http://www.ce-studbaza.ru/werk.php?id=7122
Содержание:
Введение 5
1. Разработка технологической схемы 8
2. Составление структурной блок-схемы 9
3. Расчёт специальной части 11
4. Технико-экономические показатели 15
5. Техника безопасности и экология 16
Заключение 20
Список используемой литературы 21
воскресенье, 17 сентября 2017 г.
Разработка АСУ электротермической линии ЭЛТА
http://www.ce-studbaza.ru/werk.php?id=7121
Содержание
Введение
5
1 Техническое задание 7
1.1 Общие сведения…………………………………………………...…. 7
1.2 Назначение и цели создания системы………………………………. 7
1.2.1 Назначение системы……………………………………………….. 7
1.2.2 Цели создания системы……………………………………………. 8
1.3 Характеристики объекта автоматизации……………………………… 8
1.3.1 Общие сведения об объекте автоматизации……………………… 8
1.3.2 Сведения об условиях эксплуатации……………………………... 8
1.4 Требования к системе…………………………………………………... 10
1.4.1 Требования к структуре и функционированию системы……….. 10
1.4.2 Требования к функциям системы……………………………….. 16
1.4.3 Требования к видам обеспечения……………………………….. 20
2 Техническое предложение 23
2.1 Выбор методов управления…………………………………………. 23
2.2 Выбор технического обеспечения………………………………….. 48
2.3 Выбор программного обеспечения и структуры программного обеспечения проекта…………………………………………………………...
51
2.4 Разработка структурных схем КТС…………………………………… 53
2.5 Визуализация технологического процесса 55
3 Разработка математической модели, синтез и программная реализация алгоритмов работы закалочной печи
56
3.1 Исследование тепловых процессов в закалочной печи……………. 56
3.1.1 Построение модели нагрева закалочной печи……………………. 56
3.1.2 Модель нагревателя закалочной печи…………………………….. 64
3.1.3 Построение САР температуры для зоны нагрева………………….. 68
3.1.4 Определение коэффициентов передаточных функций модели нагрева закалочной печи и модели нагревателя……………………………….
70
3.1.5 Определение передаточной функции датчика температуры…….. 74
3.1.6 Передаточная функция преобразователя………………………….. 75
3.2 Программирование алгоритмов работы устройств ЭЛТА 8/45 ……... 76
4 Технико-экономическое обоснование внедрения АСУ ЭЛТА 84
4.1 Исходные данные для расчета…………………………………………. 86
4.2 Расчет экономической эффективности………………………………... 90
4.2.1 Расчет временных затрат на разработку системы………………… 90
4.2.2 Расчет затрат на разработку и ввод в эксплуатацию системы…… 90
4.2.3 Расчет затрат на внедрение системы………………………………. 95
4.2.4 Расчет ожидаемой экономии по основным технико-экономическим показателям……………………………………………………
97
4.2.5 Расчет ожидаемого годового экономического эффекта…………. 98
4.2.6 Расчет коэффициента экономической эффективности и срока окупаемости системы…………..………………………………………………..
99
5 Безопасность труда в термическом цехе 101
5.1 Опасные факторы возникающие в процессе термической обработки… 102
5.2 Обеспечение безопасной работы в условиях термического цеха……… 104
5.3 Методы расчета местной вентиляции в термическом цехе…………….. 107
5.4 Расчет вентиляции цеха…………………………………………………… 114
Заключение 117
Приложение А Справка об анализе патентной литературы 118
Приложение Б Технические характеристики частотных преобразователей
MicroMaster
120
Список литературы 124
Содержание
Введение
5
1 Техническое задание 7
1.1 Общие сведения…………………………………………………...…. 7
1.2 Назначение и цели создания системы………………………………. 7
1.2.1 Назначение системы……………………………………………….. 7
1.2.2 Цели создания системы……………………………………………. 8
1.3 Характеристики объекта автоматизации……………………………… 8
1.3.1 Общие сведения об объекте автоматизации……………………… 8
1.3.2 Сведения об условиях эксплуатации……………………………... 8
1.4 Требования к системе…………………………………………………... 10
1.4.1 Требования к структуре и функционированию системы……….. 10
1.4.2 Требования к функциям системы……………………………….. 16
1.4.3 Требования к видам обеспечения……………………………….. 20
2 Техническое предложение 23
2.1 Выбор методов управления…………………………………………. 23
2.2 Выбор технического обеспечения………………………………….. 48
2.3 Выбор программного обеспечения и структуры программного обеспечения проекта…………………………………………………………...
51
2.4 Разработка структурных схем КТС…………………………………… 53
2.5 Визуализация технологического процесса 55
3 Разработка математической модели, синтез и программная реализация алгоритмов работы закалочной печи
56
3.1 Исследование тепловых процессов в закалочной печи……………. 56
3.1.1 Построение модели нагрева закалочной печи……………………. 56
3.1.2 Модель нагревателя закалочной печи…………………………….. 64
3.1.3 Построение САР температуры для зоны нагрева………………….. 68
3.1.4 Определение коэффициентов передаточных функций модели нагрева закалочной печи и модели нагревателя……………………………….
70
3.1.5 Определение передаточной функции датчика температуры…….. 74
3.1.6 Передаточная функция преобразователя………………………….. 75
3.2 Программирование алгоритмов работы устройств ЭЛТА 8/45 ……... 76
4 Технико-экономическое обоснование внедрения АСУ ЭЛТА 84
4.1 Исходные данные для расчета…………………………………………. 86
4.2 Расчет экономической эффективности………………………………... 90
4.2.1 Расчет временных затрат на разработку системы………………… 90
4.2.2 Расчет затрат на разработку и ввод в эксплуатацию системы…… 90
4.2.3 Расчет затрат на внедрение системы………………………………. 95
4.2.4 Расчет ожидаемой экономии по основным технико-экономическим показателям……………………………………………………
97
4.2.5 Расчет ожидаемого годового экономического эффекта…………. 98
4.2.6 Расчет коэффициента экономической эффективности и срока окупаемости системы…………..………………………………………………..
99
5 Безопасность труда в термическом цехе 101
5.1 Опасные факторы возникающие в процессе термической обработки… 102
5.2 Обеспечение безопасной работы в условиях термического цеха……… 104
5.3 Методы расчета местной вентиляции в термическом цехе…………….. 107
5.4 Расчет вентиляции цеха…………………………………………………… 114
Заключение 117
Приложение А Справка об анализе патентной литературы 118
Приложение Б Технические характеристики частотных преобразователей
MicroMaster
120
Список литературы 124
проектирование и расчет выпарной установки
http://www.ce-studbaza.ru/werk.php?id=7120
Содержание
Введение 3
1. Определение поверхности теплопередачи выпарных аппаратов 5
1.1 Концентрации упариваемого раствора 5
1.2 Температуры кипения растворов 5
1.3 Полезная разность температур 8
1.4 Определение тепловых нагрузок 8
1.5 Выбор конструкционного материала 9
1.6 Расчет коэффициентов теплопередачи 9
1.7 Распределение полезной разности температур 11
Список использованной литературы 13
Введение
В химической и смежных с ней отраслях жидкие смеси, концентрирование которых осуществляется выпариванием, отличаются большим разнообразием как физических параметров (вязкость, плотность, температура кипения, величина критического теплового потока и др.), так и других характеристик (кристаллизующиеся, пенящиеся, нетермостойкие растворы и др.). Свойства смесей определяют основные требовании к условиям проведения процесса, а также к конструкциям выпарных аппаратов.
Такое разнообразие требований вызывает определенные сложности при правильном выборе схемы выпарной установки, типа аппарата, числа ступеней в многокорпусной выпарной установке. В общем случае такой выбор является задачей оптимального поиска и выполняется технико-экономическим сравнением различных вариантов с использованием ЭВМ.
В трехкорпусной выпарной установке исходный разбавленный раствор из промежуточной емкости центробежным насосом подается теплообменник (где нагревается до температуры, близкой к температуре кипения), а затем - в первый корпус выпарной установки. Предварительный подогрев раствора повышает интенсивность кипения в выпарном аппарате.
Первый корпус подогревается свежим водяным паром. Вторичный пар, образующийся при концентрировании раствора в первом корпусе, направляется в качестве греющего во второй корпус. Сюда же поступает частично сконцентрированный раствор из первого корпуса. Аналогично третий корпус обогревается вторичным паром второго и в нем производится концентрирование раствора. Поступившего из второго корпуса.
