны
21,92273…с一
Рср・ н = к.
Массовый расход жидкости: в верхней части колонны
Дв =^ 0,560 - 1 (5 - 26,72/31,62 = 0,71 кг/с;
В нижней части колонны
蟲=0,552 - 1,5 ^^ + 1,39 ^^ - 1,8 кг/с.
Массовый поток пара: в верхней части колонны
Ов = 0,560 (1,5+ 1) 28,68/31,62= 1,27 кг/с；. в нижней части колонны
6Н = 0,560 (1,5+ 1)21,92/31,62 = 0,97 кг/с.
Расчет скорости пара и диаметра колонны.
Диаметр колонны определяется по формуле (8.31). Предельно допустимая скорость паров в колонне с ситчатыми тарелками находится по формуле (8.41).
Для верхней и нижней части колонны предельная скорость пара равна:
%. Пр = 0Q5 “915矶诃=1,42 м/с; ^н. пр = 0,05 “916,4/0,739 = 1,76 м/с.
В соответствии с рекомендациями рабочую скорость паров в колонне определяем по формуле
Wp = 0,85 侬 цр.
Рабочая скорость паров в верхней и нижней части колонны соответственно равна:
wp. в — 1,42 * 0,85 = 1,2 м/с; &ур. н = 1,76 ■ 0,85 = 1,5 м/с.
Ориентировочный диаметр верхней н нижней части колонны:
Db = V4 - 1,27/(3,14 - 1^2 • 1J16)- =1/5 м;
4 = “4 • 0,97/(3,14」,5 • 0,739) = 1,06 м.
Тогда
4р = (М5+f,06)/2= fj м.
Принимаем ректификационную колонну с диаметром в верхней и нижней части, равным 1200 мм. При этом действительная рабочая скорость пара при средней скорости паров др = (1,2 + L5)/2 = 1,35 м/с будет равна:
аур= 1(35(1,1/1,2)2-= 1,134 м/с.
По ОСТ 26-01-108一79 для колонны диаметром 1200 мм выбираем ситчатую однопоточную тарелку ТС-Р со следующими конструктивными размерами: диаметр отверстий в тарелке 8 мм; шаг между отверстиями 16 мм; свободное сечение 1,13 м2; высота переливного порога 40 мм; ширина переливного порога 0,722 м; рабочее сечение тарелки 1,01 м2; периметр слива 0,722 м; сечение перелива 0,061 м; относительное свободное сеченне тарелки 14,1 %,
Скорость пара в рабочем сечении тарелки:
0,785/)20,785 • 1,22
侬т =q [ J34—= 1,27 м/с.
11
Расчет высоты ректификационной колонны.
Для определения высоты колонны необходимо рассчитать число действительных тарелок (формула (8.88)). Для определения числа теоретических тарелок на диаграмме х ——у (рис. 9.10) построим линии рабочих концентраций укрепляющей и исчерпывающей части колонпы. На оси ординат откладываем отрезок OD, величина которого определяется по формуле (9.16):
而=b = 0,973/(1,5+ 1) = 0,39.
На оси абцисс наносим состав кубового остатка х^ = 0,0085, исходной смеси %f — 0,273 и дистиллята хР = 0,973. Из точек 尤取 н хР проводим вертикальные прямые до пересечения с диагональю (точки Л и С). Проводим прямую через точки D и С. Из точки xF проводим вертикальную прямую до пересечения с прямой DC (точка В). Соединим точку" А с точкой В. Отрезок АВ —-линия рабочих концентраций исчерпывающей части колонны. Отрезок ВС—линия рабочих концентраций укрепляющей части колонны. Число теоретических тарелок находим путем построения ступенчатой линии между линией равновесия и линиями рабочих концентраций в пределах от
jj
•Hoy
I
w
I
I
I
E
I
00
2
00
2
8
о
00 g
i
11 ||I 号翳
I
8
j
I I 氈
i
8
X
■ЕОЦ
z
9
z
00
6
о
z
xbvkIoo
1
«ное
1SH2X д^«ьу|ч«х&й^ .«
oa—xolrodBI OTHh .2
•KBHHOHEOddox -кфв?во«оь|^ьяаяккя я Я5а^ .9 ? 工 га таахйафеЕФН ・g •BLIWо — знноуохв ^ХВФЕ-ОЯ^ w
•Q^ux ^-^ —НОЩЕО «OBtf-оиои OK дноовдчщ^хй-оотхоас -эт .«зй?^хо|«няаяккя UHJ ・а •COUTOS %HQHTIedJHahHOX W5ra
— Id Hu«згаочЕФЕ SQOSU «Вшщ5«ттаа «§ MSO?«B.msrt«ae ЯВВОЕ-O^ 二
•EEHaoJ3mgoMcaidah •венноннвхнфнхза sx^^cx6 ・Hd
-e1sl一HAXC口。N- JUMU一 He1s'一
3
5
5
2
5
3
2
3
5
5
2
5
S'
5
員, f|i
T
E
T
Z
G
e
5
3
吕迪
V
H
J
2
a
7
7 7 7 工耳八
D
■* BodohArm. ЗХ-ЙЯН
SR
Хр до Xw. От точки Д до точки В количество построенных ступеней соответствует количеству теоретических тарелок в нижней части колонны, от точки В до точки С—в верхней части колонны.
Для выбора значения к. п. д. тарелки воспользуемся обобщенным опытным графиком [8, рис. 90] зависимости к. п. д. от произведения относительной летучести а на вязкость 卜 перегоняемой смеси. Относительная летучесть а определяется по формуле (9.29), динамический коэффициент вязкости —— по формуле (2.14).
Смесь в нижней части колонны:
^ = 99 ℃; цСНзОН = 0,23 • 10~3 Па ■ с; РсНзОН = 2'О0 мм рт. ст.;
цН2О = 0,25 ■ 10~3 Па ■ с; рНгО = 750 мм рт. ст.; а〔 = 2100/750 = 2,8;
1g Цсм = 0,0085 1g 0,23 -10~3 + (1 - 0,0085) Jg 0,25 ■ 10~3 = 4,396;
Цсм = 0,248 ■ 10 3 Па ■ с.
При ацсм = 2,8-0,248-10-3 = 0,695-10-3 имеем： тц = 0,53.
Исходная смесь:
tp = 78 °C； ^сНзОН == °,28 ■ 10 ^ fja - с； РсНзОН 1兜& мм рт ст.；
Hfj2o = 0,36 ■ 10~3 Па • с; рн2О = 320 мм рт. ст.; а2 = 1000/320 = 3,13;
1g Цсм = 0,273 1g 0,28 - 10~3 + (1 — 0,273) 1g 0,36 ■ Ю"-3 = 4,522;
Цен = 0,332 ■ 10 з Па - с.
При ацСм = 3,13-0,332-Ю-3 имеем: т)2 = 0,50.
Смесь в верхней части колонны:
% = 64 У; М^сНзОН = °，33 Т0~з Па • с; РсНзОН = 650 мм рт. ст.；
卩出。〒 0,45」0-3 Па ■ с; 0^0=190 мм рт. ст.; а3 = 650/190 = 3,42;
1g №м = 0,973 1g 0,33 ■ Ю"-3 + (1 — 0,973) 1g 0,45 • 10~3 = 4,524;
Исм = 0,334- 10~3 Па-с..
При ацсм = 3,42-0,334-10~3 = 1,14-10-3 имеем： т)з — 0,49..
Таким образом, средний к. п. д. тарелки：
Пт = (% + Л2 + Пз)/3 = (0,53 + 0,50 + 0,49)/3 = 0,51.
Действительное число тарелок： N& = 10/0,51 = 19,6. Принимаем 20 тарелок, из которых 11 ——в верхней части колонны, а 9 в нижней.
Питающей является девятая тарелка снизу.
Для колонных аппаратов диаметром 1200 мм расстояние между тарелками будем считать равным 400 мм. Принимая расстояние от верхней тарелки до крышки колонны /ii = 2420 мм и от иижней тарелки до днища hz = 3000 мм, определим высоту колонны：
〃к =(20— 1).03 + 2,42 + 3,0= 13,12 м.
Рассчитанная ректификационная тарельчатая колонна представлена на рис. 9.11.'
Варианты заданий для расчета ректификационной установки. Рассчитать ректификационную установку непрерывного действия для разделения бинарной смеси летучих компонентов.
L Исходная смесь: 1 — бензол — толуол； 2 — ацетон — вода; 3—метиловый спирт ——вода; 4 — вода ——уксусная кислота; 5 — этиловый спирт ——
SE ООО》ои0szlol9 Ен 0007 0иООО 二 О l?s壬 00 8 0и00:010 NodlaMIBHE нх2dBl "асьяаяввя ХЗЙЙОЧОМ M3№4sbu tiaacM^S^CM »M4«as &6 ・Hd
OS 0H 0073 коIBBBdu二 0003 OK 0sI коI©dkHa3ffi 2K1008。口 00:0 — rto«4u HodkaHEHU HxlradBlOS 0H 0073 коIBBBdu二 0003 OK 0sI коI©dkHa3ffi 2K1008。口 00:0 — rto«4u HodkaHEHU HxlradBl
OS 0H 0073 коIBBBdu二 0003 OK 0sI коI©dkHa3ffi 2K1008。口 00:0 — rto«4u HodkaHEHU HxlradBl
OS 0H 0073 коIBBBdu二 0003 OK 0sI коI©dkHa3ffi 2K1008。口 00:0 — rto«4u HodkaHEHU HxlradBl
1, исполнение 71, исполнение 7Для S= 1000^1600Для S= 1000^1600/, исполнение 2Для И^1б00-г3000/, исполнение 2Для И^1б00-г3000
1, исполнение 7
1, исполнение 7
Для S= 1000^1600
Для S= 1000^1600
/, исполнение 2
Для И^1б00-г3000
/, исполнение 2
Для И^1б00-г3000
Рис. 9.14. Тарелки решетчатые провального типа
вода; 6 — хлороформ — бензол; 7 — ацетон — этиловый спирт; 8 — ацетон — бензол.
Тип колонны: 1 ——насадочная (тип насадки выбирается в зависимости от свойств среды); 2 — с колпачковыми тарелками; 3 — с клапанными тарелками； 4 — с ситчатыми тарелками; 5 — с решетчатыми (провальными) тарелками.
Конструкции тарелок представлены на рис. 9.12—9.14.
Исходная смесь перед подачей в колонну нагревается до температуры кипения： 1—насыщенным водяным паром из ТЭЦ; 2 — в двух теплообменниках: в первом — дистиллитом, во втором — насыщенным водяным паром из ТЭЦ; 3 — конденсатом водяного пара, выходящим нз кипятильника колонны (при необходимости догревается водяным паром из ТЭЦ); 4 — кубовым остатком (при необходимости догревается водяным паром из ТЭЦ).
Обозначения исходных данных:尸一производительность по исходной смеси, кг/с; содержание легколетучего компонента, % (мольн.): Xf — в исходной смеси, хР — в дистилляте, Xw一в кубовом остатке; t — температура исходной смеси, поступающей на установку, ℃; Р ——абсолютное давление насыщенного водяного пара, МПа; J. н — начальная температура охлаждающей воды, ℃.
Давление в паровом пространстве дефлегматора 0,1 МПа. В установке предусмотреть (рассчитать и подобрать по каталогу) и ас ос для подачи исходной смеси, необходимое теплообменное и другое оборудование.
Шифры исходных данных приведены в табл. 9.3./
Таблица 9§
Исходные данные для расчета ректифякациоииоб установки
Обозначения
Шифр
j
]
2
3
4
5
6
7
8
9
0
尸
5
6
5,5
8
6,5
7
4,5
8,5
7
6
尤尸
30
35
25
32
28
30
26
33
27
34
ХР
92
94
91
95
98
90
95
92
91
93
3
2,5
3,2
3,5
1,8
4
3
3,5
4
3,2
勿
20
30
25
35
24
28
32
35
25
30
1
р
0,3
0,25
0,3
0,35
0,35
0,4
0,4
0,2
о,з
0,25
'в. и
18
20
22
18
21
19
24
20*
21
24
ГЛАВА 10
СУШКА
ОСНОВНЫЕ УСЛОВНЫЕ ОБОЗНАЧЕНИЯ
G — расход материала, производительность аппарата, кг/с;
s— влажность материала, %;‘
■£ — расход сушильного агента, кг/с; длина, м;
取—количество испаряемой влаги, кг/с;
/ — удельный расход сушильного агента, кг/кг влаги;
/, /— удельная энтальпия, кДж/кг;
Т, f — температура;
£— удельная теплоемкость, Дж/(кг-К);
q ——удельный расход теплоты, отнесенный к 1 кг испаряемой влаги, кДж/кг влаги;
а — коэффициент теплоотдачи, Вт/(м2*К)； коэффициент избытка воздуха;
Ф — относительная влажность воздуха, %;
х — вл агосодер ж а ние сушильного агента, кг/кг;
г— удельная теплота парообразования, кДж/кг;
Q — расход теплоты, Вт；
Rd — диаметр, м;
V — объем, м3;
4 — напряжение единицы объема сушилки по испаренной влаге, кг/(м3-ч);
w — скорость, м/с;
户一 динамический коэффициент вязкости, Па-с;
р — плотность, кг/м3;
М 一 мольная масса, кг/кмоль;
Р、р — давление, Па;
т — время, с (мин» ч);
S — площадь, м2;
Н — высота, м;
е 一 порозность слоя, м3/м3;-
п — частота вращения барабана сушилки, с— или об/мин.
Индексы: 0 — параметры свежего воздуха; 1 и 2 — параметры сушильного агента на входе в сушилку и на выходе из нее; п — пар； в ——вода; с. г.——параметры сухого газа.
ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ
Сушка — это процесс удаления влаги из материалов путем испарения и отвода паровой фазы. В химической промышленности этот процесс применяется для улучшения качества продуктов, уменьшения массы, предохранения продуктов от слежн- ваемостн, повышения транспортабельности и т. д.
Сущность процесса сушки заключается в переходе влаги, находящейся в твердом материале из жидкой фазы в газооб-
Классификация сушялок
Признак классификации
Т а б л и ц а 10.1Т а б л и ц а 10.1Типы сушилокТипы сушилокДавление в рабочем пространствеРежим работыВид теплоносителяДавление в рабочем пространствеРежим работыВид теплоносителяНаправление движения теплоносителя сушильного агента относительно материала Характер циркуляции сушильного агентаСпособ нагревания сушильного агентаКратность использования сушильного агентаСпособ удаления влаги из сушилкиСпособ подвода теплоты к материалуНаправление движения теплоносителя сушильного агента относительно материала Характер циркуляции сушильного агентаСпособ нагревания сушильного агентаКратность использования сушильного агентаСпособ удаления влаги из сушилкиСпособ подвода теплоты к материалуВнд высушиваемого материалаГидродинамический режимКонструктивный тип сушилкиВнд высушиваемого материалаГидродинамический режимКонструктивный тип сушилкиАтмосферные, вакуумные, под избыточным давлением
Т а б л и ц а 10.1
Т а б л и ц а 10.1
Типы сушилок
Типы сушилок
Давление в рабочем пространстве
Режим работы
Вид теплоносителя
Давление в рабочем пространстве
Режим работы
Вид теплоносителя
Направление движения теплоносителя сушильного агента относительно материала Характер циркуляции сушильного агента
Способ нагревания сушильного агента
Кратность использования сушильного агента
Способ удаления влаги из сушилки
Способ подвода теплоты к материалу
Направление движения теплоносителя сушильного агента относительно материала Характер циркуляции сушильного агента
Способ нагревания сушильного агента
Кратность использования сушильного агента
Способ удаления влаги из сушилки
Способ подвода теплоты к материалу
Внд высушиваемого материала
Гидродинамический режим
Конструктивный тип сушилки
Внд высушиваемого материала
Гидродинамический режим
Конструктивный тип сушилки
Периодического или непрерывного действия
Воздушные, на дымовых или инертных газах, на насыщенном или перегретом паре, на жидких теплоносителях
Прямоточные, противоточные, с перекрестным током, реверсивные
С естественной и принудительной циркуляцией
С паровыми воздухоподогревателями, топочными устройствами, электронагревателями, комбинированные Прямоточные и с рециркуляцией
С отработанным сушильным агентом, конденсационные и с химическим поглощением влаги
Конвективные, контактные, с лучистым нагревом (радиационные), с нагревом токами высокой частоты, с акустическим или ультразвуковым нагреванием
Для крупнодисперсных, тонкодисперсных, пылевидных, ленточных, пастообразных материалов, жидких растворов или суспензий С плотным неподвижным слоем, перемешиваемым слоем, взвешенным слоем, с распылением в потоке сушильного агента Камерные, шахтные, ленточные, барабанные, трубчатые и т. д.
BhSqp типа сушильных аппаратов в зависимости от основных свойств
Масштаб производства
Агрегатное состояние материала
Типы сушилок
с
X Е
о V р
ыпучи
р
е
S S
о
V р
Полочные
5
0
0
5
5
5
5
>вакуумные
5
0
0
5
5
5
5
Распылительные с центробежным распылом
5
5
5
0
0
0
3
То же, с форсуночным распылом
5
5
3
0
0
0
5
Вальцевые
5
3
0
0
0
0
3
Барабанныевращаю
щиеся
0
3
5
5
5
3
3
То же, вакуумные
5
5
0
3
5
3
0
Роторные барабанные
5
5
0
0
5
5
3
То же, вакуумные
5
5
0
0
5
5
5
Роторные камерные
5
5
3
5
5
5
0
Шнековые
5
0
0
0
5
5
5
Ленточные
5
5
3
5
5
0
3
В альцеленточ ные
5
5
3
0
0
0
5
Вибрационные
5
5
0
0
5
5
0
Псевдоожиженного слоя
5
5
5
3
5
3
3
То же, с инертным носителем
5
3
0
0
0
0
5
Фонтанирующего слоя
5
5
0
0
5
5
5
Вихревого слоя
5
5
0
0
5
5
3
Трубные пневматические
0
5
5
0
5
5
3
То же, с измельчением
0
5
5
5
0
0
0
Циклонные комбинированные
5
5
0
0
5
5
3
Спиральные
5
5
0
0
5
5
3
Струйные
0
5
5
0
3
5
5
Со встречными закрученными потоками
5
5
5
0
0
5
3
Технологичес
допустимаятемпература,℃
Л
S
V
035
355
5 ' 55
555
5
3
5
5
5335
0555
О
5
5
5
0
3
О
3
5
5
5
5
035
5
3
3
55
О
О
О
О
5
5
5
5
5
О
5
5
3
5
5
3
3
3
О 3
О 3
О 3
О 3
О
3
О
О
3
3
5
5
5
5
5
5
55
5 5
55
55
55
55
55
высушиваемых материалов
кие характеристики материалов
и"—'о
35
35
35
35
53
55
55
55
00
55
55
55
ОО
55
33
33
о
о
5
5
Таблица 10.2
Требуемое время сушкн
и 0818
НН1?-0
Sas 05 — 7
НН109I2
НН1。9 Л
о
о
5
5
о
о
о
о
о
5 5 0
5 5 0
о
о
о
33
35
55
33
О О
33
ОО
ОО
5
о
о
о
о
5
о о
D 5 U 0 5 0 3 5 5 3 5 5 3 5 3 3 5 5 5 5 5 5 5 3 0 5 0 3 5 0
355
555
555
505
533
330
530
355
333
535
55
55
55
55
53
О3
О3
ОО
53
55
о
о
о
5
о
о
о
о о
о о
3・о
5 3
о
о о
о 3
о
о о
0 5
о
о 5
3 5
5
5
о
О 5
О 5
5 О
О 5
О 5
О 5
55
О 5
О 3
О О
55 1
53
33
55
55
35
55
55
53
55
55
53
55
0 3 3
0 3 5
3 5
5
о
о
о
5
5
о
о
о
о
О 3
55
О 5
55
55
55
55
55
33
5
5
5
3
о
о
о
о
о
о
55535 5 55
50500000
5
о
о
о
5
о
о
о
о
о
о
о
о
о
о
о
о
о
о
о
разную. Такой процесс может протекать лишь в том случае, если давление пара над поверхностью материала больше парциального давления его в окружающей газообразной среде.
Сушка характеризуется статикой и кинетикой. Статика сушки устанавливает связь между начальными и конечными параметрами высушиваемого материала и сушильного агента на основе уравнений материального и теплового балансов. Из статики сушки определяют состав материала, расход теплоты и сушильного агента.
Кинетика сушки устанавливает связь между изменением влажности материала во времени и параметрами процесса. Уравнения кинетики сушки характеризуют процесс удаления влаги из материала во времени и предназначены для определения продолжительности и режима сушки.
Широкий ассортимент высушиваемого материалов обусловливает использование различных способов сушки ^-конструкций сушильных аппаратов. Наиболее общая классификация всех известных типов сушилок предложена П. Д. Лебедевым (табл. 10.1).
Характеристика и область применения каждого типа сушилок приведены в литературе [1; 2； 3; 8; 14； 10.1 — 10.5].
Для предварительного выборя типового сушильного аппарата можно пользоваться табл. 10.2. В ней для каждого типа сушилки и показателя характеристики материала проставлен балл 0; 3 или 5. Если для заданных условий эксплуатации встречается 0, то возможность применения сушилки не рассматривается. При оценке 5 сушилка рекомендуется к применению, при оценке 3 применение допустимо, но требуются дополнительные меры подготовки высушиваемого материала или изменения в конструкции сушилки. Выбор типа аппарата определяется максимальной суммой баллов 3 и 5 в строке.
Окончательно тип аппарата выбирается на основе требований технологии и технико-экономического анализа.
МЕТОДИКА РАСЧЕТА КОНВЕКТИВНЫХ СУШИЛЬНЫХ УСТАНОВОК
При проектировании установки должны быть заданы: 1) характеристики материала, подвергаемого сушке (вид материала, его начальная и конечная влажность, начальная и максимально допустимая температура); 2) производительность сушильной установки по сырью； 3) сушильный агент (параметры сушильного агента на входе в сушилку и на выходе из нее, максимально допустимая температура сушильного агента); 4) продолжительность процесса сушки.
В процессе расчета необходимо определить: 1) тип сушильной установки (конструкция сушильней камеры, способ подвода
теплоты, вариант сушильного процесса); 2) производительность сушильной установки по высушенному материалу, количество удаляемой влаги; 3) основные физические параметры сушильного агента воздуха, топочных газов; 4) удельный и общий расход сушильного агента и теплоты на сушку； 5) основные размеры сушилки и ее конструктивные элементы; 6) продолжительность сушки.
Кроме того, требуется выполнить расчет и выбор вспомогательного оборудования (калорифера, вентилятора, пылеулавливающего оборудования и др.).
Основные параметры теплоносителя
В качестве теплоносителя (сушильного агента) в конвективных сушилках могут применяться воздух, топочные газы, физические параметры которых влияют на интенсивность сушки. Для расчета процесса сушки необходимо знать основные физические параметры теплоносителя.
Воздух. Влажный воздух представляет собой смесь сухого воздуха и водяных паров. Он характеризуется относительной влажностью, влагосодержанием, теплосодержанием (энтальпией), плотностью и удельным объемом.
Относительную влажность воздуха определяют по формулам [8]：
при /V 100 ℃
<Р = рп/Рн = Рп/"н；(10.1)
при f〉100 ℃“
ф = Pn/S,(10.2)
где рп и рн — соответственно плотность ненасыщенного и насыщенного пара прн температуре смеси; рп и рн ——соответственно парциальное давление ненасыщенного пара и давление насыщенного пара при температуре смесн: В— барометрическое давление.
Влагосодержание воздуха:
х = 0,622ри/(8 — Рп) = О,622риф/(в — <рри).(Ю.З)
При температуре выше 100 ℃, когда рн = В, -
尤= 0,622(р/(1 — qp).(10.4)
Давление насыщенного водяного пара рн определяют по таблицам [4; 2.2].
Энтальпию влажного .воздуха представляют как сумму энтальпий сухого воздуха и водяного пара:.
