Расчёт толщины тепловой изоляции. рассматривается при установившемся тепловом потоке ql=const, где ql – тепловой поток, отнесённый к единице высоты греющей камеры.
При расчёте принимают, что потери в окружающую среду равны не более Q0 = (0,03-0,05)Q1. Тогда ql = 0,05Q1/l, где l = 4м – высота кипятильных труб, Q1 = 13,7*106 кДж/ч = 3,81*106Дж/с. ql = 0,05*3,81*106/4 = 4,76*104Дж/(с*м). Перенос теплоты из межтрубного пространства греющей камеры в окружающую среду – многостадийный процесс. 3.16.1. Теплоперенос при конденсации греющего пара. В межтрубном пространстве имеет место конденсация греющего пара, поэтому ql= конд*& #61552;Dвн(tгп -&am p;#61472;А(tгп - 1)3/4*Dвн 1484; & ;#61472;= 537;конд = 2,035А’(rгп/l)1/4*(tгп - 1)-1/4; А = 2,035А’(rгп/l)1/4, А’= (конд ; конд  конд)1/4, где конд ,  конд,  конд – физические параметры конденсата греющего пара, причём А’ – табулирован (8, стр.40), выбираем А’=196 при температуре 1500С. rгп = 2120 кДж/кг - теплота парообразования греющего пара при температуре 1500С. Т.о А=10,8*103 Dвн=1м – внутренний диаметр стенок греющей камеры. 3.16.2. Теплоперенос через стенку греющей камеры и слой изоляционного материала. Стационарный теплоперенос теплопроводностью через стенку греющей камеры и слой изоляционного материала представляется как ql= & ;#61489; -&am p;#61487; 1489; ;стln(Dн/Dвн), ql= & ;#61490; -&am p;#61487; 1489; ;изln(Dиз/Dн), где & ;#61472;= 484; - температуры внутренней стенки, стенки между изоляционным материалом и стенкой, наружной поверхности изоляционного материала;  = 400С – выбирается исходя из условий безопасности обслуживания установки. ст, из- теплопроводность стенки греющей камеры и изоляционного материала: ст=16,4 Вт/мК из = 0,0098 Вт/мК - теплопроводность для совелита – 85% магнезии и 15% асбеста (8, стр.44). Dн =1,020 м– наружный диаметр стенок греющей камеры Dиз – наружный диаметр изоляции. 3.16.3. Теплоперенос от наружной поверхности изоляции в окружающую среду. ql= & ;#61553;tср)& ;#61552;Dиз где tср = 20,30С - температура окружающей среды, о- коэффициент теплоотдачи от наружной поверхности изоляции к окружающей среде, который слагается из коэффициентов теплоотдачи за счёт естественной конвекции (о,) и за счёт излучения (о ). о = о, + о где о = с(((273+)/100)4 – ((273+ tср)/100)4)/ (-tср) с =Сч - константа излучения, зависящая от рода материала и состояния поверхности излучения: & ;#61484;= 472;& #61485;степень чёрноты поверхности изоляции & ;#61472;стр.& ;#61492;= 499; & ;#61472;= 472; Сч =5,7 Вт/м2К4 – коэффициент излучения абсолютно чёрного тела, с = 0,96*5,7 = 5,5 Вт/м2К4 Тогда о =5,5(96,0 - 74,0)/19,7 = 6,1 Вт/м2К. о, = N*((-tср)/Dизm&a mp;#61481;n Найдём произведение критериев Прандтля и Грасгофа Gr*Pr: Критерий Прандля для воздуха в диапазане температур 10-5000С при атмосферном давлении остаётся практически постоянным и равным 0,722. Критерий Грасгофа Gr = gDиз3t/ɧ 50;г де = 1/(273+30,2)=0,0033 – коэффициент объёмного расширения воздуха,  = & ;#61472;0,014*10-3᠃ 2;м2/с  кинематическая вязкости воздуха при температуре 30,20С,ɧ 01;& amp;#61488;& #61482;ɦ 85;Н*с/м2динамич еская вязкость воздуха при температуре 30,20С (9,стр. 107); ;&am p;#61490;& #61497; 1496;кг/м3плотно сть воздуха при тех же условиях (9, стр.33), l = 4 м. Для определения величины критерия Грасгофа необходимо располагать значением Dиз, который, собственно, является искомым в проводимом расчёте. Однако для рачёта не требуется точного значения произведения Gr*Pr и достаточно лишь располагать порядком этой величины. В связи с этим в выражения для критерия Грасгофа вместо Dиз можно подставить значение наружного диаметра корпуса аппарата Dн = 1,020 м. Тогда критерий Грасгофа Gr = 9,81*(1,020)3*0,0033*(40-20,3)/ɦ 80;0,014*10-3)=3 ,4*1010. Произведение критериев Прандтля и Грасгофа Gr*Pr = 2,4*109. Т.к. произведение критериев Прандтля и Грасгофа (Gr*Pr)>2*107, то n = 1/3; m=0; N=1,450 (1, стр.20). Тогда о, = 1,450*(40-20,3)0,33= 3,9 Вт/м2К. Следовательно, о = о, + о = 3,9 + 6,1 = 10 Вт/м2К. 3.16.4. Расчёт толщины изоляции.
