Текст
УЧЕБНИКИ И УЧЕБНЫЕ ПОСОБИЯ
ДЛЯ СТУДЕНТОВ ВЫСШИХ УЧЕБНЫХ ЗАВЕДЕНИИ
РАСЧЕТЫ И ЗАДАЧИ
ПО ПРОЦЕССАМ
И АППАРАТАМ
ПИЩЕВЫХ
ПРОИЗВОДСТВ
Под редакцией проф. С. М. ГРЕБЕНЮКА
и доц. Н. С. МИХЕЕВОЙ
Допущено Министерством высшего и среднего специ-
ального образования СССР в качестве учебного посо-
бия для студентов высших учебных заведений специ-
альностей группы «Технология продовольственных про-
дуктов»
989589
KOS'
МОСКВА
АГРОПРОМИЗДАТ
1987
ББК 36.81
Р24
УДК 664.002.5(075.8)
С. М. Гребенюк
Н. С. Михеева
Ю. П. Грачев
В. Д. Лазарев
А. С. Васильева
В. И. Гор батю к
Д. А. Новиков
И. М. Савина
А. Е. Шеин
Л. А. Макарова
Р е ц е и 8 е н т ы: кафедра «Процессы и аппараты пищевых производств»
КТИППа (д-р техн, наук, проф. В. Н. Стабников); кафедра «Процессы
и аппараты пшцевых производств» ВЗИППа (д-р техн, наук, проф. Г. Д. Ко-
вецкий).
Расчеты и задачи по процессам и аппаратам пищевых
Р24 производств/С. М. Гребенюк, Н. С, Михеева, Ю. П. Гра-
чев и др. —-М.: Агропромиздат, 1987. — 304 с.: ил.—
(Учебники и учеб, пособия для студентов высш. учеб,
заведений).
Наложены теоретические основы важнейших технологических процессов
пищевых производств. Представлены методики расчета конструктивных я ре-
жимных параметров и основных показателей работы аппаратов с учетом об-
работки различных видов пищевых продуктов.
По каждой теме приведены контрольные задачи и ответы к ним. Дан не-
обходимый для расчетов справочный материал.
Для студентов вузов пищевой промышленности.
2901000600—229 „
Р" — 363—87
035(01)-В7
ББК 36.81
СЕМЕН МИРОНОВИЧ ГРЕБЕНЮК
НАТАЛЬЯ СЕМЕНОВНА МИХЕЕВА
ЮРИИ ПАВЛОВИЧ ГРАЧЕВ и др..
РАСЧЕТЫ И ЗАДАЧИ ПО ПРОЦЕССАМ
И АППАРАТАМ ПИЩЕВЫХ ПРОИЗВОДСТВ
Заз. редйкцкей Л. М. Богатая
Редактор Л. С. Иваиушко
Художественный редактор В. А, Чуракова
Технический редактор Г, Г, Хацкевич
Корректор Г, С. Сенник
ИБ М 5032
Сдано в набор 10.19.86. Подписано в печать 19.03.67, Т-00993. Формат СОХЭО'/ц. Бумага
типографская № 9, Литературная гарнитура. Высокая печать. Усл, лее. л. 19.0+- 1,86
вкладка, Усл. кр.-атт. 90,ав. Уч.-мд. л, 20,65, Изд. № 82. Тираж 6000 екз. Заказ № 760.
Цена I руб.
Ордена Трудового Красного Знамени ВО «Агропромиздат», 107807, ГСП. Москва, Б-53,
ул, Садовая-Спасская, 18.
Московская типография М 11 Союэполиграфпрсма при Государственном комитете СССР
ло делам издательств, полиграфнн и книжной торговля. 113105, Москва, Нагатинская
УХ., Д. 1.
© ВО «Агропромиздат», 1987
ПРЕДИСЛОВИЕ
Ускорение научно-технического прогресса в пищевой про-
мышленности на ближайшие годы требует создания безотходных
технологий, максимальной механизации и автоматизации произ-
водства, внедрения новых видов высокопроизводительного обо-
рудования, роста производительности труда и повышения каче-
ства продукции.
Современная пищевая промышленность включает множество
разнообразных производств, перерабатывающих сырье, разли-
чающееся физико-химическими свойствами, что обусловливает
характер и условия проведения технологических процессов.
Для инженера пищевой промышленности необходимо не
только понимать физико-химическую сущность процесса, знать
устройство, принцип работы и особенности аппаратов, но важ-
но уметь проанализировать и рассчитать процесс, определить
параметры его проведения, а также рассчитать и разработать
наилучшую конструкцию аппарата.
Широкое применение автоматизации и механизации на пред-
приятиях пищевой промышленности требует от инженера знаний
общих принципов построения технологических процессов и спе-
цифики осуществления элементов процесса в отдельных видах
оборудования технологической линии. В сложных условиях
пищевых производств, когда различные процессы взаимосвяза-
ны, обоснованный выбор оборудования для осуществления раз-
личных процессов приводит к минимальным затратам энергии,
сырья и материалов.
Учебное пособие создано коллективом преподавателей
кафедры «Процессы и аппараты пищевых производств» Москов-
ского ордена Трудового Красного Знамени технологического
института пищевой промышленности. В книге рассмотрено ре-
шение прикладных задач, относящихся к основным процессам
пищевых производств: нагреванию и охлаждению, выпариванию,
сушке пищевых продуктов, перегонке и ректификации, экстра-
гированию, искусственному охлаждению, а также гидравличе-
ским расчетам пищевой аппаратуры.
Материал каждого раздела изложен в таком порядке: теоре-
тические основы процесса, основные расчетные формулы и мето-
дики расчетов параметров и показателей процесса, размеров
аппарата и его основных узлов, алгоритмы решения оригиналь-
ных задач отдельных процессов.
Для лучшего усвоения предлагаемых методик в каждом раз-
деле приводятся расчеты режимных параметров процесса, кон-
структивных характеристик и технико-экономических показате-
3
лей работы аппаратов. Расчеты выполнены для различных
пищевых материалов применительно к конкретным условиям
их обработки на предприятиях. Расчеты приведены с подроб-
ными пояснениями и ссылками на использованные формулы,
таблицы, диаграммы.
Для самостоятельной проверки студентами качества усвое-
ния материала курса в каждом разделе приведены контрольные
задачи и ответы на них.
Основной учебник при изучении курса — «Процессы и аппа-
раты пищевых производств» В. Н. Стабникова и др. (№., Агро-
промиздат, 1985). В конце каждого раздела пособия приведен
список дополнительной литературы.
В приложении помещены справочные таблицы, диаграммы,
необходимые для выполнения расчетов.
Предисловие и раздел 5 написаны С. М. Гребенюком, раз-
дел 1 — Н, С, Михеевой, А. С. Васильевой, В. И. Горбатюком,
раздел 2 — В. Д. Лазаревым, В. И. Горбатюком, раздел 3 —
Н. С. Михеевой, раздел 4 — А. С. Васильевой, Н. С. Михеевой,
А. Е. Шеиным, раздел 6 —Ю. П. Грачевым, И. М. Савиной,
Л. А. Макаровой, раздел 7— Д. А Новиковым , Н. С. Ми-
хеевой.
При написании пособия
работы кафедры «Процессы и
МТИППа и других вузов.
Замечания и предложения
использован ’многолетний опыт
аппараты пищевых производств»
по улучшению содержания посо-
бия будут с благодарностью приняты авторами.
РАЗДЕЛ 1
ТЕПЛОПЕРЕДАЧА В ПИЩЕВОЙ АППАРАТУРЕ
Одним из наиболее распространенных процессов на пред-
приятиях пищевой промышленности является тепловая обработ-
ка .материалов, которая в зависимости от характера и цели тех-
нологического процесса обеспечивает поддержание температуры
на определенном уровне, нагревание, охлаждение или замора-
живание продуктов, конденсацию паров и т. п. Важным показа-
телем этих процессов является коэффициент теплопередачи,
величина которого при проектировании аппаратов определяет
их габаритные размеры, а при эксплуатации — интенсивность
процесса.
В данном разделе приведены некоторые расчеты теплообмен-
ных аппаратов, а также блок-схема алгоритма расчета паровых
кожухотрубных подогревателей.
ОСНОВНЫЕ ЗАВИСИМОСТИ И РАСЧЕТНЫЕ ФОРМУЛЫ
1. Основное уравнение теплопередачи
(1-1)
где Q — расход теплоты (тепловой поток, тепловая нагрузка аппарата), Вт;
k — коэффициент теплопередачи, Вт/(м1-К); F — площадь теплопередающей
поверхности аппарата (поверхность нагрева), м1; Д^вр —средняя разность
температур теплоносителей, *С.
2. Тепловой баланс теплообменного аппарата.
2Л. Без изменения агрегатного состояния теплоносителей:
Q - о а (/,«- */) - Ga (tf- ft«) + (?п„. (1-2)
2.2. С изменением агрегатного состояния одного теплоноси-
теля:
Q “ Н" ^скоид (^й “ ®нонд)m fyfy (4* “ 4" Quo т» (1 —3)
где G) и Оа —соответственно расход горячего и холодного теплоносителей,
кг/с; си Са и Сноид — соответственно теплоемкость горячего, холодного теп-
лоносителей и конденсата греющего пара, Дж/(кг«К); (jH, fi«, f2«, t2K—со-
ответственно температуры начальные и конечные горячего (индекс «1>)
и холодного (индекс «2») теплоносителей, ’С: D — расход греющего пара,
кг/с; г —удельная теплота парообразования, Дж/кг (находится по табл. 38
приложения в зависимости от давления пара); 9мояд—температура конден-
сата, выходящего на теплообменного аппарате, °C. Если конденсат выходит
на аппарата при температуре конденсации гп, то 0ковд’-/в; QnoT — расход
теплоты в окружающую среду; для теплоизолированных аппаратов можно
принять равным 5% от полезно использованной теплоты (Qnot-5% Q).
3. Коэффициент теплопередачи А, Вт/(ма• К).
3.1. Для плоской поверхности нагрева и для цилиндрической
5
л'-u. > г;у5ы ^lM'd„>0,5)
& i/®i ~+ 1/о« *
(1-4)
-^гст“ 6CT/X0T+f81(1—6)
3 ’. Д1я пплин прической поверхности нагрева (d9a/dH<Z0,5)
о: |кнщи?нг геялопередачи ki [в Вт/(м*К)] определяют на 1 м
.4’14 UI.