/ = с& в^ + 尤2ц(10.5)
или, учитывая, что
»п = Го + сп/,(10.5э)
/ = (Се. В + спх) Z + ГОХ == (1,01 + 1,97х) / + 2497%.(10.6)
Здесь сс. в = 1,01 кДж/(кг-К)——средняя удельная теплоемкость сухого воздуха при постоянном давлении; f ——температура воздуха, ℃; гп ——удельная энтальпия перегретого пара, кДж/кг; сп = 1,97 кДж/(кг-К) 一средняя удельная теплоемкость водяного пара; го = 2493 кДж/кг ——удельная теплота парообразования воды при 0 ℃.
Удельный объем влажного воздуха рассчитывают по формуле
RT 一 8314Г 288Т
ОуД = Ale. вРс. в ~ = Р-рп' “ )
где R = 8314 Дж/(моль-К)——универсальная газовая постоянная； Т ——температура воздуха, К;戶——общее давление паровоздушной смеси, Па.
Плотность влажного воздуха [4]:
Рв“.в= 3,48?° 3(Р 一 0,378®^). (10.8)
Из приведенных формул следует, что по двум известным параметрам можно рассчитать другие параметры. Проще определить их с помощью диаграммы / ——х. Для этого задаются двумя любыми параметрами (/, ф), (%,/), находят точку пересечения, соответствующую заданным параметрам, и для этой точки находят остальные параметры.
Температуру и относительную влажность атмосферного воздуха обычно задают или определяют как средние значения по климатическим таблицам различных районов СССР.
Топочные газы образуются при сжигании твердого, жидкого или газообразного топлива в топках. Сушилки, работающие на топочных газах, по сравнению с сушилками с паровыми калориферами более экономичны по расходу топлива, менее метал- лоемки (нет необходимости в паровых котлах, паропроводах и т. д.), менее инерционны при регулировании температуры сушильного агента и т. д. К недостаткам газовой сушилки относятся огнеопасность, возможность засорения продукта сажей, золой.
При расчете сушилок -необходимо знать состав топлива, так как он определяет количество н качество топочных газов, количество воздуха, необходимого для сжигания топлива. Данные по составу топлива имеются в справочниках.
Поскольку состав топлив дается на одну массу, а в формулах для' расчета параметров топочных газов часто входит состав топлива на другую массу, то пересчет данных с одного состава на другой можно осуществить с помощью множителей, приведенных в табл. 50 {8].
Рассмотрим расчет параметров топочных газов на 1 кг топлива.
Теоретическое количество воздуха, необходимое для сжигания 1 кг твердого или жидкого топлива определяется по 282
уравнению
厶=0,115cp + 0,343Hp + 0,043 (SP — OP).(10.9)
Для газообразного топлива это уравнение имеет вид:
(V т +?、
&= 1,38[0,0179CO + 0,248H2 + 0,44H2S+〉-^^-CmH„ -О2 J.
(10.10)
Количество сухих газов, получаемых при сжигании 1 кг твердого или жидкого топлива,
广 л AP + 9HP + W"ПП1П
Ger — 1 + QLo. (10.11)
газообразного топлива
,Gc.r==l+aL0-y 讃Cm%(10.12)
12/72 十 П
Количество водяных паров, поступающих в сушилку, состоит из количества водяного пара, образующегося при полном сгорании 1 кг твердого или жидкого топлива,, из количества водяного пара, поступающего с воздухом, и из количества водяного пара, применяемого для распыливания жидкого топлива (в случае газа — из количества водяных паров в газе), а также из влаги топлива:
п = 0,01(9Н₽ + WP) + aLoxo + %•(10.13)
При сжигании газообразного топлива
GB. п =a厶内。+ УстиП + 吃.(10.14)
厶J 12/72 十 П
Влагосодержание топочных газов:
.х — Gn/Gc. г-(10.15)
Высшая теплота сгорания топлива: 1) жидкого или твердого
QP = 339С₽ + 1256НР - 108,9(О₽ + S^);(10.16)
газообразного ~ обычно принимают по справочным таблицам» при отсутствии таких данных можно вычислить по формуле
Q； = 94,0 (5,32cH4 + 5,05С2Нб + 4,94С3Н8 + 4,87С4Н10 + 4,83С2Н2+5,07С2Н4+
+ 4,91 С3Н6 + 4,84С4H8 + 1,64Н2s + 12,75% + 1.08СО) +
+ 2514 £ •^罂Г Cm%(917)
Энтальпия топочных газов:з
4 = (Q；% + с& + aLo^o + "JJ/Gc. г-(Ю.18)
Коэффициент избытка воздуха: 1) для твердого и жидкого топлива
<^%+认一[1一0,01(9HP+WP+AP)]% r『0,01(9HP+WP)jn+%(《Tn).
Lo (d. Mr + 工“0 — /о)'
(10.19)
для газообразного топлива
.％ 占с
^о (%, "г + i"o — /о)
(10.20)
Действительный расход воздуха:
l=叫.(10.21)
Теплоемкость смеси газов определяется по формуле
Сс. г = (Gc02ccq2 + Gso2cso2 + gn2cn2 + СО2СОг)/Сс. г- (1022)
Количество компонентов (кг/кг топлива) определяют по формулам： 1) для твердого и жидкого топлива
Ссо2 0,0367С4(10.23)GSO2 = 6,O2S₽;(10.24)
GN? = 0,768aL° + 0,01№;(10.25)GOz = 0,232 (а 一 1) ".(10.26)
для газообразного топлива
Gc。尸 0Q1CO2 + 0.0157СО + 号工 ^Ч (Ю.27)
Gn? = O,768qLo + 0,01 N2;(10.28) GO2 = 0,232 (a - 1)仇. (10.29)
В приведенных выше формулах приняты следующие обозначения: Ср， Нр, Wp, О₽, Ар, СО, H^S, Н2( СтНл — элементарные составляющие топлива в расчете на рабочую массу, %; х0, /о — влагосодержание и энтальпия наружного воздуха; /п, WT — энтальпия и масса водяного пара, применяемого для распыления топлива Ст, /т и сс. г, tr — удельная теплоемкость и температура сжигаемого топлива и сухих газов； т)т ——к. п. д. топки; in ——энтальпия пара при температуре сухих газов; Ссо2> cso2» ©Nz，Cq2 — удельные теплоемкости составляющих газов.
Материальный баланс
Количество влаги, удаляемой из высушиваемого материала, и производительность сушилки по высушенному материалу определяются из уравнения материального баланса.
Материальный баланс по всему количеству вещества выражается равенством
Gi = Gz +步，(10.30)
где G1( G2 — количество влажного и высушенного материалов, кг/с.
Материальный баланс по абсолютно сухому веществу, количество которого не изменяется в процессе сушки:
Gi (1 —硒)=G? (1 —①2),Gi (1 —硒)=G? (1 —①2),(10.31)(10.31)
Gi (1 —硒)=G? (1 —①2),
Gi (1 —硒)=G? (1 —①2),
(10.31)
(10.31)
где он, о)2 — содержание влаги во влажном и высушенном материалах, доли (по массе).
Из этих уравнений определяют количество высушенного материала G2 и удаленной влаги W:
G2 = G1(1—硒)/(1 一砌； (10.32)* = G1 — G2・ (Ю.ЗЗ)
Количество удаленной влаги можно рассчитать также по одному из следующих уравнений:
步=(例 一 и2)/(1 一 и2); (10.34)/ = G2 (晒-и2)/(1 一 ① J.(10.35)
Тепловой баланс
В процессе сушки влага из поступившего в сушилку материала испаряется и уносится сушильным агентом воздухом. При этом влагосодержание воздуха увеличивается от начального %(у = %1 до %2・ В соответствии с этим баланс влаги в сушилке выражается равенством
Lx2=^ Lxo + W.(10.36)
Отсюда расход воздуха составляет
L = П7/(х2 - х0).(10.37)
(10.38)(10.38)/ = " 步=1/（冷一方0）./ = " 步=1/（冷一方0）.Удельный расход воздуха, т. е. количество воздуха, затраченное на испарение 1 кг влаги, рассчитывают по формуле
(10.38)
(10.38)
/ = " 步=1/（冷一方0）.
/ = " 步=1/（冷一方0）.
Для упрощения записи теплового баланса представим высушиваемый материал на входе в сушилку, состоящим из сухой части G2 и испаряемой влаги W. Баланс теплоты в конвективной сушилке без рециркуляции воздуха может быть выражен следующим образом.
Приход теплоты
Qi = "оQ2 = G2c2九Q3=/Cb3Q4 = ^трСтр^рQflonСкал = L (/1 — /о)Qs = "2Qe = G2c2%Q? — ^трстр^тр Qr =Qi = "оQ2 = G2c2九Q3=/Cb3Q4 = ^трСтр^рQflonСкал = L (/1 — /о)Qs = "2Qe = G2c2%Q? — ^трстр^тр Qr =С сушильным агентом
Qi = "о
Q2 = G2c2九
Q3=/Cb3
Q4 = ^трСтр^рQflon
Скал = L (/1 — /о)
Qs = "2
Qe = G2c2%
Q? — ^трстр^тр Qr =
Qi = "о
Q2 = G2c2九
Q3=/Cb3
Q4 = ^трСтр^рQflon
Скал = L (/1 — /о)
Qs = "2
Qe = G2c2%
Q? — ^трстр^тр Qr =
С сухой частью высушиваемого материала
С влагой, испаряемой из материала
С транспортным устройством (транспортером)
Дополнительно подведённая теплота (например, от дополнительного подогревателя и др.) Теплота, сообщенная воздуху в калорифере
Расход теплоты
С сушильным агентом
С высушенным материалом
С нагретыми транспортными устройствами
С испаренной влагой
В окружающую среду с внешней поверхности сушилки
Уравнение теплового баланса выражается равенством '
Qi + Q2 + Q3 + Q$ + Quon + Скал = Q5 + Q6 + Q7 + Qs + QnoT (10.39) или
〃0 + G2c在+ Wc^ + G^t'^ + Q“°n + L (/] — /0)=
=〃2 + G2c2々 + Gg%pQ + 吃 ° + Qn0T.(Ю.40)
Решив уравнение (10.40) относительно величины теплоты, сообщенной воздуху в калорифере и разделив все члены уравнения на W, получим после преобразования удельный расход теплоты в калорифере:
9к == / (L — /о) = /«2 —厶)+ 0М + 9тр + 7пот — СвЛ — ^ДОП (10.41) ИЛИ
/ (А — /2) = 9м + 0тр + 7пот — CbL — 7доп.(10.42)
Обозначив' “
А = (^ДОП + СвЛ) —(0м + 9тр + ^пот),(10.43)
получим уравнение теплового баланса сушилки:
/ (厶一/i)=(厶一人)/(%2 - Xi) = A.(10.44)
Выражение (10.44) характеризует отклонение действительного процесса сушки от теоретического и представляет собой внутренний баланс теплоты в сушилке. Для теоретической сушилки, в которой сушка протекает в адиабатических условиях, т. е. без потерь теплоты, уравнение теплового баланса имеет вид:
А = (/2 — /”⑸一打)= 0,(10.45)
т. е.八=厶=const.
При отсутствии дополнительного подогрева в сушильной камере и транспортных устройств уравнение (10.43) примет вид:
А =仆匕一(7м + 7п)-(10.46)
Параметры начального и конечного состояний газа (воздуха) можно рассчитать аналитически по заданным начальной и конечной температурам и начальному влагосодержанию газа. Согласно уравнений (10.5) и (10.6), энтальпия влажного газа для начальных условий
/о = cJo +/口0%();(10.47) Aio =尸0 +/Г。；(10.48)
для конечных условий
'к = с"к +'и. к； (10.49)'п. к =尸0 + %%•(10.50)
Решая совместно уравнения (10.44), (10.47) — (10.50), получаем:
，к = [с"кА + Ль к (力оА — /о)]/(А — /п. к).(10.51)
Из уравнения (10.45) найдем:
хк = [(/,с~/1)/А] + х0.(10.52)
Для расчета А по уравнению (10.46) необходимо определить удельный расход теплоты на нагрев материала ^м и удельные потери теплоты в окружающую среду(?Пот.
Удельный расход теплоты на нагрев материала:
% = 02匆(心一心)僧.(Ю.53)
Удельные потери теплоты в окружающую среду рекомендуется принимать (?пот = 85 4- 120 кДж/кг [10.9], в соответствии с другим литературным источником {10.2] рекомендуется принимать (/пот = 120 4- 600 кДж/кг испаренной влаги (меньшее значение берут для крупнотоннажных сушилок). Кроме того, величина «пот может быть принята равной 8——10 % от полезно затраченной теплоты (?Пол на испарение влаги и нагрев материала [14]:
0пол = 4 п 一 ％4 + 7м»(10.54)
где ZB. п—энтальпия водяного пара при температуре газа на выходе из сушилки; t[—начальная температура материала.
Если известна поверхность сушилки, удельные потери теплоты в окружающую среду определяются по формуле
Опот = QgrW = KF &р — %)(10.55)
или
0ПОТ = Qnor/^ = nF «ст — to).(10.56)
Здесь К—коэффициент теплопередачи через стенку сушилки и изоляцию (обычно приближенно принимается равным 0,6+1,2 Вт/(м2-К) или рассчитывается [10.3]); /ср — средняя температура газа в сушилке; to — температура окружающей среды; /ст ——температура стенки барабана с внешней стороны изоляции (принимают ие более 40℃);尸——площадь наружной поверхности сушилки (с учетом толщины изоляции); а — коэффициент теплоотдачи от стеики барабана в окружающую среду
а = ак + ал,(10.57)
где ак — коэффициент теплоотдачи за счет вынужденной конвекции окружающей среды относительно наружной поверхности вращающегося барабана; ал — коэффициент теплоотдачи излучением.
Тепловой расчет процесса сушки можно выполнить графоаналитическим методом при помощи / — х-диаграммы. Для расчета должны быть извертны два любых параметра наружного воздуха. Обычно такими параметрами являются его температура % и относительная влажность фо, температура воздуха после калорифера 介,один из параметров отработанного воздуха——обычно 友 или q)2. Сначала строят для заданных условий теоретический процесс сушки, который изображается в ваде ломаной линии АВС (рис. 10.1). Точку А находят на пересечении
Рис. 10.1. Построение теоретического процесса сушки на / — д?-днаграммеРис. 10.1. Построение теоретического процесса сушки на / — д?-днаграмме
Рис. 10.1. Построение теоретического процесса сушки на / — д?-днаграмме
Рис. 10.1. Построение теоретического процесса сушки на / — д?-днаграмме
Рис. 10.2. Построение процесса сушкн в реальной сушилке на f-x-диаграмме
линий /о = const и фо ^ const. Из точки 4 проводят вертикаль до пересечения с изотермой t\ = const. Точка пересечения В характеризует состояние нагретого воздуха перед сушилкой. Вертикальный отрезок АВ изображает процесс нагрева воздуха в калорифере, протекающий при хо = Xi = const (%】一 влагосодержание нагретого воздуха). Из точки В проводят линию / = const до пересечения с изотермой Z2 = const или^ линией ф2 = const, получают точку С, выражающую состояние отработанного воздуха на выходе из сушилки. Отрезок ВС (厶 = —/2 = const) изображает охлаждение воздуха в процессе сушки. ，
Построение процесса в реальной сушилке сводится к определению наклона линии сушки. Эта линия имеет начальную точку В, но может отклоняться в ту или другую сторону от линии теоретической сушки ВС, в зависимости от знака величины А.
При А > 0 энтальпия /2 > 1\ и соответственно линия сушки BCi пройдет выше линии / = const в теоретической сушилке (рис. 10.2).
При A V0 энтальпия /2 V/[ и соответственно линия сушки ВС2 пройдет ниже линии / = const.
Чтобы построить процесс в реальной сушилке при А < 0, возьмем на прямой ВС произвольно точку е, которая должна лежать ближе к точке С, чтобы величины отрезков, которые участвуют в графическом расчете сушилки, были по возможности больше. Из точки е проведем перпендикуляр на линию ABt
Рис. 10.3. Процесс действительной сушки топочными газами на / — х-диаграмме
получим отрезок ef. Величину отрезка еЕ определяют по формуле
eE = efA, (10.58) где А находится по формуле (10.46), ef = xZ2 — %о (%‘2 — влагосодержание воздуха в точке е).
Точку В соединяют с полученной точкой £ и продолжают прямую до пересечения с изотермой /г или ф2— const. Полученная точка С2 характеризует состояние воздуха после сушки.
Завершив построение, для точек Л и С2 находят на диаграмме / ——х значения х0 = ^1 и х2 Для расчета удельного расхода воздуха по формуле (10.38), а для точек С2 и Л ——значения / и /о, с помощью которых определяют удельный расход теплоты % в основном калорифере.
Расход воздуха на сушку:
(10.59)(10.59)Ж.
(10.59)
(10.59)
Расход теплоты на сушку:
Q = 9к步=步仏 一 /о)/(Х2 — х0).(10.60)
Расход пара в калорифере：
Gr. ц = Q[r,(10.61)
где 尸一удельная теплота парообразования при заданном давлении греющего пара.
Построение диаграммы / — х процесса сушки топочными газами показано на рис. 10.3. Точка 4 отвечает состоянию воздуха, поступающего в топку (/0, ф0). Процесс подогрева воздуха в калорифере изобразился бы линией АВ, но при сгорании топлива и смешении топочных газов с воздухом влагосодержание увеличивается. Точка Вь характеризующая состояние сушильного агента после камеры смешения, определяется по температуре газов, поступающих в сушилку, £卜 которая задается, и влагосодержанию хь которое определяется по формуле (10.15). Из точки В проводят линию / = const до пересечения с изотермой Z2 = const. Дальнейшие построения диаграммы / ——％, определение расхода сухих газов и теплоты на сушку аналогичны процессу сушки воздухом.
(10.62)(10.62)Расход топлива:
(10.62)
(10.62)
В L/&. г ИЛИ
B = Q/(QE%)，(10.63)
где Q ——расход теплоты на сушку; Q；——высшая теплота сгорания топлива; Т)т — к. п. д. топки.
Расчет барабанной сушилки
Рассчитать барабанную сушилку через межфазные коэффициенты тепло- и массообмена практически невозможно, так как структура высушиваемого слоя такова, что материал большую часть времени пребывания в зоне сушки находится в плотно^ слое и частицы омываются сушильным агентом кратковременно, лишь в момент пересыпания их с насадки на насадку. Поэтому барабанные сушилки принято рассчитывать. ..через на」 пряжение рабочего объема по испарившейся влаге. Следовательно, зная напряжение сушилки по испарившейся влаге^ можно найти рабочий объем барабана:j
p6 =步/4(10.64,：
Значения величины Л приведены в [5; 10.3].
Задаемся отношением длины барабана £ к диаметру D в пределах L/D = 3,5 -4- 7.
Диаметр барабана определяем из соотношения p6 =(Пd2/4)厶(10.65)
Например, при L/D = 5 объем Уб = 0,785£)2-5D = 3,925D3^ диаметр барабана £)=卡唳/3,925 .
Длина барабана:
L = (3,5 + 7) D.(10吗
После расчета диаметра и длины барабана принимаем пб-- [10.6] стандартный сушильный барабан.:
Диаметр сушильного барабана может быть определен так-* же из формулы
5б =冗方/4 =匕/[(1 — Вм 一 Вн)如工(10.67)
Здесь wr — максимально допустимая скорость газов в аппарате, зависящая от насыпной плотности материала (принимается в соответствии с данными табл. II [4]); % — коэффициент заполнения барабана материалом, завит сящий от конструкции насадки (по практическим данным рм = 0,15 4- 0,35); Vr ——объемный расход влажного сушильного агента на выходе из барабана, который рассчитывается по формулам
Vr — £иуд; (10.68)Vr = Lvq—^t___^―+^_)；(10.69)入
Vr=L(l + x)/p>(10.70)
где иуд ——удельный объем влажного газа (воздуха), который определяется по формуле (10.7); t и х —температура и влагосодержание газа (воздуха) при условиях процесса; и。= 22,4 м3/кмоль; То—температура, соответствующая нормальным условиям, К; L ——расход сухого сушильного агента; р ——плотность влажного воздуха.
Длина барабана:Длина барабана:丄6 = ^б/5б.丄6 = ^б/5б.(10.71)(10.71)
Длина барабана:
Длина барабана:
丄6 = ^б/5б.
丄6 = ^б/5б.
(10.71)
(10.71)
Время сушки (в мин)Время сушки (в мин)определяется по формуле [10.2]
Время сушки (в мин)
Время сушки (в мин)
(10.72)(10.72)' —.12()ВмРнас (①н — ①к)"ш А [200 — (g)h 一 ①к)1'
(10.72)
(10.72)
где рнас ——насыпная плотность высушенного материала.
Время пребывания материала в барабане может быть рассчитано следующим образом:
工=РбРнасВм/&р(10.73)
ИЛИ
Т==РбВм/Ьм,(Ю.74)
где GCp = (Gi + G2)/2 ——средняя масса материала, проходящего через барабан.
Объем материала, находящегося в аппарате:
Ум^срТСущ/(рНаС • 60),(10.75)
Уточнение коэффициента заполнения барабана материалом выполняется по формуле [10.2]
Вм = Рм/Ьб・(10.76)
Частота вращения барабана может быть определена по формулам
л — L/(axDe tg а);(10.77) п = mkLKxD^ tg а).(10.78)
Здесь q — коэффициент [2, табл. 34]; а — угол наклона барабана к горизонту (принимается от 0,5 до 6°); т — время пребывания материала в барабане; m, k — коэффициенты, зависящие от типа насадки и направления движения газа: для подъемно-лопастной насадки m = 0,6, k ^： 0,2 (прямоток), k = 0,5 (противоток) для лопастной секторной и секторной перевалочной насадок m = 0,75 +1,0,左^ 0,7 (прямоток),左 W 2 (противоток).
Угол наклона барабана можно рассчитать, задаваясь частотой вращения барабана:•
( ^；匕 +0,007如Д)手(10.79)
где и/д ——действительная скорость газов в сушилке, определяемая по уравнению расхода.
Если полученное значение а меньше 0,5° или больше 6°, то частоту вращения барабана соответственно уменьшают или увеличивают и расчет повторяют.
В процессе сушки рабочая скорость сушильного агента в сушилке должна быть меньше скорости уноса, равной скорости
Рис. 10.4. Схема расчета барабанной сушилки, обогреваемой воздухомРис. 10.4. Схема расчета барабанной сушилки, обогреваемой воздухом
Рис. 10.4. Схема расчета барабанной сушилки, обогреваемой воздухом
Рис. 10.4. Схема расчета барабанной сушилки, обогреваемой воздухом
витания йУвит частиц наименьшего заданного размера:
Nep / Аг \，
^вит =—— 7=- ,(10.80)
dpcp \ 18 + 0,575 VАг /
где р，ср и рСр ——вязкость и плотность сушильного агента при средней температуре; d ——наименьший заданный диаметр частиц материала; Аг = =d3Pqpcpg/片р — критерий Архимеда; рч — плотность частиц высушиваемого
материала.
Средняя плотность сушильного агента рср равна:
Рср = [мс. в (А — р) + Мв/НРср = [мс. в (А — р) + Мв/Нтти()РО (Т + &)и()РО (Т + &)(10.81Р(10.81Р
Рср = [мс. в (А — р) + Мв/Н
Рср = [мс. в (А — р) + Мв/Н
т
т
и()РО (Т + &)
и()РО (Т + &)
(10.81Р
(10.81Р
Здесь Мс. в, Мв — мольная масса сухого воздуха н воды; Ро — давление при нормальных условиях; р ——парциальное давление водяных паров; Т =i —273 К; vo = 22,4 м3/кмоль.
по уравнениюпо уравнению(%/Мв)尸о1/^С. В + %/Мв(%/Мв)尸о1/^С. В + %/Мв(10.82)(10.82)Парциальное давление водяных паров в газе определяется
по уравнению
по уравнению
(%/Мв)尸о1/^С. В + %/Мв
(%/Мв)尸о1/^С. В + %/Мв
(10.82)
(10.82)
где х= (%н + Хк)/2 ——среднее влагосодержанне сушильного агента, кг/кг?
Если рабочая скорость сушильного агента в сушилке больше скорости витания (йуд > йУвит), необходимо уменьшить ^д, из--, менив диаметр сушилки.'
Схема расчета барабанной сушилки представлена на рис. 10.4.