Самопроизвольный переток раствора и вторичного пара в следующие корпуса возможен благодаря общему перепаду давлений, возникающему в результате создания вакуума конденсацией вторичного пара последнего корпуса в барометрическом конденсаторе смещения (где заданное давление поддерживается подачей охлаждающей воды и отсосом неконденсирующихся газов вакуум-насосом).смесь охлаждающей воды и конденсата выводится из конденсатора при помощи барометрической трубы с гидрозатвором. Образующийся в третьем корпусе концентрированный раствор центробежным насосом подается в промежуточную емкость упаренного раствора.
Конденсат греющих паров из выпарных аппаратов выводится с помощью конденсатоотводчиков.
Задание на проектирование. Спроектировать трехкорпусную выпарную установку для концентрирования Gн = 8.611 кг/с водного раствора KOH от начальной концентрации хн = 8 % до конечной хк = 40% при следующих условиях:
1) обогрев производится насыщенным водяным паром давлением Pг1 = 0,65 МПа;
2) давление в барометрическом конденсаторе Рбк = 0,015 МПа;
3) взаимное направление пара и раствора – прямоток;
4) раствор поступает в первый корпус при температуре t=20 оС.
Основные условные обозначения
с – теплоемкость, Дж/(кг• К);
d – диаметр, м;
D – расход греющего пара, кг/с;
F – поверхность теплопередачи, м2;
G – расход, кг/с;
g – ускорение свободного падения, м/с2;
Н – высота, м;
i, I – энтальпия жидкости и пара кДж/кг;
К – коэффициент теплопередачи, Вт/(м2• К);
Р – давление, МПа;
Q – тепловая нагрузка, кВт;
q – удельная тепловая нагрузка, Вт/м2;
r – теплота парообразования, кДж/кг;
t, Т – температура, град.;
w, W – производительность по испаряемой воде, кг/с;
х – концентрация, % (масс.);
α – коэффициент теплоотдачи, Вт/(м2• К);
λ – теплопроводность, Вт/(м• К);
μ – вязкость, Па• с;
ρ – плотность, кг/м3;
σ – поверхностное натяжение, Н/м;
Re – критерий Рейнольдса;
Nu – критерий Нуссельта;
Pr – критерий Прандтля.
Индексы:
1, 2, 3 – первый, второй, третий корпус выпарной установки;
в – вода;
вп – вторичный пар;
г – греющий пар;
ж – жидкая фаза;
к – конечный параметр;
н – начальный параметр;
ср – среднее значение;
ст – стенка.
1. Определение поверхности теплопередачи выпарных аппаратов
Поверхность теплопередачи каждого корпуса выпарной установки определяют по основному уравнению теплопередачи:
F = Q/(KΔtп). (1.1)
Для определения тепловых нагрузок Q, коэффициентов теплопередачи К и полезных разностей температур Δtп необходимо знать распределение упариваемой воды, концентраций растворов и их температур кипения по корпусам. Эти величины находят методом последовательных приближений.
Первое приближение
Производительность установки по выпариваемой воде определяют из уравнения материального баланса:
W = Gн (1-xн/хк) = 8.611 • (1 – 10/40) = 6,46 кг/с. (1.2)
1.1 Концентрации упариваемого раствора
Распределение концентраций раствора по корпусам установки зависит от соотношения нагрузок по выпариваемой воде в каждом аппарате. В первом приближении на основании практических данных принимают, что производительность по выпариваемой воде распределяется между корпусами в соответствии с соотношением
w1 : w2 : w3 = 1,0 : 1,1 : 1,2
Тогда
w1 = 1,0W/(1,0 + 1,1 + 1,2) = 1,0 • 6.46/3,3 = 1,96 кг/с;
w2 = 1,1 • 6.46/3,3 = 2,15 кг/с;
w3 = 1,2 • 6.46/3,3 = 2,35 кг/с.
Далее рассчитывают концентрации растворов в корпусах:
х1 = Gнxн/(Gн – w1) = 2 • 0,1/(6,46 – 1,96) = 0,1294 или 12,94 %;
х2 = Gнxн/(Gн – w1 – w2) = 2 • 0,1/(6,46 – 1,96 – 2,15) = 0,1913 или 19,13 %;
х3 = Gнxн/(Gн – w1 – w2 – w3) = 2 • 0,1/(6,46– 1,96 – 2,15 – 2,35) = 0,40 или 40 %.
1.2 Температуры кипения растворов
Общий перепад давлений в установке равен:
ΔРоб = Рг1 – Рбк = 650 000 - 15 000 = 635 000 Па.
В первом приближении общий перепад давлений распределяют между корпусами поровну. Тогда давления греющих паров в корпусах равны:
Рг2 = Рг1 - ΔРоб/3 = 650 000 – 635 000 /3 = 440 000 Па;
Рг3 = Рг2 - ΔРоб/3 = 440 000 – 635 000 /3 = 227 000 Па.
Давление пара в барометрическом конденсаторе
Рбк = Рг3 - ΔРоб/3 = 227 000 – 635 000 /3 = 20 000 Па,
что соответсвует заданному значению Рбк.
По давлениям паров находим их температуры и энтальпии:
Р, Па
t, oC I, кДж/кг
Рг1 = 650 000 tг1 = 161,15 I1 = 2759,5
Рг2 = 440 000 tг2 = 136,02 I2 = 2741,8
Рг3 = 227 000 tг3 = 123,06 I3 = 2710,68
Рбк = 20 000 tбк = 53,88 Iбк = 2598,43
При определении температуры кипения растворов в аппаратах исходят из следующих допущений. Распределение концентраций раствора в выпарном аппарате с интенсивной циркуляцией практически соответствует модели идеального перемешивания. Поэтому концентрацию кипящего раствора принимают равной конечной в данном корпусе и, следовательно, температуру кипения раствора определяют при конечной концентрации.
Изменение температуры кипения по высоте кипятильных труб происходит вследствие изменения гидростатического давления столба жидкости. Температуру кипения раствора в корпусе принимают соответствующей температуре кипения в среднем слое жидкости. Таким образом, температура кипения раствора в корпусе отличается от температуры греющего пара в следующем корпусе на сумму температурных потерь ∑Δ от температурной (Δ’ ), гидростатической (Δ” ) и гидродинамической (Δ’’’ ) депрессий (∑Δ = Δ’ + Δ” + Δ’’’ ).
Гидродинамическая депрессия обусловлена потерей давления пара на преодоление гидравлических сопротивлений трубопроводов при переходе из корпуса в корпус. Примем для каждого корпуса Δ’’’ = 1 град. Тогда температуры вторичных паров в корпусах равны:
tвп1 = tг2 + Δ1’’’ = 161,15 + 1,0 = 137,02 оС;
tвп2 = tг3 + Δ2’’’ = 136,02+ 1,0 = 124,06 оС;
tвп3 = tбк + Δ3’’’ = 53,88+ 1,0 = 54,88 оС.
Сумма гидродинамических депрессий:
∑Δ’’’ = Δ1’’’ + Δ2’’’ + Δ3’’’ = 1,0 + 1,0 + 1,0 = 3 оС.
По температурам вторичных паров определим их давления. Они равны соответственно:
Рвп1 = 345 000 Па;
Рвп2 = 204 000 Па;
Рвп3 = 15 700 Па.
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 = Рвп + ρ g H (1 – ε)/2. (1.3)
где Н – высота кипятильных труб в аппарате, м;
ρ – плотность кипящего раствора, кг/м3;
ε – паронаполнение (объемная доля пара в кипящем растворе), м3/м3.
Для выбора значения Н необходимо ориентировочно оценить поверхность теплопередачи выпарного аппарата Fор. Примем удельную тепловую нагрузку аппарата (q) равной 40 000 Вт/м3. тогда поверхность теплопередачи 1-го корпуса ориентировочно равна:
,
где r1 – теплота парообразования вторичного пара, Дж/кг.
По ГОСТ 11987-81 трубчатые аппараты с естественной циркуляцией с сосной греющей камерой (тип 1, исполнение 1) состоят из кипятильных труб высотой 3 и 4 м при диаметре dн = 38 мм и толщине стенки δст = 2 мм. Примем высоту кипятильных труб Н = 4 м.
Примем паронаполнение (ε) равным 0,5. плотность водных растворов, в том числе раствора NH4Cl, при температуре 20 оС и соответствующих концентрациях в корпусах равна:
ρ1 = 1118 кг/м3;
ρ2 = 1077 кг/м3;
ρ3 = 1395 кг/м3.
При определении плотности растворов в корпусах пренебрегаем изменением ее с повышением температуры от 20 оС до температуры кипения ввиду малого значения коэффициента объемного расширения и ориентировочно принятого значения ε.