Толщину тепловой изоляции находят из равенства удельных тепловых потоков через слой изоляции от поверхности изоляции в окружающую среду: о(& #61491;&a mp;#61485;tср) & ;#61548;из/ из)( -&am p;#61486; Причём – температура наружной поверхности аппарата, ввиду незначительного термического сопротивления стенки аппарата по сравнению с термическим сопротивлением слоя изоляции  принимают равной температуре греющего пара 1500С. Тогда  из из&a mp;#61480;&# 61472;᠅ 1;о( -tср) = 0,098*(150-40)/10(40-20,3) = 0,055м = 55мм Принимаем толщину тепловой изоляции 0,055м и для других корпусов. 4. Механический расчёт аппаратов выпарных установок. Механический расчёт выполняется для первого корпуса (корпус, представленный в графической части проекта). 4.1. Греющая камера. 4.1.1. Расчёт толщины стенки греющей камеры.
Корпус греющей камеры выпарного аппарата представляет собой вертикальную обечайку, работающую для первого корпуса выпарной установки под внутренним, избыточным давлением, равном давлению греющего пара р= 0,476 МПа = 4,85 ат. Номинальная расчётная толщина стенки рассчитывается по формуле: ст’& #61472;p D/(2 & ;#61472;p) Допускаемое напряжение =&am p;#61544;, где  =1,0 – поправочный коэффициент, учитывающий условия эксплуатации аппарата (5, стр. 408);  - нормативное допускаемое напряжение для выбранного материала - сталь марки Х18Н10Т.  = 130 МН/м2 – номинальное допускаемое напряжение при температуре1500С (5, стр. 406). & ;#61472;= 555; = 130 МН/м2  = 1,0 – коэффициент прочности сварного шва – сварной шов стыковой двухсторонний (8, стр.20). D = 1000мм – диаметр греющей камеры.
Тогда ст’( 0,476*106*1)/(2137*106*1& ;#61485; 0,476*106) = 2мм. Расчётная толщина стенки равна ст ст’+ Ск + Сэ + Сд + Со, где Сэ – прибавка на эрозию или другой вид механического воздействия рабочей среды на материал, Сд – дополнительная прибавка по технологическим, монтажным и другим соображениям, величинами Сд и Сэ пренебрегаем.
Ск = 1мм, т.к. проницаемость данного материала не более 0,1 мм/год (5, стр. 409). Со = 1 - прибавка на округление размера.
Тогда ст2+ 1 = 3мм. Таким образом, толщина стенки должна быть не менее 3мм, принимаем ст 10мм (8, стр. 21). 4.1.2. Расположение труб в греющей камере.
При размещении кипятильных труб стремятся к равномерному их распределению по сечению греющей камеры.
Трубы расположены в шахматном порядке – по сторонам равносторонних шестиугольников.
При расположении труб по периметру равносторонних шестиугольников греющая камера получается наиболее компактной по сравнению с другими способами расположения труб. Число шестиугольников для расположения труб: К = ((12n-3)½-3)/6 = 11, где n=361 – число труб. Число труб по диагоналям шестиугольника b = 2К+1=23. Диаметр ограничительной окружности Dо = Dн – 2(ст+15)= 472;970мм, где Dн = 1020мм – наружный диаметр греющей камеры.
Расстояние между осями соседних труб – шаг t=48мм (8, стр. 17). 4.1.3. Крепление кипятильных труб в трубной решетке. Наиболее распространённым способом закрепления труб в трубных решетках является развальцовка.
Развальцовка труб заключается в холодной раздаче (раскатки) их в отверстиях трубной решетки.
Крепление труб в трубных решетках гладкой развальцовкой.