Перейдем к расчету мощности привода барабанной сушилки.
Мощность (в кВт), затрачиваемая на вращение барабана^ ориентировочно определяется по формуле《
где о ——коэффициент, зависящий от типа насадки и коэффициента заполнения барабана § (для подъемно-лопастной насадки о — 0,038 при р = 0,1 и о = 0,071 при В — 0,25; для распределительной насадки о = 0,013 при р = 0,1 и а = 0,044 при 8 = 0.25).
10.3. РАСЧЕТ ВСПОМОГАТЕЛЬНОГО ОБОРУДОВАНИЯ
Расчет калорифера
Для подогрева воздуха, поступающего в сушилку, применяются воздухоподогреватели: паровые, водяные, газовые, с промежуточным жидким или твердым теплоносителем.
Паровые калориферы (трубчатые, пластинчатые) применяют для нагревания воздуха до 150℃, газовые (трубчатые, пластинчатые, игольчатые и ребристые) — до 200—300℃, с промежуточным теплоносителем — до 200—350 ℃.
Основной величиной, по которой выбирается калориферная установка, является необходимая площадь поверхности нагрева, определяемая по формуле (5.1). Расход теплоты в калорифере рассчитывается из теплового баланса сушилки или по формуле
Q = Lcno^ (/( -/0), (10.84)
где 厶，/о — соответственно начальная и конечная температура воздуха.
Коэффициент теплопередачи зависит от модели калорифера, вида теплоносителя, его скорости и массовой скорости воздуха. И определяется по соответствующим эмпирическим формулам (см. гл. 5).
Для пластинчатых калориферов при паровом обогреве коэффициент теплопередачи определяется по формуле [7]:
К = 1,162(2 + 7 “荻)， (10.85) где о)к — скорость движения воздуха в калорифере.
При массовой скорости воздуха pwK = 5 4-15 кг/(м2-с) для калориферов КФС и КФБ К= 10(рйУк)0,42, для КФСО и КФБО К= Ю(рйУк)0'68.
Массовую скорость воздуха при проектировании калориферов по экономическим соображениям принимают в пределах 7——12 кг/(м2-с) для пластинчатых и 3——5 кг/(м2*с) для оребренных калориферов.
Определив необходимую площадь поверхности нагрева и выбрав калорифер [3.3], рассчитывают число их по формуле ^ = =戸/尸к (尸к — площадь поверхности нагрева одного калорифера, м2). В зависимости от расхода воздуха и принятой скорости воздуха в калорифере компонуют калориферную батарею. Схема установки калориферов (последовательное или параллельное их расположение по ходу воздуха) определяется размерами калорифера и допустимым гидравлическим
сопротивлением. Более трех калориферов последовательно устанавливать не рекомендуется.
Далее уточняют скорость воздуха wK по уравнению расхода (3.1) и вновь рассчитывают ^ и F. При расхождении менее 5 % повторные расчеты не выполняются.
Формулы для определения гидравлического сопротивления калориферов даны в [3.1]. Технические показатели и размеры различных моделей калориферов приведены в [3.3].
Расчет циклона
Для расчета циклонов необходимы следующие исходные данные： количество очищаемого газа при рабочих условиях Ур, м3/с; плотность газа при рабочих условиях рг, кг/м3; динамический коэффициент вязкости газа при рабочей температуре 卩％ Па-с; дисперсный состав пыли, задаваемый двумя параметрами: dm, мкм и 1g оч; запыленность очищаемого газа хвх, г/м3; плотность частиц рч, кг/м3; требуемая эффективность очистки газат].
Расчеты могут показать, что при заданных условиях невозможно обеспечить требуемое значение коэффициента очистки газов или для этого необходимы чрезмерные потери давления. В последнем случае только экономический расчет различных схем пылеулавливания может определить оптимальные аппараты.
Расчет циклонов проводится методом последовательных приближений в следующем порядке.
Задавшись типом циклона по табл. 10.3 определяют оптимальную скорость газа в аппарате йУопт.
Определяют необходимую площадь сечения циклона
尸=Vp/^опт-(10.86)
Определяют диаметр циклона, задавшись числом циклонов ^:
D = “/7(0,785") .(10.87)
Диаметр циклона округляют до ближайшей большей величины по ГОСТ 9617——67, согласно которому для циклонов принят следующий ряд диаметров: '200; 300; 400; 500; 600; 700; 800; 900; 1000; 1200; 1400; 1600; 1800; 2000; 2400 и 3000 мм.
Вычисляют действительную скорость газа в циклоне:
E£^ = Уp/(0,785^D2).(10.88)
Скорость газа не должна отклоняться от оптимальной более чем на 15 %.
Принимают по табл. 10.3 коэффициент гидравлического сопротивления, соответствующий заданному типу циклона. Для
Таблица 10.3
Параметры, определяющие эффективность циклонов НИИОГаз
Параметры
ЦН-24
ЦН-15У
ЦН-15
цн-п
СДК-ЦН-ЗЗ
СК-ЦН-34
СК-ЦН-34М
唯，mKm
8,50
6,00
4,50
3,65
2,31
1,95
1,13
1g。；
0,308
0,283
0,352
0,352
0,364
0,308
0,340
^опт, м/с ,
4,5
3,5
3,5
3,5
2,0
L7
2,0
^ц 500
75
165
155
245
520
1050
—
&： 500
80
170
163
250
600
1150
2800
Примечания: I. Значения d^。，приведенные в таблице, соответствуют следующим условиям работы циклонов: средняя скорость газа в циклоне wonT = 3,5 м/с： диаметр циклона 0 = 0,6 м; плотность частиц pq т— 1930 кг/м‘； динамический коэффициент вязкости газа цг = 22,2- 10—6 Па с.
2. Коэффициенты гидравлического сопротивления J； 500 н ±； 5。。 приведены для одиночного циклона диаметром 500 мм без дополнительных устройств (индекс «с» означает, что циклон работает в гидравлической сети, а «п» —без сети, т. е. прямо в атмосферу).
циклонов НИИОГаз (одиночных или групп) вводят уточняющие поправки по формуле
(10.89)(10.89)自Н кIк2自：500 + к3.
(10.89)
(10.89)
Здесь Е；‘5；о — коэффициент гидравлического сопротивления, определяемый по табл. 10.3; Ki ——поправочный коэффициент на диаметр циклона (табл. 10.4); ^2 — поправочный коэффициент на запыленность газа (по 一табл. 10.5); ^з — коэффициент, учитывающий дополнительные потери давления, связанные с компоновкой цикгюиов в группу (табл. 10.6). Для одиночных циклонов ^з = 0.
Таблица 10.4
Поправочный коэффициент Ki иа влияние диаметра циклона
D мм
Марка циклона
ЦН-11
ЦН-15, ЦН-15У, ЦН-24
едк-цн-зз, СК-ЦН-34. СК-ЦН-34М
5 0 3 8>9,9>о>о, о о о 1 1
4 6 6 9
9 9 9 9 0
ао 1
о о о о о
5 0 0 5 0
12 3 4 5
T а б л и ц a 10.5
Поправочный коэффициент К2 иа запыленность газов (D = 500 мм)
Марка циклона
Запыленность, 103 кг/мЗ
0
10
20
40
80
120
150
ЦН-11
ЦН-15
ЦН-15У
ЦН-24 сдк-цн-зз СК-ЦН-34 СК-ЦН-34М
6 3 3 5 18 9
3333 岀9 9 п^ п^ п^ л^ п^ л^ п^
4 2 2 з85477
S33379аа
ю^ и- и- 2 8 3 5 3939799 сг а сгсгсг
5 0 0 9 0 7 1 - 力 з9 79 - п^п^-п^п^п^о^
7 7 8 7 6 1п^-п^о п^п^л^
5
6 6 7 6 4 0 -^о^-ою-8 7 9 -сгсг
По окончании расчета полученное значение п сопоставляется с требуемым. Если п окажется меньше требуемого, необходимо выбрать другой тип циклона с большим значением коэффициента гидравлического сопротивления.
Соотношения размеров для циклонов приведены в табл. 10.7.
Расчет циклона по минимальным приведенным затратам, учитывающим конструктивные, технологические и эксплуатационные показатели, приведен в [9].
Таблица 10.7
Соотношение размеров (в долях внутреннего диаметра) длй циклонов ЦН (рис. 10.5)
Тип циклона
Размер
Т а'б Ji и ц а 10.6
■"'нп
Ад'нп
х・нп
I'HTI
Поправочный коэффициент Кз для групп циклонов
Характеристика группового циклона
Круговая компоновка, нижний организованный подвод Прямоугольная компоновка, циклонные элементы расположены в одной плоскости. Отвод из общей камеры чистого газа
То же, Но улиточный отвод из циклонных элементов
Прямоугольная компоновка. Свободный подвод потока в общую камеру
60
35
28
60
6. Определяют потери давления в циклоне:
Ар = ^рш2/2.
(10.90)
Если потери давления Ар оказались приемлемыми, переходят к расчету полного коэффициента очистки газа в циклоне.
7. Приняв по табл. 10.3 два параметра (虑о и lgo\), определяют значение параметра d50 при рабочих условиях (диаметр циклона, скорость потока, плотность пыли, динамическая вязкость газа) по уравнению
备О =唯 V(D/DJ Рч. т/Рч (卩/%) ®т/9 •
8. Определяют параметр х по формуле
X = ]g讀 0Tl + ]g2 CJq
(10.91)
(10.92)
где величины dm и 1g(тч находят по табл. 1.3 [10.11].
9. Определяют по табл. 1.11 [10.11] значение
。--①(*)，пред-]
ставляющее собой полный коэффициент очистки газа, выражен- I
ныи В долях.
Внутренний диаметр выхлопной трубы d
Внутренний диаметр пылевы- пускаемого отверстия 山 Ширина входного патрубка в циклоне (внутренний размер) b Ширина входного патрубка на входе (внутренний размер) bi Длина входного патрубка / Длина средней линии циклона Dcp
Высота установки фланца 九中л Угол наклона крышки и входного патрубка циклона а Высота входного патрубка (внутренний диаметр) а Высота выхлопной трубы hr •Высота цилиндрической части циклона Яц Высота конуса циклона 儿 Высота внешней части выхлопной трубы hB
Общая высота циклона Н
4,56 3,31 4,26 4,38
10.4. РАСЧЕТ СУШИЛКИ С ПСЕВДООЖИЖЕННЫМ СЛОЕМ
Скорость газов и диаметр сушилки. Фиктивная скорость начала псевдоожижения wnc определяется по формуле
5nc = Re Цср/(Рср^э)-
(10.93)
Критерий Рейнольдса:
Re = А「/(1400 + 5,22“ХГ).(10.94)
Критерий Архимеда:
(10.95)(10.95)А』鸿PcpgpJ唸.
(10.95)
(10.95)
В формулах (10.93)——(10.95) приняты следующие обозначения: / /叫
"= I / 乙 Fэквивалентный диаметр поли дисперсных частиц материала; п ——число фракций; mi — содержание i-й фракции, доли (по массе); dt ——средний ситовой размер i-而 фракции; цср и рср ——вязкость и плотность сушильного агента при средней температуре; рч — плотность частиц высушиваемого материала.,
Верхний предел допустимой скорости воздуха в псевдоожиженном слое определяется скоростью свободного витания (уноса) частиц заданного размера. Скорость Звнт находится по формуле (10.80). Рабочая скорость сушильного агента выбирается в пределах от wnc до ®вИт，Эта скорость зависит от предельного числа псевдоожижения Кпр = Wbht/^пс； если Л^1P > 40, то рабочее число псевдоожижения Kw = w/wnc рекомендуется принимать в интервале 3—7； если Кир V 40, то значение Kw можно выбирать в интервале 1,5—3.
Число псевдоожижения может быть определено также по формулам [10.3]：
К = Е^опт/ ®ПС =2 + 3 ИЛИ
(10.96)
К =・3亦 _ АУ^^опт
RegV LyKp，
(10.97)
rne Ly--критерий Лященко, определяемый по рис. 59 [10.3].
Площадь газораспределительной решетки:
& = L/(>№Pcp).
(10.98)
Если решетка круглая, ее диаметр равен:
D = " 4&/几.
(10.99)
Высота слоя [10.2]. Требуемая высота слоя:
"сл =!= Рсл/尸 р.
(ЮЛ 00)
Объем псевдоожиженного слоя, необходимого для ния заданной влажности при расчетных условиях:
достиже-
% =也%/[吟(1 - S)].
(10.101)
Число единиц переноса mt процесса сушки:
/=1g也一一匕）］.
(10.102)
Удельная поверхность частиц:
Sy = 6/伸厶).
(10.103)
Коэффициент межфазного теплообмена:
Nu = 0,4 (Re/е)0'67 Рг°ПЗ; (ю.104)a = Nu 九/厶.(10.105)
В формулах (10—101) — (10.105) приняты следующие обозначения: %, 胃2 — начальная и конечная температуры сушильного агента в сушилке; с ——теплоемкость сушильного агента при конечной температуре; 8 ——пороз- пость кипящего слоя;屮一фактор формы гранул (частиц);入一теплопроводность сушильного агента нрн %; % 一 конечная температура продукта.
Порозность псевдоожиженного слоя 8 при известном значении рабочей скорости может быть вычислена по формуле e=(」8Re贷3咨2)М(回呻
В практических условиях значение порозности е в области псевдоожижения изменяется в пределах 0,55——0,75 [10.1, с. 115].
Величины фактора формы частиц реальных материалов:
Форма частицф
Округлые без резких выступов 、0,8—0,9
《 с резкими выступами0,65—0,8
Угловатые, шероховатые0,4—0,65
Пластинчатые, хлопьевидные, волокнистые0,2—0,4
ния [10.3]:ния [10.3]:(10.107)(10.107)Высота кипящего слоя может быть определена из соотноше
ния [10.3]:
ния [10.3]:
(10.107)
(10.107)
"сл =九н [(1 — &н)/(1 — &к)1・
Опыт эксплуатации аппаратов с псевдоожиженным слоем показывает, что высота псевдоожиженного слоя "ел должна быть пример но в 4 раза больше высоты зоны гидродинамической стабилизации слоя Яст. Зона гидродинамической стабилизации ——это зона, прилегающая к решетке, характеризуется уменьшением порозности по мере удаления от решетки. Зона стабилизации тем больше, чем меньше скорость газа.
Высота "ст связана с диаметром отверстий распределительной решетки do соотношением "ст ^ 20d0； следовательно "ел ^ 86do.
Диаметр отверстий распределительной решетки do выбирают из ряда нормализованных размеров 2,0; 2,2; 2,5； 2,8; 3,2; 3,6; 4,0; 4,5; 5,0; 5,6 мм, установленных ГОСТ 6636—69.
Число отверстий п в распределительной решетке находят по уравнению
" = 4FpFj(”*)，(Ю.108)
где 尸© ——доля живого сечения решетки (принимается в интервале от 0,02 до 0,1).
Рекомендуется применять расположение отверстий в распределительной решетке по углам равносторонних треугольни-
ков. При этом поперечный шаг £' и продольный шаг £〃 вычис-] ляют по следующим соотношениям:]
£’ = 0,95询旷吟 f" = 0,866匕(10.109)
Высоту сепарационного пространства сушилки с псевдоожи- J женным слоем Нсеп принимают в 4—6 раз больше высоты псев- j доожиженного слоя.I
Высоту кипящего слоя можно определить, пользуясь объем- 1 ным напряжением сушилок с псевдоожиженным слоем по ! влаге Av.]
Объем псевдоожиженного слоя Усл:|
Уел = UZMD.(10.110)I
Высота псевдоожиженного слоя:|
"сл — Р cJl/尸.(1.0. Ill) I
Сведения о напряжениях по влаге Av для некоторых мате-1
риалов приведены в табл. X. 4 [5], [9; 10.3].1
Общая высота аппарата над решеткой:I
" = 〃сл + "сеп・(10.112) 1
Время пребывания материала в слое. Общее время сушки I дисперсных материалов в условиях псевдоожиженного слоя 1 определяют как сумму]
т == Т] + Т2.(10.113) I
3_десь Ti,宅2 — время сушки соответственно в период постоянной скоро- 1 стн и в период падающей скорости. Методы расчета Ti и &, основанные на ] анализе кинетики сушки, приведены в [1； 10.2].j
Гидравлическое сопротивление сушилки. Основную долю | общего гидравлического сопротивления сушилки Ар составляют ] гидравлическое сопротивление псевдоожиженного слоя Арпе и I решетки Арр：j
Ар в Арпе + Арр.(10.114) I
Величину Арпе находят по уравнению
Арнс = Рч (1 — е)^ясл(10.1 '5)
Минимально допустимое гидравлическое сопротивление ре- щетки Apmin определяется по формуле
^Рр min ~ ^Рпс-；~о;,(10.116)
(鳴—1)(1-%)
「ne 8o — порозность неподвижного слоя (для шарообразных частиц 8о принимают равной 0,4).
Гидравлическое сопротивление выбранной решетки:
= & 偿）壊（9117）
где g= 1,5 — коэффициент сопротивления решетки.
При расчете должно выдерживаться соотношение Арр > >Appmm В противном случае, т. е. когда App<Appmin, необходимо выбрать другую долю живого сечения 尸с распределительной решетки.
РАСЧЕТ КОНТАКТНЫХ СУШИЛОК
Контактными называют сушилки, в которых теплота передается высушиваемому материалу через металлическую стенку. К ним относятся одно- и двухвальцовая, гребковая сушилки, вакуум-сушильный шкаф с обогреваемыми полками и т. д.
Расчет контактных сушилок ведут на основе уравнений теплопередачи.
При расчете вальцовых сушилок исходят из того, что теплота передается от конденсирующегося пара стенке вальца, а через нее — высушиваемому материалу, из которого при этом испаряется влага, и пары диффундируют в окружающий воздух, передавая ему теплоту испарения влаги.
Необходимую площадь поверхности сушильного вальца определяют по формуле
F = Qna"（KA 师）.（10.118）
Здесь Qnap — теплота, отданная конденсирующимся паром или горячей водой, подаваемой внутрь вальца; ^ — общий коэффициент теплопередачи от конденсирующегося пара （горячей воды） к воздуху, рассчитываемый .по формуле （5.21）; ф = 0,75 ——коэффициент, учитывающий степень актив- .ного контакта между поверхностью вальца и материалом; Д/=/г. п — % ср — температурный напор; /г. п — температура греющего пара; /В1 ср ——средняя температура воздуха.
После расчета площади поверхности сушилки выбираются ближайшие большие вальцы по каталогам.
Методика расчета вальцовых сушилок приведена в [10.3].
Расчет вакуум-гребковых сушилок можно приближенно провести следующим образом. На основании данных материального баланса определяется требуемое количество загружаемого материала на 1 т готового продукта либо на одну операцию （Gi）.
По каталогу выбираем сушилку, выпускаемую одним из предприятий, определяем ее конструктивные и технические параметры. Зная количество материала, загружаемого в одну сушилку（Gi）, определяем требуемое число сушилок [10.3]
п = G]Zt/（G 卜 24）,（10.119）
где z — число операции в сутки; т — время полного цикла сушки, включая загрузку и выгрузку, ч.
Далее на основе уравнений теплопередачи определяется площадь поверхности нагрева сушилки.
ПРИМЕР РАСЧЕТА БАРАБАННОЙ СУШИЛКИ, ОБОГРЕВАЕМОЙ ВОЗДУХОМ
Схема прямоточной барабанной сушильной установки показана на рис. 10.6.
Влажный материал из бункера / с помощью шлюзового питателя 8 подается во вращающийся сушильный барабан 7. Параллельно материалу в сушилку направляется воздух, нагретый в калорифере 9 насыщенным водяным паром. Высушенный материал с противоположного конца сушильного барабана поступает на ленточный конвейер 6 и, далее, элеватором 5 подается в бункер готовой продукции 4, из которого отгружается потребителям.
Отработанный воздух перед выбросом в атмосферу очищается от пыли в циклоне 2. При необходимости проводится дополнительная 'очистка от пыли в рукавном фильтре 3 или в мокрых пылеуловителях.
Транспортировка сушильного агента через сушильную установку осуществляется с помощью вентилятора 10.
Конденсат из калорифера через кондеисатоотводчик отводится на ТЭЦ.
Установка автоматизирована. Целью системы управления является получение готового продукта заданной влажности при установленной производительности.,
Основными регулируемыми параметрами являются: влажность готового продукта, температура сушильного агента на входе в сушилку и расход влажного исходного материала.
Влажность готового продукта регулируется изменением расхода сушильного агента.
Для стабилизации температуры сушильного агента (воздуха) при помощи регулятора температуры изменяется подача пара в калорифер.
Задание на проектирование. Рассчитать барабанную сушилку для сушки сульфата аммония нагретым в калорифере воздухом при следующих условиях: производительность сушилки по высушенному материалу Gk— 1>25 кг/с; начальная влажность материала о)ч = 4 %; конечная влажность продукта «к = 0,4 %; начальная температура материала, поступающего на сушку, /м = 35℃; конечная температура продукта /м == 55℃； температура воздуха: на входе в сушилку (после калорифера) /t = 120 ℃; на выходе из сушилки /г = 60 ℃; напряжение рабочего объема барабана по испарившейся влаге 4。= 11 кг/(м3-ч); давление греющего пара р = 0,3 МПа; максимальный размер частиц продукта, уносимых воздухом из сушилки d4 = 0,3 мм； сушилка—прямоточная; давление в сушилке — атмосферное (99,3 кПа); место строительства установки ——г. Харьков; относительную влажность и температуру атмосферного воздуха в расчете принимать как среднегодовые.
В соответствии с заданием определяем необходимые данные для расчета сушилки: характеристика атмосферного воздуха: температура /0 = ==6,3*С； относительная влажность 恥=76,5 %; средняя плотность продукта р = 1750 кг/м3; насыпная плотность продукта рнас — 800 кг/м3; теплоемкость сернокислого аммония с = 1,64 кДж/(кг-К). Система насад- кн—лопастная. Коэффициент заполнения барабана: насадкой рн = 0,05, материалом рм = 0,15.
Материальный баланс.
Количество испаряемой влаги определяется по формуле (10.35):
^= 1,25 (4 - 0,4)/(100- 4) = 0,047 кг/с (169,2 кг/ч).
Количество исходного влажного материала:
Gi = 1,25 + 0,047 = 1,297 кг/с.'
Определение параметров сушильного агента воздуха и расхода теплоты на сушку.
Давление насыщенного водяного пара при /о = 6,3 ℃ составляет р — =965 Па = 0,965 кПа [41
Влагосодержание воздуха, поступающего в калорифер (формула (10.3)):
х0 = 0,622 • 0,765 • 0,965/(99,3 - 0,765 • 0,965) = 0,0047 кг/кг.
Энтальпия наружного воздуха (формула (10.6)):
/0 = (1,01 + 1,97- 0,004 7) 6,3 + 2493 • 0,0047 = 18,1 кДж/кг.
Энтальпия нагретого воздуха на входе в сушилку (после калорифера):
厶=(1,01 + 1,97- 0,0047) 120 + 2493 • 0,0047 = 134 кДж/кг.
Удельный расход теплоты на нагрев высушиваемого материала определяется по формуле (10.53):
9м = 1,25 • 1,64 (55 — 35)/0,047 = 872,3 кДж/кг влаги.
Потери теплоты сушилкой в окружающую среду> отнесенные к 1 кг массы испаряемой влаги, согласно ОСТ 26-01-450——78 принимаются в пределах 85—170 кДж/кг. Принимаем ^пот = 127,5 кДж/кг.
Изменение потенциала воздуха относительно испарившейся влаги определяется по уравнению (10.46):
А = 4,19 • 35— (872,3 + 127,5) = —853,15 кДж/кг.
Энтальпия пара при конечной температуре воздуха, выходящего из сушилки (формула (10.50)):
/п к = 2493 + 1,97*60 = 2611,2 кДж/кг.
Энтальпия влажного воздуха на выходе из сушилки (формула (10.51)):
了 1,01 ■ 60 (-853,15) + 2611,2[0,0047 (-853,15) - 134] 一г
-853Д5'- 261L2КДЖ/КГ*
• Конечное влагосодержание воздуха на выходе из сушилки определяется по формуле (10.52):
%к=[(118,9 — 134)/(-853,15)]+ 0,0047 = 0,0224 кг/кг.