Ц, я у'р 'счета k к ki существует зависимость
<1~Ъ
!И1СР
В 4>rpt/'y.tiK (I 4}—(1-7) приняты следующие обозначения: ai—коэф*
Ф г ирчг ш гггклцачп от горячего теплоносителя к поверхности теплопере*
Л'чн (гтинд1) В:/{м! К); а.—коэффициент теплоотдачи от стенки к холод*
я лг, ппомип'лн, Вт/(м*-К); о« — толщина стенки поверхности тепло*
г. гм'гза и м ?гт '-теплопроводность материала теплопередающей поверхно*
сн 13 /1м К) <j't> .4, d^ — диаметр трубы соответственно со стороны го*
[яс'о -ген нян i пгрлч :г со стороны холодного теплоносителя и средний;
1/ „< (< 'Н d ) Г' 5 м, 5’гст — суммарное термическое сопротивление стенки и
а; гр ними» г । п — термическое сопротивление загрязнений поверхности
i и -и ппнр; 1.1 си ггороны горячего и холодного теплоносителей, м|-К/Вт.
Зриччпцсонпчнне значения г> для некоторых теплоносителей
[ уч1 е кчл, в т 16л. М,
ч in рчссчнтин коэффициент ki, формула для теплового пото-
’>>1 (‘уде’! чмгть следующий вид:
(I—8)
111 ! — .1. ина чр\5ы, м.
1, Jpen п я разность температур теплоносителей (средний
п м п5 >атуm ый напор) А/Ср в уравнениях (1-1) и (1-8):
д'«р-Дзщ- (1-9)
Г I > ’5 il II i I 1
Гс 1лоноч»тель
rv м'-К/Вт
Boxi за гр BFii'itj j'i (7,19+5,3)10-*
‘ о !3iw ва (5,3+3,4)10-**
> U (TLUCIIIIД 1 (3,47+1,73) Ю”1*
М -Г« 3,44-10-*
(Jpra -iv'oti it’ > илко'ти, рассолы, жидкие хлад- 1,72-10-*
1П'1 71,1
И. 4Я1.оГ inp (сил। ркащий масло) 1,72-10“*
II.pi, opj пи'п-гн1. жидкостей 8,72*10-4
1!<мп 3,57-10-*
* Ек „.щиг ' I >ч, 1 о ниетствуют более высолим температурам.
f I
Рис. 1*1. Графики изменения температур в процессе теплообмена;
а — прммоточнов движение теплоносителей без изменения агрегатного состояния, б —
противоточное движение теплоносителей без изменения агрегатного состояния, в — про-
тивоточное движение теплоносителей с изменением агрегатного состояния одного из них
<вкоид-М- г-™**. вКОпд«я
Если отношение At&/AfM<2, можно применять формулу
i Л/б + Д/м
—5—
(1-Ю)
где Д/о и Д/м — большая и меньшая разности температур теплоносителей
на концах поверхности теплообмена.
4.1. При теплообмене без изменения агрегатного состояния
теплоносителей (рис. Ы(а,б):
при прямотоке Д4*4Н—4"; 4*1
при противотоке Д1в-4*—4й; Д/М«4И—
4.2. При теплообмене с изменением агрегатного состояния
одного теплоносителя (рис. 1-1,в,а): Д4=9коНд—4К; Д4=4—
-4*.
б. Коэффициенты теплоотдачи а рассчитываются из крите-
риальных уравнений.
Основные критерии подобия Нуссельта (Nu), Прандтля (Рг),
Рейнольдса (Re), Галилея (Ga), Грасгофа (Gr), входящие
в критериальные уравнения, рассчитывают так:
Nu=^_. (1—П)
Рг = -^-; (1—12)
(1—14)
(1—15)
Критерий фазового превращения
' О"16»
В формулах (1-11)—(1-16) приняты следующие обозначения: d— опре-
деляющий размер аппарата, м; Л — коэффициент теплопроводности,
Вт/(м-К); с — удельная теплоемкость, Дж/(кг-К); ц — коэффициент дина-
мической вязкости, Па-с; v — коэффициент кинематической вязкости, м2/с;
8 — ускорение свободного падения, м/с2; v — скорость теплоносителя, м/с;
Р — коэффициент объемного расширения, 1/К.
Эти величины находятся из справочных таблиц для конкрет- у
пых жидкостей при определяющем температуре:
^ср ~ 2 "«t
Входящая в формулы (1-15) и (1-16) величина А/ — раз- г
ность температуры поверхности нагрева и теплоносителя (или
наоборот); в частности, Д6,.к — разность температуры пара и
поверхности — называют перепадом температур на пленке кон-
денсата.
Обычно в расчетах предварительно задаются значениями
разности температур (или температурой поверхности /ст), а за-
тем эту величину уточняют методом последовательных прибли-
жений; искомую Д/ или fCT вычисляют из балансовых уравнений
удельных тепловых потоков: ;
ai Ocpi == ^7 (^СТ1 ^стг) в (^ст2 ^ср2) = ^ср> (1
где /cpi и tcpi—средняя температура горячего и холодного теплоносителей;
для парового теплообменника /Cpi—fn; ten и ten— температура поверхности
теплопередачи со стороны горячего и со стороны холодного теплоносителей,
°C.
Определяющий геометрический размер d в формулах (1-11),
(1-13)—(1-15) принимается равным эквивалентному диамет-
ру d3:
d^4s/nt (1—18)
где 5 — площадь поперечного сечения потока, ма; П — смоченный пери-
метр, м.
Для теплоносителя внутри труб круглого сечения ds=dBK.
5.1. Критериальные уравнения при теплоотдаче с изменением
агрегатного состояния теплоносителя при пленочной 'конденса-
ции пара
Nu = A (Ga, Рг, Ku)0*36, (1—19)
где л — коэффициент, зависящий от геометрического раейоложения поверх-
ности теплообмена; для вертикальных поверхностей А» 1,15; для горизон-
тальных поверхностей А—0,72.
Из выражения (1-19) для конденсации пара на наружной
поверхности вертикальных труб высотой h при ламинарном сте-
8
кании пленки конденсата получено выражение для коэффицнен
та теплоотдачи:
а= 1,15^
rp2k9g
или
(1-20)
а = 2,04
гр*Х»
рД^п.кЛ ’
При конденсации пара на наружной поверхности горизон-
тальных труб с наружным диаметром
или
гр2?.8
рЛ^п.к^н
(1-21)
а= 1,28
В уравнениях (1-19) и (1-20) приняты следующие обозначения: г —
удельная теплота парообразования, определяется в зависимости от давления
насыщенного пара, Дж/кг; р, X, р. — физические параметры конденсата, опре-
деляются в зависимости от средней температуры пленки конденсата.
л _____tn-j-ict
гп.к- 2 •
При небольшом значении А/П.к (Л/п.к“3-т-5) ее можно при-
нять равной температуре конденсации (насыщения),
5.2. Критериальные уравнения при теплоотдаче без изменения
агрегатного состояния теплоносителей.
а) Теплоотдача при развитом турбулентном течении в пря-
мых трубах (Re>10 ООО)
Nu*= 0.02Ц Re®*8 Рг®’43
(1-22)
Коэффициент ег учитывает влияние на коэффициент тепло-
отдачи отношения длины трубы I к ее диаметру d; при
8/ = 1. Формула (1-22) используется лри расчетах как при нагре-
вании, так и при охлаждении жидкостей и газов. Влияние на-
правления теплового потока учитывается отношением Рг/Ргст.
Ргст — критерий Прандтля, вычисленный при температуре стен-
ки, соприкасающейся с потоком1.
б) Теплоотдача при переходном режиме 2320<Red0 000.
Надежных формул для определения критерия Nu в этой обла-
1 При проектировании теплообменников расчет коэффициента теплоот-
дачи для нагревающихся капельных жидкостей можно вести без учета отно-
шения (Pr/Pr„)°'iS, допуская при этом небольшую погрешность в сторону
уменьшения коэффициента теплоотдачи, т, е. в сторону зараса, так как с по-
вышением температуры критерий Рг уменьшается, а (Рг/РгС1)0,а® становится
меньшим 1.
9
сти нет. С некоторой точностью можно пользоваться формулой
Nu «=» 0,00SReo,!* Pi3-,а. (1—23)
Можно также рекомендовать для определения коэффициента
теплоотдачи при переходном режиме использовать соотношение
Вц =* лп/л.г,
откуда
с£п==йтсп, (1 24)
где ат — коэффициент теплоотдачи при турбулентном режиме, определяется
из формулы (1-22) и (2-11); еп—поправочный коэффициент при переходном
режиме, зависящий от величины критерия Рейнольдса и определяемый на ос-
новании приведенных ниже данных.
Re аеоо 3000 4000 6000 6000 8000 10 000
8В 0,40 0,Б7 0,72 0,81 0,88 0,96 1,00
в) Теплоотдача при ламинарном режиме (Re<2320) в пря-
мых трубах
Nu - 0,1 бе, Re0’38 Pr8»48 G г*1 (Р г/ Р г J8 2S, (1-25)
или
Nu - 0,7 (Re Рг)°»а (Gr Рг)°’1. (1—26)
6. Площадь поверхности теплопередачи трубчатого аппарата
F»» nd с и, (1 —27)
где п — число труб.
7. Уравнение расхода.
7.1, Объемный расход Ус (мэ/с);
(1—28)
где у — скорость теплоносителя, м/с; s — площадь поперечного сечения по-
' тока теплоносителя, ма.
т — число ходов в кожухотрубном аппарате.
7.2. Массовый расход G (в кг/с)
G - Иер ~ vsp - и р, К1 —30)
где р — плотность теплоносителя, кг/м5.
10
РАСЧЕТЫ
Расчет 1-1.‘В конденсаторе ректификационной колонны кон-
денсируется водно-спиртовой пар концентрацией 75% мае,
Охлаждающая вода температурой 10 °C поступает в аппарат
и нагревается до 50 °C. Конденсатор состоит из 121 трубы дли-
ной 1,3 м, диаметром ЗбХЬБ мм. Коэффициент теплопередачи
аппарата 400 Вт/(м2’К).
Определить расход конденсирующегося пара.
Расчет ведут в такой последовательности.
1. Рассчитывают поверхность теплопередачи по формуле
(1-27)
F ~ 3,14 -°--°ЗБ 1,3-121 -16,6 м».
