Расчет выпарного аппарата для выпаривания раствора хлорида кальция

Отклонения от вычисленных нагрузок по воде в каждом корпусе от предварительно принятых не превышает 5% и соответственно равны 3,75%; 2,8%, 0,3%.

 

3.6 Выбор конструкционного материала 

Выбираем конструкционный материал, стойкий в среде кипящего раствора СаCl2 в интервале изменения концентраций от хн до хк  [2]. При этом надо учесть, что в сплаве должен содержаться молибден для устойчивости к точечной коррозии. В этих условиях химически стойкой является сталь марки Х17H13M3T. Скорость коррозии ее не менее 0,1 мм/год, коэффициент теплопроводности λст= 25,1 Вт/м*К

 

 

Расчет коэффициентов теплопередачи

 

 

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

;                       (3.11)

Примем, что суммарное термическое сопротивление равно термическому сопротивлению стенки δст/λст и накипи δн/λн. .(табл.XXIII и XXVI/5/) Термическое сопротивление загрязнений со стороны пара не учитываем. Получим:

 

Σδ/λ= δст/λст+ δн/λн = 0,002/25,1+0,0005/2,42 = 28,79*10-5 м2*К/Вт (для всех корпусов).

Коэффициент теплоотдачи от конденсирующегося пара к стенке α1 равен:

α1=2,04* ,         (3.12)

где r1—теплота конденсации греющего пара. Дж/кг; ρж1, λж1, μж1—соответственно 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, град:

 

tпл= 183,2-2/2 = 182,2ºС

 

По справочной литературе [1], [2]  определяем:

r1= 2009*103 Дж/кг;   rЖ1= 886 кг/м3 ;  λЖ1 = 0,684 Вт/м*К ; mЖ1 = 0,09*10-3 Па/c-4

Расчет α1 ведем методом последовательных приближений. В первом  приближении Δt1 = 2град. Тогда

 

Для установившегося процесса теплопередачи справедливо уравнение:

 

                         q= α1* Δt1= Δtст/(∑δ/λ) = α2* Δt2;                                                (3.13)

где q ─удельная тепловая нагрузка, Вт/м2, Δtст—перепад температур на стенке, град; отсюда

 

Δtст = α1* Δt1 (∑δ/λ)=9927*2* 2,85*10-5=5,7 град.

Тогда

Δt2 = Δtп1- Δtст- Δt1= 12,6 –2 –5,7=4,9 град.

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

α2= А*q0,6= 780* q0,6*λ11,3*ρ10,5*ρп10,06/(σ10,5*rв10,6*ρо0,66 *с10,3 *μ10,3);    (3.14)

где ρ1_- плотность раствора при концентрации x1= 19,1%; ρп- плотность греющего пара в первом корпусе; rв1- теплота парообразования; σ1-поверхностное натяжение раствора; μ1- вязкость раствора при температуре tк= 170,6.

Подставив численные значения получим

 

α2=780 (9927*2)0,60,571,311090,5/(0,0680,5(2089*103)0,6*0,5790,6632000,3*(0,13*10-3)=

=16(9927*2)0,6= 6064 Вт/м2*К

Проверим правильность приближения по равенству удельных тепловых нагрузок

q'= α1Δt1=9927*2=19854 Вт/м2

 

q''= α2Δt2= 6064*4,9 = 29713 Вт/м2

 

Как видим, q' и q'' имеют разные значения.

Физические свойства растворов CaCl2 и их паров приведены в таблице/2/.

Таблица4

Параметр	Корпус
	1	2	3
Теплопроводность раствора λ, Вт/(м*К)	0,576	0,578	0,580
Плотность раствора ρ, кг/м3	1109	1236	1392
Теплоемкость раствора с, Дж/(кг*К)	3200	3220	3280
Вязкость раствора μ, Па*с	0,13*10-3	0,3*10-3	0,5*10-3
Поверхностное натяжение σ, Н/м	0,068	0.069	0,071
Теплота парообразования rв, Дж/кг	2089*103	2149*103	2356*103
Плотность пара ρп, кг/м3	5,61	2,59	0,0962

 

 

Для второго приближения примем Δt1=3,0 град.

Пренебрегая изменением физических свойств конденсата при изменении температуры на 1,0, рассчитаем α1 по соотношению

 

α1 = 9927*(2/3)1/4 = 8970 Вт/(м2*К).