Расход воздуха [см. формулу (10.37)]:
£ = 0,047/(0,0224 — 0,0047) = 2,67 кг/с.
Расход теплоты в калорифере:
(Зкал = 2,67 (134— 18,1) = 309,45 кВт.
Расход греющего пара на подогрев воздуха в калорифере:
Gf.l 309,45/2171 =0,1425 кг/с,
где г — 2171 кДж/кг — теплота парообразования при р — 0,3 МПа [4].
Определение размеров сушильного барабана.
Требуемый рабочий объем .барабана определяется по формуле (10.64): ^6= 169,2/11 = 15,38 м3.
含
©
о
©
無
彫
冢 艮冬
4
Условное обозначение
Наименование среда в трубопроводе
Буквенное
Графическое
1.8 —
Кшшенсат
-2.2 —
Пар насыщенный
-3.1 —
Воздух атмосферный
--3.4--
Воздух горячий
—3.9 —
Воздух запыленный
--3.0 -
Воздух отработанный
—0.1 ~
Материал высушенный
—0.7 -
Материал сырой
1
S
§
«
Обозначение
Наименованце
У
Примечанне
J
Бункер сырого материала
1
2
Циклон
1
3
Фильтр рукавный
1
4
Бункер готового продукта
1
5
Элеватор
1
6
Конвейер ленточный
1
7
Сушилка барабанная
1
8
ПитатеЛь шлюзовый
1
9
Калорифер
1
10
Вентилятор
1
Установка сушильная Технологическая схема с КИП и А
Инг
Масса
Мас шт
Изм.
ГШст
N* докум.
Подпись
Дата
Разраб.
Пров.
Лист 1 Листов
Н. конт-
Рнс. 10.6. Установка сушнльная. Технологическая схема с КИП н А
Отношение длины барабана к его диаметру должно быть равно LID = =3,5 + 7, принимаем L/D = 5. Тогда,,
%0,78502 • 5° = 3,925/А
Диаметр барабана:
/) = 15,38/З,925°'333= 1,58 м.
Длина барабана
А — 1,58 • 5 = 7,9 м.
Принимаем по ОСТ 26-01-437—78 сушильный барабан диаметром D = =1600 мм и длиной £ = 8000 мм, исполнение I.
Уточняем объем выбранного барабана:
Кб = 3,14- 1,6-8/4= 16,08 м3.
Уточняем напряжение барабана по испарившейся влаге:
儿=169,2/16,08 — 10,52 кг/(м3 • ч).' "
Объемный расход влажного сушильного агента на выходе из барабана определяется по формуле (10.69):
展 67击 + 簣)=2,6 Мз/С.
Скорость воздуха в свободном сечении барабана может быть определена по формуле (10.67):
оу = 2,6/[0,785 • 16 (1 一 0,15 — 0,05)] = 1,62 м/с.
Проверим допустимую скорость воздуха, исходя из условия, что частицы высушиваемого материала диаметром более 0,3 мм не должны уноситься потоком воздуха из барабана. Скорость уноса, равную скорости свободного витания о/внт, определяют по уравнению (10.80).
Парциальное давление водяных паров в воздухе на выходе из барабана находим по уравнению (10.82):
二(0,0224/18) О • 99,3 _
Р — 1/29 4- 0,0224/18 — 3459 口 ’
Плотность воздуха на выходе из сушилки (формула (10.81)):
Pep f29 (99 300- 3 459) + ® 3 459]魂3需冲十勦=1,047 кг/мП Критерий Архимеда:
Аг =(0,3 - 10-3)3 .1750-1,047 ■ 9,8/(0,02 • 10^3)2 = 1212.
Скорость витания:
^вит =^вит =0,02・ 10~з0,3- 10^3. 1,047
^вит =
^вит =
Рабочая скорость сушильного агента в сушилке w = 1,62 м/с меньше, чем скорость свободного витания частиц (скорость уноса) йУвит= 2,03 м/с, поэтому расчет основных размеров сушильного барабана заканчиваем.
Время пребывания материала в сушилке (время сушки) определяем по формуле (10.72):
мин = 1512 с.мин = 1512 с.120 0,15-800 (4- 0,4)— т= 10,52 [200-(4+ 0,4)]= ，
мин = 1512 с.
мин = 1512 с.
Объем материала, находящегося в барабане:
Рм = (1,297 十 1,25) 1512/(2 • 800) = 2,4 м3
Уточним коэффициент заполнения барабана сушилки материалом:
Вм = 2,4/16,08 = 0,1493,
что близко к принятому в исходных данных.
Определяем частоту вращения барабана сушилки (формула (10.78)).
Для принятой системы насадки принимаем коэффициенты m = 1, 论=0,7, угол наклона барабана 2,5°. Тогда
n= 1.0,7 -8/(1512. 1,6 tg 2,5°) = 0,053 с"1 =3,2 об/мин.
Проверим угол наклона барабана по формуле (10.79):
.。=(^^ +。'。。7",62)齬=2用
что близко к принятому значению.
' Рассчитанная барабанная сушилка представлена на рис. 10.7.
Барабанную сушилку можно рассчитать на ЭВМ тип ДВК-2, ДВК-3 и др. на языке «Бейсик» (см. стр. 310).
Варианты заданий для расчета сушильной установки. Рассчитать и спроектировать сушильную установку непрерывного действия.
Т а б л и ц а 10,8
Исходные данные для расчета сушильной установки
KHH0h ，EHm090KHH0h ，EHm09012345678901234567890NH4NQ3 СаСОз (мел)NH4NQ3 СаСОз (мел)(NH4)2SO4(NH4)2SO4КС1 NaNO3КС1 NaNO3KNQ3 Фосфорная рудаKNQ3 Фосфорная рудаR NaHCMR NaHCMШифрШифрG)i3(020,1/mi 25G6九 nО /250Р в °，4G)i3(020,1/mi 25G6九 nО /250Р в °，46 5 君 5Ло о ■1 о 56 8 м м 一2 8 1-6 5 君 5Ло о ■1 о 56 8 м м 一2 8 1-3,5100,11,52220714НО65055НО0,35 —3,5100,11,52220714НО65055НО0,35 —NH 4clПесок9101,40,53020913500300120100NH 4clПесок9101,40,530209135003001201008 0 011 го8 0 011 го53 СГ2253 СГ2254 4 0 5 15 5 сГ2 12 554 4 0 5 15 5 сГ2 12 54 0 611 114 0 611 112 0 010 37 12 0 010 37 1
KHH0h ，EHm090
KHH0h ，EHm090
1
2
3
4
5
6
7
8
9
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
0
NH4NQ3 СаСОз (мел)
NH4NQ3 СаСОз (мел)
(NH4)2SO4
(NH4)2SO4
КС1 NaNO3
КС1 NaNO3
KNQ3 Фосфорная руда
KNQ3 Фосфорная руда
R NaHCM
R NaHCM
Шифр
Шифр
G)i3
(020,1
/mi 25
G6
九 nО /250
Р в °，4
G)i3
(020,1
/mi 25
G6
九 nО /250
Р в °，4
6 5 君 5Ло о ■
1 о 5
6 8 м м 一
2 8 1-
6 5 君 5Ло о ■
1 о 5
6 8 м м 一
2 8 1-
3,510
0,11,5
2220
714
НО650
55НО
0,35 —
3,510
0,11,5
2220
714
НО650
55НО
0,35 —
NH 4cl
Песок
9
10
1,4
0,5
30
20
9
13
500
300
120
100
NH 4cl
Песок
9
10
1,4
0,5
30
20
9
13
500
300
120
100
8 0 0
11 го
8 0 0
11 го
5
3 СГ2
2
5
3 СГ2
2
5
4 4 0 5 15 5 сГ
2 12 5
5
4 4 0 5 15 5 сГ
2 12 5
4 0 6
11 11
4 0 6
11 11
2 0 0
10 3
7 1
2 0 0
10 3
7 1
Примечания: 1. Вид движения высушиваемого материала и теплоносителя для шифров: I, 2, 3, 4, 5, 6, 7. 8, 9, 0 — прямоток, для шифра 5 — противоток для барабаииых сушилок.
Теплоноситель для шифров I. 3, 4, 6, 9 —воздух, для других шифров —топочные газы, образованные при сжигании природного газа.
Таблица штуцеров
Обо» зиа-
Нанмеиование
Кол.
Проход условный % мм
[Цвление гсловиое Р у, МН・
л
Вход материала
1
300
0,10
Б
Вход теплоносителя
1
1000
0Д7
В
Выход теплоносителя
1
500
0,15
Г
Выход материала
1
ЗООХЗОО
0,10
д
Выход остатков материала
1
ЗООХЗОО
0,10
Е
Для обслуживания
2
400x500
0,10
房
S X & е
Л
Обозначение
Наименование
§ §
Примечание
Сборочные единицы
7
Барабан
1
2
Камера разгрузочная
1
3
Станция упорная
1
4
Венец зубчатый
1
5
Привод сушилки
1
6
Станция опорная ■
1
7
Устройства уплотнителш.
1
8
Камера разгрузочная
1
Сушилка барабанная Чертеж общего вида
Лит,
Масса
Масшт.
НЗМ
Пист
窜 докум.
Подпись
Дата
9200
U4O
Разраб.
Пров.
Лист|JbicroB
Н. конт.
Рис. 10.7. Сушилка барабанная. Чертеж общего вида.
Техническая характеристика сушилки:
Сушилка предиазиачеиа для сушки сульфата аммония подогретым воздухом.
Вид движения материала и воздуха — прямоток
Производительность сушилки по высушенному материалу— 1,25 кг/с
Частота вращения барабана — 3,2 об/мии.
Угол наклона барабана — 2,5®.
Температура стеики барабана— 120 ℃.
Масса сушилки —9200 кг
IB PRINT »РАСЧЕТ БАРАБАННОЙ СУШИЛКИ, ОБОГРЕВАЕМОЙ ВОЗДУХОМ1' ' PR
INT 20 PRINT Я НАЖАТЬ 30 PRINT
*'ВВЕСТИ ДАННЫЕ ДЛЯ РАСЧЕТА (ПОСЛЕ ВВОДА ОЧЕРЕД- ЗНАЧЕНИ '• ПРОИЗВОДИТЕЛЬНОСТЬ СУШИЛКИ ПО ВЫСУШЕННОМУ ПРОДУКТУ КГ /
С”, \ INPUT 62
40 PRINT мНАЧАЛЬНАЯ ВЛАЖНОСТЬ МАТЕРИАЛА Ч", ' INPUT W1
50 PRINT "КОНЕЧНАЯ ВЛАЖНОСТЬ ПРОДУКТА 力“,\ INPUT W2
80 PRINT *'НАЧАЛЬНАЯ ТЕМПЕРАТУРА МАТЕРИАЛА, ПОСТУПАЮЩЕГО НА СУШКУ
ГРАД,С",
90 INPUT 01
100 PRINT ^КОНЕЧНАЯ ТЕМПЕРАТУРА ПРОДУКТА ГРАД,С", \ INPUT 02
110 PRINT
120 PRINT
130 PRINT
140 PRINT
"ТЕМПЕРАТУРА СУШИЛЬНОГО "НА ВХОДЕ В СУШИЛКУ", \ "НА ВНХОПЕ", \ INPUT Т2 *'НАПРЯЖЕНИЕ БАРАБАНА ПО
АГЕНТА*' INPUT T1
ИСПАРИВШЕЙСЯ ВЛАГЕ КГ/(МЗ*С)"
150 INPUT А \ А»А/36ВВ
160 PRINT ИБАРОМЕТРИЧЕСКОЕ ДАВЛЕНИЕ КПА”, \ INPUT Р
170 PRINT "ДАВЛЕНИЕ ГРЕЮЩЕГО ПАРА, ПОСТУПАЮЩЕГО В КАЛОРИФЕР МПА'*
；80 INPUT Pl
1,0 PRINT "ВВЕСТИ НАЗВАНИЕ ГОРОДА - РАЙОНА СТРОИТЕЛЬСТВА УСТАНОВ КИ*',
195 PRINT "ИЗ СЛЕДУЮЩИХ: ВОЛГОГРАД, ДНЕПРОПЕТРОВСК, ЛЕНИНГРАД, М ОСКВА 11;
196 PRINT мОДЕССА, ПЕРМЬ, РИГА, УФА, ХАРЬКОВ, ЧЕЛЯБИНСК'*
210 Zй(И)= мЧЕЛЯБИНСК" \ ZS( 1)="ВОЛГОГРАД'* ' ZS <2) =м ДНЕПРОПЕТрОВС К“
2СИ гй (3) «" ЛЕНИНГРАД" \\ ZH(4)<=MM0CKBAM \ ZH (5) ="ОДЕССА" \ ZH(
6) «"ПЕРМЬ'*
230 240 250
260 27И 280 290 300
310 320 330
340 350 352 355 356
36S
370 380 390 400
гй(7)«"РИГАп
INPUT Z2S
IF IF IF IF IF IF IF IF IF IF IF
Z20=Z0(0) Z2a=za(i) Z2a=za<2) Z2a=z»<3) Z2S«ZS(4) Z2a=za(5) Z2a=zss(6) Z2a=zac?) Z2a=za(8) Z2a=ZS(9)
PRINT PRINT PRINT STOP PRINT INPUT PRINT PRINT
\ гй(8)=иУФАн \ ZS (9) «"ХАРЬКОВ1*
THEN W4=・78 \ T4=l,2
THEN W4=,67 \ T4=7・4
THEN THEN THEN THEN THEN THEN THEN THEN
W4<>0 БО ТО 370
W4=-74 \ T4»8.15 W4«.78 \ T4=4.9 W4=,79 \ T4=3.6 W4=,745 \ T4=9.75 W4=.78 \ T4=l W4=,755 \ T4M.4 W4=.7£S \ T4«2.2 W4=,751 \ T4=7.45
"НЕПРАВИЛЬНО НАБРАНО НАЗВАНИЕ ГОРОДА4 \ GO ТО 190
410 PRINT
•'СРЕДНЯЯ ПЛОТНОСТЬ ПРОДУКТА K「/M3", Р2
"НАСЫПНАЯ ПЛОТНОСТЬ ПРОДУКТА КГ/М(3)"i \ INPUT РЗ "ТЕПЛОЕМКОСТЬ ПРОДУКТА КДЖ/(КГ*К) "； \ INPUT С
'*КОЭФФИЦИЕНТ ЗАПОЛНЕНИЯ БАРАБАНА "; \ INPUT В
420 PRINT "УГОЛ НАКЛОНА БАРАБАНА ГРАД. " \ INPUT U
430 W«B2*(W1-W2)/(10B-W1) \ REM КОЛИЧЕСТВО ИСПАРЯЕМОЙ ВЛАГИ
440 GI=G2+W \ REM КОЛИЧЕСТВО ИСХОДНОГО МАТЕРИАЛА
450 V=W/A \ REM РАБОЧИЙ ОБ_ЕМ СУШИЛЬНОГО БАРАБАНА
460 0=3.5 \ REM НАЧАЛЬНОЕ ОТНОШЕНИЕ ДЛИНЫ БАРАБАНА К ДИАМЕТРУ
470 D=(V/((PI/4)*0))л.ЗЗЗЗ
480 L=O*D \ REM ДЛИНА БАРАБАНА
484 PRINT \ PRINT \ PRINT \ PRINT
485 PRINT "РАСЧЕТНЫЕ РАЗМЕРЫ СУШИЛЬНОГО БАРАБАНА s »
486 PRINT ”ДИАМЕТР «**;Ds *'ДЛИНА =”：L
490 PRINT \ PRINT \ PRINT \ PRINT
5ИИ PRINT «ПРИНИМАЕМ РАЗМЕРЫ СУШИЛЬНОГО БАРАБАНА ПО ОСТ 26-И1-4 37-78"
505 PRINT
510 PRINT ”ДИАМЕТР БАРАБАНА =”； \ INPUT D
520 PRINT "ДЛИНА БАРАБАНА ="s \ INPUT L
530 V=PI*(D^2)*L/4 \ REM УТОЧНЯЕМ ОБ_ЕМ ВЫБРАННОГО БАРАБАНА 540・ A=W/V \ REM УТОЧНЯЕМ НАПРЯЖЕНИЕ БАРАБАНА ПО ИСПАРИВШЕЙСЯ ВЛА ГЕ
S3。 REM ОПРЕЙЕЛЯЕМ ПАРАМЕТРЫ ВОЗДУХА, ПОСТУПИВШЕГО В КАЛОРИФЕР
566 X1«-622*W4*P4/(P-P4*W4) \ REM ВЛАГОСОДЕРЖАНИЕ
570 Н=С4*Т4+(R+C5*T4)*X1 \ REM ЭНТАЛЬПИЯ
580 Н1=С4*Т1+(R+C5#T1)#Х1 \ REM ЭНТАЛЬПИЯ ВОЗДУХА ПОСЛЕ КАЛОРИФЕ РА
590 Q=(62*C*(02-01))/W \ REM УДЕЛЬНЫЙ РАСХОД ТЕПЛА НА НАГРЕВ МАТ ЕРИАЛА
600 Ql=»,0S#(H2-4. 19*01+Q> \ REM ПОТЕРИ ТЕПЛА В ОКРУЖАЮЩУЮ СРЕДУ
61И Z=4.19*.1-(Q+Q1) \ REM ИЗМЕНЕНИЕ ПОТЕНЦИАЛА ВОЗДУХА ОТНОСИТЕ ЛЬНО ИСП. ВЛАГИ
620 H3«=R+C5*T2 \ REM ЭНТАЛЬПИЯ ПАРА ПРИ КОНЕЧНОЙ ТЕМПЕРАТУРЕ ВОЗ ДУХА
630 H4«(C4*T2*Z+H3*(X1#Z-H))/(Z-H3)\ REM КОНЕЧНАЯ ЭНТАЛЬПИЯ ВЛ, ВОЗДУХА
640 Х2«<(Н4-Н)/Z)+X1 \ REM КОНЕЧНОЕ ВЛАГОСОДЕРЖАНИЕ ВОЗДУХА
650 L1«W/(X2-X1) \ REM РАСХОД ВОЗДУХА '
660 Q2«L1*(H1-H) \ REM РАСХОД ТЕПЛА В КАЛОРИФЕРЕ
670 6=Q2/R1 \ REM РАСХОД ГРЕЮЩЕГО ПАРА
680 T3«120*B*P3*(W1-W2)/(6И*А*(2ИИ-(W1-W2J)) \ REM ВРЕМЯ СУШКИ
690 V1»(Б1+Б2)#ТЗ#6И/(2*РЗ) \ REM ОБ ЕМ МАТЕРИАЛА. НАХОДЯЩЕГОСЯ В БАРАБАНЕ
700 T5«2*Vl*P3/((Б1+Б2)*6И) \ REM ВРЕМЯ ПРЕБЫВАНИЯ МАТЕРИАЛА В С УШИЛКЕ
Ряс. 10.8.:Корпуса сушилок
Рнс. 10.10. Станции опорная (а) и упорио-опориая ⑹
Номер исполнения корпусаДиаметр барабана£>н，ммТип основной насадкиДвижение материала и теплоносителя в сушилкаIЛопастнаяПрямоточноеII1000—1600ПротивоточноеIIIСекторнаяПрямоточноеIVПротивоточноеVVI1000-2200секторнаяПрямоточноеПротивоточноеVII2500; 2800ПрямоточноеНомер исполнения корпусаДиаметр барабана£>н，ммТип основной насадкиДвижение материала и теплоносителя в сушилкаIЛопастнаяПрямоточноеII1000—1600ПротивоточноеIIIСекторнаяПрямоточноеIVПротивоточноеVVI1000-2200секторнаяПрямоточноеПротивоточноеVII2500; 2800ПрямоточноеИсполнение корпусов сушилокИсполнение корпусов сушилокТаблица 10.9Таблица 10.9
Номер исполнения корпуса
Диаметр барабана
£>н，мм
Тип основной насадки
Движение материала и теплоносителя в сушилка
I
Лопастная
Прямоточное
II
1000—1600
Противоточное
III
Секторная
Прямоточное
IV
Противоточное
V
VI
1000-2200
секторная
Прямоточное
Противоточное
VII
2500; 2800
Прямоточное
Номер исполнения корпуса
Диаметр барабана
£>н，мм
Тип основной насадки
Движение материала и теплоносителя в сушилка
I
Лопастная
Прямоточное
II
1000—1600
Противоточное
III
Секторная
Прямоточное
IV
Противоточное
V
VI
1000-2200
секторная
Прямоточное
Противоточное
VII
2500; 2800
Прямоточное
Исполнение корпусов сушилок
Исполнение корпусов сушилок
Таблица 10.9
Таблица 10.9
60y60y4 omS. d4 omS. d.*oMd.*oMd丄，丄，Рис. 10.11. Загрузочная (а) и разгрузочная 9) камеры для сушилок с прямоточным движением потоковРис. 10.11. Загрузочная (а) и разгрузочная 9) камеры для сушилок с прямоточным движением потоковТип сушилки: 1—- барабанная; 2 — аэрофонтанная; 3 ——кипящего слоя.
60y
60y
4 omS. d
4 omS. d
.*oMd
.*oMd
丄，
丄，
Рис. 10.11. Загрузочная (а) и разгрузочная 9) камеры для сушилок с прямоточным движением потоков
Рис. 10.11. Загрузочная (а) и разгрузочная 9) камеры для сушилок с прямоточным движением потоков
Место строительства установки: 1 — Харьков; 2 — Воронеж; 3 — Днепропетровск; 4 — Киев; 5 — Омск; 6 — Ленинград.
Обозначения исходных данных: G — количество поступающего на сушку материала, кг/с; o)i ——начальная влажность материала, %； (о2—конечная влажность материала %; /М1—температура поступающего на сушку материала, ℃; /】一температура сушильного агента на входе в сушилку, ℃; /2 ——температура сушильного агента на выходе из сушилки, ℃; р — абсолютное давление греющего пара, поступающего в калорифер (для сушилки, обогреваемой горячим воздухом), МПа; R — наименование высушиваемого материала.
Шифр исходных данных приведен в табл. 10.8.
В установке предусмотреть калорифер (топку), устройства для очистки газов, вентилятор, механизацию загрузки и выгрузки материала.
Конструкции и параметры барабанных сушилок. Устройство и принцип работы сушилок описаны в [1; 2; 3; 8; 14; 10.1 —10.5].
В зависимости от значения диаметра барабана &, типа основных насадок и от направления движения теплоносителя относительно продукта должны применяться корпуса сушилок тех исполнений, которые указаны в табл. 10.9.
Основные размеры корпусов сушилок должны соответствовать рис. 10.8 и ОСТ 26-01-437—78.
Условное обозначение корпуса состоит из номера исполнения, числовых значений диаметра DH н длины барабана L, м. Пример условного обозначения корпуса исполнения I, диаметром Dh = 1000 мм и длиной L = 4000 мм:
Корпус М,0-4 ОСТ 26-01-437—78.
Виды насадок представлены па рис. 10.9.
Типы и основные размеры опорных и упорно-опорных станций (рис. 10.10) должны соответствовать ОСТ 26-01-447—78.
Конструкции н основные размеры загрузочных и разгрузочных камер (рнс. 10.11 и 10.12) должны соответствовать ОСТ 26-01-123—80.
tto^ohoc жижхш^хй^ жзхгоьойхьоае и мочхз^и'if4ndax" 6) Krixron^aknria н & «rixyow^asrt .м-.о- .OKfe
ЭКОНОМИЧЕСКИЕ РАСЧЕТЫ ПРИ ПРОЕКТИРОВАНИИ
Экономическая часть курсового проекта должна разрабатываться в единстве с технологической и расчетной частью проекта Экономичность проектируемых аппаратов определяется путем сравнения наиболее характерных для данной группы аппаратов показателей: производительность, металлоемкость, ре- монтнопригодность и др.
В экономической части учащиеся определяют стоимость машин и аппаратов, энергетические затраты (на топливо, пар, электроэнергию, воду), отнесенные к 1 т продукции.