2. ^Определяют по табл. 22 приложения параметры пара: при
концентрации пара 75% мае. температура конденсации пара
fnBa82,8°C, теплота парообразования гя«<1210 кДж/кг, плот-
ность рп-= 1,145 -кг/м3.
3. Рассчитывают средний температурный напор
пар
82,8 —- 82,8
вода
10—► 50
Предварительно определяют: Д/б —82,8—10— 72,8 °C; =
«82,8—50«=32,8°C; так как A/o/AfM>2, то Д^р рассчитывают
по формуле (1-9):
Л/ 72,8 — 32,8 гл вор
* Тп (72 , Й) “ 50 ,б С*
4. Тепловую нагрузку конденсатора находят по формуле
(1-1)
Q —400-16,5.50,6 —334177,2 Вт.
5. Определяют массовый расход конденсирующегося пара
из формулы (1-3), принимая ‘бконд1** ^я,
D — Q/r;
D — ~ 0,276 кг/с, или 994 кг/ч.
6. Объемный расход пара из формулы (1-30)
И—G/p; V —994:1,145 - 868,12 м3/ч.
Расчет 1-2. Горизонтальный кожухотрубный дефлегматор
смонтирован из 42 медных труб диаметром 32X2 мм. Водно-
спиртовые пары концентрацией 90% об. в -количестве 3,8 м3/с
конденсируются в межтрубном пространстве. Охлаждающая
1!
вода движется по трубам; ее начальная темгга„пя,,ГЛ ircr
конечная — 65'С. ^ература 15 С,
Определить коэффициент теплопередачи.
Расчет ведут в такой последовательности.
I. Находят по табл. 22 приложения парамеТоы
тового пара при концентрации р„-90% об., чТор °®о-спир-
85,66% мае.; температура конденсации пара
ная теплота парообразования 1071,80 кДж/кг Пя ‘ У ^дедь"
р„ -1,295 кг/м. плотность пара
2. Рассчитывают коэффициент теплоотдачи от .
ности теплопередачи по формуле (1-21), ракповерх-
Сначала задаются температурой стенки, на
дит конденсация пара; = 70 К°Т0Р0Й происхо-
При средней температуре пленки конденсата < 79,б + 70
(П|К W —
= 74,75 °C и концентрации спирта 85,66% мае. НйУг,пот.
по табл. 18 приложения М = 0,197 Вт/(м*К); д ‘
по табл. 17 приложения щ = 0,605-10^ Па-с;
по табл. 14 приложения р| = 780 кг/м3.
- а */ М1^-Шо,107М.81 опл„ .
= 0,72 у (7$J-70) 0,805 -1 о-» " 2Э07>5 Вт/(м4 * К).
3. Рассчитывают коэффициент теплоотдачи
теплопередачи к воде. т повеРхности
Сначала определяют Физические характерцу,, вады пр„
средней температуре --------Г^“40’С <тавл' 4 приложения).
Плотность ра = 992 кг/ма, теплоемкость cs""41fto n»/f
коэффициент теплопроводимости Ха=0,634 Вт/(м<к-'Г,ж^?1^*ж^’
циент динамической вязкости ра"657-10~в Па*с. КОЭ(РФИ‘
Находят критерий Прандтля по формуле (1-1*2)
D„ 4180-967-10-*
Рг=------оЗм----”4’33'
Определяют расход воды из формулы (1-3), nhttuwufteft
«/пи пересчитывая расход пара D (кг/с) = D (м э/£) р
г 3,8-1,295-1071,8
-------------------------------------4,180(65-15) “*5,23 кг/с.
Рассчитывают скорость воды в трубах из ypanuouutt Z1
принимая/п-1; мнения (1-30),
0,983 м/с‘
Находят критерий Рейнольдса по формуле (l,^
т* 0,983*0,028*992 jirm q
Re * 6S7.10-*— "41558,3.
12
Рассчитывают критерий Нуссельта по формуле (1-22) (Re>
>10 000), полагая, что Рг/РгСТ"1 и l/d^ 1,3/0,030w40,
Nu=> 0,021 -41558,3^*4,33°*«- 195,25.
Находят коэффициент теплоотдачи из формулы (1-11)
NuX.
О»----4х;
а2 = 195,25-0,634/0,028 = 4421,4 Вт/(ма*К).
4. Определяют термическое сопротивление поверхности теп-
лопередачи и ее загрязнений 2гст.
Принимают термическое сопротивление загрязнений со сто-
роны пара органической жидкости (см. табл. 1*1): rai==8,72x
ХЮ '5 м2-К/Вт, со стороны воды — г3 2=5,3* 10~4 м3*К/Вт.
По формуле (1-5)
2УСТ == 8,72 • 1О"5 + 0,002/384 -f- 5,3 • 10"4 = 6,21 • 10"4 м8 • К/Вт,
где 0,002 м — толщина стенки труб; 384 — коэффициент теплопроводности
меди, ВтДм^К).
Б. Рассчитывают коэффициент теплопередачи А; так как
daK/dn — 0,028/0,032>0,5, по формуле (1-4)
k “ I/2967J+6,2110*4 4- 1/4421,4 845,9 Вт/(м8’*
6. Проверяют значение принятой в расчете си температуры
стенки со стороны конденсирующегося пара из уравнения (1-17):
a; (tn—hr:) =feAtcp. Для этого рассчитывают МСР (средний тем-
пературный напор) по формуле (1-9):
Af (79.5- 15)-(79,5-65) ,
дгс₽ 79,5—15 «=оо,0,
1п 79,5 -65
тогда /ст1 = 79,5—(845,9/2907,5) * 33,5 - 69,75 °C,
что с достаточной точностью соответствует принятой темпера-
туре 70 °C.
7. Выясняют, какое влияние оказывает на величину коэффи-
циента теплоотдачи в данном расчете отношение (Рг/Ргст)0,25
[в выражении (1-22)].
Из равенства двух последних выражений в уравнении (1-17)
определяют значение (1Ст я—<₽з) “лД/Ср/аа;
. . 845,9'33,5 е .
*ст2 — 452Т74 •* «Л.
Так как tCps-'40eC, то /стз-404-6,4—46,4 °C.
Находят критерий Прандтля для воды при этой температуре
по табл. 4 приложения:
РГо_«»ода1_5(об.
* * ст 0 042
Рассчитывают (Рг/Ргст)0,!в:
(Рг/Ргот)°’аь - (4,33/5,06)°>9Ь = 0,96.
0.-4421,4.1,03*4558,4 Вт/(м9'К).
Расхождение составляет —~ • 100« 3,0 %, что
находится в пределах точности инженерных расчетов.
Расчет 1-3. При испытании в лаборатории одноходового
кожухотрубного теплообменного аппарата 350 л воды нагрели
ст 6 до 49 °C в течение 45 мин. Для обогрева использовали
сухой насыщенный пар давлением 0,105 МПа и получили 29,2 л
конденсата температурой 77 °C. Аппарат изготовлен из 6 латун-
ных труб диаметром 20/22 мм с рабочей длиной 850 мм. Пар
подается в межтрубное пространство. Рассчитать коэффициент
теплопередачи, приняв, что процесс был установившимся.
Расчет ведут в такой последовательности.
1. Определяют коэффициент теплоотдачи от конденсирующе-
гося пара к стенкам труб по формуле (1-20). Предварительно
находят параметры насыщенного пара давлением 0,105 МПа
по табл. 38 приложения: 100,98 °C; гп«2254'103 Дж/кг,
Задаются перепадом температур на пленке конденсата AG.к =
“2 °C, тогда температура стенки
/от( - Д*п>к; = 100,98-2 « 98,98 °C;
температура пленки конденсата
100,98^-98,98 . 100
Для этой температуры по табл. 4 приложения находят харак-
теристики пленки конденсата (воды): pi=*958 кг/м3; Х] =
«=0,682 Дж/(м-с*К); (11-283-10~& Па-с. По формуле (2-20)
I 1 к ,*/2284-10».968“.0,682е-9,8 ]Oqcc _ , TZ.
°i -1,1 б у —“12365 Вт^м ‘•
2. Рассчитывают скорость движения воды в трубах из фор-
мулы (1—28) с учетом формулы (1-29)
60-45-1000-3,14(0,02)“ 6 “°’069 м/с«
3. Определяют критерий Рейнольдса по формуле (1-13)
□ а 0,069*0,02 । cqq
Re °16"-
Здесь v2=0,86-10-e ма/с — коэффициент кинематической вяз-
кости (табл. 4 приложения) для воды при средней температуре
Ге,,---4;'19 =«27,5 °C,
14
4. Вода по трубам движется при ламинарном режиме (Re<
<2300), поэтому критерий Nu рассчитывают по уравнению
(1-25).
4.1. Рассчитывают критерии Рг и Gr, предварительно выпи-
сав из табл. 4 приложения характеристики воды при средней
температуре:
^-=0,6133 Вт/(м-К); Ра-853.10-’ Па-с,
сл-4180 Дж/(кг-К); ft-0,286.10’3 1/К.
Тогда
„г 4180 85310--
Рг мТзз “5,81 *
Gr _ wwno =211СТ.1О.
где без учета термического сопротивления стенки и слоя загряз*
нений (принято
М =. /ота—f0P2 = 98,98—27,5 - 71,48 СС.
4.2. Полученные значения критериев подставляют в выбран-
ное уравнение
Nu - 0,7 (1599 • 5,81)0’2 (2,1670.10®. 5,81 - 22,32.
Коэффициент теплоотдачи от стенки к воде находят из фор-
мулы (1-11)
a»~22’^teei33~684’6 Вт/(М>,К)-
5. Коэффициент теплопередачи для цилиндрической стенки
по формуле (1-6) без учета загрязнений поверхности труб
Aj —----j---------i—------------------------i-— 41,06 Вт/(м * K) (
123^-0,022 + H2,8 ln 0^020 + 684,6-0,020
>.-92,8 Дж/(м-с-К) —коэффициент теплопроводности для латуни (табл. 36
приложения).
6. Коэффициент теплопередачи по формуле (1-7)
А-ттаг-623-37 вт/(м‘-ю.
где 0,021 — средний диаметр труб dep;
dcp~ о-°м|°'одо -0,021 м.
7. Рассчитывают средний температурный напор, предвари-
тельно определяют
Д/а-> 100,98—6-95 °C;
100,98—49-52 °C.
15
Так как ---= 1,83 <2,
по формуле (1-Ю)
———= 73,5 СС.