Давления в среднем слое кипятильных труб корпусов равны:
Р1ср = Рвп1 + ρ1 g H(1 – ε)/2 = 345 000 + 4 ∙ 1118∙ 9,8 (1-0,5)/2 = 356 000 Па;
Р2ср = Рвп2 + ρ2 g H(1 – ε)/2 = 204 000 + 4 ∙ 1077 ∙ 9,8 (1-0,5)/2 = 215 000 Па;
Р3ср = Рвп3 + ρ3 g H(1 – ε)/2 = 15 700 + 4∙ 1395 ∙ 9,8 (1-0,5)/2 = 29 000 Па.
Этим давлениям соответствуют следующие температуры кипения и теплоты испарения растворителя:
Р, МПа t, oC r, кДж/кг
Р1ср = 0,356 t1ср = 150,26 rвп1 = 2125,8
Р2ср = 0,215 t2ср = 124,53 rвп2 = 2176,3
Р3ср = 0,029 t3ср = 66,56 rвп3 = 2337,8
Определим гидростатическую депрессию по корпусам:
Δ1’’ = t1ср – tвп1 = 150,26 - 137,02 = 13,24 оС;
Δ2’’ = t2ср – tвп2 = 124,53 - 124,06= 0,47 оС;
Δ3’’ = t3ср – tвп3 = 66,56 - 54,88 =11,68 оС.
Сумма гидростатических депрессий
∑Δ’’ = Δ1’’ + Δ2’’ + Δ3’’ = 13,24 + 0,47 + 11,68 = 25,39 оС.
Температурную депрессию определим по уравнению
Δ’ = 1,62 ∙ 10-2 ∙ Δ’атм ∙ Т2/rвп, (1.4)
где Т – температура паров в среднем слое кипятильных труб, К;
Δ’атм – температурная депрессия при атмосферном давлении.
Находим значение Δ’ по копусам:
Δ’1 = 1,62 ∙ 10-2 ∙ (150,26+ 273,0)2 ∙ 3,34/2125,8 = 6,15 оС;
Δ’2 = 1,62 ∙ 10-2 ∙ (124,53+ 273,0)2 ∙ 5,62/2176,3 = 6,32 оС;
Δ’3 = 1,62 ∙ 10-2 ∙ (66,56+ 273,0)2 ∙ 23,6/2337,8 = 18,87 оС.
Сумма температурных депрессий
∑Δ’ = Δ1’ + Δ2’ + Δ3’ = 6,15+6,32+18,87= 31,34 оС.
Температуры кипения растворов в корпусах равны:
tк1 = tг2 + Δ1’ + Δ1’’ + Δ1’’’ = 136,02 + 6,15+13,24+1,0 = 156,41 оС;
tк2 = tг3 + Δ2’ + Δ2’’ + Δ2’’’ = 123,06 + 6,35 + 0,47 + 1,0 = 130,85 оС;
tк3 = tбк + Δ3’ + Δ3’’ + Δ3’’’ = 53,88 + 18,87 + 11,68 + 1,0 = 85,43 оС.
1.3 Полезная разность температур
Общая полезная разность температур равна
∑Δtп = Δtп1 + Δtп2 + Δtп3.
Полезные разности температур по корпусам равны:
Δtп1 = tг1 – tк1 = 161,15 – 156,41 = 4,74 оС;
Δtп2 = tг2 – tк2 = 136,02 -130,85= 5,17 оС;
Δtп3 = tг3 – tк3 = 123,06 -85,43= 37,63 оС.
Тогда общая полезная разность температур
∑Δtп = 4,74+5,17+37,63=47,54 оС.
Проверим общую полезную разницу температур:
∑Δtп = tг1 – tбк – (∑Δ’ + ∑Δ’’ + ∑Δ’’’) = 161,15 – 53,88 – (31,34+25,39+3) = 47,54 оС.
1.4 Определение тепловых нагрузок
Расход греющего пара в 1-й корпус, производительность каждого корпуса по выпаренной воде и тепловые нагрузки по корпусам определяются путём совместного решения уравнений тепловых балансов по корпусам и уравнения баланса по воде для всей установки:
(5)
(6)
(7)
(8)
где 1,03 – коэффициент, учитывающий 3% потерь тепла в окружающую среду; с1, с2 – теплоёмкости растворов соответственно в первом и во втором корпусах, кДж/(кг•К)[4]; Q1конц, Q2конц, Q3конц, - теплоты концентрирования по корпусам, кВт; tн – температура кипения исходного раствора при давлении в 1-м корпусе; tн = tвп1 + Δ`н = 137,02 + 1,0 = 138,02 оС (где Δ`н – температурная депрессия для исходного раствора); принимаем, что Iвп1 ≈ Iг2; Iвп2 ≈ Iг3; Iвп3 ≈ Iбк;
Анализ зависимостей теплоты концентрирования от концентрации и температуры показал, что она наибольшая для третьего корпуса. Поскольку Q3конц составляет меньше 3% от Q3ор, в уравнениях тепловых балансов по корпусам пренебрегаем величиной Qконц.
Получим систему уравнений:
Решение этой системы уравнений даёт следующие результаты:
D = 2,31 кг/с; w1 = 1,94 кг/с; w2 = 2,15 кг/с; w3 = 2,37 кг/с
Q1 = 4797 кВт; Q2 = 4119 кВт; Q3 = 4701 кВт
Таблица 3 – Результаты расчетов
Параметр 1 корпус 2 корпус 3 корпус
Производительность по испаряемой воде, ω, кг/с 1,96 2,15 2,35
Концентрация растворов, х, % 12,94 19,13 40
Давление греющих паров Рг, МПа 0,65 0,44 0,227
Температура греющих паров tг,оС 161,15 136,02 123,06
Температура кипения растворов, оС 156,26 124,53 66,56
Полезная разность температур, Δп, оС 4,74 5,17 37,63
Наибольшее отклонение вычисленных нагрузок по испаряемой воде в каждом корпусе от предварительно принятых (w1=1,96; w2=2,15; w3=2,35) не превышает 3%, поэтому не будем пересчитывать концентрации и температуры кипения растворов по корпусам.
1.5 Выбор конструкционного материала
Выбираем конструкционный материал, стойкий в среде кипящего раствора KOH в интервале изменения концентраций от 8 до 40 %. В этих условиях химически стойкой является сталь марки Х17. Скорость коррозии ее не менее 0,1 мм/год, коэффициент теплопроводности λст = 25,1 Вт/(м ∙ К).
1.6 Расчет коэффициентов теплопередачи
Коэффициент теплопередачи для I корпуса определяют по уравнению аддитивности термических сопротивлений:
. (1.5)
Примем, что суммарное термическое сопротивление равно термическому сопротивлению стенки ∑δст/λcт и накипи δн/λн. термическое сопротивление загрязнений со стороны пара не учитываем. Получим:
∑δ/λ = 0,002/25,1 + 0,0005/2 = 2,87 ∙ 10-4 м2 ∙ К/Вт.
Коэффициент теплоотдачи от конденсирующегося пара к стенке α1 равен [1]:
, (1.6)
где r1 – теплота конденсации греющего пара, Дж/кг;
ρж1, λж1, μж1 – соответсвенно плотность (кг/м3), теплопроводность (Вт/(м ∙ К)), вязкость (Па ∙ с) конденсата при средней температуре пленки tпл = tг1 – Δt1/2, где Δt1 – разность температур конденсации пара и стенки.
Расчет α1 ведут методом последовательных приближений. Примем Δt1 = 10 град. Тогда
Вт/(м2 ∙ К).
Для установившегося процесса передачи тепла справедливо уравнение
q = α1 ∙ Δt1 = Δtст/(∑δ/λ) = α2 ∙ Δt2,
где q – удельная тепловая нагрузка, Вт/м2;
Δtст – перепад температур на стенке, град.;
Δt2 – разность между температурой стенки со стороны раствора и температурой кипения раствора, град.
Отсюда
Δtст = α1 ∙ Δt1 ∙ ∑δ/λ = град.
Тогда
Δt2 = Δtп1 – Δtст – Δt = 9,2 град.