Стоимость установки включает стоимость основного и вспомогательного оборудования (насос, воздуходувка, емкости, калорифер и т. д.), расходов на доставку, монтаж, установку КИП и трубопроводов и др.'
Стоимость всех видов оборудования исчисляется по ценам действующих прейскурантов на оборудование [11.2; 11.3].
. Оптовые цены установлены в руб. за 1 т готовых изделий, ио без стоимости арматуры, автоматики, пультов управления, электромонтажа, которые оплачиваются сверх установленных оптовых цен.
При отсутствии стоимости оборудования в ценнике ее исчисляют по стоимости стандартных элементов или материалов с учетом затрат на изготовление.
Стоимость монтажа аппарата исчисляется в размере 10—— 25 %, контрольно-измерительных приборов с установкой 5— 10 %, изоляции и футеровки — 3—10 %, технологических трубо-1 проводов до 20 % от стоимости аппарата.
Затраты на изготовление аппарата составляют 30—40 % от стоимости материалов, пошедших на изготовление аппарата.
Расчет оптовых цен на химическое оборудование. Расчет [ оптовых цен осуществляется в соответствии с прейскурантом: № 23—03.
В приведенных таблицах оптовых цен не учтена стоимость комплектующих изделий: приводов, арматуры, приборов, автоматики, торцевых и других уплотнений, а также колец Рашига и прочих видов насадок и устройств.
Расчетные условия:
При изготовлении сосудов и аппаратов из видов и марок металла, не указанных в таблицах, к оптовым ценам настоящего прейскуранта применяется доплата (скидка) в размере разницы в стоимости металла и в затратах по обработке.
Оптовые цены на сосуды и аппараты, указанные в таблицах, установлены на сварные конструкции цилиндрической формы с неотъемными крышками и без разъема корпусов с од-
ним люком (лазом), смотровым окном и тремя штуцерами с плоскими фланцами, а на теплообменные кожухотрубные аппараты типа TH и ТЛ — с двумя разъемами корпуса с плоскими фланцами и четырьмя штуцерами для всех видов теплообменников.
При наличии в сосудах и аппаратах более указанного выше количества люков, лазов, штуцеров и разъемов корпуса с плоскими фланцами, а также при наличии разъемов, люков, фланцев и штуцеров с коваными или литыми францами к оптовым ценам соответствующих таблиц применяются доплаты в указанных в табл. 11.1 размерах.
Оптовые цены на нефтехимическую аппаратуру установлены исходя из стоимости и сортамента марок металла (табл. 11.2 и 11.3).
Оптовая цена прейскуранта на аппараты с рубашками, изготовленные из углеродистой стали, повышается на 5 %, из биметалла—на 3,5 %, из нержавеющей стали и цветных металлов —на 2 %. Телообменные аппараты с кожухом из углеродистой стали и трубами из нержавеющей стали или других качественных сталей и цветных металлов расцениваются по группе теплообменников из нержавеющей стали или цветного металла соответствующей весовой подгруппы (со скидкой на разницу в стоимости металла по элементам, изготовленным из углеродистой стали). Расчеты следует вести для определения скидки по сумме весов тех элементов, которые изготавливаются только из углеродистой стали.
Аппараты теплообменные с диаметром и толщиной труб, не предусмотренных прейскурантом, исчисляются по ценам прейскуранта, но с доплатой или скидкой в рублях за 1 т готового изделия.
Оптовые цены на аппараты колонные с тарелками установлены исходя из расстояния между тарелками в 500 мм на 1 м рабочей высоты колонны. При меньшем расстоянии между тарелками к оптовым ценам осуществляется доплата (в процентах) .
Выпарные аппараты со встроенными греющими камерами расцениваются как теплообменные аппараты соответствующих весовых групп. Выпарные аппараты с выносными греющими камерами расцениваются по элементам соответственно группам и весовым подгруппам прейскуранта.
,Данные по оптовым ценам приведены в табл. 11.4—11.13.
Пример расчета оптовой цены. |
Аппарат со сложным устройством 0 2600 мм. Общий вес аппарата 12 т, в том числе: узлы из углеродистой стали ВСтЗспб ——3,0 т, нержавеющей стали толщиной 8 мм марок 12Х18Н10Т — 4 т и 12Х18Н9T 3 tJ чугуна СЧ-15——2 т. В аппарате два люка из нержавеющей стали 0 500 и 400 мм и восемь штуцеров： три штуцера из углеродистой стали 0 50 мм, два из
Таблица 11.1
Доплаты (в руб. и коп. за 1 кг)
Металл
Фланцы отъемных крышек и разъемов корпусов, люки, лазы, смотровые окна, штуцера
из листового металла
кованые и литые
Углеродистая сталь
Нержавеющая сталь, двухслойная сталь, цветные металлы
Титан
0—73
0-90
2~19
1-76
1-95
5-02
Т а б л и ц а 11.2
Листовой металлопрокат и литье： *
一Стоимость 1 т
МеталлМаркав руб.
Углеродистая стальВСтЗспб, 9—12 мм14°
Низколегированная сталь09Г2С, 21—32 мм173
Легированная качественная12ХМ, 52—60 мм274
сталь
Никельсодержащая сталь12Х18Н10Т, 9—12мм1020
2,2—2,5 мм1000
10Х17Н13М2Т, 9-12мм1550
08Х22Н6Т, 9-12 мм1020
МедьМ2, М3, 5-12 мм1310
АлюминийАД, АД1, до 10,5мм104°
ТитэнВТ 1—0,12—35 мм4100
Таблица 11.3
Трубы
Металл
Марка
Стоимость
1 т металла1 пог. м
в руб.в руб. и коп.
Углеродистая стальСт20,
бесшовные холодно- деформированные 25 X 2,05400—61.
25 X 2,54530-63
25 X 3,03990—65
48 X 4,02701,17
57 X 4,02601—36
Металл
Марка
Углеродистая сталь
Ст20, бесшовные, горяче-
катанные
89 X 5,0 108 X 5,0 108X6,0 133X6,0 159 X 6,0
Низколегированная
12Х18Н10Т,
сталь
бесшовные, холодно-
деформнрованные
25 X 2,0
25 X 3,0
48 X 4,0
57 X 4,0
12Х18Н10Т,
бесшовные, горяче-
деформированные
89 X 5,0
76 X 5,0
108 X 6,0
133 X 6,0
159 X 6,0
102 X 6,0 114X6,0 127X8,0 152 X 8,0
Медь
М2, М3 тянутые и
холоднокатанные
32 X 2,0
Алюминий
，АДО, АД1, АД круглые
катанные
25 X 2,5
Титан
ВТ1—0, отожженные с травленой поверх
ностью 25X2,0
Продолжение
.Стоимость
1 т металла
1 пог. м
в руб.
в руб. и коп.
8 6 18 1
0 0 0 9 0
2 2 2 12
2-15
2-61
3—03
3—72
4-54
2 2 11
0 13 6
3 3 3 9
2 0 7 6
44430^43323
1 310
14 800
2—52
3—31
7—52
8-87
15-30
13—10
21—30
25-90
30—50
20—00
22—20 31-40
36—80
углеродистой стали 0 100 мм, два из' нержавеющей стали 0 150 мм и один штуцер из нержавеющей стали 0 250 мм.
Изделие следует расценить как аппарат нз различных металлов по весовой подгруппе 12,0——20,0 т, соответствующей общему весу изделия 12 т.
Оптовая цена аппарата без доплат составит:
565 -3,0+ 1 735 • 7,0 十 695 • 2,0 = 15 230 руб.
Доплаты:
а) разница в стоимости нержавеющей стали 12Х18Н9Т и 12Х18Н10Т. Коэффициент расхода по заводским нормам по стали 12Х18Н10Т составляет 1,4?, поэтому в расчет принимается предельный коэффициент 1,35, указанный в п. 10 расчетных условий (прейскуранта № 23-03, ч. 11)
(940 — 1020)-3 - 1,35 = —324 руб.;
11 И. Л. Иоффе
Оптовая цена (в руб.) за 1 т листовой стали
Металл
Марка
Толщина листа, мм
1
2
3
4
5 J
Сталь углероди-
10
194
177
一
стая качествен-
20
189
172
—
-1
ная
40
191
175
一
Сталь низколеги-
12ГС
195
178
рованная
09ГС2
200
181
一
—i
10ХСНД
272
253
Легированная
20Х
206
185
172
10Г2
197
185
173
-я
ЗОХМ
249
227
215
Коррозионностой-
08X13
567
521
494
490]
кая и жаростой-
15X28
740
693
664
661J
кая
15Х25Т
779
730
*701
6981
12Н18Н9
1090
1040
1010
1010I
08Х18Н10
1330
1280
1250
1240
12Х18Н10Т
1260
1200
1170
11701
10Х17Н13М2Т
1810
1740
1710
1710，
Таблица 11.4
Удельная масса труб в общей массе аппа-
-
Масса аппарата, т
рата,
%. ДО
От 10—20
1625
Кож
1360
у х — Е
1165
СтЗспЕ
1030
，тру 940
б ы 一 855
Ст20
770
695
635
575
30
1510
1280
1115
1005
920
855
780
715
665
610
40
1410
1215
1085
990
915
850
790
730
690
640
50
1330
1170
1055
975
915
860
810
755
710
670
60
1270
1135
1040
970
915
870
815
775
740
700
70
1225
1110
1025
970
920
885
840
800
770
730
80
1200
1110
1030
985
935
905
860
825
795
760
От 10—20
Ко
2105
жух
1840
—ВСт：
1650
1сп5, т 1515
р у б ы 1430
—08
1355
Х22Н€
1275
Т
1210
1160
1100
30
2155
1930
1765
1660
1580
1520
1450
1390
1355
1305
40
2215
2020
1890
1805
1730
1675
1615
1560
1530
1490
50
2290
2130
2020
1950
1885
1840
1795
1740
1700
1670
60
2385
2255
2160
2095
2040
2000
1950
1910
1885
1850
70
2500
2390
2300
2250
2200
2170
2130
2085
2065
2030
80
2640
2545
2465
2420
2380
2340
2305
2270
2240
2215
Таблица 11.5
Оптовые цены на теплообменные кожухотрубные аппараты типа TH н ТЛ
Продолжение таблицы 11.5
Удельная масса труб в общей массе аппарата, %, до
Масса аппарата, т
о
-
京
g
Кожу
От 10—20
30
40
50
60
70
80
х — a j
5050
4645 4280
3960 3685
3455
3280
I ю м и
4345
4045
3770
3540
3335
3160
3040
НИЙ ( 3835 3605 3415 3245 3090 2935 2830
д о 10
3485
3325
3175
3030
2895
2800
2710
0 мм),
3235
3195
2980
2870
2760
2655
2585
т р у f 3030 2925 2805 2735 2640 2570 2505
ы -
2800 2730
2645 2590 2500
2450 2395
л ю м
2590 2545
2485
2450
2390
2340
2295
и н и г
2535
2420
2375
2325
2305
2270
2225
2275
2275
2250
2220
2195
2170
2135
1'а блица 11.6
Оптовые цены иа теплообменные аппараты типа «труба в трубе»
Материал и размеры труб, мм
Масса изделия
теплообменные
кожухо-
Ст20Ст20Однопоточные
25 X 357 X 41870 1660 1485—___
89X5-1365 1225 4 00— 一 一 二
108 X 6159 X 6——_7；579^嬴一一
12X18H10TСт20725685一 -
25 X 357 X 4216519451755—__
89^5-176516251485---Z
12Х18Н10Г 12Х18Н10Т 一 一 一 1075 1025980——
25 X 357X 4356032953120—___
齡*9 X5 —295028002650一—一二
謡受需8一一-22252165--_
8X6159X6———216521052060—一
Ст20Ст20Мн°Г0П0Т0ЧНЫе
57X4iSy 5 二二 一 930870820780 725
12X18H10TСтМ———860810760725675
5?x4iSv5一一一13001235118011751115
X4108X5-——1220H601115110510 55
ваютсяРпо ценам на аппапаты^лижай^пну^7111Указанных диаметров труб рассчиты-
感盤:^=Т^^^ТРУ6 с ПРИ-
исход” нз общей массы изделия, Тне™с7одного ^膿毙^山 элементов, оцениваются
Оптовые цены на емкостные аппараты со сложными устройствами
Металл
Толщина стенки, мм
Масса изделия, т
Сталь углеродистая ВСтЗслб
Сталь низколегированная 09Г2С, 16ГС
Сталь нержавеющая
12Х18Н10Т, 08Х22Н6Т
Сталь нержавеющая
12Х18Н10Т, 08Х22Н6Т
Алюминий
Титан
Чугун
На все толщины То же
До 4,0
От 4,0 н выше До Ю,0 От 10,0 до 20,0
На все толщины То же
2 ПО
2 565
4 045
3 825
6 400
7215
12 265
2 475
1 490
1 810
3 185
3 005
4 780
5 325
10 160
1 755
1 195
1 450
2 775
2610
4010
4 420
9 025
1 420
1 010
1 225
2510
,.2.360
3515
3 845
8 285
1 210
865
1 045
2 300
2 160
3 130
3 395
7 745
1 045
Металл
Толщина стеики,
Масса изделия, т
Сталь углеродистая ВстЗспб
Сталь низколегированная 09Г2С, 16ГС
Сталь нержавеющая
12Х18Н10Т, 08Х22Н6Т
Сталь нержавеющая
12Х18Н10Т, 08Х22Н6Т
Алюминий.
Титан
Чугун
На все толщины То же
До 4,0
От 4,0 и выше До 10,0 От 10,0 до 20,0
На все толщины То же
760
920
2 МО
2015
2 850 3 070
7 340
930
665
800
1 870
2 575
2 760
6 940
815
565
685
1 735
2315
2 450
6 535
695
500
600
1 630
2 130
2 240
6210
615
420
505
1 515
1 915
1 990
5 860
515
Таблица 11.7
Примечания: I. К емкостным аппаратам со сложными устройствами относятся реакторы, автоклавы, хлораторы, сульфаторы, экстракторы, регенераторы, кристаллизаторы и другие аппараты.
2. По этой таблице расцениваются аппараты, в которых наружные и внутренние устройства занимают более 10 % от общей массы изделия (без учета веса рубашек).
Т а б л и ц а 11.8
Оптовые цены на колонные аппараты
(кроме колонн с тарелками нз S-образных элементов н клапанными прямоточными)
С решетчатыми или ситчатыми тарелками Насадочные
С капсульными колпачками Сложные
430
5 о 1 5 3 5
о
70
5
9
2
5 5
9 о
1 4
40
5
020
о
2
9
5
4
8
5
8
7
5
3
7
°5
8
5
85
7055
5 5
4 о
9 1
5 о
5 9
8 9
8010
7 9
5 5
3 4
7 8
8085
6 7
о о 4 6 7 8
5 о
9 3
7 9
75
3
о
2
о№
985
920
850
5
2
9
00
о
Ст
аль в
!ержавеюш.ая
12Х18Н10Т,
08Х22Н6Т
С решетчатыми или ситчатыми тарелками
3 000
2 805 2 600 2 385
2 225 2 095
2 005 1 925 2 005 2 025
Насадочные
2 845
2 660 2 385 2 275
2 120 2 000
1 920 1 845 1 910 1 935
С капсульными колпачками
3 115
2 905 2 685 2 455
2 280 2 145
2 045 1 960 2 050 2 085
Сложные
3 385
•3 155 2 915 2 665
Тита
2 460 2 310
н
2 210 2 ПО 2 195 2 235
С решетчатыми или ситчатыми тарелками
10 155
9 565 8 995 8 315
7 785 7 395
7 ПО 6 880 7 060 7 050
Насадочные
9 680
9 140 8 610 7 985
7 475 7 НО
6 850 6 620 6 780 6 770
С капсульными колпачками
10 335
9 705 9 100 8 390
7 825 7 420
7 125 6 865 7 080 7 115
Сложные
11 280
10 600 9 935 9 155
Ч у г у :
8 515 8 075
н
7 745 7 465 7 665 7 705
С решетчатыми — или ситчатыми тарелками Насадочные — С капсульными — колпачками
Сложные—
5
5
2
5 о
4 3 о 2
5
3
3
5
5
03
5 о
952
20
2
960
о о
9 4
8 о
5
9
8
5 5
2 6
8 9
5
4 о
5
8
9
о о
1 6
9 о
150
06
5
4
2
Примечания: I. Колонные аппараты с двумя и более проходными сечениями расцениваются по тому диаметру, в котором находится большее число тарелок.
Колонные аппараты, в которых применяются тарелки разных конструкций, расцениваются применительно к конструкции тарелок преобладающей массы.
К сложным комбииироваииым колоннам относятся колонны, имеющие устройства для отнода и подвода теплоты: зм®евнкн, встроенные теплообмеиинки и другие устройства.
Т а б л и ц а 11.10
Т а б л и ц а 11.8
Тип тарелок
Диаметр тарелок, мм
До 1000
1200
1400
1600
1800
2000
2200
2400
2600
Тарелки из S-образных элементов
Изуглеродистой210019851895181017301660161015651540
стали ВСтЗсп5=
Изкоррозионно-282026702545243523352240218021202085
стойкой стали
08X13
Тарелки клапанные прямоточные
Изуглеродистой210519801875179517201640158515901580
стали ВСтЗсп5—
Изкоррозионно-33603165ЗОЮ287027452630255024802450
стойкой стали 08X13
Оптовые цены на тарелки из S-образных элементов и клапанные прямоточные
Оптовые цены на корпуса колонных аппаратов с тарелками из S-образных элементов и клапанными прямоточными (на все толщины корпуса)
ДО 1000
1200
1400
1600
1800
2000
2200
2400
2600
2800
Диаметр колонн, мм
Сталь углеродистая ВСтЗсп5
Вес корпуса,т
505
465
440
420
2 7 5^
5 4 4 4*
^ ^ и ^
5 4 4 4
5 5 0 5
4 9 7 4
5 4 4 4
0 0 5 5
5 0 7 5
5 5 4 4
5 5 0 0
6 19 6
5 5 4 4
5 5 6 0
7 2 9 7
5 5 4 4
0 5 5 0
9 3 0 8
5 5 5 4
5 5 5 4
9 3 18
5 5 5 4
0 5 0 0
15 3 0
6 5 5 5
Сталь низколегированная 09Г2С, 16ГС
До 12,0 12,0—20,0 20,0-35.0
Более 35,0
610
555
535
510
5 5 0 5
65545
^ ^ м ^
6 5 5 5
0 5 0 0
6 9 6 4
6 5 5 5
0 0 5 5
6655
5 0 0 5
8 2 9 5
6 6 5 5
5 0 5 0
9 3 9 7
6 6 5 5
,0501580
7 6 6 5
5 5 0 0
2 5 2 9
7 6 6 5
5 0 5 5
3 7 3 0
7 6 6 6
До 12,0 12,0—20,0 20,0—35,0
Более 35,0
Тип тарелок
Диаметр тарелок, мм
2800
3000
3200
3400
3600
3800
4000
более 4000
Тарелки из S-образных элементов
Изуглеродистой14901470148515051530156015851705
стали ВСтЗспб八
Изкоррозионно-20201995202020452075210021402305
стойкой стали
08X13
Тарелки клапанные прямоточные
Изуглеродистой15801580159516051620164016651640
стали ВСтЗспбл
Изкоррозионно-23402315232023402360239024302630
Продолжение табл. 11.10
стойкой стали 08X13
Примечания: 1. Цена аппарата определяется как сумма цен тарелэк и корпуса.
2， При изготовлении колони с разными диаметрами цены иа тарелки определяются по каждому диаметру, цены иа корпуса — по диаметру и весу соответствующей части корпуса. 1 т клапанных прямоточных тарелок из углеродистой стали определена из стоимости клапанов я полотна из стали 08X13, цена 1 т тарелок из S-образиых элементов из углеродистой стали определена исходя из стоимости S-образиого профиля из стали 08X13.
Сталь двухслойная ВСтЗспЙ + 08X13
1305
1230
1190
1150
5 5 5 5
2 4 0 6
3 2 2 1
5 0 0 0
4 6 18
3 2 2 1
5 0 0 0
6 8 3 0
3 2 2 2
0 0 5 5
8 9 4 0
3 2 2 2
0 0 5 0
0 16 2
4 3 2 2
0 5 0 5
2 2 7 2
4 3 2 2
о о о о
4 4 9 5
4 3 2 2
5 5 5 0
5 5 0 6
4 3 3 2
5 5 0 0
7 7 3 8
4 3 3 2
До 12,0 12,0—20,0 20,0—35,0 Более 35,0
Сталь
У г
/ е р о 仄
иста
я ВСтЗспЙ
500
510
530
550
575
600 640
550
470
485
500
520
545580
435
450
460
475
495
520545
415
430
440
450
465
490520
Стал
Ь Н И 3 1
< о л
е г и р о
ванн
а я 09Г2С, 16ГС
600
620
635
665
695
730775
550
565
580
605
625
660695
525
540
555
575
595
625655
500
515
530
545
560
590620
Сталь двухслойная ВСтЗспЙ + 08X13
До 12,0 12,0-20,0 200-35,0 Более 35,0
До 12。 12,0-20,0 20,0—35,0 Более 35,0
1290
1310
1340
1375
1410
1450
1505
1215
1235
1255
1285
1320
1355
1400
1185
1200
1220
1240
1265
1310
1350
1145
1160
1180
1200
1220
1255
1300
До 12,0 12,0-20,0 20,0-35,0 Более 35,0
Изделие
Марка, тип
Краткая техническая характеристика
Масса, кг
Оптовая цена в руб. за 1 шт.