8. Действительное значение Д/П.к, которое ранее было приня-
то, находят из балансов удельных тепловых потоков через плен-
ку и стенку из соотношения (1-17) :
ai (Al AiTi) “ ^ДАр»
откуда
А,- А™ - ДГ п.н; ДГ п„ „ 6-^g^.6 « 3,7 еС.
Сравнивая с принятым Д А.к, устанавливаем расхождение
Q 7 о
е=* — л 100 = 85%.
U.K
шг?,к
9. Необходимо повторить расчет, начиная с расчета t
задаваясь новым, большим значением Д/. 1
-4,4 °C.
Тогда температура стенки
АГ1 ЮО,98-4,4 = 96,58 °C.
Температура пленки конденсата
. 100,9896,58 Ло
t. -------X. 98,78 & 99 СС.
СТ 1,
п.к, например ДА.к —
U.K
Характеристики конденсата при этой температуое- п.-
-957 кг/м3; Xi = 0,6818 Дж/(м-сК); ц, =286-10~« На с Р
Коэффициент теплоотдачи от конденсирующегося пара
, .-,4/ 2254 *10*. 957».0,68188*9,8 ,Л1.Л
ai — 1,15 у 2S8'. 10-«.0,Йбй*4,4-“Ю119 Вт/(мя• К).
Следующей величиной, в расчет которой необходимо внести
коррективы в связи с изменением ДА.к, является критерий Gr
для которого в этом случае Д/=96,58—27,5-69,08 °C. *
Gr " —(b,86* 16-o)i---— = 2,0982.10е.
Тогда
Nu «= 0,7 (J 599.5,81)M (2,0982- 10е- 5,81)0-1« 22,25;
„ 22,26*0,6133 co_ . _ ti n
*»"—ода—682»4 вт/(мз.к).
16
У8У589
Новое значение коэффициента теплопередачи для трубы
«= j г । ojj$2 5 e Вт/(м > К)
0,022-16119 + ГэО1п 57620 + 0,020-68274
и общего коэффициента теплопередачи
*-эт-613 ВТ/(М»-К).
Еще раз проверяем правильность выбранного Д/п.к-‘
АГ».»- ЮпЗ --4,46 С.
Сравнивая, получаем
g_...4-46}-<l .100-. 1,34%.
Полученная точность удовлетворяет расчету.
10. Расчет потерь теплоты в исследованном процессе ведется
из уравнения (1-3).
Количество теплоты, полученной нагреваемой водой,
Q2 — 348,8-4180 (49—6) = 62,69.10;) Дж,
где масса нагретой воды
г УдРа г 350-996,5 тло а „„
°> - тмю ; °> - ’-тит- “348-8 кг-
Количество теплоты, отданной паром и конденсатом, по урав-
нению (1-3)
Qt«29,2• 2254• 10'429,2 4190(100,98-77) = 68,75-10’’ Д,
где Сиона"4190 Дж/(кг-К) — теплоемкость конденсата при средней темпе-
ратуре (100,98-|-77)/2“89еС,
Масса конденсата
п 29,8-974 по о
D=a '“'боб-''*129’2 КГ»
Pi—974 кг/м — плотность конденсата.
Потери теплоты Qn0T = Qi— Q2;
Qn0T«= 68,75* 10’—62,69.1О’«6,06-10® Дж, или 9,7%.
Подобный расчет, связанный с решением уравнений методом
подбора (когда число неизвестных превышает число уравнений),
целесообразно выполнять на ЭВМ. Ниже приведена блок-схема
алгоритма этого расчета (блок 37 следует поместить перед
блоком 36).
Расчет 1-4. Кожухотрубный теплообменник состоит из
13 труб диаметром 25X2 мм. Внутренний диаметр кожуха
273 мм. В аппарате нагревается 10 ODD кг/ч вады отДО-да ТОЛтг-
2—760 Ч а.
ni
?
//J----
—10—----
I
2
Определить коэффициент теплоотдачи от поверхности нагре-
ва к воде, если она будет проходить: а) внутри труб; б) в меж-
трубном пространстве.
Расчет ведут в такой последовательности.
I. По табл. 4 приложения находят физические характеристи-
ки воды при средней температуре гср 2 — 40 °C: р2=992 кг/м3; с2 —
— 4,18 кДж/-кг; Х2=0,634 Вт/(м2-К); р.2=657-10-6 Па-с; крите-
рий Рг—4,31.
2. а)Рассчитывают скорость воды в трубах из форму-
лы (1-30)
G-4
l’ssrid*BHZi-3600p:
10000-4
V~ 3,14-0,021а-13-992-3600 ~ М'С*
Определяют критерий Рейнольдса по формуле (1-13)
у., 0,62-0,021-992 юлко о
Re = Ж.'ГсН------------19658,8.
21
Так как Re>10 000, то критерий Нуссельта определяют
по уравнению (1-22), принимая е/—1 и (Рг/Ргст)0,25«= 1:
Nu «0,021• 196580»М,31°>«« 107,12,
тогда коэффициент теплоотдачи
107,12-0,634 п«ол л тэ tt в TZ\
«а - —о^2Г— *“ 3234 >° ВтАм ’ К)•
б) Рассчитывают скорость воды в межтрубном пространстве
из формулы (1-30)
„ 10000 п леи М
0,052<992<3600 “®’^34 м^с*
Здесь 0,052 — площадь сечения з межтрубного пространства;
s = 0,785 (dK’—ndHa),
где dK — внутренний диаметр кожуха, м; ^ — наружный диаметр трубы, м.
s = 0,785 (0,273а —13 • 0,025“) - 0,052 м“.
Определяют эквивалентный диаметр межтрубного простран-
ства по формуле (1-18)
, , 3,14(0,273"— 13-0,025*) 9
4 4.3,14(0,273 4- 14-0,025) ” °*11 М ’
Рассчитывают критерий Рейнольдса по формуле (1-13)
При 2300<Re<10 000 критерий Нуссельта определяют по
выражению (1-23)
Nu - 0,008 • 8968,7°’». 4,3 1<М" = 54,12,
тогда коэффициент теплоотдачи
54,12- 0,634 QKA D
«2“ —0,09/Й— “ Вт/(мэ• К).
Рассчитывают коэффициент теплоотдачи, используя критери-
альное уравнение (1-22) для турбулентного режима и соотноше-
ния (1-24), полагая et-1 и (Рг/Ргст i)0,a6“ L
Nu~0,02b8968,7°»«.4,31М» о«57,1;
^“-тда51-3370'6 вт/(и*-К).
Если Re—8968,7, то вПеР~0,975 (см. табличные данные
на с. 10) и коэффициент теплоотдачи для переходного режима
аат = 370,6-0,975 = 361,3 Вт/(м“-К),
расхождение составляет 2,9%.
22
КОНТРОЛЬНЫЕ ЗАДАЧИ
Задача 1-1, Паропровод длиной 20 м, диаметром 50/45 мм
покрыт слоем изоляции из асбеста толщиной 25 мм. Температу-
ра наружной поверхности изоляции 35 °C, внутренней — 1о0 °C.
Определить потери теплоты от паропровода за 1 ч.
Задача 1-2, Как изменятся потери теплоты в условиях пре-
дыдущей задачи, если паропровод будет покрыт слоем изоляции
из стекловаты толщиной 25 мм?
Задача 1-3, Рассчитать требуемое количество латунных труб -
длиной 2,3 м, диаметром 28X2,5 мм в кожухотрубном теплооб-
менном аппарате для нагревания 30 000 кг/ч диффузионного
сока от 42 до 68 СС. Нагревание производится сухим насыщен-
ным паром давлением 2,5*10® Па. Коэффициенты теплоотдачи
аа “166 Вт/(мя*К), Qi “И 000 Вт/(м2*К). При расчете не учи-
тывать загрязнение поверхности нагрева.
Задача 1-4. В условиях предыдущей задачи определить тре-
буемый расход пара.
Задача 1-5. В поверхностном холодильнике требуется охла-
дить 7500 кг/ч продукта теплоемкостью 3,4 Дж/(кг* К) от 90 до
40 °C. Охлаждение производится водой, температура которой на
входе в аппарат 10 °C, на выходе 30 °C.
Рассчитать требуемую поверхность нагрева аппарата, при-
няв коэффициент теплопередачи равным 1400 Вт/(м2*К), поте-
ри теплоты 5%, для двух вариантов движения теплоносителей:
а) для прямотока,
б) для противотока.
Задача 1-6. Определить коэффициент теплопередачи и рас-
ход горячего теплоносителя при нагревании 50 м3/ч воды от 10
до 70 °C в поверхностном .противоточном теплообменном аппара-
те со стальными трубами 25X2,5 мм для двух случаев: а) обо-
грев производится сухим насыщенным паром (р“0,18 МПа),
б) обогрев производится топочными газами (йн««300 °C,
*200 °C).
В расчете принять коэффициенты теплоотдачи а для воды
800 Вт/(м2*К), для топочных газов —50, для пара—
11 600 Вт/ (м2 • К). Загрязнения поверхности не учитывать.
Задача 1-7. Аппарат «труба в трубе» из шести секций дли-
ной по 5 м диаметром 45/40 мм используется в качестве проти-
воточного холодильника.
Определить, какое количество «Ленинградского» пива мож-
но охладить в этом аппарате от 70 до 10 °C артезианской водой,
температура которой на входе 4, на выходе — 20 °C.
^^Коэффициент теплопередачи следует принять равным
Задача 1-8. Теплообменник «труба в трубе» состоит из
10 секций; длина секции 5 м, диаметр внутренней трубы 38Х
Х2 мм. В аппарате происходит охлаждение пива от 40 до 10 °C
водой, которая при этом нагревается от 5 до 25 °C. Коэффициен-
23
ты теплоотдачи: от пива к поверхности нагрева 2000 Вт/(ма -К) „
от поверхности нагрева к воде —800 Вт/(м3-К). Термическое
сопротивление загрязнений трубы со стороны пива 2Х
ХЮ4 м!-К/Вт, со стороны воды —4-10-4 ма-К/Вт; материал
труб — нержавеющая сталь.
Определить расход воды.
Задача 1-9, Вертикальный кожухотрубный одноходовой кон-
денсатор смонтирован из медных труб диаметром 25X2 мм
длиной 1,2 м.
Водно-спиртовые пары концентрацией 80% об. в количестве
300 м3/ч конденсируются в межтрубном пространстве. В трубах
протекает вода со скоростью 0,4 м/с; начальная температура
воды 10, конечная — 60 °C. Термическое сопротивление загряз-
нений следует принять 7,17* 10~4 м3-К/Вт.