Коэффициент теплоотдачи от стенки к кипящему раствору для пузырькового кипения в вертикальных кипятильных трубках при условии естественной циркуляции раствора [7] равен
. (1.7)
Подставив численные значения, получим:
Физические свойства кипящих растворов КОН и их паров приведены ниже:
Параметр 1 корпус
Теплопроводность раствора λ, Вт/(м•К) 0,69
Плотность раствора ρ, кг/м3 1400
Теплоемкость раствора с, Дж/(кг•К) 2765
Вязкость раствора μ, •10-3 Па•с 0,7
Поверхностное натяжение σ, Н/м 0,099
Теплота парообразования rв, Дж/кг 2337,8
Плотность пара ρп, кг/м3 0,098
Проверим правильность первого приближения по равенству удельных тепловых нагрузок:
q’ = α1 ∙ Δt1 = Вт/м2
q’’ = α2 ∙ Δt2 = Вт/м2
Как видим, q’ = q’’.
Т.к. расхождение между тепловыми нагрузками не превышает 3 %, находим коэффициент К1:
Далее рассчитаем коэффициент теплопередачи для второго и третьего корпусов
K1:k2:k3=1:0,58:0,34
Отсюда К2=К1*0,58=1694*0,58=982,52
К3=К2*0,34/0,58=576
1.7 Распределение полезной разности температур
Полезные разности температур в корпусах установки находим из условия равенства их поверхностей теплопередачи:
где Δtпi, Qi, Ki – соответственно полезная разность температур, тепловая нагрузка, коэффициент теплопередачи для i -го корпуса;
подставив численные значения, получим:
Δtп2 = 14,17 град;
Δtп3 = 17,16 град.
Проверим общую полезную разность температур установки:
∑Δtп = Δtп1 + Δtп2 + Δtп3 = 16,21+14,17+17,16 = 47,54 град.
Теперь рассчитаем поверхность теплопередачи выпарных аппаратов:
F1 = (4797 ∙ 103)|(1694∙ 21,25) = 174,59 м2;
F2 = (4119 ∙ 103)|(982,52∙ 20,77) = 174,59 м2;
F3 = (4701 ∙ 103)|(576 ∙ 26,08) = 174,59 м2.
Найденные значения мало отличаются от ориентировочно определенной ранее поверхности Fор, поэтому в последующих приближениях нет необходимости вносить коррективы на изменение конструктивных размеров аппаратов (высоты, диаметра и числа труб).
В соответствии с ГОСТ 11987-81 выбираем выпарной аппарат с естественной циркуляцией и выносной греющей камерой с поверхностью теплопередачи F = 160 м2.
Таблица 5 – Сравнение полезных разностей температур
Параметры Корпус
1 2 3
Распределенные в 1-м приближении значения Δtпо 9,97 16,98 20,59
Предварительно рассчитанные значения Δtпо 4,74 5,17 37,63
Второе приближение
Как видно, полезные разности температур, рассчитанные из условия равного перепада давлений в корпусах и найденные в 1-м приближении из условия равенства поверхностей теплопередачи в корпусах, существенно различаются. Поэтому необходимо заново перераспределить температуры (давления) между корпусами установки. В основу этого перераспределения температур (давлений) должны быть положены полезные разности температур, найденные из условий равенства поверхностей теплопередачи аппаратов.
1.8. Уточненный расчёт поверхности теплопередачи
В связи с тем, что существенное изменение давлений по сравнению с рассчитанным в первом приближении происходит только в 1-м и 2-м корпусах (где суммарные температурные потери незначительны), во втором приближении принимаем такие же значения Δ`, Δ`` и Δ``` для каждого корпуса, как в первом приближении.
Таблица 6 – Параметры растворов и паров, полученные после распределения
Параметры Корпус
1 2 3
Производительность по испаряемой воде w кг/с 1,96 2,15 2,35
Концентрация растворов x, % 12,94 19,13 40
Температура греющего пара в 1-м корпусе tг1, оС 161,15 –– ––
Полезная разность температур Δtп, о 16,21 14,17 17,16
Температура кипения раствора tк=tг– Δtп, оС 144,82 120,73 107,14
Температура вторичного пара tвп=tк–( Δ`+ Δ``), оС 125,55 115,06 75,35
Давление вторичного пара Pвп, МПа 0,27 0,169 0,0413
Температура греющего пара tг=tвп–Δ```, оС - 124,55 114,06
Рассчитаем тепловые нагрузки
Коэффициенты теплопередачи, рассчитанные описанным выше методом, приводит к следующим результатам (Вт/(м2•К)): К1 = 1797; К2 = 906,49; К3 =852,46
Распределение полезной разности температур:
град
град
град
Проверка суммарной полезной разности температур:
Таблица 7 – Сравнение полезных разностей температур Δtп, полученных во 2-м и 1-м приближениях
Параметры Корпус
1 2 3
Δtп во 2-м приближении, о 9,96 16,96 20,61
Δtп в первом приближении, о 9,97 16,98 20,59
Различия между полезными разностями температур по корпусам в 1-м и 2-м приближениях не превышает 5%.
Поверхность теплопередачи выпарных аппаратов:
В соответствии с ГОСТ 11987-81 [2] выбираем выпарной аппарат
Таблица 8 – характеристики выпарного аппарата
Номинальная поверхность теплообмена Fн, м2 160
Диаметр труб d, мм 38×2
Высота труб H, мм 4000
Диаметр греющей камеры dк, мм 1200
Диаметр сепаратора dс, мм 2400
Диаметр циркуляционной трубы dц, мм 700
Общая высота аппарата Hа, мм 13500
Масса аппарата Mа, кг 12000
2. Определение толщины тепловой изоляции
Толщину тепловой изоляции δи находят из равенства удельных тепловых потоков через слой изоляции от поверхности изоляции в окружающую среду:
(14)
где – коэффициент теплоотдачи от внешней поверхности изоляционного материала в окружающую среду, Вт/(м2•К); tст2 – температура изоляции со стороны окружающей среды (воздуха); для аппарата, работающего в закрытом помещении, tст2 принимаем равным 40 оC; tст1 – температура изоляции со стороны аппарата; ввиду незначительного термического сопротивления стенки аппарата по сравнению с термическим сопротивлением слоя изоляции tст1 примем равным температуре греющего пара в 1 корпусе tг1; tв – температура окружающей среды (воздуха), оС; λи – коэффициент теплопроводности изоляционного материала, Вт/(м•К).
Рассчитаем толщину тепловой изоляции для 1-го корпуса:
В качестве материала для тепловой изоляции выберем совелит (85 % магнезии + 15 % асбеста), имеющий коэффициент теплопроводности λи=0,09 Вт/(м•К).[2]
Тогда получим:
Принимаем толщину тепловой изоляции 0,05 м и для других корпусов.[2]
3. Расчёт барометрического конденсатора
Для создания вакуума в выпарных установках обычно применяют конденсаторы смешения с барометрической трубой. В качестве охлаждающего агента используют воду, которая подаётся в конденсатор чаще всего при температуре окружающей среды (около 20 С). Смесь охлаждающей воды и конденсатора выливается из конденсатора по барометрической трубе. Для поддержания постоянства вакуума в системе из конденсатора с помощью вакуум-насоса откачивают неконденсирующиеся газы.
Необходимо рассчитать расход охлаждающей воды, основные размеры (диаметр и высоту) барометрического конденсатора барометрической трубы, производительность вакуум-насоса.
3.1. Расход охлаждающей воды
Расход охлаждающей воды Gв определяют из теплового баланса конденсатора:
(15)
где Iб.к – энтальпия паров в барометрическом конденсаторе, Дж/кг; tн – начальная температура охлаждающей воды, С; tк – конечная температура смеси воды и конденсатора, С.
Разность температур между паром и жидкостью на выходе из конденсатора должна быть 3 – 5 град. Поэтому конечную температуру воды tк на выходе из конденсатора примем за 3 град ниже температуры конденсации паров:
Тогда
3.2. Диаметр конденсатора
Диаметр барометрического конденсатора dб.к определяют из уравнения расхода:
(16)
где ρ – плотность паров, кг/м3; υ – скорость паров, м/с.
При остаточном давлении в конденсаторе порядка 104 Па скорость паров υ = 15 – 25 м/с. Тогда
По нормалями [2] выбираем барометрический конденсатор диаметром dб.к = 1200 мм.
3.3. Высота барометрической трубы
В соответствии с нормалями [2], внутренний диаметр барометрической трубы dб.т равен 250 мм. Скорость воды в барометрической трубе:
Высота барометрической трубы
(17)
где В – вакуум в барометрическом конденсаторе, Па; Σξ – сумма коэффициентов местных сопротивлений; λ – коэффициент трения в барометрической трубе; 0,5 – запас высоты на возможные изменения барометрического давления, м.
где ξвх, ξвых – коэффициенты местных сопротивлений на входе в трубу и на выходе из неё.