площадь поверхности фильтрования, м2
диаметр барабана, мм
длина барабана, мм
материал основных сборочных единиц
габаритные размеры, мм
Оптовые цены на стандартизованное химическое оборудование
Таблица 11.11
ООООФильтрыБОУ 5-1,75вакуумные барабанныеБОУ 10-2,6ячейковыеБОУ 20-2,6БОУ 40-3-4БОУ 40-3-12БОК 3-1,75БОК 5-1,75БОК Ю-2,6 БОК 20-2,6ФильтрыДУ9・1,8вакуумныеДК9-1,8дисковыеДУ18-1,8ДК18-1,8ДУ27-1,8ДК27]8Фильтр-прессы камерныеФК1Мм52-800/ЗЗУФильтр-прессыФК1Мм87-1000/35У 1-ФПАКМ-2,5К1,0автоматические1-ФПАКМ-5К1,0камерные1-ФПАКМ-12,5К1,01-ФПАКМ-25К1(01-ФПАКМ-50К1.0ФильтрыБОУ 5-1,75вакуумные барабанныеБОУ 10-2,6ячейковыеБОУ 20-2,6БОУ 40-3-4БОУ 40-3-12БОК 3-1,75БОК 5-1,75БОК Ю-2,6 БОК 20-2,6ФильтрыДУ9・1,8вакуумныеДК9-1,8дисковыеДУ18-1,8ДК18-1,8ДУ27-1,8ДК27]8Фильтр-прессы камерныеФК1Мм52-800/ЗЗУФильтр-прессыФК1Мм87-1000/35У 1-ФПАКМ-2,5К1,0автоматические1-ФПАКМ-5К1,0камерные1-ФПАКМ-12,5К1,01-ФПАКМ-25К1(01-ФПАКМ-50К1.0ю- ююю юоооооооооо75ететм00757560608080808080801 2 2 3 31122111111 - ------ 5102040^35^ад99^^этэтм872,5512,52550ю- ююю юоооооооооо75ететм00757560608080808080801 2 2 3 31122111111 - ------ 5102040^35^ад99^^этэтм872,5512,52550960Серый чугун, Углеродистая сталь2980 X 2410 X 26504 9907 4701 3503420X3320X34157 8588 7502 702Барабан — Серый4750X3230X383012 95512 8004 4006660X4300X364017 88025 8004 400чугун + ВстЗсп232 900630Сталь 08Х22Н6Т2200X2420X25502 1769 2001 00025 70X2420X25502 50010 9001 3503000X3230X33705 19015 2002 600Исполнение4750X3230X33307 10821 0002900X2900X22004 6265 500ДУтЗсп2 и чугун4 332И 100ДУ, сталь3700X2900X220057166 30012Х18Н10Т ДК5 15212 6004450X2900X22006 7667 5006 00215 000Чугун Сч 18 36, резина гр. ВС6300X1350X19009 5805 400—12Х18Н10Т"7000X1760 X 250023 08014 600—2660X1760X26206 15017 000—12Х18Н10Т■2660X1760X34007 27021 600—12Х18Н10Т3780X2150X3140И 74024 700То же3780X2150X424015 17530 8004500X2880X553526 03051 600960Серый чугун, Углеродистая сталь2980 X 2410 X 26504 9907 4701 3503420X3320X34157 8588 7502 702Барабан — Серый4750X3230X383012 95512 8004 4006660X4300X364017 88025 8004 400чугун + ВстЗсп232 900630Сталь 08Х22Н6Т2200X2420X25502 1769 2001 00025 70X2420X25502 50010 9001 3503000X3230X33705 19015 2002 600Исполнение4750X3230X33307 10821 0002900X2900X22004 6265 500ДУтЗсп2 и чугун4 332И 100ДУ, сталь3700X2900X220057166 30012Х18Н10Т ДК5 15212 6004450X2900X22006 7667 5006 00215 000Чугун Сч 18 36, резина гр. ВС6300X1350X19009 5805 400—12Х18Н10Т"7000X1760 X 250023 08014 600—2660X1760X26206 15017 000—12Х18Н10Т■2660X1760X34007 27021 600—12Х18Н10Т3780X2150X3140И 74024 700То же3780X2150X424015 17530 8004500X2880X553526 03051 600
ОО
ОО
Фильтры
БОУ 5-1,75
вакуумные барабанные
БОУ 10-2,6
ячейковые
БОУ 20-2,6
БОУ 40-3-4
БОУ 40-3-12
БОК 3-1,75
БОК 5-1,75
БОК Ю-2,6 БОК 20-2,6
Фильтры
ДУ9・1,8
вакуумные
ДК9-1,8
дисковые
ДУ18-1,8
ДК18-1,8
ДУ27-1,8
ДК27]8
Фильтр-прессы камерные
ФК1Мм52-800/ЗЗУ
Фильтр-прессы
ФК1Мм87-1000/35У 1-ФПАКМ-2,5К1,0
автоматические
1-ФПАКМ-5К1,0
камерные
1-ФПАКМ-12,5К1,0
1-ФПАКМ-25К1(0
1-ФПАКМ-50К1.0
Фильтры
БОУ 5-1,75
вакуумные барабанные
БОУ 10-2,6
ячейковые
БОУ 20-2,6
БОУ 40-3-4
БОУ 40-3-12
БОК 3-1,75
БОК 5-1,75
БОК Ю-2,6 БОК 20-2,6
Фильтры
ДУ9・1,8
вакуумные
ДК9-1,8
дисковые
ДУ18-1,8
ДК18-1,8
ДУ27-1,8
ДК27]8
Фильтр-прессы камерные
ФК1Мм52-800/ЗЗУ
Фильтр-прессы
ФК1Мм87-1000/35У 1-ФПАКМ-2,5К1,0
автоматические
1-ФПАКМ-5К1,0
камерные
1-ФПАКМ-12,5К1,0
1-ФПАКМ-25К1(0
1-ФПАКМ-50К1.0
ю- ююю юоооооооооо
75ететм0075756060808080808080
1 2 2 3 31122111111 - ------ 5102040^35^ад99^^этэтм872,5512,52550
ю- ююю юоооооооооо
75ететм0075756060808080808080
1 2 2 3 31122111111 - ------ 5102040^35^ад99^^этэтм872,5512,52550
960
Серый чугун, Углеродистая сталь
2980 X 2410 X 2650
4 990
7 470
1 350
3420X3320X3415
7 858
8 750
2 702
Барабан — Серый
4750X3230X3830
12 955
12 800
4 400
6660X4300X3640
17 880
25 800
4 400
чугун + ВстЗсп2
32 900
630
Сталь 08Х22Н6Т
2200X2420X2550
2 176
9 200
1 000
25 70X2420X2550
2 500
10 900
1 350
3000X3230X3370
5 190
15 200
2 600
Исполнение
4750X3230X3330
7 108
21 000
2900X2900X2200
4 626
5 500
ДУтЗсп2 и чугун
4 332
И 100
ДУ, сталь
3700X2900X2200
5716
6 300
12Х18Н10Т ДК
5 152
12 600
4450X2900X2200
6 766
7 500
6 002
15 000
Чугун Сч 18 36, резина гр. ВС
6300X1350X1900
9 580
5 400
—
12Х18Н10Т"
7000X1760 X 2500
23 080
14 600
—
2660X1760X2620
6 150
17 000
—
12Х18Н10Т■
2660X1760X3400
7 270
21 600
—
12Х18Н10Т
3780X2150X3140
И 740
24 700
То же
3780X2150X4240
15 175
30 800
4500X2880X5535
26 030
51 600
960
Серый чугун, Углеродистая сталь
2980 X 2410 X 2650
4 990
7 470
1 350
3420X3320X3415
7 858
8 750
2 702
Барабан — Серый
4750X3230X3830
12 955
12 800
4 400
6660X4300X3640
17 880
25 800
4 400
чугун + ВстЗсп2
32 900
630
Сталь 08Х22Н6Т
2200X2420X2550
2 176
9 200
1 000
25 70X2420X2550
2 500
10 900
1 350
3000X3230X3370
5 190
15 200
2 600
Исполнение
4750X3230X3330
7 108
21 000
2900X2900X2200
4 626
5 500
ДУтЗсп2 и чугун
4 332
И 100
ДУ, сталь
3700X2900X2200
5716
6 300
12Х18Н10Т ДК
5 152
12 600
4450X2900X2200
6 766
7 500
6 002
15 000
Чугун Сч 18 36, резина гр. ВС
6300X1350X1900
9 580
5 400
—
12Х18Н10Т"
7000X1760 X 2500
23 080
14 600
—
2660X1760X2620
6 150
17 000
—
12Х18Н10Т■
2660X1760X3400
7 270
21 600
—
12Х18Н10Т
3780X2150X3140
И 740
24 700
То же
3780X2150X4240
15 175
30 800
4500X2880X5535
26 030
51 600
Марка, тип
Материал основных сборочных единиц
^бар'
об/мин
фр
Электродвигатель
Масса, кг
Оптовая цена, руб
тип
мощност ь, кВт
Таблица 11.12
Оптовые цены на центрифуги
е ы н ье ы н ьОГШ-202К-0310X17H13M3TОГШ-352К-0110X17H13M3TОГШ-352Т-09Сплав ВТ1-0ОГШ-501К-0912Х18Н10ТОГШ-802К-0412Х18Н10ТФФГШ-401К-0412Х18Н10Т,ОГШ-202К-0310X17H13M3TОГШ-352К-0110X17H13M3TОГШ-352Т-09Сплав ВТ1-0ОГШ-501К-0912Х18Н10ТОГШ-802К-0412Х18Н10ТФФГШ-401К-0412Х18Н10Т,Центрифуги осадителЦентрифуги осадителуглеродистаяуглеродистаяЦентрифуги оЦентрифуги оо о о о о о 203535508040о о о о о о 2035355080400 0 0 0 0 50 5 0 5 5 7о 2 о & 6 56 4 4 2 120 0 0 0 0 50 5 0 5 5 7о 2 о & 6 56 4 4 2 120 5 0 0 0 00 3 4 6 2 00 5 19 2 54 3 3 1110 5 0 0 0 00 3 4 6 2 00 5 19 2 54 3 3 111о ш н е к оB100L2Y3В112М2УЗВ180М2УЗ 4A250S4Y3B250S4Y34А160М2УЗо ш н е к оB100L2Y3В112М2УЗВ180М2УЗ 4A250S4Y3B250S4Y34А160М2УЗ5 6 о'°о 5, »к^7^ л^^^85 6 о'°о 5, »к^7^ л^^^8о с а д к6851 0201 9508 46583101 350о с а д к6851 0201 9508 46583101 3505 800 И 600 23 200- 31 800 48 000 12 2005 800 И 600 23 200- 31 800 48 000 12 200ОГН-903К-0112Х18Н10ТФГН-633К-0112Х18Н10ТФГН-903К-0112Х18Н10ТФГН-1253К-0212Х18Н10ТФГН-2001К-0112Х18Н10ТуглеродистаяОГН-903К-0112Х18Н10ТФГН-633К-0112Х18Н10ТФГН-903К-0112Х18Н10ТФГН-1253К-0212Х18Н10ТФГН-2001К-0112Х18Н10Туглеродистая9001 7001 450ВАО-72-4У232,26302 3902 000B100S6B180S4 и В71А422,59001 5001 13032,21 2501 000710ВАО 82-642,82 000725600B100L6, В63В2АО2-91-477,8стальАО2-36-6, В63АЧ и ЧА71-849001 7001 450ВАО-72-4У232,26302 3902 000B100S6B180S4 и В71А422,59001 5001 13032,21 2501 000710ВАО 82-642,82 000725600B100L6, В63В2АО2-91-477,8стальАО2-36-6, В63АЧ и ЧА71-84стальсадительные и фильтрующие горизонтальные с ножевой выгрузкой осадкастальсадительные и фильтрующие горизонтальные с ножевой выгрузкой осадка9 9006 03010 5608 68017 7309 9006 03010 5608 68017 73020 40018 00020 20037 00061 80020 40018 00020 20037 00061 800
е ы н ь
е ы н ь
ОГШ-202К-03
10X17H13M3T
ОГШ-352К-01
10X17H13M3T
ОГШ-352Т-09
Сплав ВТ1-0
ОГШ-501К-09
12Х18Н10Т
ОГШ-802К-04
12Х18Н10Т
ФФГШ-401К-04
12Х18Н10Т,
ОГШ-202К-03
10X17H13M3T
ОГШ-352К-01
10X17H13M3T
ОГШ-352Т-09
Сплав ВТ1-0
ОГШ-501К-09
12Х18Н10Т
ОГШ-802К-04
12Х18Н10Т
ФФГШ-401К-04
12Х18Н10Т,
Центрифуги осадител
Центрифуги осадител
углеродистая
углеродистая
Центрифуги о
Центрифуги о
о о о о о о 203535508040
о о о о о о 203535508040
0 0 0 0 0 5
0 5 0 5 5 7
о 2 о & 6 5
6 4 4 2 12
0 0 0 0 0 5
0 5 0 5 5 7
о 2 о & 6 5
6 4 4 2 12
0 5 0 0 0 0
0 3 4 6 2 0
0 5 19 2 5
4 3 3 111
0 5 0 0 0 0
0 3 4 6 2 0
0 5 19 2 5
4 3 3 111
о ш н е к о
B100L2Y3
В112М2УЗ
В180М2УЗ 4A250S4Y3
B250S4Y3
4А160М2УЗ
о ш н е к о
B100L2Y3
В112М2УЗ
В180М2УЗ 4A250S4Y3
B250S4Y3
4А160М2УЗ
5 6 о'°о 5, »к^7^ л^^^8
5 6 о'°о 5, »к^7^ л^^^8
о с а д к
685
1 020
1 950
8 465
8310
1 350
о с а д к
685
1 020
1 950
8 465
8310
1 350
5 800 И 600 23 200- 31 800 48 000 12 200
5 800 И 600 23 200- 31 800 48 000 12 200
ОГН-903К-0112Х18Н10Т
ФГН-633К-0112Х18Н10Т
ФГН-903К-0112Х18Н10Т
ФГН-1253К-0212Х18Н10Т
ФГН-2001К-0112Х18Н10Т
углеродистая
ОГН-903К-0112Х18Н10Т
ФГН-633К-0112Х18Н10Т
ФГН-903К-0112Х18Н10Т
ФГН-1253К-0212Х18Н10Т
ФГН-2001К-0112Х18Н10Т
углеродистая
900
1 700
1 450
ВАО-72-4У2
32,2
630
2 390
2 000
B100S6
B180S4 и В71А4
22,5
900
1 500
1 130
32,2
1 250
1 000
710
ВАО 82-6
42,8
2 000
725
600
B100L6, В63В2
АО2-91-4
77,8
сталь
АО2-36-6, В63АЧ и ЧА71-84
900
1 700
1 450
ВАО-72-4У2
32,2
630
2 390
2 000
B100S6
B180S4 и В71А4
22,5
900
1 500
1 130
32,2
1 250
1 000
710
ВАО 82-6
42,8
2 000
725
600
B100L6, В63В2
АО2-91-4
77,8
сталь
АО2-36-6, В63АЧ и ЧА71-84
сталь
садительные и фильтрующие горизонтальные с ножевой выгрузкой осадка
сталь
садительные и фильтрующие горизонтальные с ножевой выгрузкой осадка
9 900
6 030
10 560
8 680
17 730
9 900
6 030
10 560
8 680
17 730
20 400
18 000
20 200
37 000
61 800
20 400
18 000
20 200
37 000
61 800
Ц е н т р и
фуги фильтрующие гори
зонтальные
с выгрузкой
осадка
поршнем
1/2
ФГП-401К-04
12Х18Н10Т, 08X13
400
1 600
570
4А132М4УЗ 4А1326УЗ
11
7,5
4 423
10 500
1/2
ФГП-631К-02
10X17H13M3T
630
1 300
595
4А132М4УЗ
4A132S6Y3
11
7,5
5 200
15 200
1/2
ФГП-809К-05
12Х18Н10Т, 08X13
800
1 200
644
В180М4УЗ
B180S2Y3
30,0
12 940
25 400
1/2
ФГП-1201К-03
10Х17НВЗМЗТ
1 200
750
377
4А200М4УЗ
4A200M4V3
37,0
18 876
52 700
8
СО
° Онтовне цены на барабанные сушилкиТаблица 11.13
Тип, марка
Размеры барабана, мм диаметр | длина
Частота вращения барабана, об/мин
Элекгродвигатель
ТНП1 мощность, кВт
Масса, кг
Цена в руб. за 1 шт.
ЬН1-4НУ-011 ОППл лллл - о~Г"
6БН1.2-6НУ-011 200кАО2-61-8/6/4УЗ3,8-4,8-6,05 800
融繩芻 解嘱 二二議承縱接注岩㈱
БН1"6-12НУ-011 600 蹴汇г修:耦縱1篁^к嬲
С лопастной иасад кой
БН1.2-6НУ-02( 2006 000:二МАО2-61/8/6/4УЗ3,8—4,8—6,05 800
鼠譎聡2J Ж 嬲岂黃後擊㈱津玄存嬲
БН1>6'12НУ'°21 600120003—4—6 綱閲㈱忆：t^艦
ВН1-4НУ-03юоо © ；0ооастн°：Х；орнодйпнасадкой
ВН126НУ-031 2006 0004—? я^Яп'^п/о^4УЗ3,8—4,8—6,05 800
БН1,2-10НУ-031 200юоОО；_?一 扌222 乎/8/6/4УЗ4,8—5,7—7,58 500
БН1.6-8НУ-031 600goonqZ^-кА2?£2~&6/4УЗ4,8—5,7—7,5ЮООО
БН1.6-12НУ-031 60012 0003~~4~к§累弋疗夕'УЗ13—15—1916 900
БН2-8НУ-032 0008 000厂/YАО2-81-^/6/4УЗ13-15-1919ВД0
ВН2-12НУ-032 000開&厂*^2-82-8/6/4УЗ17-20-2525 100
ВН2212НУ-032 200；编&、七^令^普汐 4УЗ17-20-2529 100
БН2.5-14НУ-0325 00014 0002—4—д2к32 怨怨期 4УЗ17—20—2533 800
БН2,8-14НУ-032 80014 0002—?二二a§2%~W/6/424—57,5—55—7585 000
БН2,8-20НУ-032 80020 0002—□—4~к个^；?2 也附6/424 —57,5—55 — 75102 000
БНЗ-18НУ-ОЗ3 00018 000厂U^AO103-12/8/6/432-50—72—1001Ц 610
牆擱綫揣 -SS沃出緋瀛麓齡^0崎:綢
注联幫『嘉」Т£器牌此案黑紀М*%翼糜lрузо-а камер.
3. Матерна” основных сборочных едннни皆г“ер。嘉:靠《Тт；靠^田
3 980 5 200 5 800 8 400 9 300
3 700
5 000
5 200 8 000
9 000
3 900
5 200
5 500
8 200
9 200
10 700 12000
14 400 44 800 53 400
67 400
77 400
81 100
101 200
за люкм (в расист включается люк с MeHbHSM сеиеннем в свету・ т・ е・ 0 40d м-весом 75 к"75O9U65 рунза штуцера (в расист включаются Етуцера с меньЕММ сеиением в свету) нз углеродистой стали】трн Етуиера 0 50 мм весом 7 кг каждым S два Етуцера 0 50 мм весом 25 кг каткдн)-(7・з + 25・2)・73н58 Рувсегогена аппарата с доплатами составит15 230 + (——324)十 67-5 + 51& п -5 025 Ру0npeделение энергетических затрат* L затратна злектро; знергню*часовое расход злектрознерзн определяется по формулеN и N 1^w + N3 + : * + MZ" 「де Nr nN.зу :二 Nn ——мощность ^ЬО^Н^О^ИЯ П^ нф^ф^ для ©^S^SKto^sM аппарата мли установкквт・Затраты на злектрознергию (в Ру)3iN・013/Gnp・Здесь 0313 丨 стоимость 1 квт・и злектрознергмРУ63рпронзводм— тельность аппарата по готовпродукинT'q.2・ Затраты на пар.3 тепловых балансов определяем расход пара в аппарате нлаю все аппараты установки (в т/ч)-= G+ 尸2 + f3 + Gn Затраты на пар составятЗц н GN3/Gnp"где 3—стоимость 1 т пара” РуЗатратнна воду・Расход воды на аппарат нлн на все аппараты установки (в мз'ч)-w N F + 気2 + X + • • • + FЗатраты на воду】зв и W/PP) •戶05е03 стоимость 1 м3 артезианской млм Рейной воды” Ру4・ затратна топливо 3- (газу уголь》 мазут) выполняютаналогично предыдущим расчетам。5・ Расход сжатого воздуха нлн азота обнчно задаюстой—мость 1000 м3 сжатого воздуха — 3 руб二 азота ——8 РУ6・331за люкм (в расист включается люк с MeHbHSM сеиеннем в свету・ т・ е・ 0 40d м-весом 75 к"75O9U65 рунза штуцера (в расист включаются Етуцера с меньЕММ сеиением в свету) нз углеродистой стали】трн Етуиера 0 50 мм весом 7 кг каждым S два Етуцера 0 50 мм весом 25 кг каткдн)-(7・з + 25・2)・73н58 Рувсегогена аппарата с доплатами составит15 230 + (——324)十 67-5 + 51& п -5 025 Ру0npeделение энергетических затрат* L затратна злектро; знергню*часовое расход злектрознерзн определяется по формулеN и N 1^w + N3 + : * + MZ" 「де Nr nN.зу :二 Nn ——мощность ^ЬО^Н^О^ИЯ П^ нф^ф^ для ©^S^SKto^sM аппарата мли установкквт・Затраты на злектрознергию (в Ру)3iN・013/Gnp・Здесь 0313 丨 стоимость 1 квт・и злектрознергмРУ63рпронзводм— тельность аппарата по готовпродукинT'q.2・ Затраты на пар.3 тепловых балансов определяем расход пара в аппарате нлаю все аппараты установки (в т/ч)-= G+ 尸2 + f3 + Gn Затраты на пар составятЗц н GN3/Gnp"где 3—стоимость 1 т пара” РуЗатратнна воду・Расход воды на аппарат нлн на все аппараты установки (в мз'ч)-w N F + 気2 + X + • • • + FЗатраты на воду】зв и W/PP) •戶05е03 стоимость 1 м3 артезианской млм Рейной воды” Ру4・ затратна топливо 3- (газу уголь》 мазут) выполняютаналогично предыдущим расчетам。5・ Расход сжатого воздуха нлн азота обнчно задаюстой—мость 1000 м3 сжатого воздуха — 3 руб二 азота ——8 РУ6・331
за люкм (в расист включается люк с MeHbHSM сеиеннем в свету・ т・ е・ 0 40d м-весом 75 к"
75O9U65 рун
за штуцера (в расист включаются Етуцера с меньЕММ сеиением в свету) нз углеродистой стали】трн Етуиера 0 50 мм весом 7 кг каждым S два Етуцера 0 50 мм весом 25 кг каткдн)-
(7・з + 25・2)・73н58 Ру
всегогена аппарата с доплатами составит
15 230 + (——324)十 67-5 + 51& п -5 025 Ру
0npeделение энергетических затрат* L затратна злектро; знергню*
часовое расход злектрознерзн определяется по формуле
N и N 1^w + N3 + : * + MZ" 「де Nr nN.зу :二 Nn ——мощность ^ЬО^Н^О^ИЯ П^ нф^ф^ для ©^S^SKto^sM аппарата мли установкквт・
Затраты на злектрознергию (в Ру)
3iN・013/Gnp・
Здесь 0313 丨 стоимость 1 квт・и злектрознергмРУ63рпронзводм— тельность аппарата по готовпродукинT'q.
2・ Затраты на пар.
3 тепловых балансов определяем расход пара в аппарате нлаю все аппараты установки (в т/ч)-
= G+ 尸2 + f3 + Gn Затраты на пар составят
Зц н GN3/Gnp"
где 3—стоимость 1 т пара” Ру
Затратнна воду・
Расход воды на аппарат нлн на все аппараты установки (в мз'ч)-
w N F + 気2 + X + • • • + F
Затраты на воду】
зв и W/PP) •戶0
5е03 стоимость 1 м3 артезианской млм Рейной воды” Ру
4・ затратна топливо 3- (газу уголь》 мазут) выполняют
аналогично предыдущим расчетам。
5・ Расход сжатого воздуха нлн азота обнчно задаюстой—
мость 1000 м3 сжатого воздуха — 3 руб二 азота ——8 РУ6・
331
за люкм (в расист включается люк с MeHbHSM сеиеннем в свету・ т・ е・ 0 40d м-весом 75 к"
75O9U65 рун
за штуцера (в расист включаются Етуцера с меньЕММ сеиением в свету) нз углеродистой стали】трн Етуиера 0 50 мм весом 7 кг каждым S два Етуцера 0 50 мм весом 25 кг каткдн)-
(7・з + 25・2)・73н58 Ру
всегогена аппарата с доплатами составит
15 230 + (——324)十 67-5 + 51& п -5 025 Ру
0npeделение энергетических затрат* L затратна злектро; знергню*
часовое расход злектрознерзн определяется по формуле
N и N 1^w + N3 + : * + MZ" 「де Nr nN.зу :二 Nn ——мощность ^ЬО^Н^О^ИЯ П^ нф^ф^ для ©^S^SKto^sM аппарата мли установкквт・
Затраты на злектрознергию (в Ру)
3iN・013/Gnp・
Здесь 0313 丨 стоимость 1 квт・и злектрознергмРУ63рпронзводм— тельность аппарата по готовпродукинT'q.
2・ Затраты на пар.
3 тепловых балансов определяем расход пара в аппарате нлаю все аппараты установки (в т/ч)-
= G+ 尸2 + f3 + Gn Затраты на пар составят
Зц н GN3/Gnp"
где 3—стоимость 1 т пара” Ру
Затратнна воду・
Расход воды на аппарат нлн на все аппараты установки (в мз'ч)-
w N F + 気2 + X + • • • + F
Затраты на воду】
зв и W/PP) •戶0
5е03 стоимость 1 м3 артезианской млм Рейной воды” Ру
4・ затратна топливо 3- (газу уголь》 мазут) выполняют
аналогично предыдущим расчетам。
5・ Расход сжатого воздуха нлн азота обнчно задаюстой—
мость 1000 м3 сжатого воздуха — 3 руб二 азота ——8 РУ6・
331
ГЛАВА 12
СОДЕРЖАНИЕ И ОБЪЕМ КУРСОВОГО ПРОЕКТА
Курсовой проект по процессам и аппаратам химической технологии состоит из пояснительной записки и графической части.
121. СОДЕРЖАНИЕ И ОФОРМЛЕНИЕ ПОЯСНИТЕЛЬНОЙ ЗАПИСКИ
Пояснительная записка курсового проекта должна содержать все исходные расчетные и графические (вспомогательные) материалы, оформленные в определенной пос л едов ател ьности:
Титульный лист.