Рассчитать число труб в аппарате.
f Задача 1-10. В условиях задачи 1-9 определить: а) измене-
ние коэффициента теплопередачи; б) производительность аппа-
рата по пару, если конденсатор будет двухходовым по трубно-
му пространству.
Задача 1-11. В условиях задачи 1-9 определить: а) расход
воды для конденсации пара; б) изменение расхода воды, если
конечная температура воды составит 40 °C.
Задача 1-12, Определить коэффициент теплопередачи для
вертикального кожухотрубного теплообменного аппарата, имею-
щего следующие характеристики: число ходов — 1; число труб —
6; диаметр труб —22X2 мм; рабочая длина труб — 0,85 м.
В аппарате нагревается 350 л масла подсолнечного от 6 до
40 °C за 45 мин. Для обогрева используется насыщенный пар
давлением 0,105 МПа, в результате конденсации которого полу-
чается 29,2 л конденсата температурой 77 °C.
Задача 1-13. В двухходовом вертикальном кожухотрубном
паровом нагревателе за 40 мин нагрели 790 л воды от 6 до 37 °C.
В аппарате использовано 6 латунных труб диаметром 22X2 мм,
рабочая длина их 0,85 м. Для обогрева использовали насыщен-
ный пар давлением 0,1 МПа и получили 47 л конденсата темпе-
ратурой 98 °C. Рассчитать коэффициент теплопередачи и потери
, теплоты.
( Задача 1-14. Как изменится коэффициент теплопередачи для
условий предыдущей задачи, если аппарат расположить горизон-
тально?
Задача 1-15. Шестиходовой теплообменник ТК (ГОСТ 15122—
69) предполагается использовать для подогрева диффузионного
сока от 50 до 85 °C. Аппарат должен обеспечить производитель-
ность 120 мэ/ч. Основные характеристики аппарата: диаметр
. стальных труб 25X2 мм, длина — 4 м, общее число труб — 678,
число труб в одном ходе — 113.
Рассчитать коэффициент теплопередачи для этого процесса,
если плотность диффузионного сока (16% СВ) р—1060 кг/м3;
удельная теплоемкость с*»3771 Дж/(кг>К); коэффициент тепло-
24
проаодности Z» 0,579 Дж/(м*К); динамический коэффициент
вязкости ц-=0,73• 10~3 Па*с; коэффициент объемного расшире-
ния ₽« 2,4-10“4 1/К.
В качестве горячего теплоносителя используется пар давле-
нием 0,27 МПа, расход его 1,2 т/ч. Конденсат выходит из аппа-
рата при температуре конденсации.
ОТВЕТЫ НА КОНТРОЛЬНЫЕ ЗАДАЧИ
1-1. Опал-2290,09 Дж.
1-2. ЦпотЕ — 1486,29 Дж I Qneii/Qnorj — 1,54.
1-3, л—46 труб.
1-4. £-0,398 кг/с.
1-5. 1) /прям—7,89 м8; 2) /про?—5,9 ма.
1-6. 1) А—719,44 Вт/(ма-К); 2) А—42,11 Вт/(м4-К); £>-1,64 кг/с; Gi-
•=36,11 кг/с.
1-7. 02=0,165 кг/с.
1-8. Од—512 кг/ч.
1-9. п—42 трубы.
1-10. 1) А1—615,2 Вт/(мя-К); 4а—704 Вт/(ма>К), т. е. коэффициент увеличит-
ся в 1,15 раза.
2) О»-342,8 м’/ч.
1-11. 1) Од-1,99 м’/ч; 2) Од-3,31 м’/ч, т, е. расход воды увеличится
в 1,67 раза.
1-12. Л-180 Вт/(м8*К).
1-13. k-749 Вт/(ма К); Qrot-3, 16%.
1-14. 4—703 Вт/ м!-К).
1-15. 4=679 Вт/(м’-К).
РЕКОМЕНДУЕМАЯ ЛИТЕРАТУРА
1. Павлов К. Ф., Ром анков П. Г., Носков А. А. Примеры
и задачи по курсу процессов и аппаратов химической технологии. — Л.: Хи-
мия, 1981. —560 с.
РАЗДЕЛ 2
ВЫПАРИВАНИЕ
Выпаривание — процесс концентрирования растворов твер-
дых нелетучих или малолетучих веществ путем удаления жид-
кого летучего растворителя. Выпаривание обычно происходит
при кипении, т. е. в условиях, когда давление пара над раство-
ром равно давлению в рабочем объеме аппарата.
Процесс выпаривания относится к числу широко распростра-
ненных в пищевой промышленности и может осуществляться
периодическим или непрерывным способом. На пищевых пред-
приятиях обычно выпаривают водные растворы — свекловичный
сок, глюкозно-паточный сироп, фруктовые и овощные соки, пек-
тиновый клей, карамельные массы, молоко и др.
Выпаривание производится в выпарных аппаратах, выпари-
вание под разрежением происходит в вакуум-аппаратах.
ОСНОВНЫЕ ЗАВИСИМОСТИ И РАСЧЕТНЫЕ ФОРМУЛЫ
Выпаривание в однокорпусной установке. При расчете вы-
парных аппаратов используют уравнения ‘материального и теп-
лового балансов и уравнение теплопередачи.
1. Материальный баланс по нелетучему растворенному веще-
ству определяется уравнением
(2-1}
где So — количество разбавленного исходного раствора, кг; Jo — начальная
концентрация растворенного вещества, %; lr — количество выпаренного
растворителя, кг; би — конечная концентрация растворенного вещества, %,
Из уравнения (2—1)
(2-2}
Если выпарной аппарат работает в стационарном режиме, то
вместо количеств в уравнение (2-1) подставляют расходы рас-
твора и испаренного растворителя.
2. Уравнение теплового баланса аппарата
Q - Do (I,'-Q ~ (So- Ю itt-So /о + Wl”+Qo. (2-3)
где Q— количество переданной теплоты, кДж; Do—количество греющего
агента, кг; 6" — начальная энтальпия греющего агента, кДж/кг; I* — эн-
тальпия образующегося вторичного пара, кДж/кг; Iq ~ конечная энтальпия
греющего агента, кДж/кг; I* — энтальпия выпаренного раствора, кДж/кг;
/о — энтальпия исходного раствора, кДж/кг; Qn — потерн теплоты в окру-
жающую среду, кДж.
26
Если выпарной аппарат работает непрерывно, то так же, как
и в материальном балансе, вместо количеств в уравнение (2-3)
следует подставить расходы.
Если греющий агент —водяной пар, а теплотой, рас-
ходуемой на концентрирование (тепловой дегидратации), поте-
рями в окружающую среду можно пренебречь, и уравнение
теплового баланса примет вид
Q - - So (сЛ - еД)+W (Г-oJJ, (2-4)
где го — теплота конденсации греющего пара, кДж/кг; с* и со — соответст-
венно удельная теплоемкость сгущенного и исходного растворов, кДж/(кг-К);
/н — температура кипения выпаренного раствора, ’С; /0 — температура ис-
ходного раствора, °C.
3. Расход греющего пара в выпарном аппарате определяется
по формуле
<2-6>
где х —• паросодержание (степень сухости) греющего пара.
Удельный расход пара на выпаривание представляет собой
отношение общего расхода пара к количеству выпаренной воды:
d-Dg/IF. (2-6)
Если раствор поступает в выпарной аппарат в перегретом
состоянии то первая статья теплового баланса в урав-
нении (2—4) имеет отрицательный знак, при этом в результате
самоиспарения части растворителя расход теплоты в аппарате
сокращается.
Величина
Qae SqCq (/о—/н) (2-7)
носит название теплоты самоиспарения.
4. Общее количество выпаренной воды в уравнении (2-3)
рассчитывают по уравнению
(2’В>
Если обозначить
а » Сд/""1 коэффициент испарения, показывающий количество воды, вы-
париваемой аа счет использования теплоты 1 кг греющего пара;
0 =» коэффициент самоиспарения, показывающий количество воды,
выпаренной за счет использования теплоты 1 кг раствора, если /о>Л и ₽>0,
или количество недовыпаренной воды, если f0<f>c и р<0; св —удельная
теплоемкость воды, кДж/(кг• К),
уравнение (2-8) можно записать в виде
IF-DHa+SoCoffie, (2-9)
где б<1 —коэффициент, учитывающий тепловые потери.
27
5. Расчет поверхности теплообмена выпарных аппаратов
основан на использовании основного уравнения теплопередачи
при стационарном режиме:
где k — коэффициент теплопередачи выпарного аппарата, Вт/(м2-К).
В уравнении (2-10) Д4р представляет собой среднюю раз-
ность температуры греющего агента и температуры кипения
раствора:
—^к)ср* (2-П)
Если греющим агентом является насыщенный водяной пар»
то средний температурный напор, являющийся полезной раз-
ностью температур /Пол, определяется по формуле
** ^1'Р ^Н.СР< (2-12)
где 6-р — постоянная температура конденсации греющего пара, К; /к.ор —
температура кипения жидкости при давлении в среднем по высоте слое, К.
6, В общем случае полезная разность температур опреде-
ляется по формуле
^пол“^Р ^вт ^фх ^r.s« (2-13)
где Gt —температура вторичного пара при давлении над свободной поверх-
ностью раствора в аппарате, К; Дгфх — повышение температуры кипения
раствора за счет физико-химической депрессии, К; Д/г.» — повышение темпе-
ратуры кипения раствора аа счет гидростатического эффекта, гидростатиче-
ской температурной депрессии, К.
Давление в среднем по высоте слое аппарата определяется
по формуле
рвр-р+Яврр0Р£, (2-14)
где р — давление у поверхности жидкости, Па; Нвр—разность между верх-
ним уровнем жидкости в выпарном аппарате и средним уровнем по отноше-
нию к поверхности теплообмена, смоченной жидкостью, м; pop—средняя
плотность кипящего раствора, кг/мв; g —ускорение свободного падения,
м/с»
Из-за наличия в кипящем растворе пузырьков пара плот-
ность рСр меньше плотности р жидкости, причем их отношение
зависит от интенсивности кипения, При отсутствии эксперимен-
тальных данных приближенно можно считать рСр/р"0,5-г0,6.
7. Повышение температуры кипения вследствие гидростати-
ческого эффекта составляет
Д£Р>«=/иср tH, (2*16)
где — температура кипения жидкости при давлении у поверхности жидко-
сти, К.