В случае развальцовки диаметр отверстий в трубной решетке под кипятильные трубы для оптимальной величины зазора равен: d=38,9мм (8, стр. 21). Расчёт закрепления труб в трубной решетке выпарного аппарата заключается в определении расчётной минимальной высоты трубной решетки, обеспечивающей крепление в ней труб при вальцовке: h’=(4,35dн+15)/(t-dн)= (4,35*38+15)/(48-38)=18мм. Примем h’= 20 мм. 4.1.4. Расчёт толщины трубной решетки.
Трубная решетка - Тип 1. Номинальная расчетная высота трубной решетки снаружи: h1= kD(p/ид), где k = 0,28; D =1000мм – внутренний диаметр греющей камеры, р=0,476МПа – давление греющего пара, & #61555;ид =136МН/м2 - допускаемое напряжение на изгиб для материала решетки (8, стр. 27). h1= 17 мм. Номинальная расчётная высота трубной решетки посередине: h = kD (p/оид), где о= (D-d)/D = (D-dнb)/D = 0,13 – коэффициент ослабления трубной решетки отверстиями под кипятильные трубки; к=0,47. h = 78 мм. 4.2. Сепаратор. 4.2.1. Высота и диаметр сепаратора. Сепарационное пространство в выпарном аппарате служит для предотвращения уноса вторичным паром капель упариваемого раствора, так как капли уносимого раствора попадают в межтрубное пространство следующего выпарного аппарата, увеличивают его термическое сопротивление, загрязняют конденсат пара. Унос также уменьшает выход готового продукта.
Величину уноса капель характеризует объемным напряжением парового пространства Rv, представляющего отношение объемного потока вторичного пара на 1м3 парового пространства.
Rv = 4100 м3/м3ч. Для реальных случаев выпаривания принимают предельное напряжение парового пространства Rvпред= 0,35* Rv = 502 м3/м3ч. Объём сепарационного пространства определяется по формуле: Vсеп = W/Rvпредп, где W = 5303кг/ч – количество вторичного пара; п= 1,453 кг/м3 – плотность вторичного пара (2, стр.18). Vсеп = 7,3 м3. Пусть высота сепаратора Hсеп = 3м. Тогда диаметр сепаратора: Dсеп = (4Vсеп/Hсеп)1/2 =1,76 м. Принимаем диаметр сепаратора 1800 мм. 4.2.2. Брызгоотделитель.
Брызгоотделители располагаются в верхней части сепарационного пространства и служат для окончательного отделения капель раствора от вторичного пара. Выберем брызгоотделитель инерционно-центробежного типа. Выбор брызгоуловителя производят исходя из диаметра сепаратора и количеству выпаренной воды (8, стр.49): D5=900мм; d1*=600мм; H5*=1250мм; H6=1050мм; B=300мм; C=650мм; K=400мм; I1=240мм; I2=75мм; количество щелей n = 6. 4.3. Днища и крышки. 4.3.1. Расчёт эллиптической крышки сепаратора. р= 0,476 МПа = 4,85 ат. Номинальная расчётная толщина стенки рассчитывается по формуле: ст’p Dвн/(2᠉ 3;) Допускаемое напряжение & ;#61501;= 482;, где =1,0 – поправочный коэффициент, учитывающий условия эксплуатации аппарата (5, стр. 408);  - нормативное допускаемое напряжение для выбранного материала - сталь марки Х18Н10Т.  = 138 МН/м2 – номинальное допускаемое напряжение при температуре 1270С (5, стр. 406). & ;#61472;= 555;* = 138 МН/м2  = (Dвн-d)/Dвн = (1800-500)/1800 = 0,72 – коэффициент ослабления крышки отверстиями.
Где d = 500 мм – диаметр центрального штуцера для выхода вторичного пара. Dвн = 1800 мм – диаметр сепаратора.
Тогда ст’( 0,476*106*1,800)/(2*0,72*138*106) = 4,3мм. Расчётная толщина стенки равна ст ст’+ Ск + Сэ + Сд + Со, где Сэ – прибавка на эрозию или другой вид механического воздействия рабочей среды на материал, Сд – дополнительная прибавка по технологическим, монтажным и другим соображениям, величинами Сд и Сэ пренебрегаем.
Ск = 1мм, т.к. проницаемость данного материала не более 0,1 мм/год (5, стр. 409). Со =1 прибавка на округление размера.
Тогда ст4, 3 +2 = 6,3мм. Таким образом, толщина стенки должна быть не менее 6,3мм, принимаем ст & #61472;10мм (8, стр. 21). Подбираем эллиптическую крышку (8, стр.55): Dвн = 1800мм; h = 40мм; hв = 450мм. 4.3.2. Подбор эллиптического днища сепаратора.