Получим

 

Δtст= 8970*3*2,85*10-4 = 7,7 град;

Δtст =12,6-3-7,7 = 1,9 град;

α2=16*(8970*3)0,6 = 7278,9 Вт/(м2*К)

q' = 8970*3 = 26910 Вт/м2;   q''= 7278,9*1,9 = 13830 Вт/м2.

 

Как видим, q' и q'' имеют разные значения.

Для расчета в третьем приближении строим графическую зависимость удельной тепловой нагрузки q от разности температур между паром и стенкой в первом корпусе в первом корпусе (рис. 8) и определяем Δt1= 2,45 град. Получим:

 

α1= 9927(2,0/2,44)1/4= 9446 Вт/(м2К);

Δtст= 9446*2,44*2,85*10-4= 6,6 град;

Δt2= 12,6-2,44-6,46 =3,56 град;

 

Рис. 8

 

α2=16*(9446*2,44)0,6=6665 Вт/(м2К);

q' =9446*2,44=23048 Вт/м2;

q''=6665*3,6=23727 Вт/м2.

Как видим, q'≈ q''.

Расхождение между тепловыми нагрузками не превышает 3%.

Находим К1:

 

К1=1/(1/9446+2,85*10-4+1/6665) = 1848 Вт/(м2К).

Далее рассчитаем коэффициент теплопередачи для второго корпуса. Для этого найдем:

 α1=2,04*(2058*103*8902*0,673)1/4/(0,95*10-3*5*4)=8285 Вт/(м2К);

Δtст= 8285*4*2,85*10-4 = 9,4 град;

Δt2 =19,56-4-9,4 = 6,16 град;

 

α2=780*0,581,313920,52,590,06 (8285*4)0,6/(0,00690,5(2149*103 )0.60.5780,6632200,3(0,3*10-3)0,3);

 

α2=6445 Вт/(м2К);

q' = 8285*4 = 33140Вт/м2;   q''= 6445*6,16 =39701 Вт/м2.

 

Как видим, q' и q'' имеют разные значения.

 

Для второго приближения примем Δt1=3,5 град.

Пренебрегая изменением физических свойств конденсата при изменении температуры на 1,0, рассчитаем α1 по соотношению

 

α1 = 8285*(4/3,5)1/4 = 8566 Вт/(м2*К).

Получим

 

Δtст=8566*3,5*2,85*10-4 = 8,5 град;

Δt2 =19,56-3,5-8,5 = 7,56 град;

α2=12,9*(8566*3,5)0,6 = 6261 Вт/(м2*К)

q' =7324*4,5  = 26910 Вт/м2;   q''= 6261*7,56 = 47333 Вт/м2.

 

Как видим, q' и q'' имеют разные значения.

Для расчета в третьем приближении строим графическую зависимость удельной тепловой нагрузки q от разности температур между паром и стенкой в первом корпусе в первом корпусе (рис. 9) и определяем Δt1= 4,42 град.

 

Рис. 9

Получим:

α1= 8285(4,0/4,41)1/4= 8085 Вт/(м2К);

Δtст= 8085*4,41*2,85*10-4= 10,1 град;

Δt2= 19,56-4,41-10,1=5,05 град;

α2=12,9*(8085*4,41)0,6=6948 Вт/(м2К);

q' =8085*4,41=35654 Вт/м2;

q''=6948*5,05=35087 Вт/м2.

Как видим,   q, Вт/м2 Δt1,град q'≈ q''.

Находим К2:

 

К2=1/(1/8085+2,85*10-4+1/6944) = 1809 Вт/(м2К).

 

Далее рассчитаем коэффициент теплопередачи для третьего корпуса. Примем Δt1=10 град. Найдем:

 

α1=2,04*(2100*103*8952*0,6653/(0,5*10-3*10*5) )1/4=4304 Вт/(м2К);

Δtст= 4304*10*2,85*10-4 = 12,3 град;

Δt2 =46-10-12,3 = 23,7 град;

α2=780*0,621,313200,50,09620,06 (4304*10)0,6/(0,0080,5(2356*103 )0.60.5800,6629000,3(0,3*10-3)0,3);

 

 α2=16281 Вт/(м2К);

q' = 4304*10 = 43040Вт/м2;   q''= 16281*23,7 =385859 Вт/м2.

Для второго приближения примем Δt1=20 град.

Пренебрегая изменением физических свойств конденсата при изменении температуры на 1,0, рассчитаем α1 по соотношению

 

α1 = 4304*(10/22)1/4 = 3534 Вт/(м2*К).

