123031 (689343), страница 2

Просмтор этого файла доступен только зарегистрированным пользователям. Но у нас супер быстрая регистрация: достаточно только электронной почты!

Текст из файла (страница 2)

ρ₁ = 1145 кг/м³, ρ₂ = 1323014 кг/м³.

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

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

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

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

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

P, МПа t, ⁰C r, кДж/кг

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

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

Определим гидростатическую депрессию по корпусам (в ⁰C):

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

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

Сумма гидростатических депрессий

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

Температурную депрессию Δ^/ определим по уравнению

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

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

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

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

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

Сумма температурных депрессий

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

Температуры кипения растворов в корпусах равны (в ⁰C)

t_к = t_г + Δ^/ + Δ^//.

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

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

t_к2 = t_бк + Δ^/₂ +Δ^///₂ =

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

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

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

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

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

M = *S*ρ,

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

S = F_{ор *}d_вн/4_*H,

где d_вн – внутренний диаметр труб, м;

Н – принятая высота труб, м.

S = 18,3_*0,034/4_*4 = 0,039 м².

M = 0,7_*0,039_*1109,5 = 30,3 кг/с.

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

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

t_пер1 = [ω_1*(I_{вп 1} - c_в*t_к1) - G_н1*c_н1*(t_{к исх} - t_к1)] / M_*c_н1 = [0,346_*(2750 – 4,19_*151,86) –

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

t_пер2 = [ω_2*(I_{вп 2} - c_в*t_к2) - G_н2*c_н2*(t_к1 - t_к2)] / M_*c_н2 = [0,381_*(2750 – 4,19_*147,82) – 1,11_*3,520_*(1151,86 – 75,54)] / 30,3_*3,520 = 4,3

Полезная разность температур

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

t_пj = t_гj –t_кj.

t_п1 = t_г1 – t_к1 = 174,5-151,8=22,7;

t_п2 = t_г2 – t_к1= 147,82-75,54=72,28;

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

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

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

Проверим общую полезную разность температур:

ΣΔt_п = t_п1 + t_п2 = 22,7+72,28=94,98⁰С.

Определение тепловых нагрузок

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

Q₁ = D_*(I_г1 – i₁) = 1,03_*[G_н*c_н*(t_к1 - t_н) + _1*(I_вп1 – c_в*t_к1) + Q_1конц]; (1)

Q₂ = _1*(I_г2 – i₂) = 1,03_*[(G_н - ₁)_*c_1*(t_к2 – t_к1) + _2*(I_вп2 – c_в*t_к2) + Q_2конц]; (2)

W = ₁ + ₂ (4)

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

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

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

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

t_н = t_вп1 + Δ^/_н,

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

t_н = 148,8 + 1 = 149,8⁰С.

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

I_вп1 I_г2; I_вп2 I_г3; I_вп3 I_бк.

Получим систему уравнений:

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

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

W = ₁ + ₂ + ₃ = 1,11.

Решение этой системы уравнений дает следующие результаты:

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

ω₁ = 0,335 кг/с; ω₂ = 0,392 кг/с.

Результаты расчета сведены в таблицу1.2

Таблица 1.2

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

Рассчитаем концентрации растворов в корпусах:

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

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

Расчет коэффициентов теплопередачи

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

К₁ = 1 / (1/α₁ + Σδ/λ + 1/α₂)

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

Σδ/λ = 0,002/25,5 + 0,0005/2 = 2,87*10^-4 м²_*К/Вт.

Коэффициент теплоотдачи от конденсирующегося пара к стенке α₁ равен:

α₁ = 2,04_*⁴√(r_1*ρ²_{ж 1*}λ³_{ж 1}) / (μ_{ж 1*}Н_*t1),

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

ρ_{ж 1,}λ_{ж 1},μ_{ж 1} – соответственно плотность (кг/м³), теплопроводность (Вт/м_*К), вязкость (Па_*с) конденсата при средней температуре пленки t_пл = t_{г 1} - t₁/2, где t₁ – разность температур конденсации пара и стенки, град.

Расчет α₁ ведут методом последовательных приближений. В первом приближении примем

t_пл = 174,5 – 1 = 1175,5 град.

Тогда

α₁ = 2,04_*⁴√(2025,2_*10³_*1095²_*0,587³)/(0,07_*10^-3_*4_*2) = 11101,61 Вт/ м²_*К.

Для установившегося процесса передачи тепла справедливо уравнение

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

где q – удельная тепловая нагрузка, Вт/м²;

Δt_ст – перепад температур на стенке, град;

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

Отсюда

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

Тогда

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

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

α₂ =Аq^0.6 =780 q^0.6 (λ¹₁^.3*ρ₁^0.5*ρ_п1^0.06/σ₁^0,5*r_в1^0,6*ρ₁^0,66*c₁^0,3*μ₁^0,3).

Подставив численные значения, получим:

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

Проверим правильность первого приближения по равенству удельных тепловых нагрузок:

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

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

Как видим, q^/ ≠ q^//.

Для второго приближения примем Δt₁ =5,0

α₁ = 11101,61_*⁴√2/5 = 8828,78 Вт/ м²_*К.

Получим:

Для установившегося процесса передачи тепла справедливо уравнение

Δt_ст =9722,4*3,4*3,79*10^-4 =11,38

Δt₂ = 23,23-11,38-5=0,85 град.

α₂ = 17,21*(9722,4*5) ^0,6 =10536,67

Проверим правильность первого приближения по равенству удельных тепловых нагрузок:

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

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

Как видим, q^/ ≠ q^//.

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

Характеристики

Список файлов курсовой работы