Толщина стенки 10мм. Центральный штуцер для слива из аппарата d = 50мм. Подбираем эллиптическое днище (8, стр.55): Dвн = 1000мм; h = 25мм; hв = 250мм. 4.3.3. Подбор конического днища сепаратора.
Толщина стенки 10мм. Подбираем коническое днище (8, стр.58): Dвн = 1800мм; h = 50мм; H = 1631мм. 4.3.4. Подбор конической крышки.
Толщина стенки 10мм. Подбираем коническую крышку (8, стр.58): Dвн = 1000мм; h = 50мм; H = 906мм. 4.4. Основные штуцера выпарного аппарата.
Подбор произведен по кафедральному стенду ПАХТа исходя их диаметра греющей камеры. 4.4.1. Штуцер для подачи исходного раствора.
Диаметр d1 = 80 мм. 4.4.2. Штуцер для вывода упаренного раствора.
Диаметр d2 = 80 мм. 4.4.3. Штуцер для вывода вторичного пара. Диаметр d3 = 500 мм. 4.4.4. Штуцер для ввода греющего пара. Диаметр d4 = 500 мм. 4.4.5. Штуцер для вывода конденсата греющего пара. Диаметр d5 = 65 мм. 5. Узел подогрева исходного раствора.
Назначение рассчитываемого теплообменника – подогрев исходного раствора, подаваемого при температуре окружающей среды tн = 20,30С (г. Стерлитамак, средне июльская температура (3, стр. 513)) до температуры кипения. «Горячий поток» - экстра-пар, то есть вторичный пар, отводимый из первого корпуса при температуре Т= 128,5-1,5 = 1270С. Причем поток меняет агрегатное состояние, следовательно, его температура постоянна. «Холодный поток» - исходная смесь 10% хлористого натрия, подаваемого при температуре 20,30С. 5.1. Тепловая нагрузка аппарата.
Тепловая нагрузка аппарата определяется исходя из условий нагрева исходного раствора от начальной температуры tн = 20,30С до конечной t0 = 101,50С (Со=3,731 кДж/кг (2, стр. 21)) по следующей формуле: Q =Gпраrпар= S0c0(t0-tн) = 20000*3,731*(101,5-20,3) =6,06*106кДж/ч. 5.2. Движущая сила процесса.
Разности температур теплоносителей на концах теплообменника:  Тtн  12720 = 1070С  Тtк 127101,5 = 25,50С Движущая сила процесса: ср= & ;#61485;2)/ln&am p;#61508; 1508; ;& #61472; & ;#61488;25,5& ;#61481;ln(107/25,5) = 56,80C 5.3. Расход греющего пара. Gпар =Q/rпар, где rпар = 521,4 ккал/кг = 2184,7 кДж/кг - удельная теплота парообразования при Т=1270С (2, стр. 18). Т.о Gпар =6,06*106/2116,0 = 2774 кг/ч. 5.4. Выбор конструкционного материала теплообменника. Выбираем конструкционный материал, стойкий в среде кипящего раствора хлорида натрия при концентрации 10 (5, стр. 309). В этих условиях химически стойкой является сталь марки Х28. Скорость коррозии её менее 1мм/год. Коэффициент теплопроводности  = 16,8 Вт/м*К (5, стр. 101). 5.5. Ориентировочный выбор теплообменника.
В качестве парожидкостных подогревателей наиболее рациональными являются многоходовые кожухотрубчатые теплообменники жесткой конструкции – тип ТН. Аппараты типа ТН выполняются с неподвижными трубными решетками.
Расположение аппарата вертикальное.
Для нормальной работы теплообменника в межтрубное пространство необходимо направить конденсирующийся пар, а в трубное пространство – исходный раствор.
Геометрические размеры трубок рекомендуется выбирать путём ориентировочной оценки требуемой поверхности теплообмена: Fор = Q/Kорср. Для оценки зададимся ожидаемым значением коэффициента теплопередачи Кор, ориентировочные пределы которого в промышленных теплообменных аппаратах указаны (7, стр.47) - Кор = 300 – 2500Вт/м2К. Пусть Кор = 1800Вт/м2К. Fор = 6,06*106/1800*56,8 = 59м2. Подбираем по (7, стр.51) теплообменник: • Поверхность теплообмена 61 м2; • Длина труб 4м; • Диаметр труб d = 25*2; • Число ходов z = 6; • Общее число труб 196; • Трубное пространство (3,14*(0,025-0,004)2)*206=0,271м2. Т о на один ход 0,271/6=0,045 м2 5.6. Расчёт коэффициента теплопередачи К. К = {(К1/3ср1/3/А4/3) + (стс т&am p;#61480; 1537;}-1 5.6.1. Расчёт коэффициента теплоотдачи от поверхности трубки к раствору . Расчёт  производят по критериальным уравнениям.