Температура кипения жидкости соответствует условию равен-
ства давления ее паров внешнему давлению. Она зависит
28
от давления и состава жидкости. Для чистых жидкостей темпе-
ратуру кипения, зависящую только от давления, можно опреде-
лить на основании экспериментальных данных (таблиц, диаг-
рамм), приводимых в справочниках, или уравнений зависимости
давления паров от температуры. Если экспериментальных дан-
ных недостаточно, температура кипения раствора рассчитывает-
ся аналитически. Для этого используются методы Дюринга,
Брату, Стабяикова и Тищенко.
8. Для расчета температуры кипения раствора по методу
Дюринга необходимо знать температуру кипения рабочей жид-
кости при двух различных давлениях, а также зависимость тем-
пературы кипения от давления для какой-либо жидкости, при-
нимаемой в качестве стандартной.
Уравнение Дюринга имеет вид
д ^к —<Hi д (нд —
f ка — ^К1 *
(2-16)
где /к— искомая температура кипения при давлении р; — температура
кипения рабочей жидкости при давлении pj; V — температура кипения
стандартной жидкости при давлении р; Гм — температура кипения стандарт-
ной жидкости при давлении рх\ в— температура кипения рабочей жидко-
сти при давлении Ps; Гкз — температура кипения стандартной жидкости при
давлении ра.
9. Единое уравнение Брату для определения давления паров
жидкостей
(2-17)
In (л+1)~ 0,6929м",
^п(р/ркр) Л 1п(7’н/7’кр) „
где 1п(РЛр) ; 1п(ЛАр)':
р«р — критическое давление; Тк —абсолютная температура
нормальном давлении рн, К; Г1(р — критическая температура,
лютная температура кипения при давлении ря, К:
Ткр и Дкр определяются по табл. 7 приложения.
10. Температуру кипения раствора данной концентрации при
различных давлениях можно определить по методу Дюринга,
если известны две экспериментальные точки. При этом в каче-
стве стандартной жидкости выбирают чистый растворитель.
Если известна лишь одна экспериментальная точка, можно
воспользоваться правилом Бабо с поправкой В. Н. Стабникова
для водных растворов:
кипения при
К; Гн — абсо«
PlPn^K*
(2-18)
где р — давление кипения; р„ — давление насыщенного пара растворителя
при температуре кипения раствора; К — константа, определяемая опытным
путем.
И. Температуру кипения растворов при различных давле-
ниях можно определить и по приближенному уравнению Тищен-
ко, если известна температура кипения раствора той же кон-
29
I МИНСПКЕ сто й
яентрации при нормальном давлении:
^х-(Д/ф1).(-^)‘^-. (2-19)
где Д/фх — повышение температуры кипения в присутствии растворенного
вещества при любом давлении; (Д(ф»)ж — повышение температуры кипения
при нормальном атмосферном давлении; Т — температура кипения чистого
растворителя при заданном давлении над раствором, К; Тя — температура
кипения чистого растворителя при нормальном атмосферном давлении, К;
Ги — теплота парообразования растворителя при атмосферном давлении; г —
теплота парообразования растворителя при давлении кипения раствора.
12. Теплоемкость растворов приближенно может быть вычис-
лена по общей формуле
+ ...» (2-20)
где Си CSt Сз — теплоемкости компонентов; jrit х8, xj —массовые доли ком-
понентов.
Для двухкомпонентных разбавленных (х<20%) водных рас-
творов (вода-{-растворенное вещество) формула (2-20) приво-
дится к виду
0-4,19(1—(2.21)
где b — концентрация растворенного веществе, % мае.
Для концентрированных водных растворов (х>20%) расчет
ведут по формуле (2-20).
Теплоемкость химического соединения при отсутствии экспе-
риментальных данных можно определить по формуле
AfC и nfii 4- figCj 4~ 4" • • •» (2-22)
где М—•молекулярная масса; с —массовая теплоемкость химического со-
единения, кДж/(кг-К); ль п2, я» —число атомов влементов, входящих в со-
единение; сг, cf — атомная теплоемкость.
Значения атомных теплоемкостей приведены в табл. 5 при-
ложения.
Выпаривание в многокорпусной выпарной установке. Для
расчета многокорпусной выпарной установки составляют схему
из (4л—1) уравнений (л —число корпусов выпарной установ-
ки). Решается эта система методом последовательных прибли-
жений, В число (4л—1) уравнений системы входят п уравнений
материального баланса, л уравнений теплового баланса и
л уравнений теплопередачи, а также (л—1) дополнительных
условий (соотношения между поверхностями теплообмена, рас-
ходами и давлениями в точках отбора пара и т. д.). Номера
корпусов считаются от 1 до л по направлению движения пара.
Наиболее часто выпарные установки работают по принципу
прямотока. Для противотока или смешанного тока следует изме-
нить индексы параметров раствора в соответствии со схемой его
циркуляции.
30
1. Материальный баланс л-го корпуса по нелетучему рас-
творенному веществу
(2-23>
где —расход раствора, поступающего из (n-l)-ro корпуса, кг/с;
д„_|, — концентрация раствора в (п— 1)-м и л-м корпусах, кг/кг или %;
Sn — расход раствора, покидающего n-й корпус, кг/с; — количество вто-
ричного пара, образующегося в n-и корпусе, кг/с.
Для большинства конструкций выпарных аппаратов харак-
терно интенсивное перемешивание раствора, поэтому можно счи-
тать, что концентрация раствора во всем аппарате практически
равна его концентр а пни на выходе.
2. Тепловой баланс п-го корпуса
Qn - r„.t -S,., (<„-/„.,)+A 0,’—Q. (2-24)
где Qn — количество теплоты, переданной в единицу времени в n-м корпусе,
кВт; W'n-i — количество вторичного пара, образующегося в (л—1)-м корпу-
се, кг/с; £я-1 — расход акстрапаре, отбираемого после (л~1)-го корпуса,
кг/с; Гп-1 —теплота парообразования, соответствующая давлению пара
в (л—1)-м корпусе, кДж/кг; in, in~i —энтальпия раствора в П'М и (п—1)-м
корпусах, кДж/кг; (/'—энтальпия вторичного пара, образующегося в л-м
корпусе, кДж/кг.
3. Уравнение теплопередачи /i-го корпуса
-*А С'»-.-<«,«„). (2-25)
где Кп — коэффициент теплопередачи л-го корпуса; — поверхность тепло-
обмена л*го корпуса; fn~i— температура вторичного пара (л—1)-го корпу-
са; снижение температуры вторичного пара при переходе из корпуса в кор-
пус за счет гидравлических сопротивлении обычно принимают Д(гс —1+2 К*,
tn op п— температура кипения раствора в л-м корпусе при давлении в сред-
нем по высоте слое.
В уравнениях (2-24), (2-25) не учтены потерн теплоты
в окружающую среду. Практически потери теплоты составляют
5—7% полезного тепла.
4. Полезная разность температур для всей установки опреде-
ляется по формуле
А^пол " ^гр “ ^лвт 2 А^пот» (2-26)
I
где Г’гр — температура греющего пара I-го корпуса; — температура
п
вторичного пара последнего корпуса; — сумма температурных потерь
во всех корпусах;
п п п п
2 ди - у +2 д'г+2 <2'27>
’ t 111
5. Распределение полезной разности температур, рассчитан-
ной по формуле (2-26), между отдельными корпусами установки
производится по двум вариантам:
а) в случае расчета на минимальную общую поверхность
п __________________________________
2FMhh г-го корпуса пропорционально YQ/A.
; (2-28)
Г-1
б) в случае расчета на равную поверхность корпусов
Fa “F3 пропорционально отношению Qlk.
Д^псл
Q,
(2-29)
Принятие условий, связанных с характеристикой и количест-
вами отбираемого в различных местах установки пара, которые
определяются, исходя из конкретных местных условий, требует
отказа от расчета по соотношению между поверхностями тепло-
обмена -корпусов, за исключением случаев, когда задается толь-
ко расход отбираемого пара.
6, Оптимальное число корпусов выпарной установки можно
определить по формуле
х
х РЯ + Л’Ю*
273 + /н V
Рвбе — Р )у
(2-30)
где Л —- средний коэффициент теплопередачи всей установки; / — температу-
ра греющего пара, °C; ^' — температура кипения раствора в последнем
корпусе, °C; 9 — число часов работы установки в сутки; «о — количество ра-
бочих дней в году; Ря —годовая стоимость амортизации и ремонта аппара-
туры; ^ — энтальпия вторичного пара последнего корпуса, кДж/кг; Сл~
удельная теплоемкость воды, кДж/(кг*К); /н, — принимаемые конечная
и начальная температуры охлаждающей воды в конденсаторе, ‘С; Ра — стои-
мость 1 кг пара; Р,— стоимость 1 кг воды; Р»— стоимость I кВт-ч элект-
роэнергии; Раве — абсолютное давление в конденсаторе (принимается в за-
висимости ст температуры вторичного пара, поступающего в конденсатор);
—парциальное давление водяного пара в газообразной смеси, отсасывае-
мой вакуум-насосом [принимается при температуре 44*(5-4-7°)С[<
РАСЧЕТЫ
Расчет 2-1. Определить температуру кипения бензола при
давлении 135,7 кПа. Температура кипения бензола при нормаль-
ном давлении 80,18 °C. Известно также, что при 20 4С давление
паров бензола равно 9,95 кПа.
32
Расчет ведут в такой последовательности.
1. Температуру кипения рассчитывают: а) методом Дюринга;
б) методом Брату.
а) При расчете температуры по методу Дюринга используют
уравнение (2*16). В качестве эталонной жидкости выбирают
воду.
ft —ft” 106 —4B77B
где 100 °C —температура кипения воды при атмосферном давлении;
/„1-45,75 *С — то же, при давлении 9,96 кПа.
По уравнению (2-16)
*-£=>-! *- 1.ИЗ.
I К — f Hl
Температура кипения бензола при давлении 135,7 кПа
tv - 20 +1,113 (73,38—45,75) «50,6 °C,
где //-73,38 °C—температура кипения воды при 135,7 кПа.