Задание на проектирование.
Содержание (оглавление)..一
Введение.*
Технологическая часть.
Теоретические основы процесса.
Сравнительная характеристика и выбор технологической схемы установки и основного оборудования.
Описание технологической схемы установки с КИП и А.
. Устройство, принцип работы основного аппарата.
Техника безопасности при обслуживании оборудования.
Расчетная часть.
Материальный баланс.
Тепловой баланс.
Технологический расчет основного аппарата.
Расчет и выбор вспомогательного оборудования.
Гидравлический расчет аппаратов.
' 3. Экономическая часть.
Расчет стоимости аппарата.
Расчет стоимости энергоресурсов на 1 т готовой продукции.
Выводы.
Список использованной литературы.
Пояснительная записка вкладывается в обложку, на которой помещается этикетка (рис. 12.1), включающая обозначение документа. Согласно ГОСТ 2.201-80, обозначение неосновного конструкторского документа должно быть следующей структуры:
хххх ХХХХХХ XXX хххх(1 группа) (2 группа) (3 группа) (4 группа)
Первая группа обозначений в учебной документации представляет код учебного заведения. Первые два знака отражают номер предмета по учебному плану данной специальности, вто-
221601602020КУРСОВОЙ ПРОЕКТКУРСОВОЙ ПРОЕКТ19 КП. ООО ооо.оп.пз19 КП. ООО ооо.оп.пзГруппа 0832 “А”Группа 0832 “А”
2
2
160
160
20
20
КУРСОВОЙ ПРОЕКТ
КУРСОВОЙ ПРОЕКТ
19 КП. ООО ооо.оп.пз
19 КП. ООО ооо.оп.пз
Группа 0832 “А”
Группа 0832 “А”
Ивановой Ольги Петровны
1989
Рис. 12：1. Пример выполнения этикетки.
Примечания: I. Рамка на белом листе не выполняется, текст выполняет^ на ноле 160X100 мм. 2. Далее, где не указан номер шрифта, текст выполняется шрифтом 3,5 мм, расстояние между строками — 8 мм
рые два знака ——код вида разрабатываемого документа (19КП; КП — курсовой проект). “
Вторая группа обозначения ——код классификационной характеристики, который присваивают конструкторскому документу по классификатору ЕСКД. В учебном заведении должны быть сборники нужных классов классификатора ЕСКД, в которых исполнители документа смогут выбрать необходимый класс, подгруппу и вид. Если на первых порах классификатора ЕСКД нет, допускается вместо кода классификационной характеристики ставить нули. На неконструкторских документах вместо второй группы также ставят нули (000000).
Третья группа обозначения документа состоит из трех знаков и представляет собой порядковый регистрационный номер документа (задания). Например, 011 (задание И).
Четвертая группа обозначения ——шифр документа. Например, ПЗ — пояснительная записка, СБ — сборочный чертеж (если сборочных чертежа два, то первому присваивают шифр СБ1, а второму — СБ2).
Таким образом, обозначение пояснительной записки (рис. 12.1)— 19КП.000000.011.ПЗ.
Титульный лист. Пример выполнения титульного листа приведен на рис. 12.2, пример выполнения листа «Содержание» — на рис. 12.3.
Введение. В этом разделе необходимо отразить развитие химического машиностроения и химической промышленности в СССР, развитие производства продукта, получение которого обусловлено заданием на проектирование.
Теоретические основы процесса. В этом разделе необходимо кратко описать сущность и назначение процесса, статику и кинетику процесса, влияние различных факторов на процесс и пути его интенсификации, движущую силу процесса и способы ее увеличения, конкретные особенности проведения процесса получения продукта, который обусловлен заданием на проектирование (из специальной литературы).
Сравнительная характеристика и выбор технологической схемы установки и основного оборудования. В этом разделе на основе технико-экономической оценки различных технологических схем получения заданного продукта и аппаратов обосновывается выбор технологической схемы и конструкции основного аппарата.
Описание технологической схемы установки. Приводится принципиальная схема установки и ее описание с указанием позиций (номеров аппаратов), технологических параметров процесса в системе СИ. Примеры графического исполнения схем приведены в предыдущих главах.
Устройство, принцип работы основного аппарата. Приводится аппарат и его описание с указанием позиций сборочных единиц, деталей, стандартных изделий. Кратко описывается принцип работы аппарата. Приводятся данные по обоснованию выбора материала, из которого будет изготавливаться аппарат, входящий в технологическую схему установки.
Техника безопасности при обслуживании оборудования. В этом разделе указываются возможные опасности при обслуживании установки, меры безопасного ведения процесса. Приводится характеристика перерабатываемых веществ с точки зрения воздействия их на организм человека, предельно-допустимые концентрации веществ в рабочей зоне, меры защиты органов дыхания и кожных покровов человека.
Расчетная часть. Задачей материального баланса является определение расхода материальных потоков, необходимых концентраций, теплового баланса ——определение расхода нагревающих и охлаждающих агентов. Технологический расчет аппаратов выполняется с целью определения их основных размеров (диаметра, высоты, площади поверхности теплопередачи и т. д.). После определения основных размеров аппарата, он выбирается по нормативным документам — ГОСТу, ОСТу и т. д. Далее рассчитываются или выбираются остальные элементы аппаратов
Министерство химической промышленности СССРУправление кадров и учебных заведенийСлавянский химико-механический техникум
СХМТ
УСТАНОВКА АБСОРБЦИОННАЯ
Пояснительная записка к курсовому проекту
19 КП. ООО- 000.011. ПЗ
1
Руководитель проекта
Ю. Н- Жуков
Дата
Разработал учащаяся
ПодписьДатаПодписьДатаО. П. ИвановаО. П. Иванова
Подпись
Дата
Подпись
Дата
О. П. Иванова
О. П. Иванова
19891989
1989
1989
СОДЕРЖАНИЕЗадние для курсового проектирования ВведениеТехнологическая частьРасчетная часть2-1Экономическая частьСОДЕРЖАНИЕЗадние для курсового проектирования ВведениеТехнологическая частьРасчетная часть2-1Экономическая частьВыводыСписок использованной литературыВыводыСписок использованной литературыКОНЕЦ ТЕКСТАКОНЕЦ ТЕКСТА19 КП. ООО 000. 011. ПЗ 1519 КП. ООО 000. 011. ПЗ 15№м.№м.№ докум.№ докум.ДатаДатаРазраб.Разраб.ИвановаИвановаЛитЛитПровер.Провер.УстановкаабсорбционнаяУстановкаабсорбционнаяЛистовЛистовН. коит.Н. коит.ПетровПетровПояснительная запискаПояснительная записка-СХМТ-СХМТГруппа 0832 “А"Группа 0832 “А"
СОДЕРЖАНИЕ
Задние для курсового проектирования Введение
Технологическая часть
Расчетная часть
2-1
Экономическая часть
СОДЕРЖАНИЕ
Задние для курсового проектирования Введение
Технологическая часть
Расчетная часть
2-1
Экономическая часть
Выводы
Список использованной литературы
Выводы
Список использованной литературы
КОНЕЦ ТЕКСТА
КОНЕЦ ТЕКСТА
19 КП. ООО 000. 011. ПЗ 15
19 КП. ООО 000. 011. ПЗ 15
№м.
№м.
№ докум.
№ докум.
Дата
Дата
Разраб.
Разраб.
Иванова
Иванова
Лит
Лит
Провер.
Провер.
Установкаабсорбционная
Установкаабсорбционная
Листов
Листов
Н. коит.
Н. коит.
Петров
Петров
Пояснительная записка
Пояснительная записка
-СХМТ
-СХМТ
Группа 0832 “А"
Группа 0832 “А"
Рис. 12.3. Пример выполнения листа <Содержание>
Перемешивающие устройства, штуцеры, крышки и т. д.). При необходимости в этом разделе выполняется расчет тепловой изоляции. Необходимые для выполнения расчетов физико-хими
ческие свойства перерабатываемых веществ (плотность, теплоемкость, вязкость и др.) находят по справочникам или рассчитываю^ по формулам. В этом же разделе выполняется расчет остальных аппаратов установки (теплообменников, циклонов, барометрических конденсаторов и др.) и выбор их по каталогам и ГОСТам. Расчет гидравлического сопротивления аппаратов я трубопроводов осуществляется для расчета и выбора машин, перемещающих жидкости и газы (насосов, вентиляторов, компрессоров). Емкостное оборудование для хранения сырья и продукции рассчитывается и подбирается по нормалям, каталогам или ГОСТам с учетом конкретных условий их работы. Все расчеты должны выполняться в Международной системе единиц измерений (СИ).
' Экономический расчет выполняется с целью определения стоимости основного аппарата и энергоресурсов (пара, воды, электроэнергии).
Выводы. Заканчивая пояснительную записку к курсовому проекту проектант должен дать анализ полученных результатов, их соответствия заданию на проект, указать, что предложено проектом по охране окружающей среды от вредных выбросов установки при получении продуктов, обусловленных заданием на проектирование.
Список использованной литературы. В список литературы включают все использованные источники. Располагают их в порядке упоминания в тексте или по алфавиту (по фамилии первого автора работы или по названию технического документа или справочника). Порядок описания источников подробно изложен в ГОСТ 7.1—76. Описание книги обязательно должно содержать: фамилии и инициалы авторов, название книги, сведения о повторности издания, издательство и год издания, количество страниц. Если книга написана двумя или тремя авторами, то их фамилии с инициалами указываются в той последовательности, в какой они приведены в книге; перед фамилией последующего автора ставят запятую. При наличии четырех и более авторов произведение описывают по заглавию. Допускается указывать фамилии и инициалы первых трех авторов и слова «и дрл. Заглавие книги следует указывать в том виде, в каком оно указано на титульной странице. Город (место) издания необходимо приводить полностью в именительном падеже, сокращая названия только двух городов ——Москвы (М.) и Ленинграда (Л.). Название издательства пишут в именительном падеже, год издания ——цифрами без слова «год».
Описывая статью из сериального издания (журнала, газеты) приводят фамилии и инициалы авторов статьи, ее название, наи-
Рис. 12.4. Основная надпись для первого листа документа
Меноваиие издания, номер издания и страницы используемого материала (для газеты — дату ее выхода).
Описывая использованный стандарт, дают наименование документа, цифровое его обозначение, название, дату введения и срок действия (если он имеется).
Оформление пояснительной записки должно отвечать требованиям Единой системы конструкторской документации (ЕСКД). Пояснительная записка выполняется рукописным или машинописным способом на писчей бумаге формата А4 (297X210). При необходимости можно использовать вкладыши формата АЗ (297 X 420), складывая их в формат А4 изображением наружу.
Пояснительная записка должна иметь основные надписи, расположенные в правом нижнем углу. Основные надписи бывают двух видов: для первого листа документа (рис. 12.4) и для последующих листов (рис. 12.5).
Каждый лист пояснительной записки должен иметь рамку черного цвета, выполненную типографским способом или вручную тушью, чернилами либо пастой в зависимости от того, как выполнен текст документа. Рамку наносят сплошной основной линией на расстоянии 20 мм от левой границы формата и 5 мм от остальных границ формата. '
От рамки до границы текста в начале строк следует оставлять 5 мм, в конце строк—■ не менее 3 мм. Расстояние от верхней или нижней строки текста соответственно до верхней или нижней рамки должно быть не менее 10 мм. Абзацы в тексте на-
7勿 23 乃仞
瞰Т
М*дб*гум.
Подпид
Дата
Г你5
Рис. 12.5, Основная надпись для последующих листов документа 338
Пинают отступом, равным 15—17 мм* От текста до следующего заголовка, а также от заголовка до следующего после него текст^ при рукописном способе расстояние должно быть 15 мм, а цри машинописном ——трем интервалам. Расстояние между заголовками раздела и подраздела ——8 мм. Если заголовок занимает более чем одну строку, то расстояние между строками заголовка при рукописном способе должно быть 8 мм.
Страницы записки нумеруются, а в содержании указываются номера страниц, соответствующие началу каждого раздела, подраздела, пункта, подпункта записки. Наименования разделов, подразделов, пунктов и подпунктов должны быть краткими и соответствовать содержанию. Наименования разделов нужно записывать в виде заголовков симметрично тексту прописными буквами шрифта при рукописном исполнении — буквами высотой 7 мм. Наименования подразделов и пунктов пишут в виде заголовков с абзаца строчными буквами шрифта, кроме первой прописной (при рукописном исполнении высота букв наименований подразделов составляет 5 мм, наименований пунктов —— 3,5 мм). Переносы слов в заголовках не допускаются. Точку в конце заголовка не ставят.
Терминология и определения в записке должны быть едиными и соответствовать установленным стандартам, а при их отсутствии ——общепринятым в научно-технической литературе. Не разрешается применять в тексте сокращения слов., кроме установленных ГОСТ 2.316—68 и ГОСТ 7.12—77.
В текстовом документе нужно давать ссылки на источники. Ссылка содержит номер источника, взятый из списка, номер тома, если он есть, и, в необходимых случаях, страницу, например: 《25》，《19, с. 34»,《12, т. 2, с. 75». Ссылки на подразделы, пункты, таблицы и иллюстрации, позаимствованные из других источников, ие допускаются. Если исполнитель ссылается на уже полученные в своей работе исходящие или расчетные, данные, упоминавшиеся ранее, то ссылки в круглых скобках содержат сокращенное слово《смотри》страницу, рисунок и т. п., например：《см. с. 15》，《см. табл. 10》.
Формулы в записке нумеруют арабскими цифрами в пределах раздела. Номер формулы состоит из номера раздела и порядкового номера формулы, разделенных точкой. Формулу с ее решением вписывают в следующем порядке. Записывают формулу, с новой строки пишут слово «где», после которого вписывают символы, входящие в основную формулу, с известными числовыми значениями и пояснениями. Раскрывают содержание промежуточных формул, а затем пишут: «найденные числовые значения подставляем в формулу» в скобках указывают номер основной формулы «и получаем результат》.С новой строки ставят символ основной формулы, затем знак равенства, подставляют числовые значения, снова ставят знак равенства, а после
этого— результат вычислений, единицу в сокращенном виде и точку./
Пример. Определяем значение критерия Рейнольдса/
где w — скорость жидкости в трубопроводе, м/с; d = 0,15 м — диаметр трубопровода; р = 1 000 кг/м3 — плотность воды при /三 20°С [4, с. 512]; р. к 1-10~3 Па-с — вязкость воды при / = 20℃ (4, с. 514].
Определяем скорость движения жидкости в трубопроводе:
ш = 4F/(nd2) = 4 • 0,0232/(3,14 • 0,152) = 1,31 м/с,
где V ~ 0,0232 м3/с ——расход жидкости по заданию; л = 3,14.
Найденные данные подставляем в формулу
Re =屮产=】96 000.
Количество иллюстраций (графики, схемы, чертежи, фото- .графии) и приложений должно быть достаточным для пояснения излагаемого текста. Все иллюстрации именуются рисунками, нумеруются и располагаются после ссылки на них. Если иллюстраций в документе более одной, их нумеруют в пределах раздела арабскими цифрами в том же порядке, как и формулы. При необходимости иллюстрации могут иметь наименование и поясняющие данные (подрисуночный текст). Согласно ГОСТ 2.105——79, наименование помещают над иллюстрацией, а поясняющие данные——под ней. Номер иллюстрации располагают ниже поясняющих данных.
Цифровой материал, как правило, для компактности, наглядности и сопоставимости оформляют в виде таблиц. Если таблиц в документе больше одной, их нумеруют в пределах раздела арабскими цифрами. Над правым углом таблицы помещают надпись «Таблица...» с указанием ее номера. Под надписью, отступив 8 мм, помещают заголовок таблицы. Если параметры одной графы таблицы имеют одинаковые значения в двух и более последующих строках, то допускается этот параметр вписывать в таблицу для этих строк один раз. Повторяющийся в графе текст, если он состоит из одного слова, допускается заменять кавычками. Если повторяющийся текст состоит из двух и более слов, то при первом повторении его заменяют словами «то же», а далее—кавычками.
12.2. ОФОРМЛЕНИЕ ГРАФИЧЕСКОЙ ЧАСТИ КУРСОВОГО ПРОЕКТА
Графическая часть курсового проекта состоит из технологической схемы с КИП и А и чертежей общих видов основных аппаратов. Она должна удовлетворять требованиям ЕСКД, предъявляемым к выполнению технического проекта.
165165Рис. 12.6. Основная надпись на чертежеРис. 12.6. Основная надпись на чертеже
165
165
Рис. 12.6. Основная надпись на чертеже
Рис. 12.6. Основная надпись на чертеже
Общие требования. Технологическая схема и общий вид аппарата выполняются, как правило, на листах чертежной бумаги основного формата А1, согласно ГОСТ 2.301—68. Наряду с указанным форматом в случае необходимости можно пользоваться другими основными форматами, обозначения и размеры сторон которых должны соответствовать указанным ниже:
Обозначенне форматаОбозначенне формата0 12 3 4 А А А А А0 12 3 4 А А А А АРазмеры сторон формата, мм
Обозначенне формата
Обозначенне формата
0 12 3 4 А А А А А
0 12 3 4 А А А А А
841 X Н89
594 X 841
420 X 594
297 X 420
210 X 297
Допускается применение дополнительных форматов, образуемых увеличением коротких сторон основных форматов на величину, кратную их размерам. Обозначение производного формата составляется из обозначения основного формата и его кратности, например, АО X 2, А4 X 8 и т. д. Используемые кратности при образовании дополнительных форматов определены ГОСТом 2.301—68.
Формат должен иметь рамку и основную надпись, которые вычерчиваются сплошной основной линией, толщина которой должна быть в пределах от 0,5 до 1,4 мм в зависимости от величины и сложности изображения, а также от формата чертежа.
Линии рамки располагают от левой кромки формата на расстоянии 20 мм, а от остальных кромок — на 5 мм.
Основная надпись в соответствии с ГОСТ 2.104——68 располагается в правом нижнем углу чертежа. Размеры основной надписи указаны на рис. 12.6.
Кроме того, в верхней части листа располагается дополнительная графа размером 70 X 14 мм (предназначенная для повторной записи обозначения чертежа, которое приводится в основной надписи).
В графах основной надписи (номера граф показаны в ско& ках) указывают:
в графе 1 — наименование изделия в именительном падеМе единственного числа; в наименовании, состоящем из нескольких слов, на первом месте помещают имя существительное; под наименованием изделия записывается вид чертежа;
в графе 2 — обозначение документа;
в графе 3 ——обозначение материала детали (графу заполняют только на чертежах деталей);
в графе 4 — литеру, присвоенную данному документу;
в графе 5 ——массу изделия, указанную в килограммах без указания единицы измерения (допускается указывать массу в других единицах измерения с указанием их, например: 0,25 т);
в графе 6 ——масштаб (проставляется в соответствии с ГОСТ 2.302—68 и ГОСТ 2109—73);
в графе 7 — порядковый номер листа на документах, состоящих из одного листа, графу не заполняют);
з графе 8 ——общее количество листов документа (графу заполняют только на первом листе);
в графе 9 ——наименование или различительный индекс предприятия учебного заведения, выпускающего документ;
в графе 10 — характер работы, выполняемой лицом, подписывающим документ, в соответствии с рис. 12.0. Свободную строку заполняют по усмотрению разработчика, например: «Руководитель», «Начальник лаборатории», 《Рассчитал》. (При выполнении курсового проекта заполняются только графы 《Разраб.》，《Пров.》и《Н. контроль》.).
в графе 11 — фамилии лиц, подписавших документ.
Обозначение чертежей курсового проекта принято таким же, как и пояснительной записки с заменой букв ПЗ (пояснительная записка) на группы букв, характеризующих вид чертежа: ВО — чертеж общего вида, ТЗ — технологическая схема.
Технологические схемы. В связи с отсутствием в ГОСТ 2.701——76 «Схемы. Виды и типы. Общие требования к выполнению» -указаний и требований к оформлению и выполнению схем химико-технологических процессов, при выполнении схем руководствуются РТМ 26-79——72, разработанным НИИХИМ- МАШем.
При курсовом проектировании выполняется принципиальная схема (ТЗ), которая может быть совмещена со схемой по автоматизации (АЗ).
На принципиальной схеме должны быть изображены основные изделия, входящие в установку, с отображением принципов, обеспечивающих химико-технологический процесс, указаны основные технологические связи между изделиями, а также элементы, имеющие самостоятельное функциональное назна - чение.
■obw «оххх§ хцх «ошно^он ouozu«ua§5aa -3EVMU
«0UWV7XU0SXMVH ax^vHavr eoHXVEVe-ф vxxv^o§cu£ voxavExaE ・2JHd
Mrtxeox^o
н НИХ во^оюхае vxxuvrtxnooo
ЧЭШППНwrtxeoxoo
мвазоцхооюо2охвозоAXUS&Q
rtxvs
V X ЦИН поооюхас VXX^MXmos
«ISC
-SWBeoas 一 vxsffsnooo -8xe05>
Технологические схемы, совмещенные со схемами автоматизации, должны содержать:
графически упрощенное изображение изделий, входящих в установку, во взаимной связи между ними;
приборы, средства автоматизации и управления, изображаемые условными обозначениями по действующим стандартам, а также линии связи между ними; 。
таблицы условных графических обозначений, не преду' смотренных действующими стандартами;
необходимые пояснения к схеме.
Рекомендуемое расположение основных элементов чертежа технологической схемы с КИП и А показано на рис. 12.7.
Перечень основных составных частей* (изделий) и элементов для принципиальной схемы помещается в виде таблицы, заполняемой сверху вниз.
Для принципиальных схем оборудование установки должно быть показано условно изображениями, предусмотренными стандартами, а при их отсутствии его изображают схематически, в зависимости от удобства вычерчивания, в виде конструктивного очертания для данного изделия.
Графическое изображение изделий допускается выполнять без соблюдения масштаба, но одновременно и без резкого нарушения соотношения габаритных размеров изделий.
Изделия и элементы схемы установки должны быть показаны условно в соответствии со стандартами ЕСКД.
Условные изображения и обозначения трубопроводов, принятые на схеме, должны быть расшифрованы в таблице условных обозначений (рис. 12.8).
Пересекать изображения аппаратов, машин и других изделий линиями трубопроводов не допускается. Основные магистральные трубопроводы, от которых отводятся или к которым подводятся трубопроводы данной схемы должны быть показаны горизонтальными линиями, причем магистральные трубопроводы, по которым осуществляется подвод потоков к установке, желательно располагать вверху схемы, а магистральные трубопроводы, по которым осуществляется отвод потоков из установки,—— в низу схемы.
2
Условное обозначение
Наименование среды в трубопроводе
W
Буквенное
Графическое
8
20
50
'140
з^нз^н
з^н
з^н
Рис. 12.9. Схема расположения штуцеров бобышек, люков
На каждом трубопроводе у места его отвода от магистрального или места его подключения к аппарату или машине нужно проставлять стрелки, указывающие направление движения потока.
Обозначения основных контролируемых и регулируемых величин регламентированы согласно ГОСТ 21.404-85.-
Обозначения функциональных признаков приборов должны соответствовать указанным в [22].
Основные требования к чертежам общего вида. Чертежи общего вида должны выполняться в соответствии с основными требованиями ГОСТ 2.120—73 ЕС КД на выполнение технических проектов. Чертеж общего вида должен содержать следующие сведения:
изображение изделия (аппарата, машины), необходимые виды, разрезы и сведения, дающие полное представление об устройстве разрабатываемого изделия;
основные размеры — конструктивные, присоединительные, габаритные, а в случае необходимости ——установочные монтажные и предельные отклонения подвижных частей;
вид или схему с действительным расположением штуцеров, люков, лап и др.;
таблицу назначения штуцеров, патрубков и т. п.; техническую характеристику;
технические требования.
I изображении чертежа общего вида допускается показы
вать условно смещенными штуцера, бобышки, люки и т. п., не изменяя их расположения по высоте или длине аппарата.
На виде изделия аппарата сверху необходимо показать дей-
Обоз-
Наименование
Кол.