Коэффициент трения λ зависит от режима течения жидкости. Определим режим течения воды в барометрической трубе:
Для гладких труб при Re = 109211,139 коэффициент трения λ = 0,013 [3]
Подставив полученные значения, получим:
Отсюда находим Hб.т = 8,98 м.
4. Расчёт производительности вакуум-насоса
Производительность вакуум-насоса Gвозд определяется количеством газа (воздуха), который необходимо удалять из барометрического конденсатора:
(18)
где 2,5•10-5 – количество газа, выделяющегося из 1-го кг воды; количество газа, подсасываемого в конденсатор через неплотности, на 1 кг паров. Тогда
Объёмная производительность вакуум-насоса равна:
(19)
где R – универсальная газовая постоянная, Дж/(кмоль•К); Мвозд – молекулярная масса воздуха, кг/кмоль; tвозд – температура воздуха, °С; Рвозд – парциальное давление сухого воздуха в барометрическом конденсаторе, Па.
Температуру воздуха рассчитывают по уравнению
Давление воздуха равно:
где Pп – давление сухого насыщенного пара (Па) при tвозд = 27,09 ºС. Подставив получим:
Тогда
Зная объемную производительность Vвозд и остаточное давление Рбк по каталогу [2] подбираем вакуум-насос типа ВВН-12 мощностью на валу N = 22 кВт.
Список использованной литературы
1.Павлов К.Ф., Романков П.Г., Носков А.А.Примеры и задачи по курсу процессов и аппаратов.Л.:Химия,1976,552 с.
2.Справочник химика.М-Л.:Химия,Том 3,1962,1006 с.
3.Касаткин А.Г.Основные процессы и аппараты химической технологии.Изд.9-е.М.:Химия,1973,750 с.
4.Викторов М.М.Методы вычисления физико-химических величин и прикладные расчеты.Л.:Химия.1977.360 с.
5.Чернышов А.К.,Поплавский К.Л.,Заичко Н.Д.Сборник номограмм дляч химико технологических расчетов.Л.:Химия,1974,200 с.
Содержание
Введение 3
1. Определение поверхности теплопередачи выпарных аппаратов 5
1.1 Концентрации упариваемого раствора 5
1.2 Температуры кипения растворов 5
1.3 Полезная разность температур 8
1.4 Определение тепловых нагрузок 8
1.5 Выбор конструкционного материала 9
1.6 Расчет коэффициентов теплопередачи 9
1.7 Распределение полезной разности температур 11
Список использованной литературы 13
Введение
В химической и смежных с ней отраслях жидкие смеси, концентрирование которых осуществляется выпариванием, отличаются большим разнообразием как физических параметров (вязкость, плотность, температура кипения, величина критического теплового потока и др.), так и других характеристик (кристаллизующиеся, пенящиеся, нетермостойкие растворы и др.). Свойства смесей определяют основные требовании к условиям проведения процесса, а также к конструкциям выпарных аппаратов.
Такое разнообразие требований вызывает определенные сложности при правильном выборе схемы выпарной установки, типа аппарата, числа ступеней в многокорпусной выпарной установке. В общем случае такой выбор является задачей оптимального поиска и выполняется технико-экономическим сравнением различных вариантов с использованием ЭВМ.
В трехкорпусной выпарной установке исходный разбавленный раствор из промежуточной емкости центробежным насосом подается теплообменник (где нагревается до температуры, близкой к температуре кипения), а затем - в первый корпус выпарной установки. Предварительный подогрев раствора повышает интенсивность кипения в выпарном аппарате.
Первый корпус подогревается свежим водяным паром. Вторичный пар, образующийся при концентрировании раствора в первом корпусе, направляется в качестве греющего во второй корпус. Сюда же поступает частично сконцентрированный раствор из первого корпуса. Аналогично третий корпус обогревается вторичным паром второго и в нем производится концентрирование раствора. Поступившего из второго корпуса.
Самопроизвольный переток раствора и вторичного пара в следующие корпуса возможен благодаря общему перепаду давлений, возникающему в результате создания вакуума конденсацией вторичного пара последнего корпуса в барометрическом конденсаторе смещения (где заданное давление поддерживается подачей охлаждающей воды и отсосом неконденсирующихся газов вакуум-насосом).смесь охлаждающей воды и конденсата выводится из конденсатора при помощи барометрической трубы с гидрозатвором. Образующийся в третьем корпусе концентрированный раствор центробежным насосом подается в промежуточную емкость упаренного раствора.
Конденсат греющих паров из выпарных аппаратов выводится с помощью конденсатоотводчиков.
Задание на проектирование. Спроектировать трехкорпусную выпарную установку для концентрирования Gн = 8.611 кг/с водного раствора KOH от начальной концентрации хн = 8 % до конечной хк = 40% при следующих условиях:
1) обогрев производится насыщенным водяным паром давлением Pг1 = 0,65 МПа;
2) давление в барометрическом конденсаторе Рбк = 0,015 МПа;
3) взаимное направление пара и раствора – прямоток;
4) раствор поступает в первый корпус при температуре t=20 оС.
Основные условные обозначения
с – теплоемкость, Дж/(кг• К);
d – диаметр, м;
D – расход греющего пара, кг/с;
F – поверхность теплопередачи, м2;
G – расход, кг/с;
g – ускорение свободного падения, м/с2;
Н – высота, м;
i, I – энтальпия жидкости и пара кДж/кг;
К – коэффициент теплопередачи, Вт/(м2• К);
Р – давление, МПа;
Q – тепловая нагрузка, кВт;
q – удельная тепловая нагрузка, Вт/м2;
r – теплота парообразования, кДж/кг;
t, Т – температура, град.;
w, W – производительность по испаряемой воде, кг/с;
х – концентрация, % (масс.);
α – коэффициент теплоотдачи, Вт/(м2• К);
λ – теплопроводность, Вт/(м• К);
μ – вязкость, Па• с;
ρ – плотность, кг/м3;
σ – поверхностное натяжение, Н/м;
Re – критерий Рейнольдса;
Nu – критерий Нуссельта;
Pr – критерий Прандтля.
Индексы:
1, 2, 3 – первый, второй, третий корпус выпарной установки;
в – вода;
вп – вторичный пар;
г – греющий пар;
ж – жидкая фаза;
к – конечный параметр;
н – начальный параметр;
ср – среднее значение;
ст – стенка.
1. Определение поверхности теплопередачи выпарных аппаратов
Поверхность теплопередачи каждого корпуса выпарной установки определяют по основному уравнению теплопередачи:
F = Q/(KΔtп). (1.1)
Для определения тепловых нагрузок Q, коэффициентов теплопередачи К и полезных разностей температур Δtп необходимо знать распределение упариваемой воды, концентраций растворов и их температур кипения по корпусам. Эти величины находят методом последовательных приближений.
Первое приближение
Производительность установки по выпариваемой воде определяют из уравнения материального баланса:
W = Gн (1-xн/хк) = 8.611 • (1 – 10/40) = 6,46 кг/с. (1.2)
1.1 Концентрации упариваемого раствора
Распределение концентраций раствора по корпусам установки зависит от соотношения нагрузок по выпариваемой воде в каждом аппарате. В первом приближении на основании практических данных принимают, что производительность по выпариваемой воде распределяется между корпусами в соответствии с соотношением
w1 : w2 : w3 = 1,0 : 1,1 : 1,2
Тогда
w1 = 1,0W/(1,0 + 1,1 + 1,2) = 1,0 • 6.46/3,3 = 1,96 кг/с;
w2 = 1,1 • 6.46/3,3 = 2,15 кг/с;
w3 = 1,2 • 6.46/3,3 = 2,35 кг/с.
Далее рассчитывают концентрации растворов в корпусах:
х1 = Gнxн/(Gн – w1) = 2 • 0,1/(6,46 – 1,96) = 0,1294 или 12,94 %;
х2 = Gнxн/(Gн – w1 – w2) = 2 • 0,1/(6,46 – 1,96 – 2,15) = 0,1913 или 19,13 %;
х3 = Gнxн/(Gн – w1 – w2 – w3) = 2 • 0,1/(6,46– 1,96 – 2,15 – 2,35) = 0,40 или 40 %.
1.2 Температуры кипения растворов
Общий перепад давлений в установке равен:
ΔРоб = Рг1 – Рбк = 650 000 - 15 000 = 635 000 Па.
В первом приближении общий перепад давлений распределяют между корпусами поровну. Тогда давления греющих паров в корпусах равны:
Рг2 = Рг1 - ΔРоб/3 = 650 000 – 635 000 /3 = 440 000 Па;
Рг3 = Рг2 - ΔРоб/3 = 440 000 – 635 000 /3 = 227 000 Па.