Получим

Δtст=3534*22*2,85*10-4 = 22 град;

Δt2 =46-22-22 = 2 град;

α2=25*(4304*22)0,6 = 26130 Вт/(м2*К)

q' =3619*20  = 77618 Вт/м2;   q''= 26130*2 = 52260 Вт/м2.

 

Как видим, q' и q'' имеют разные значения. Для расчета в третьем прbближении строим графическую зависимость удельной тепловой нагрузки q от разности температур между паром и стенкой в первом корпусе в первом корпусе (рис. 10) и  определяем Δt1= 19,6 град.

 

Рис. 10

Получим:

 

α1= 4304(10/19,6)1/4= 3637 Вт/(м2К);

Δtст= 3642*19, 6*2,85*10-4= 23,1 град;

Δt2= 46-23–23,1=3,6 град;

α2=25*(3637*19,6)0,6=20405 Вт/(м2К);

q' =3637*19,6=71285 Вт/м2;

q''=20405*3,6=73458Вт/м2.

 

Как видим,  q'≈ q''.

Находим К3:

 

К3=1/(1/3637+2,85*10-4+1/20405) = 1642 Вт/(м2К).

3.7 Распределение полезной  разности температур.

Полезные разности температур  в корпусах установки находим из условия разности поверхностей теплопередачи

                  

                                              Δtпj= ΔtпQj/Kj/( Qj/Kj+ Qj/Kj + Qj/Kj)                     (3.14)

где Δtпj, Qj, Kj- полезная разность температур, тепловая нагрузка для j-го корпуса.

Подставив численные значения, получим:

 

Δtп1= 78,16*(10188/1848)/( 10188/1848+9595/1809+10700/1642)=

=78,16*5,51/(5,51+5,3+6,52) = 24,85 град;

Δtп2= 78,16*5,3/17,33= 23,9 град;

Δtп3= 78,16*6,5/17,3= 29,44 град.

Проверим общую полезную разность температур установки:

 

Δtп= Δtп1+ Δtп2+ Δtп3 =24,85+23,9+29,44=78,2 град.

Теперь рассчитаем теплопередачи выпарных аппаратов по формуле (3.1)

 

F1=10188*103/(1848*24,85)=221 м2;

F2= 9596*103/1809/23,9= 222м2;

F2= 10700*103/1642/29,44= 221м2.

Данные значения мало отличаются от ориентировачно определенных ранее поверхностей Fор. Поэтому в последующих приближениях нет необходимости вностить коррективы на изменение конструктивных размеров аппаратов (высоты, диаметра и числа труб). Сравнение распределенных из условий равенства поверхностей теплопередачи и предварительно рассчитанных значений полезныхразностей температур Δtп представлено ниже:

 

 

 

 

 

Таблица 5.

Параметры	Корпус
	1	2	3
Распределенные в первом приближении Δtп, град.	12,6	19,56	46
Предварительно рассчитанные значения Δtп, град.	24,85	23,9	29,44

 

 

ВТОРОЕ ПРИБЛИЖЕНИЕ

 

Как видно, полезные разности температур, рассчитанные из условия равенства перепада давления и найденные в 1-ом приближении из условия равенства поверхностей теплопередачи в корпусах,  существенно отличаются. Поэтому необходимо заново перераспределить температуры (давления) между корпусами установки. В основу этого перераспределения температур (давлений) должны быть положены полезные разности температур, найденные из условия равенства поверхностей теплопередачи аппаратов.

 

3.8. Уточненный расчет  поверхности теплопередачи.

 

В связи с тем, что существенное изменение давлений по сравнению с рассчитанным в первом приближении происходит только в 1-м  корпусе (где суммарные температурные потери незначительны), во втором приближении принимаем такие же значения Δ’,Δ’’, и  Δ’’’ для каждого корпуса, как и в первом приближении. Полученные после перераспределения температур давлений параметры растворов и паров по корпусам представлены ниже:

Таблица6

Параметры	Корпус
	1	2	3
Производительность по испаряемой воде w, кг/с	4,8	5,35	6,34
Концентрация растворов x, %	19,1	24,8	38
Температура греющего пара в 1-м корпусе tг1, град	183,2	—	—
Полезная разность температур Δtп, град	24,85	23,9	29,44
Температура кипения раствора tk = tг- Δtп, град	158,35	124,1	89,56
Температура вторичного пара, tвп = tk –( Δ'+ Δ''),град	153,8	113,2	56,26
Давление вторичного пара Pвт, МПа	0,53	0,16	0,016
Энтальпия вторичного пара Iвт, кДж/кг	2748	2707	2599
Температура греющего пара tг=tвп -Δ''', град.	—	147,1	119