Проход условный 4, мм
Дввлеиие условное Ру, МПа
г 12
_90
10
18
148
Рнс. 12.10. Таблица назначения штуцеров, патрубков, гильз
короткой или длинной стороной по гокороткой или длинной стороной по гоРнс. 12.11. Примерное расположение элементов чертежа общего вида, располагаемого рнзонталн
короткой или длинной стороной по го
короткой или длинной стороной по го
ствительное расположение UITyuepoB》606EIueK7 люков н т・ п・；
прн отсутствнн Bsna сверху его следует ШЕЛ^НК? схематниескн (рнс* 69L проставив условные обозначения UITyfepoBy 6О6Н，
щек) люков н т・ ГК” указанных на главном нлн на другом внде нзделня，Прн зтом над схемой необходимо сделать наппнсуна， пример-Хема расположения штуцеров》бобьтек》люков н лапа в технических требованиях на чертеже обязательно УК? затЕ《действительное расположение Етуиеробобышек》Лю— ков н лап смотрн по схеме (по плану” внду В н т・ д・)у штуцерпатрубкгнльзы для термометров》люкн s т・ m на главном н сопряженном с ннм нзображеннях н на схеме обозначают условно на продолженнн нх осей нлн на полках ЛНННЙ，ВНОСОК пропнснымн буквами русского алфавита разме— ром от 5 до 7 MM (буквы S- о- X” ъ》b не Применяют)。 Таблица назначения ттугеровз патрубков》 гнльз н других элементов аппарата выполняется в соответствен с PHI. Над таблицей помещают заголовок《таблица UITyuepoBy буквенное обозначения в алфавитном порядке без пропу—
сков н повторения прнсванваются сначала видами разрезам》се— ченням》а затем штуцерам* В случае недостатка букв прнме， няют цифровую нндексаиню” напрнмз >тн т・ д・ надпнстехническую характеристику》технниескне требо— вання н таблица необходимо выполнять на чертеже с соблюде, ннем ГОСТ 2.31668
Та6лни-Етехническую характернстнк-технические требо; вання следует располагать над основной надпнсью чертежа* В порядке мсключення попускается размещение таблицы HIT церов слева от основной надпнсн* Рекомендуемое расположение основных элементов чертежа общего внда показано на рнс2.11. В технической характеристике указывают】 назначение нзде， лня (аппарата)； объем аппарата; площадь новерхностн тепло— обмена; максимальное давление; максимальную температуру средн; мощность привода; частоту вращения деталей」 TOKCHU— ность s B3pB00nCHOCTb среп; fe^^s^ необхопнмае панны В технических требованиях на чертеже указывают- Обозна— ибнне ГОСТ нли тсогласно которым должно бнть нзготов— лено н испытано данное нзделне; обозначение ГОСТ нлн ТУ на основные материалы” применяемые в нзделнн; сведения о нео ходнмостн тепловой swo^^pss- ^SSS^OW^KS^ н других антнкор— рознонннх покрнтн
9xsxo-.^>exxmQXX пзхпох
Общая литература
L Касаткин 4основное проиессы н аппараты хнмниеско" техномогнн・ е нзп— нспр・ м」хнми197754 п-
2・ Плановс不匚а 』• н; Рамм в. М二 KQ0QH с. 3・ пронессь- и аппарать- хими— ческой технологии。е ИЗА》пер и поп- мхимия》1968* 847 О'
847
Процессы и аппараты химической промышленности: Учебник для технн- кумов/П. Г. Романков, М. И. Курочкина, Ю. Я- Мозжерин, Н. Н. Смирнов. Л.: Химия, 1989. 560 с.
Павлов К. Ф., Ромапков П. Г„ Носков А. А. Примеры и задачи по курсу процессов и аппаратов химической технологии： Учеб, пособие для вузов/ 10- изд., пер. и доп. Л.: Химия, 1987. 576 с.
Основные процессы и аппараты химической технологии: Пособие по про- ектированию/Под ред. Ю. И. Дытнерского. М.: Химия, 1983. 272 с.
Кувшинский М. Н., Соболева А. П. Курсовое проектирование по предмету «Процессы и аппараты химической промышленности»: Учеб, пособие для учащихся техникумов. 2-е изд., пер. и доп. М.: Высшая школа, 1980. 223 с.
Проектирование процессов и аппаратов пищевых производств/Под ред. В. Н. Стабникова. Киев: Вища школа, 1982. 199 с.
Машины и аппараты химических производств/Под ред. И. И. Чернобыльского. 3-е изд., пер. и доп. М.: Машиностроение, 1974. 456 с.
Машины и аппараты химических производств: Примеры и задачи. Учебное пособие для студентов втузов, обучающихся по специальности «Машины и аппараты химических *производств»/И. В. Доманский, В. П. Исаков, Г. М. Островский и др. Л.: Машиностроение, 1982. 384 cv .
. Лащинский А. 4, Толчинский А. Р Основы конструирования' и расчета химической аппаратуры. 2-е изд. Л.; Машиностроение, 1970. 752 с.
Справочник химика. Т. V. М.-Л.: Химия, 1966. 974 с.
Чечель 〃. С. Процессы и аппараты химической технологии. Киев: Вища школа, 1974. 192 с.
Промышленные тепломассообменные процессы и установки: Учебник для вузов/А. М. Бакластов, В. А. Горбенко, О. Л. Данилов и др. М.: Энерго- атомнздат, 1986. 328 с.
Криворот А. С.“ Конструкция и основы проектирования машин н аппа- Ратов химической промышленности. Учеб, пособие для техникумов. М.: Машиностроение, 1976. 376 с.
Перри Дж. Справочник инженера-химика. Пер. с 4-го англ. изд./Под ред. акад. Жаворонкова Н. М. и чл.-корр. АН СССР Романкова П. Г. Л.: Химия, 1969.
Расчеты основных процессов и аппаратов нефтепереработки: Справоч- ник/Рабинович Г. Г., Рябых П. М., Хохряков П. А. и др. 3-е изд., пеп. н доп. М.: Химия, 1979. 568 с.
Романков П. ГКурочкина М. И. Расчетные диаграммы и номограммы по курсу «Процессы и аппараты химической промышленности»: Учеб, пособие для техникумов. Л.: Химия, 1985. 56 с.
Хуснутдинов В. А., Сайфуллин Р. С., Хабибуллин И. Г. Оборудование производств неорганических веществ: Учебное пособие для вузов Л ♦ Химия, 1987. 248 с.
19. Рейхсфельд В. О., Еркова Л. Н. Оборудование производств основного ор- ганического синтеза и синтетических каучуков. Л.: Химия, 1974. 440 с.
2°. Батунер Л. М. Процессы и аппараты органического синтеза и биохими- ^СКО访 технологии: Методы расчета. Л.: Химия, 1966. 520 с.
2L Ивановский А. Гуревич Д. А. Аппаратура, промышленности полупро- пуктов и красителей. М.: Госхимиздат, 1961. 504 с.
22. Шкатов Е. Ф., Шувалов В В. Основы автоматизации технологических 驶2%еЕ°в химических производств: Учебник для техникумов. М.: Химия, 1988. 304 с.
К главе /. Конструкционные материалы, в химическом аппаратостроении
丄 Бабич В Ф-, Белоус К П. Химическое оборудование из керамики. М.: Машиностроение, 1987. 224 с.
Фокин. М. Н., Рускол Ю. С., Мосолов А. В. Титан и его сплавы в хи- мическои промышленности： Справоиное пособие. Л.: Химия, 1978. 200 с.
К главе 2. Физико-химические свойства веществ
Бредтнейдер С. Свойства газов и жидкостей: Инженерные методы рас- чета/Пер. с польск. Л.: Химия, 1966. 536 с.
Варгафтик. Н. 6. Справочник по теплофизическим свойствам газов и жидкостей. 2-е изд., пер. и доп. М.: Наука, 1972. 720 с.
Викторов М. М. Графические расчеты в технологии неорганических веществ: Графики и номограммы. 3-е изд., пер. и доп. Л.: Химия,J1972. 464 с.
Викторов М. М. Методы вычисления физико-химических величин и прикладные расчеты. Л.: Химия, 1977. 360 с.
Зайцев И. Д., Асеев Г. Г. Физико-химические свойства бинарных и многокомпонентных растворов неорганических веществ. М.: Химия, 1988. 416 с.
Мельник Б. Д. Инженерный справочник по технологии неорганических веществ: Графики и номограммы. 2-е изд., пер. и доп. М.: Химия, 1975. 544 с.
Краткий справочник физико-химических величин. 8-е изд., пер./Под ред. А. А. Равделя и О. О. Пономаревой. Л.: Химия, 1983. 232 с.
Справочник химика/Под ред. Б. Н. Никольского: Химия, 1971. Т. I 1072 с.; т. II 1167 с.; т. III 1008 с.
К главе 3. Гидравлические расчеты
Идельчик И. Е. Справочник по гидравлическим сопротивлениям. 2*е изд., пер. и доп., М.: Машиностроение, 1975. 560 с.
Черкасский В. М. Насосы, вентиляторы, компрессоры. М.: Энергия, 1977. 424 с.
Рысин С. А. Вентиляционные установки машиностроительных заводов. М.: Машиностроение, 1964. 704 с.
Центробежные горизонтальные и вертикальные химические насосы с проточной частью из металла: Каталог. М.: ЦИНТИхимнефтемаш, 1981. 92 с.
Компрессорные машины: Каталог. Ч. 1. ЦИНТИхимнефтемаш, 1980. 134 с.
Центробежные компрессоры: Каталог. М.: ЦИНТИхимнефтемаш, 1983. 52 с.
Внутренние санитарно-технические устройства. Справочник проектиров- щика/Под ред. И. Г. Староверова. 2.е изд., пер. и доп. Ч. 2. М,: Строй- издат. 1977. 502 с.
Номенклатурный каталог на освоенные и сирийно выпускаемые изделия насосостроения на 1985 г. М.: ЦИНТИхимнефтемаш, 1985. 200 с.
Номенклатурный каталог па освоенные и серийно выпускаемые изделия компрессорного машиностроения на 1985 г. М.: ЦИНТИхимпефтемаш, 1985. 40 с.
К главе 4. Фильтрование
Жужиков В. Л. Фильтрование: Теория и практика разделения суспензий. М.: Химия, 1971. 440 с.
Разделение суспензий в химической промышленности/Малиновская Т. А,, Кобринский И. А., Кирсанов О. С., Рейифарт В. В. М.: Химия, 1983, 264 с.
РТМ 26-01-99—77. Метод технологического расчета фильтрпрессов ФПАКМ.
РТМ 26-01-5—64. Методика расчета барабанных вакуум-фильтров с наружной фильтрующей поверхностью.
РТМ 26-01-26—68. Методика расчета дисковых вакуум-фильтров.
РД РТМ 26-01-33—78. Методика выбора вспомогательного оборудования для вакуум-фильтров непрерывного действия.
РТМ 26-01-31—69. Методика расчета листовых фильтров под давЛёймем.
Фильтры для жидкостей: Каталог. М.: ЦИНТИхимнефтемаш, 1974. 246 c.
К главе 5. Теплообменные аппараты
Маньковский О. "., Толчинский А. Р., Александров М. В. Теплообменная аппаратура химических производств. Л.: Химия, 1976. 368 с.
Михеев М. 4, Михеева И. М. Основы теплопередачи. М.: Энергия, 1973. 319 с.
Кичигин М. Л., Костенко Г. Н. Теплообменные аппараты и выпарные установки. М.-Л.: Госэнергоиздат, 1955. 392 с.
Хоблер Т. Теплопередача и теплообменники/Пер. с польск. под ред. П. Г. Романкова. Л.: Госхимиздат, 1961. 812 с.
РТМ 26-01-107—78. Теплообменники пластинчатые. Методы тепловых и гидромеханических расчетов.
РД РТМ 26-01-121—79. Теплообменники спиральные. Методы тепловых и гидромеханических расчетов.
Барановский Н. В., Коваленко Л. М., Ястребенецкий А. Р. Пластинчатые и спиральные теплообменники. М.: Машиностроение, 1973. 288 с.
Стандартные кожухотрубчатые теплообменные аппараты общего назначения: Каталог. 3-е изд. М.: ЦИНТИнефтехиммаш, 1982. 32 с.
Краткий справочник по теплообменным аппаратам/В. А. Григорьев, Т. А. Колач, В. С. Соколовский, Р. Т. Темкин. М.-Л.: Госэнергоиздат, 1962. 255 с.v *
Рамм В. М Теплообменные аппараты. М.-Л., Госхимиздат, 1948. 112 с.
Пластинчатые теплообменники: Каталог. 2-е изд., испр. и доп. М.: ЦИНТИхимнефтемаш, 1974. 60 с.
Довжук Г. Г, Иванец К. Я., Анатасьин В. Ф. Оборудование нефтеперерабатывающих заводов и основы его расчета. М.: Гостоптехиздат, 1962.
К главе 6. Выпаривание
Таубман Е И. Выпаривание. М.: Химия, 1982. 328 с.
62 Колач Т. А., Радун Д. В. Выпарные станции. М.: Машгиз, 1963. 400 с.
Лебедев /7. Д. Теплообменные, сушильные и холодильные установки: Учебник для студентов технических вузов. 2-е изд., пер. М.： Энергия, 1972. 320 с.
РТМ 26-01-104—77. Аппараты выпарные с естественной циркуляцией и кипением раствора в трубах. Метод теплового и гидравлического расчета.
РТМ 26-01-54—72. Аппараты выпарные трубчатые с принудительной циркуляцией раствора. Методы тепловых и гидромеханических расчетов.
Выпарные аппараты вертикальные, трубчатые общего назначения： Ка- талог УКРНИИхиммаша. М.： ЦИНТИхимнефтемаш, 1979. 38 с.
67 ГОСТ 11987—81. Аппараты выпарные трубчатые стальные.
ОСТ 26716—73. Барометрические конденсаторы.
Перцев Л. 〃.，Ковалев Е. М, Фокин В. С. Трубчатые выпарные аппараты для кристаллизующихся растворов. М.: Машиностроение, 1982. 136 с.
К главе 7. Емкостные химические реакторы
Смирнов Н. Н., Волжанский А. И. Химические реакторы в примерах и задачах: Учеб, пособие для вузов. 2-е изд., пер. Л.: Химия, 1986. 224 с.
Стренк Ф. Перемешивание и аппараты с мешалками/Пер. с польск. под ред. И. А. Щупляка. Л.: Химия, 1975. 384 с.
Стальная эмалированная аппаратура: Каталог. Черкассы: НИИТЭХИМ 1987. 18 с.
Гутник С. П., Сосонко В. Е, Гутман В. Д. Расчеты по технологии орга- пического синтеза: Учеб, пособие для техникумов. М.: Химия, 1988.
К главам. 8 и 9. Абсорбция. Ректификация
Рамм В. М. Абсорбция газов. М.: Химия, 1976. 655 с.
Александров И. 4 Ректификационные и абсорбционные аппараты. М.: Химия, 1978. 277 с.
Кафаров В. В. Основы массопередачи: Учеб, пособие для вузов. М.: Высшая школа. 1972. 496 с.
Шервуд Т., Пикфорд R, У况4&〃 Ч. Массопередача/Пер. с англ. М.: Химия, 1982. 696 с.
Колонные аппараты: Каталог. М.: ЦИНТИхимнефтемаш, 1978. 31 с.
К главе 10. Сушка
Ю.1. Лыков М. В. Сушка в химической промышленности. М.: Химия, 1970. 429 с.
Муштаев В. И., Ульянов В. М. Сушка дисперсных материалов. М.: Химия, 1988. 352 с.
Ю.З. Чернобыльский И. И., Тананайко Ю. М Сушильные установки химической промышленности. Киев: Техн|ка, 1969. 280 с.
Ю.4. Романков /7. Л, Рашковская Н. Б. Сушка во взвешенном состоянии. Изд. 3-е, пер. и доп. Л.; Химия, 1979. 272 с.
Лыков М. В., Леончик 5 И. Распылительные сушилки. М.: Машиностроение, 1966. 336 с.
106 ОСТ 26-01-437—78. Аппараты с вращающимися барабанами общего назначения. Корпуса сушилок. Основные размеры.
ОСТ 26-01-447—78. Аппараты с вращающимися барабанами общего назначения. Станции опорные и опорно-упорные. Типы и основные размеры.
ОСТ 26-01-448—78. Аппараты с вращающимися барабанами общего назначения. Метод определения мощности привода.
ОСТ 26-01-450—78. Аппараты с вращающимися барабанами общего назначения. Метод теплового расчета сушилок.
ОСТ 26-01-78一78. Аппараты и установки сушильные. Классификация
и обозначения.
Справочник по пыле- и золоулавливанию/М. И. Биргер. А. Ю. Вальд- берг, Б. И. Мягков и др. 2-е изд.( пер. и доп. М.: Энергоатомиздат, 1983. 312 с.
Рукавные фильтры/М. Л. Моргулис, М. Г. Мазус, А. С. Мандрико, М. И. Биргер. М.: Машиностроение, 1977. 256 с.
К главе ". Экономические расчеты
Прейскурант № 01 — 10. Оптовые цены на листовую и широкополосную сталь. М.: Прейскурантиздат, 1980. 174 с.
Прейскурант № 23—03. Оптовые цены на оборудование химическое. Ч. I. Стандартизованное химическое оборудование. М.: Прейскурант- нздат, 1981.
Прейскурант № 23—03. Оптовые цепы на оборудование химическое. Ч. II. Нефтехимическая аппаратура. М.: Прейскурантиздат, 1981.
СНиП IV-4—82. Приложение. Сборник средних районных цен на материалы, изделия и конструкции Ч. V. Материалы, изделия и конструкции для монтажных и специальных строительных работ/Госстрой СССР. М.: Энергоатомиздат, 1983. 544 с.
К главе 12. Содержание и объем курсового проекта
Червоный ". Г. Единые правила выполнения чертежей в техникуме. Киев: Вища школа. 1987. 71 с.
Морчун А. К, Градиль В. 〃.，Егошин Р. 4 Справочник по Единой системе конструкторской документации/Под ред. Ю. И. Степанова. 3-е изд., пер. и доп. Харьков: Прапор, 1981. 249 с.
ББК6П7.1
И758
УДК 66.01.001.63 (075.32)
Рецензенты: заслуженный учитель РСФСР, преподаватель* Ленинградского политехнического техникума Ю.兄 Моз- жерин;
' доцент, канд. техн, наук С. В. Миносьянц (МХТИ нм. Д. И. Менделеева)
Иоффе И. Л.
И758 Проектирование процессов и аппаратов химической технологии: Учебник для техникумов. — Л.: Химия, 1991.— 352 с., ил.
ISBN 5-7245-0514-2
Изложены основы проектных расчетов установок и аппаратов для проведения типовых процессов химической технологии. Даны число- вие расчеты. Представлены схемы установок, общие виды и узлы основных химических аппаратов.
Для учащихся техникумов химико-технологических специальностей, будет полезен проектировщикам процессов н аппаратов химической промышленности.
„ 2802000000—106 鹏И ^50(01)-91109~90„ 2802000000—106 鹏И ^50(01)-91109~90ISBN 5-7245-0514-2ISBN 5-7245-0514-2ББК 6П7.1© И. Л. Иоффе, 1991ББК 6П7.1© И. Л. Иоффе, 1991
„ 2802000000—106 鹏
И ^50(01)-91109~90
„ 2802000000—106 鹏
И ^50(01)-91109~90
ISBN 5-7245-0514-2
ISBN 5-7245-0514-2
ББК 6П7.1
© И. Л. Иоффе, 1991
ББК 6П7.1
© И. Л. Иоффе, 1991
Предисловие6
Глава 1. Конструкционные материалы в химическом аппаратостроении 7
Глава 2. Физико-химические свойства веществ . . .. . . 17
Основные условные обозначения 17
Общие сведения17
22 Плотность18
Вязкость 19
24 Поверхностное натяжение .20
Теплоемкость . .. 20
Теплопроводность 21
Удельная теплота парообразования (конденсации)23
Коэффициент диффузии23
Глава 3. Гидравлические расчеты 25
Основные условные обозначения 25
Расчет диаметра трубопровода .....，25
Расчет гидравлического сопротивления трубопроводов26
Расчет насосов, вентиляторов, компрессоров28
Пример расчета центробежного насоса33
Глава 4. Фильтрование 35
Основные условные обозначения 35
Общие сведения35
Методика расчета фильтров39
Технологический расчет39
Энергетический расчет43
Основные конструкции и параметрыфильтров44
Расчет и подбор вспомогательногооборудования46
Пример расчета барабанного вакуум-фильтра52
Глава 5. Теплообменные аппараты 60
Основные условные обозначения 60
Общие сведения . . . 60
Методика расчета теплообмен ников: . . 63
Тепловые балансы теплообменных аппаратов64
Средний температурный напор 66.
Коэффициенты теплоотдачи и теплопередачи 68
Конструктивный расчет теплообменныхаппаратов76
Основные конструкции и параметры стандартных теплообменных аппаратов 87
Расчет тепловой изоляции100
Гидравлический расчет теплообменныхаппаратов102
331*
3
3
Примеры расчета теплообменников104
Расчет кожухотрубного холодильника108
Расчет пластинчатого подогревателя 108
Варианты заданий для расчета теплообменников117
Глава 6. Выпаривание .. 118
Основные условные обозначения118
Общие сведения 118
Методика расчета выпарных аппаратов121
Расчет одпокорпуспого выпарного аппарата122
Расчет вспомогательного оборудования131
3. Расчет многокорпусной выпарной установки133
6.3. Примеры расчета выпарных установок138
Расчет одпокорпусноп Зынарноп установки138
Расчет трехкорпусной вакуум-выпарной установки .156
Варианты заданна для проектирования выпарных установок 166
Приложения 171
Глава 7. Емкостные химические реакторы177
Основные условпые обозпачепия . 177
Общие сведения 178
Методика расчета реакторов 180
Материальный баланс180
Тепловой баланс . . . .183
Технологический расчет реактора 187
Определение площади поверхности теплообмена н размеров рубашки, змеевика или трубчатки192
73 Технологический расчет мешалки . . 193
Пример расчета реактора с мешалкой197
Глава 8. Абсорбция . . . . . . 9П9
Общие" сведения203
Методика расчета . 204
Материальный баланс . . 206
Тепловой баланс . . . 208
Построение рабочей линип, кривой равновесия и теоретических тарелок 209
Определение движущей силы процесса абсорбции210
Расчет скорости и диаметра абсорбера211
Расчет поверхности массопередачи и высоты абсорбера . . . 216
Гидравлическое сопротивление насадочных колонн226
Гидравлическое сопротивление тарс/п>чатых колонн . . . . . . . 228
85 Пример расчета насадочного абсорбера230
Глава 9. Ректификция
Основные условные обозначения .
Методика расчета 248
Материальный баланс .. 249
Графическое определениеминимальногофлегмовогочисла..251
Графическое определениерабочегофлегмовогочисла•..251
Построение диаграмм252
9.2.5.
9.2.6.
9.2.7.
9.2.8.
929.
Построение линий рабочих концентраций, графическое определение числа теоретических и действительных тарелок, числа единиц переноса254
Определение к. п. д. тарелки .257
Определение объемов и объемных скоростей пара н жидкости, проходящих через колонну 258
Определение диаметра колонны и скорости пара259
Расчет высоты колонны259
баланс ректификационной колоппы260
*。261
9.2.10. Тепловой .,о
g 3 Пример расчета тарельчатой ректификационной колонны .-
Глава 10. Сушка
276
Основные условные
обозначения
Общие сведения . ..
Методика расчета конвективных сушильных установок ..
Основные параметры теплопосителя
Материальный баланс-
Тепловой баланс
Расчет барабанной сушилки
Расчет вспомогательного оборудовапия
..276 ..277 ..280
Расчет калорифера
Расчет циклона
Расчет сушилки с псевдоожиженным слоем
Расчет контактных сушилок .
Пример расчета барабанной сушилки, обогреваемой воздухом .
• 281
• 284
285 ■ 290 .293 • 293
294
297 .301
• 302
Глава 11. Экономические расчеты при проектировании
.318
Глава 12. Содержание и объем курсового проекта
332
Содержание и оформление пояснительной записки
Оформление графической части курсового проекта
332
340
Библиографический список.
347