Давление пара в барометрическом конденсаторе
Рбк = Рг3 - ΔРоб/3 = 227 000 – 635 000 /3 = 20 000 Па,
что соответсвует заданному значению Рбк.
По давлениям паров находим их температуры и энтальпии:
Р, Па
t, oC I, кДж/кг
Рг1 = 650 000 tг1 = 161,15 I1 = 2759,5
Рг2 = 440 000 tг2 = 136,02 I2 = 2741,8
Рг3 = 227 000 tг3 = 123,06 I3 = 2710,68
Рбк = 20 000 tбк = 53,88 Iбк = 2598,43
При определении температуры кипения растворов в аппаратах исходят из следующих допущений. Распределение концентраций раствора в выпарном аппарате с интенсивной циркуляцией практически соответствует модели идеального перемешивания. Поэтому концентрацию кипящего раствора принимают равной конечной в данном корпусе и, следовательно, температуру кипения раствора определяют при конечной концентрации.
Изменение температуры кипения по высоте кипятильных труб происходит вследствие изменения гидростатического давления столба жидкости. Температуру кипения раствора в корпусе принимают соответствующей температуре кипения в среднем слое жидкости. Таким образом, температура кипения раствора в корпусе отличается от температуры греющего пара в следующем корпусе на сумму температурных потерь ∑Δ от температурной (Δ’ ), гидростатической (Δ” ) и гидродинамической (Δ’’’ ) депрессий (∑Δ = Δ’ + Δ” + Δ’’’ ).
Гидродинамическая депрессия обусловлена потерей давления пара на преодоление гидравлических сопротивлений трубопроводов при переходе из корпуса в корпус. Примем для каждого корпуса Δ’’’ = 1 град. Тогда температуры вторичных паров в корпусах равны:
tвп1 = tг2 + Δ1’’’ = 161,15 + 1,0 = 137,02 оС;
tвп2 = tг3 + Δ2’’’ = 136,02+ 1,0 = 124,06 оС;
tвп3 = tбк + Δ3’’’ = 53,88+ 1,0 = 54,88 оС.
Сумма гидродинамических депрессий:
∑Δ’’’ = Δ1’’’ + Δ2’’’ + Δ3’’’ = 1,0 + 1,0 + 1,0 = 3 оС.
По температурам вторичных паров определим их давления. Они равны соответственно:
Рвп1 = 345 000 Па;
Рвп2 = 204 000 Па;
Рвп3 = 15 700 Па.
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 = Рвп + ρ g H (1 – ε)/2. (1.3)
где Н – высота кипятильных труб в аппарате, м;
ρ – плотность кипящего раствора, кг/м3;
ε – паронаполнение (объемная доля пара в кипящем растворе), м3/м3.
Для выбора значения Н необходимо ориентировочно оценить поверхность теплопередачи выпарного аппарата Fор. Примем удельную тепловую нагрузку аппарата (q) равной 40 000 Вт/м3. тогда поверхность теплопередачи 1-го корпуса ориентировочно равна:
,
где r1 – теплота парообразования вторичного пара, Дж/кг.
По ГОСТ 11987-81 трубчатые аппараты с естественной циркуляцией с сосной греющей камерой (тип 1, исполнение 1) состоят из кипятильных труб высотой 3 и 4 м при диаметре dн = 38 мм и толщине стенки δст = 2 мм. Примем высоту кипятильных труб Н = 4 м.
Примем паронаполнение (ε) равным 0,5. плотность водных растворов, в том числе раствора NH4Cl, при температуре 20 оС и соответствующих концентрациях в корпусах равна:
ρ1 = 1118 кг/м3;
ρ2 = 1077 кг/м3;
ρ3 = 1395 кг/м3.
При определении плотности растворов в корпусах пренебрегаем изменением ее с повышением температуры от 20 оС до температуры кипения ввиду малого значения коэффициента объемного расширения и ориентировочно принятого значения ε.
Давления в среднем слое кипятильных труб корпусов равны:
Р1ср = Рвп1 + ρ1 g H(1 – ε)/2 = 345 000 + 4 ∙ 1118∙ 9,8 (1-0,5)/2 = 356 000 Па;
Р2ср = Рвп2 + ρ2 g H(1 – ε)/2 = 204 000 + 4 ∙ 1077 ∙ 9,8 (1-0,5)/2 = 215 000 Па;
Р3ср = Рвп3 + ρ3 g H(1 – ε)/2 = 15 700 + 4∙ 1395 ∙ 9,8 (1-0,5)/2 = 29 000 Па.
Этим давлениям соответствуют следующие температуры кипения и теплоты испарения растворителя:
Р, МПа t, oC r, кДж/кг
Р1ср = 0,356 t1ср = 150,26 rвп1 = 2125,8
Р2ср = 0,215 t2ср = 124,53 rвп2 = 2176,3
Р3ср = 0,029 t3ср = 66,56 rвп3 = 2337,8
Определим гидростатическую депрессию по корпусам:
Δ1’’ = t1ср – tвп1 = 150,26 - 137,02 = 13,24 оС;
Δ2’’ = t2ср – tвп2 = 124,53 - 124,06= 0,47 оС;
Δ3’’ = t3ср – tвп3 = 66,56 - 54,88 =11,68 оС.
Сумма гидростатических депрессий
∑Δ’’ = Δ1’’ + Δ2’’ + Δ3’’ = 13,24 + 0,47 + 11,68 = 25,39 оС.
Температурную депрессию определим по уравнению
Δ’ = 1,62 ∙ 10-2 ∙ Δ’атм ∙ Т2/rвп, (1.4)
где Т – температура паров в среднем слое кипятильных труб, К;
Δ’атм – температурная депрессия при атмосферном давлении.
Находим значение Δ’ по копусам:
Δ’1 = 1,62 ∙ 10-2 ∙ (150,26+ 273,0)2 ∙ 3,34/2125,8 = 6,15 оС;
Δ’2 = 1,62 ∙ 10-2 ∙ (124,53+ 273,0)2 ∙ 5,62/2176,3 = 6,32 оС;
Δ’3 = 1,62 ∙ 10-2 ∙ (66,56+ 273,0)2 ∙ 23,6/2337,8 = 18,87 оС.
Сумма температурных депрессий
∑Δ’ = Δ1’ + Δ2’ + Δ3’ = 6,15+6,32+18,87= 31,34 оС.
Температуры кипения растворов в корпусах равны:
tк1 = tг2 + Δ1’ + Δ1’’ + Δ1’’’ = 136,02 + 6,15+13,24+1,0 = 156,41 оС;
tк2 = tг3 + Δ2’ + Δ2’’ + Δ2’’’ = 123,06 + 6,35 + 0,47 + 1,0 = 130,85 оС;
tк3 = tбк + Δ3’ + Δ3’’ + Δ3’’’ = 53,88 + 18,87 + 11,68 + 1,0 = 85,43 оС.
1.3 Полезная разность температур
Общая полезная разность температур равна
∑Δtп = Δtп1 + Δtп2 + Δtп3.
Полезные разности температур по корпусам равны:
Δtп1 = tг1 – tк1 = 161,15 – 156,41 = 4,74 оС;
Δtп2 = tг2 – tк2 = 136,02 -130,85= 5,17 оС;
Δtп3 = tг3 – tк3 = 123,06 -85,43= 37,63 оС.
Тогда общая полезная разность температур
∑Δtп = 4,74+5,17+37,63=47,54 оС.
Проверим общую полезную разницу температур:
∑Δtп = tг1 – tбк – (∑Δ’ + ∑Δ’’ + ∑Δ’’’) = 161,15 – 53,88 – (31,34+25,39+3) = 47,54 оС.
1.4 Определение тепловых нагрузок
Расход греющего пара в 1-й корпус, производительность каждого корпуса по выпаренной воде и тепловые нагрузки по корпусам определяются путём совместного решения уравнений тепловых балансов по корпусам и уравнения баланса по воде для всей установки:
(5)
(6)
(7)
(8)
где 1,03 – коэффициент, учитывающий 3% потерь тепла в окружающую среду; с1, с2 – теплоёмкости растворов соответственно в первом и во втором корпусах, кДж/(кг•К)[4]; Q1конц, Q2конц, Q3конц, - теплоты концентрирования по корпусам, кВт; tн – температура кипения исходного раствора при давлении в 1-м корпусе; tн = tвп1 + Δ`н = 137,02 + 1,0 = 138,02 оС (где Δ`н – температурная депрессия для исходного раствора); принимаем, что Iвп1 ≈ Iг2; Iвп2 ≈ Iг3; Iвп3 ≈ Iбк;
Анализ зависимостей теплоты концентрирования от концентрации и температуры показал, что она наибольшая для третьего корпуса. Поскольку Q3конц составляет меньше 3% от Q3ор, в уравнениях тепловых балансов по корпусам пренебрегаем величиной Qконц.