б) При расчете температуры по методу Брату используют
уравнение (2-17)
1п (л 4-1) в» 0,692;
1 270
л—, Jn(Р/Ркр) _ 37,7-760 । псп
" inwZ) 1,268,
‘“T7TW
где рнр—47,7 -10® Па — критическое давление бензола, определяется по
табл. 7 приложения.
|п9-аж1п ЧкГ ~°'0777; в“,-,9в-
Значит,
е-тнЖ-1-195-
Поскольку критическая температура бензола 7\р" 288,5 °C,
по табл. 7 приложения получаем
i„_ Т'н t inti- 80,18 4-273
ln “ ЖГГгтз “ 1 ’195 in ^[б+-д73;
Тк«= 321,9 К-=48,9 °C.
Оценить точность обоих методов можно, сопоставив получен-
ные результаты с температурой кипения бензола tK3«50,1 °C при
35,7 кПа, найденной экспериментально.
3-760
33
Процент расхождения составляет при расчете по методу Дю-
ринга
-0,0987%;
WVf О
при расчете по методу Брату
.joj-ffiHQQ _2,37%.
DU, 1
Наиболее точным является метод Дюринга.
Расчет 2-2. Определить температуру кипения 30%-ного вод-
ного раствора глицерина при давлении 37,3 кПа.
Температура кипения этого раствора при атмосферном дав-
лении 101,3 кПа 117 °C, давление паров над раствором при
температуре 60 °C — 9,2 кПа.
Сравнить полученный результат с fx3“>90,5 °C — температу-
рой кипения, найденной экспериментально.
Расчет ведут в такой последовательности.
Для определения температуры кипения воспользуемся мето-
дами Дюринга, Бабо н Тищенко.
а) При расчете температуры по методу Дюринга восполь-
зуемся уравнением (2-16).
В качестве стандартной жидкости выбираем воду.
Из уравнения (2-16) следует:
‘ на — » hi
По табл. 38 приложения при р — 37,3 кПа температура кипе-
ния воды s«*74,25 °C; при pi —9,2 кПа — t'K i -44,2 °C; при
р-101,3 кПа — i'Kа-100°C.
Подставив в предыдущее уравнение значения fKt»=60oC;
я—100 °C; ^1-44,2°C; fK2-74,25°C; fK-117°C, получим
- 60+(74,26 - 44,2) r^7£~J;2 = 90,7 °C.
б) При расчете температуры по методу Бабо воспользуемся
уравнением (2-18)
~-Д- = /(
Рп Pni
откуда
По условию давление паров над раствором при температуре
fK1-»60°C составляет pi—9,2 кПа. давление паров воды при
той же температуре составляет 19,5 кПа (по табл. 37 приложе-
ния). Давление р при температуре кипения раствора 37,3 кПа.
34
Подставив соответствующие значения давлений в уравнение
,(2-18), получим давление паров воды при температуре кипения
раствора:
д, -37,3 -^т-= 81,0 кПа.
Давлению 81,0 кПа соответствует температура кипения воды
G-93,8°C (табл. 38 приложения). Значит, температура кипения
раствора при давлении 37,3 кПа также равна 93,8 °C.
в) При расчете температуры по методу Тищенко восполь-
зуемся уравнением (2-19).
Повышение температуры кипения при нормальном давлении
вследствие наличия в жидкости растворенного вещества, т. е.
разность между температурой 'кипения раствора и чистого рас-
творителя (при атмосферном давлении), составляет
(^фх)»- ! | и —> 1QQ 17 °C.
При р“37,3 кПа температура кипения воды Т= (74,254-
4-273) К. Г“2328 кДж/кг; при р — 101,3 кПа ^«*(1004-273) К,
г «2260 кДж/кг.
Подставив значения этих величин в формулу Тищенко, полу-
чим приращение температуры кипения раствора при давлении
37,3 кПа:
А. .-/ 347,26 7 2260 1Л ЛОГ
"5355" ”14,4 °-
Для определения температуры кипения раствора полученную
величину прибавляют к температуре кипения воды:
ta -fH' 4- Д/фх; - 14,4 4- 74,25 - 88,65 °C.
Сравнив значения температуры кипения, вычисленные раз-
личными методами, с экспериментальным значением, можно
наглядно убедиться в высокой точности метода Дюринга. Одна-
ко применение этого метода ограничено необходимостью нали-
чия двух значений температуры кипения раствора при различ-
ных давлениях.
Если давление изменяется незначительно, то в первом при-
ближении можно считать Д/фХ^сопз1, тогда температура кипе-
ния раствора
Гй - (Л'фх)н+fH' ~ 17 4- 74,25 - 91,25 °C.
Это значение достаточно близко к экспериментальной вели-
чине.
Расчет 2-3. Сколько воды необходимо выпарить из 1000 кг
сахарного раствора, чтобы повысить его концентрацию с 15 до
65% СВ?
Задача решается с помощью уравнения (2-2):
W«1000 ( 1—я*)-769 кг.
3*
35
Расчет 2-4. Рассчитать теплоемкость 15%-ного сахарного
раствора.
По формуле (2-21)
с —4,19 ( 1—ляг)“3,56 кДж/(кг*К).
Расчет 2-5. Найти теплоемкость 65 %-него сахарного рас-
твора.
Так как концентрация раствора больше 20%, то теплоем-
кость раствора определяют по формуле (2*22).
Предварительно находят теплоемкость сухого остатка чистой
сахарозы (молекулярная масса М=342; химическая формула
С|2НйО11), воспользовавшись табл. 5 приложения.
По формуле (2-22) теплоемкость чистой сахарозы
с =« — -- ~342~'--------“М3 кДж/(кг К),
тогда теплоемкость 65%-ного сахарного раствора
с-4,19.0,35+1,13.0,65—2,19 кДж/(кг*К).
Расчет 2-6. Определить расход греющего пара в однокорпус-
ном пленочном выпарном аппарате при непрерывном выпарива-
нии под атмосферным давлением 1000 кг/ч сахарного раствора
до концентрации 65% СВ (начальная концентрация 15% СВ).
Температура греющего пара 140 °C. температура отводимого
конденсата 138 °C, теплопотери выпарного аппарата 30 кВт.
Расчет ведется для трех вариантов:
а) раствор поступает на выпарку с начальной температурой
20 °C;
б) раствор поступает при температуре кипения;
в) раствор поступает перегретым на 20 °C.
Расчет ведут в такой последовательности.
1, Находят температуру кипения раствора в аппарате
по формуле (2-13).
Предварительно определяют?
а) температуру вторичного пара по табл. 38 приложения.
При 1,01 -10» Па /вт=Ю0°С;
б) физико-химическую депрессию по табл. 6 приложения.
При йкв65% и ^-lOO'C Д/фх“4,3 °C;
в) гидростатическую депрессию для пленочного аппарата
принимают Д/г.,«0оС. Тогда температура кипения раствора
/*« 100+4,3 =104,3 °C.
2. По табл. 37 приложения определяют значения энтальпий
7/=2740 кДж/кг при Zrp—140 °C;
/" = 2679 кДж/кг при ^т«,Ю0вС.
3. Рассчитывают энтальпию уваренного раствора
iK =ск/н «=2,19-104,3 -= 229 кДж/кг;
36
энтальпию конденсата
19' *“ А — 4,19 • 138 «= 578 кДж/кг;
энтальпию начального раствора:
при to—20 °C io =*3,56 *20—71,3 кДж/кг;
при /о-104,3 °C io=3,56* 104,3—372 кДж/кг;
при to-124,3 °C io—3,56-124,3-442 кДж/кг.
Значения теплоемкости сахарного раствора до и после выпа-
ривания берут из расчетов 2—4 и 2—5: Со-3,56 кДж/(кг-К);
2,19 кДж/(кг-К).
4. Рассчитывают количество выпаренной воды по форму-
ле (2-2):
F-1000(1—5г)-769 кг/ч,
5. Из уравнения (2—3) следует:
Л « (До-Ю^-^о + ^Г + Оп .
---------------------------г
а) при to"20 °C
/1000 — 769 \ 1000 769
л ( -3556-- ) 229’108"-W 71-3'i0’+W2679 ,
2740.10k —578.10>
+#4б.1^-%Мо*м0*276 кг/с-955 кг/ч;
б) при to* 104,3 °C
/1000 — 760\ 1000 769
П Ж“/ 2291108 “ 3600 372 ‘108 + 310026791108 +301108
£)0— 2740 10й — 67Ё-10» "
=853 кг/ч;
в) при to—124,3 °C
/1000 — 769 \ 1000 769
(—'W""7 229,108 - № 442’108 + 360026791108 + 301108
Ро— 2740-10^ — 578 10s “•
«=823 кг/ч.
Из результатов расчета видно, что расход пара будет наи-
большим, если температура раствора, поступающего в аппарат,
будет ниже температуры кипения.
Расчет 2-7. В выпарном аппарате под атмосферным давле-
нием сгущается сахарный раствор от 6н—15% СВ до Z>K —
-65% СВ.
Поверхность F нагрева аппарата 65 м3, длина / кипятильной
трубки 3,5 м, коэффициент теплопередачи К для периода подо-
грева и выпаривания 1100 Вт/(ма<К). В качестве теплоносителя
используют насыщенный водяной пар с температурой 140 °C.
Рассчитать производительность аппарата по исходному рас-
твору для трех вариантов поступления раствора в выпарной
аппарат:
а) при /о“20 °C;
б) При /а-^кхр;
в) на 20 °C выше температуры кипения.
Расчет ведут в такой последовательности.
1, Находят температуру кипения fK.Cp при среднем давлении
в выпарном аппарате. Среднее давление в аппарате определяют
по формуле (2-14).
По условию давление р над верхним уровнем жидкости
101 кПа. Средняя глубина Яе₽ принимается равной половине
длины I трубы; ЯсР—3,5/2.
Среднюю плотность рср кипящего раствора принимают рав-
ной 0,6 плотности р концентрированного сахарного раствора,
составляющей при 65% СВ 1300 кг/м’; рСр-0,6*1300 кг/м3.
Тогда среднее давление в аппарате
рсР-101 10’+(3,5/2). 0,6 -1300-9,81 -114 кПа.
2. Так как известна температура кипения концентрированно-
го раствора только при нормальном давлении, для определения
температуры кипения при рсР—114 кПа воспользуемся прави-
лом Бабо [уравнение (2-18)].
а) Температура кипения при атмосферном давлении
?И “ ?ВТ +
Д*Фх*-4|3’С (находят по табл, 8 приложения), тогда /«-100+
+4,3-104,3 °C.
б) Давление паров воды при ^-104,3 °C рп-188 кПа (нахо-
дят по табл. 37 приложения).