Скорость течения раствора равна: W = So*z/fтр= 20000*6/3600*0,045*1072=0,711 м/с, Где  = 1027 кг/м3 –плотность 10% хлористого натрия при температуре кипения (4, стр. 56); & ;#61472;0,339*10-6м2/с - вязкость 10% хлористого натрия при температуре кипения (4, стр. 58). При этой скорости имеем: Re = Wd/ = 0,711*0,021/0,339*10-6 = 4,4*104 Т. о попадаем в развитую турбулентную область.
Nu=0,021Re0,8 Pr-0,43 (Pr / Pr ст)0,25l Критерий Прандтля – характеризует отношение вязкостных и температуропроводных свойств теплоносителя – конденсирующегося водяного пара Pr = /а = 0,339*10-6 / 16,9*10-8=2,01 при температуре кипения 10% хлористого натрия (3, стр. 537), где а – коэффициент теплопроводности (4, стр. 64). Для нагревающихся жидкостей можно принимать (Pr / Pr ст)0,25=1, допуская небольшую погрешность в сторону уменьшения коэффициента теплоотдачи, т. е. в сторону запаса.
Воспользовавшись номограммой для определения критерия Nu (3, стр. 536) Nu= 140. Тогда = Nuводы/d = 140*0,633/0,021 = 4220 Вт/К*м2, Где воды= 0,633 Вт/м*К - теплопроводность 10% NaCl при температуре кипения (4, стр. 61). 5.6.2. Расчёт коэффициента А. А=0,94(ɧ 54;rg/H)1/4 При температуре Т=1270С  = 68,6*10-2 Вт/мК  = 935 кг/м3 (3, стр. 512)  = 212*10-6Па*с r = 2194 кДж/кг (3, стр. 524) Н = 4м Тогда А = 8647,8 5.6.3. Расчёт коэффициента теплопередачи К. К = {(К1/3ср1/3/А4/3) + (стс т&am p;#61480; 1537;}-1 ср= 82,70C; ст= 2мм = 0.002м – толщина стенок нагревательных труб; ст= 16,8 Вт/м*К – теплопроводность материала стенки;  = 4220 Вт/К*м2- коэффициент теплоотдачи от поверхности трубки к раствору; А= 8647,8 ; = 4220 Вт/м2 . Воспользуемся итерационным расчётом: К(ст ст & ;#61490; = 1- (К/А)4/3 *ср1/3 Пусть Yл = К(ст ст & ;#61490; Yп = К(ст ст & ;#61490; Построим оба графика в одной системе координат, пересечение этих графиков дает истинное значение К. К Yл Yп 2100 0,748 0,968 2200 0,783 0,962 2300 0,819 0,954 2400 0,854 0,945 2500 0,890 0,936 2600 0,926 0,925 2700 0,961 0,913 2800 0,997 0,899 2900 1,032 0,884 3000 1,068 0,867 Из графиков видно, что К = 2600 Вт/(м2*К). Реальное значение коэффициента теплопередачи в работающем теплообменнике всегда меньше рассчитанного из-за дополнительных термических сопротивлений загрязнений стенок rзагр с обеих сторон.
При этом общее термическое сопротивление в реальном теплообменнике: (1/К)реал = (1/К)расч + rзагр.1 + rзагр.2 Значение термических сопротивлений загрязнений стенок rзагр взяты из (3, стр. 506): rзагр.1= 1,7*10-4м2*К/Вт - для водяного пара, rзагр.2=1,7*10-4м2*К/Вт - для кипящего исходного раствора. (1/К)реал= 1/2600 + 1,7*10-4+1,7*10-4 = 7,2*10-4м2*К/Вт Тогда Креал=1380 Вт/(м2*К). 5.7. Расчёт поверхности теплообмена.
Fор = Q/Kорср = 6,06*106/1380*56,8 = 77м2. 5.8. Подбор теплообменника по каталогу.
Подбираем по (7, стр.51) теплообменник: • Поверхность теплообмена 79 м2; • Длина труб 4м; • Диаметр труб d = 20*2; • Число ходов z = 6; • Общее число труб 316. 6.