Получим систему уравнений:
Решение этой системы уравнений даёт следующие результаты:
D = 2,31 кг/с; w1 = 1,94 кг/с; w2 = 2,15 кг/с; w3 = 2,37 кг/с
Q1 = 4797 кВт; Q2 = 4119 кВт; Q3 = 4701 кВт
Таблица 3 – Результаты расчетов
Параметр 1 корпус 2 корпус 3 корпус
Производительность по испаряемой воде, ω, кг/с 1,96 2,15 2,35
Концентрация растворов, х, % 12,94 19,13 40
Давление греющих паров Рг, МПа 0,65 0,44 0,227
Температура греющих паров tг,оС 161,15 136,02 123,06
Температура кипения растворов, оС 156,26 124,53 66,56
Полезная разность температур, Δп, оС 4,74 5,17 37,63
Наибольшее отклонение вычисленных нагрузок по испаряемой воде в каждом корпусе от предварительно принятых (w1=1,96; w2=2,15; w3=2,35) не превышает 3%, поэтому не будем пересчитывать концентрации и температуры кипения растворов по корпусам.
1.5 Выбор конструкционного материала
Выбираем конструкционный материал, стойкий в среде кипящего раствора KOH в интервале изменения концентраций от 8 до 40 %. В этих условиях химически стойкой является сталь марки Х17. Скорость коррозии ее не менее 0,1 мм/год, коэффициент теплопроводности λст = 25,1 Вт/(м ∙ К).
1.6 Расчет коэффициентов теплопередачи
Коэффициент теплопередачи для I корпуса определяют по уравнению аддитивности термических сопротивлений:
. (1.5)
Примем, что суммарное термическое сопротивление равно термическому сопротивлению стенки ∑δст/λcт и накипи δн/λн. термическое сопротивление загрязнений со стороны пара не учитываем. Получим:
∑δ/λ = 0,002/25,1 + 0,0005/2 = 2,87 ∙ 10-4 м2 ∙ К/Вт.
Коэффициент теплоотдачи от конденсирующегося пара к стенке α1 равен [1]:
, (1.6)
где r1 – теплота конденсации греющего пара, Дж/кг;
ρж1, λж1, μж1 – соответсвенно плотность (кг/м3), теплопроводность (Вт/(м ∙ К)), вязкость (Па ∙ с) конденсата при средней температуре пленки tпл = tг1 – Δt1/2, где Δt1 – разность температур конденсации пара и стенки.
Расчет α1 ведут методом последовательных приближений. Примем Δt1 = 10 град. Тогда
Вт/(м2 ∙ К).
Для установившегося процесса передачи тепла справедливо уравнение
q = α1 ∙ Δt1 = Δtст/(∑δ/λ) = α2 ∙ Δt2,
где q – удельная тепловая нагрузка, Вт/м2;
Δtст – перепад температур на стенке, град.;
Δt2 – разность между температурой стенки со стороны раствора и температурой кипения раствора, град.
Отсюда
Δtст = α1 ∙ Δt1 ∙ ∑δ/λ = град.
Тогда
Δt2 = Δtп1 – Δtст – Δt = 9,2 град.
Коэффициент теплоотдачи от стенки к кипящему раствору для пузырькового кипения в вертикальных кипятильных трубках при условии естественной циркуляции раствора [7] равен
. (1.7)
Подставив численные значения, получим:
Физические свойства кипящих растворов КОН и их паров приведены ниже:
Параметр 1 корпус
Теплопроводность раствора λ, Вт/(м•К) 0,69
Плотность раствора ρ, кг/м3 1400
Теплоемкость раствора с, Дж/(кг•К) 2765
Вязкость раствора μ, •10-3 Па•с 0,7
Поверхностное натяжение σ, Н/м 0,099
Теплота парообразования rв, Дж/кг 2337,8
Плотность пара ρп, кг/м3 0,098
Проверим правильность первого приближения по равенству удельных тепловых нагрузок:
q’ = α1 ∙ Δt1 = Вт/м2
q’’ = α2 ∙ Δt2 = Вт/м2
Как видим, q’ = q’’.
Т.к. расхождение между тепловыми нагрузками не превышает 3 %, находим коэффициент К1:
Далее рассчитаем коэффициент теплопередачи для второго и третьего корпусов
K1:k2:k3=1:0,58:0,34
Отсюда К2=К1*0,58=1694*0,58=982,52
К3=К2*0,34/0,58=576
1.7 Распределение полезной разности температур
Полезные разности температур в корпусах установки находим из условия равенства их поверхностей теплопередачи:
где Δtпi, Qi, Ki – соответственно полезная разность температур, тепловая нагрузка, коэффициент теплопередачи для i -го корпуса;
подставив численные значения, получим:
Δtп2 = 14,17 град;
Δtп3 = 17,16 град.
Проверим общую полезную разность температур установки:
∑Δtп = Δtп1 + Δtп2 + Δtп3 = 16,21+14,17+17,16 = 47,54 град.
Теперь рассчитаем поверхность теплопередачи выпарных аппаратов:
F1 = (4797 ∙ 103)|(1694∙ 21,25) = 174,59 м2;
F2 = (4119 ∙ 103)|(982,52∙ 20,77) = 174,59 м2;
F3 = (4701 ∙ 103)|(576 ∙ 26,08) = 174,59 м2.
Найденные значения мало отличаются от ориентировочно определенной ранее поверхности Fор, поэтому в последующих приближениях нет необходимости вносить коррективы на изменение конструктивных размеров аппаратов (высоты, диаметра и числа труб).
В соответствии с ГОСТ 11987-81 выбираем выпарной аппарат с естественной циркуляцией и выносной греющей камерой с поверхностью теплопередачи F = 160 м2.
Таблица 5 – Сравнение полезных разностей температур
Параметры Корпус
1 2 3
Распределенные в 1-м приближении значения Δtпо 9,97 16,98 20,59
Предварительно рассчитанные значения Δtпо 4,74 5,17 37,63
Второе приближение
Как видно, полезные разности температур, рассчитанные из условия равного перепада давлений в корпусах и найденные в 1-м приближении из условия равенства поверхностей теплопередачи в корпусах, существенно различаются. Поэтому необходимо заново перераспределить температуры (давления) между корпусами установки. В основу этого перераспределения температур (давлений) должны быть положены полезные разности температур, найденные из условий равенства поверхностей теплопередачи аппаратов.
1.8. Уточненный расчёт поверхности теплопередачи
В связи с тем, что существенное изменение давлений по сравнению с рассчитанным в первом приближении происходит только в 1-м и 2-м корпусах (где суммарные температурные потери незначительны), во втором приближении принимаем такие же значения Δ`, Δ`` и Δ``` для каждого корпуса, как в первом приближении.
Таблица 6 – Параметры растворов и паров, полученные после распределения
Параметры Корпус
1 2 3
Производительность по испаряемой воде w кг/с 1,96 2,15 2,35
Концентрация растворов x, % 12,94 19,13 40
Температура греющего пара в 1-м корпусе tг1, оС 161,15 –– ––
Полезная разность температур Δtп, о 16,21 14,17 17,16
Температура кипения раствора tк=tг– Δtп, оС 144,82 120,73 107,14
Температура вторичного пара tвп=tк–( Δ`+ Δ``), оС 125,55 115,06 75,35
Давление вторичного пара Pвп, МПа 0,27 0,169 0,0413
Температура греющего пара tг=tвп–Δ```, оС - 124,55 114,06
Рассчитаем тепловые нагрузки
Коэффициенты теплопередачи, рассчитанные описанным выше методом, приводит к следующим результатам (Вт/(м2•К)): К1 = 1797; К2 = 906,49; К3 =852,46
Распределение полезной разности температур:
град
град
град
Проверка суммарной полезной разности температур:
Таблица 7 – Сравнение полезных разностей температур Δtп, полученных во 2-м и 1-м приближениях
Параметры Корпус
1 2 3
Δtп во 2-м приближении, о 9,96 16,96 20,61
Δtп в первом приближении, о 9,97 16,98 20,59
Различия между полезными разностями температур по корпусам в 1-м и 2-м приближениях не превышает 5%.
Поверхность теплопередачи выпарных аппаратов:
В соответствии с ГОСТ 11987-81 [2] выбираем выпарной аппарат
Таблица 8 – характеристики выпарного аппарата
Номинальная поверхность теплообмена Fн, м2 160
Диаметр труб d, мм 38×2
Высота труб H, мм 4000
Диаметр греющей камеры dк, мм 1200
Диаметр сепаратора dс, мм 2400
Диаметр циркуляционной трубы dц, мм 700
Общая высота аппарата Hа, мм 13500
Масса аппарата Mа, кг 12000
2. Определение толщины тепловой изоляции
Толщину тепловой изоляции δи находят из равенства удельных тепловых потоков через слой изоляции от поверхности изоляции в окружающую среду:
(14)
где – коэффициент теплоотдачи от внешней поверхности изоляционного материала в окружающую среду, Вт/(м2•К); tст2 – температура изоляции со стороны окружающей среды (воздуха); для аппарата, работающего в закрытом помещении, tст2 принимаем равным 40 оC; tст1 – температура изоляции со стороны аппарата; ввиду незначительного термического сопротивления стенки аппарата по сравнению с термическим сопротивлением слоя изоляции tст1 примем равным температуре греющего пара в 1 корпусе tг1; tв – температура окружающей среды (воздуха), оС; λи – коэффициент теплопроводности изоляционного материала, Вт/(м•К).
Рассчитаем толщину тепловой изоляции для 1-го корпуса:
В качестве материала для тепловой изоляции выберем совелит (85 % магнезии + 15 % асбеста), имеющий коэффициент теплопроводности λи=0,09 Вт/(м•К).[2]
Тогда получим:
Принимаем толщину тепловой изоляции 0,05 м и для других корпусов.[2]
3. Расчёт барометрического конденсатора
Для создания вакуума в выпарных установках обычно применяют конденсаторы смешения с барометрической трубой. В качестве охлаждающего агента используют воду, которая подаётся в конденсатор чаще всего при температуре окружающей среды (около 20 С). Смесь охлаждающей воды и конденсатора выливается из конденсатора по барометрической трубе. Для поддержания постоянства вакуума в системе из конденсатора с помощью вакуум-насоса откачивают неконденсирующиеся газы.
Необходимо рассчитать расход охлаждающей воды, основные размеры (диаметр и высоту) барометрического конденсатора барометрической трубы, производительность вакуум-насоса.
3.1. Расход охлаждающей воды
Расход охлаждающей воды Gв определяют из теплового баланса конденсатора:
(15)
где Iб.к – энтальпия паров в барометрическом конденсаторе, Дж/кг; tн – начальная температура охлаждающей воды, С; tк – конечная температура смеси воды и конденсатора, С.
Разность температур между паром и жидкостью на выходе из конденсатора должна быть 3 – 5 град. Поэтому конечную температуру воды tк на выходе из конденсатора примем за 3 град ниже температуры конденсации паров:
Тогда
3.2. Диаметр конденсатора
Диаметр барометрического конденсатора dб.к определяют из уравнения расхода:
(16)
где ρ – плотность паров, кг/м3; υ – скорость паров, м/с.
При остаточном давлении в конденсаторе порядка 104 Па скорость паров υ = 15 – 25 м/с. Тогда
По нормалями [2] выбираем барометрический конденсатор диаметром dб.к = 1200 мм.
3.3. Высота барометрической трубы
В соответствии с нормалями [2], внутренний диаметр барометрической трубы dб.т равен 250 мм. Скорость воды в барометрической трубе:
Высота барометрической трубы
(17)
где В – вакуум в барометрическом конденсаторе, Па; Σξ – сумма коэффициентов местных сопротивлений; λ – коэффициент трения в барометрической трубе; 0,5 – запас высоты на возможные изменения барометрического давления, м.
где ξвх, ξвых – коэффициенты местных сопротивлений на входе в трубу и на выходе из неё.
Коэффициент трения λ зависит от режима течения жидкости. Определим режим течения воды в барометрической трубе:
Для гладких труб при Re = 109211,139 коэффициент трения λ = 0,013 [3]
Подставив полученные значения, получим:
Отсюда находим Hб.т = 8,98 м.
4. Расчёт производительности вакуум-насоса
Производительность вакуум-насоса Gвозд определяется количеством газа (воздуха), который необходимо удалять из барометрического конденсатора:
(18)
где 2,5•10-5 – количество газа, выделяющегося из 1-го кг воды; количество газа, подсасываемого в конденсатор через неплотности, на 1 кг паров. Тогда
Объёмная производительность вакуум-насоса равна:
(19)
где R – универсальная газовая постоянная, Дж/(кмоль•К); Мвозд – молекулярная масса воздуха, кг/кмоль; tвозд – температура воздуха, °С; Рвозд – парциальное давление сухого воздуха в барометрическом конденсаторе, Па.
Температуру воздуха рассчитывают по уравнению
Давление воздуха равно:
где Pп – давление сухого насыщенного пара (Па) при tвозд = 27,09 ºС. Подставив получим:
Тогда
Зная объемную производительность Vвозд и остаточное давление Рбк по каталогу [2] подбираем вакуум-насос типа ВВН-12 мощностью на валу N = 22 кВт.
Список использованной литературы
1.Павлов К.Ф., Романков П.Г., Носков А.А.Примеры и задачи по курсу процессов и аппаратов.Л.:Химия,1976,552 с.
2.Справочник химика.М-Л.:Химия,Том 3,1962,1006 с.
3.Касаткин А.Г.Основные процессы и аппараты химической технологии.Изд.9-е.М.:Химия,1973,750 с.
4.Викторов М.М.Методы вычисления физико-химических величин и прикладные расчеты.Л.:Химия.1977.360 с.
5.Чернышов А.К.,Поплавский К.Л.,Заичко Н.Д.Сборник номограмм дляч химико технологических расчетов.Л.:Химия,1974,200 с.
Система управления устройства для двухсторонней тампонной печати
http://www.ce-studbaza.ru/werk.php?id=7119
СОДЕРЖАНИЕ
Введение
1. Описание автоматизированного технологического комплекса
2. Описание используемых микросхем
2.1. Программируемый параллельный интерфейс КР580ВВ55
2.2. Программируемый таймер КР580ВИ53
2.3. Программируемый последовательный интерфейс КР580ВВ51
2.4. Дешифратор К555ИД7
2.5. Триггер К155ТМ2
2.6. Аналого-цифровой преобразователь КР1113ПВ1
2.7. Дешифратор К155ИД3
2.8. Мультиплексор К155КП1
3. Распределение адресного пространства микропроцессора. Разработка карты памяти
4. Разработка алгоритмов и фрагментов текста программы управления АТК
4.1. Выдача дискретной команды
4.2. Прием дискретного сигнала от датчика
4.3. Прием сигнала от аналогового датчика
4.4. Настройка интерфейсов
Библиографический список
СОДЕРЖАНИЕ
Введение
1. Описание автоматизированного технологического комплекса
2. Описание используемых микросхем
2.1. Программируемый параллельный интерфейс КР580ВВ55
2.2. Программируемый таймер КР580ВИ53
2.3. Программируемый последовательный интерфейс КР580ВВ51
2.4. Дешифратор К555ИД7
2.5. Триггер К155ТМ2
2.6. Аналого-цифровой преобразователь КР1113ПВ1
2.7. Дешифратор К155ИД3
2.8. Мультиплексор К155КП1
3. Распределение адресного пространства микропроцессора. Разработка карты памяти
4. Разработка алгоритмов и фрагментов текста программы управления АТК
4.1. Выдача дискретной команды
4.2. Прием дискретного сигнала от датчика
4.3. Прием сигнала от аналогового датчика
4.4. Настройка интерфейсов
Библиографический список
Охрана труда и производственная безопасность при установке и монтаже ленточных конвейеров
http://www.ce-studbaza.ru/werk.php?id=7118
Охрана труда и производственная безопасность при установке и монтаже ленточных конвейеров
Охрана труда и производственная безопасность при установке и монтаже ленточных конвейеров
Предварительное значение максимального натяжения ленты ленточного конвейера
http://www.ce-studbaza.ru/werk.php?id=7117
Предварительное значение максимального натяжения ленты ленточного конвейера
Предварительное значение максимального натяжения ленты ленточного конвейера
Определение толщины ленты ленточного конвейера
http://www.ce-studbaza.ru/werk.php?id=7116
Определение толщины ленты ленточного конвейера
Определение толщины ленты ленточного конвейера
Подписаться на:
Сообщения (Atom)