в) Константу К рассчитывают по формуле (2-17)
г 101-10» пя.о
г) Давление паров воды при температуре кипения
„ 114.10» г,
“ (МВД" в 188 к^а’
По табл. 38 приложения для насыщенного водяного пара
•тому давлению соответствует 1к.ср—107,6 °C.
3. Полезную разность температур определяют по уравнению
.(2-12)
Д1ЦОд-140—107,6 — 32,4 °C,
4. Количество тепла, переданного от греющего пара к рас-
твору,
р-.ЛМ/пОД;
Q-1100-65.32,4 = 2,32- 10е Вт = 2,32НО3 кВт.
за
5. Для определения расхода исходного раствора восполь-
зуемся уравнением теплового баланса (2—3), приняв Qn««0;
Q-(SQ—IF)ZK-S0,0+lFr,
Выражение для определения количества выпаренной воды
в соответствии с формулой (2-2):
W -S, 6,\7-15 -0,775,.
Сделав замену в уравнении теплового баланса, получим
Q -(So-0,77So) fH-Sofo+O,77Soi'.
Расход исходного раствора выразится уравнением
о
" 0,23^- /0 — 0,777 *
Для определения So значения энтальпии берут из расче-
та 2-6: /кв229 кДж/кг; Г—26,79 кДж/кг.
a) io “71,3 кДж/кг при t0“20°C;
$0 “ б,23229Iб8 — 71,5 -10е -4- Й679 > 10" • 0 Л 1»КГ^С;
So=-4000 кг/ч;
б) t0-272 кДж/кг при to-104,3 °C;
<Й2Й -108 — 372 108 -f- 0,77 • 2679 1 О’ — 1,34 КГ^С’
So«=485O кг/ч;
в)' io-442 кДж/кг при /0« 124,3 °C;
“ 0,23 • 229 • 10“ — 442 • 10® + 0,77 • 267Й • 1 б8 “ 1 *37 ет^с»
So — 494O кг/ч.
Производительность аппарата будет наибольшей, если тем-
пература раствора, поступающего на выпаривание, выше темпе-
ратуры кипения.
Расчет 2-8. Определить поверхность нагрева двухкорпусной
пленочной выпарной установки при сгущении сахарного раство-
ра до концентрации 65% СВ (начальная концентрация 15% СВ).
Производительность установки по исходному продукту So—
«•4000 кг/ч.
Температура греющего пара первого корпуса 140 °C, темпера-
тура вторичного пара последнего корпуса 65 °C. Раствор посту-
пает на выпарку при температуре кипения в первом корпусе.
Коэффициент теплопередачи первого корпуса 2,5 кВт/(ма*К),
второго —2 кВт/(м2-К).
39
Расчет сделать для двух вариантов:
а) для условия равной поверхности нагрева корпусов;
б) для условия минимальной суммарной поверхности нагре-
ва корпусов.
Расчет ведут в такой последовательности.
L Составляют систему уравнений, характеризующих процесс
в двухкорпусной выпарной установке.
а) Материальный баланс корпусов
(Sq—IF i(So—W\) « Sgbfp
б) Тепловой баланс корпусов
V.r - (So - WJ h-(So- Г0 lt + W-
в) Уравнения теплопередачи корпусов:
Д/ 0 — 1 (/Ppt—^и,ср1) Qi»
^/1 — kiFi (/rPa— ^k.cm) " Ci-
2. Выбирают величины для нулевого приближения.
Решение системы уравнений находят тем быстрее, чем ближе
к истинным значения, принятые за нулевое приближение. Систе-
ма уравнений становится определенной, если известна темпера-
тура fK.cp 1.
Температуру /К1Ср i выбирают так:
а) определяют количество выпаренной воды:
Й7-4ООО( 1—Д.)-3080 кг/ч;
б) оценку промежуточного значения концентрации получим,
приняв, что вода в обоих корпусах выпаривается поровну:
— 3080/2 — 1540 кг/ч;
в) из уравнения материального баланса определяют концент-
рацию раствора на выходе из первого корпуса
L 8®^® I, 4000-15 ft t t nz Г'О.
: &iK — 4000—1Й0 ** CB.
г) определяют полезную разность температур всей установки
по формуле
“* ^F₽l ^BTS Д/ф5Д— Д/г >|— Д/г<0,
Принимают /г.с“ 1 °C; Д/г.» Iе Д*г.» 2-0 — для пленочной
выпарной установки.
Ориентировочно температура вторичного пара первого кор-
пуса /вт г — 110 °C. Д/фх1 и Д/фх 2 определяют по табл. 6 приложе-
ния по средней концентрации в корпусе: Д(фх 1—0,4®С; Д(фХа—
— 1,3 °C, тогда Д^пол —140—65—0,4—1,0—1,3-72,3 °C;
40
д) при известных значениях коэффициентов теплопередачи
распределение полезной разности температур производится,
исходя из соотношения
V. IF.
*T"i 1 ие ™г" 1 1111 (
*1^*пол1 «^‘пола
ИЛИ
(^пОл! ^поля) ” ^2^пол2»
отсюда
4U,.—jjqrr“40.2’c;
Д/пол1-72,3-40,3-32,1”С;
е^рассчитывают температуру кипения раствора в корпусах
для нулевого приближения:
At.cpi’^rpi—^пол! ^K.cpi — 140 32,1 “ 107,9°С;
^к.сра ^и.ср!
^.0Ра - 107,9—0,4 — 1—40,2 - 66,3 °C;
ж) определяют температуру вторичного пара в корпусах:
/ит1 « ^h.cpi ~ Д/фц1 4т1 “ 107,9— 0,4 « 107,5 еС;
/вт2 = ^к.сМ — ^фхЗ» ^вт2 ” 66,3“ 1,3 “ 65 ®С.
3. Решают систему уравнений теплового и материального
балансов в первом приближении.
Подставив значение температуры /к.ср i —107,9 °C, полученное
в качестве нулевого приближения, переходят к решению систе-
мы уравнений теплового и материального балансов:
а) принимают количество выпаренной воды по корпусам
то же, что и в нулевом приближении: =
б) по температурам, соответствующим проведенному выше
распределению полезной разности температур по корпусам
в нулевом приближении и отвечающим им концентрациям
раствора, по табл. 37 приложения определяют значения термо-
динамических параметров системы:
го-2150 кДж/кг при /гр 1—140°C;
ri—2241 кДж/кг; -2692 кДж/кг при /ш —107,5 °C;
-2617,5 кДж/кг при f.T3-65eC,
По рис. 1 приложения находят:
(0-384 кДж/кг при /к,ср 1-107,9 °C и Ьо—15% СВ;
/а- 145 кДж/кг при /к.ср s —66,3 °C и bj—65% СВ;
/1 — 374 кДж/кг при /«.epi —107,9°C и bi—24,4% СВ;
в) после подстановки указанных значений в уравнения теп»
лового баланса получают систему уравнений:
Do- 2150 - (4000-ГО 374—4000 • 384 + • 2692;
. W\-2241 -(4000-W\—W\) 145—(4000-^)374 + ^.2617,5;
Wt+- 3080.
В результате решения этой системы уравнений находят: —
— 1510 кг/ч; UZa —1570 кг/ч; £>о=“161О кг/ч.
Так как полученные значения образующегося пара мало
отличаются от принятых, то эти значения принимают в качестве
расчетных при решении системы уравнений теплопередачи.
4. Расчет по формуле (2-29) при условии получения равной
поверхности нагрева корпусов.
а) полезная разность температур:
_ „ 1610.2150
7^’3 2 5 о
Л^°л1" 1610-2150 ^1510.2241 " 32,6 °С;
2,5 + 2
А/ПОл8 — 72,3—32,6 — 39,7 °C;
б) поверхность нагрева корпусов:
1610-2150 .. й -
2,5.32,6.3600 ”Н(в м »
1510-2241 .
‘ ’7.5йлЛ — 11,8 М .
» _ Qi
г _ Qa
8
5. Расчет по формуле (2-28) при условии получения суммар-
ной минимальной поверхности нагрева корпусов.
а) полезная разность температур:
^пол!
„1/ 1610 2150
72,3 I/ к-g
_______'_________________— ЧД Ч 0Г*
ТбЙГЗТЗб’-1/П510-224Г * 1
2,5 + V 2
Чол- 72,3- 34,3 = 38,0 °C;
б) поверхность нагрева корпусов:
- 1610.2150.10» -
г1 в Й00 • 34,3~3600 ” 11 м ;
„ 1510.2241.10’ I9q .
2000-38,0-3600 ==iZ’° м ‘
В первом случае суммарная поверхность нагрева корпусов
£ = £ + £»; £-11,8 + 11,8 = 23,6 м1.
Во втором случае суммарная поверхность нагрева корпусов
£—11,2 + 12,3 — 23,5 м>.
42
Расчет 2-9. В двухкорпусную выпарную установку поступает
2500 кг/ч раствора, теплоемкость которого с0 = 3(8 кДж/(кг-К);
теплоемкость упаренного раствора ск“3,2 кДж/(кг-К). Темпе-
ратура кипения раствора в первом корпусе при давлении р**
-196 кПа 120 °C, во втором корпусе при давлении £=*87 кПа—.
100 °C. Расход греющего пара при температуре 140 С 1000 кг/ч.
Определить количество выпаренной воды для трех вариантов
температуры поступающего раствора: 1) fo»2O С; 2) /о*»
= 120 °C; 3) /0 = 140 СС.
Количество выпаренной воды рассчитывают по формуле
(2*9).
Поскольку потери тепла не учитываются, 6 = 1.
1, Рассчитывают количество выпаренной воды для варианта
при /о = 20° С.
а) Для первого корпуса по табл. 37 приложения
/о" = 2740 кДж/кг при /гр“140°С;
589,5 кДж/кг при 9конд — 140 °C.
По табл. 38 приложения Г—2710 кДж/кг при р=196 кПа;
«1
2740-589,6 ПО7
“2710-4,19-120" °’9'’
я 20 ~ 120 и________л Q452
₽1 571О-4,1ЙЛ2О СЛ .
Количество выпаренной воды Wi для первого корпуса
= 1000(0,97-2500.3,8* 0,0462) = 540 кг/ч.
б) Для второго корпуса
£>1«lFl*“540 кг/ч;
По табл. 38 приложения
/о"-271О кДж/кг, /о'=5О2,4 кДж/кг при ргР=196 кПа;
I"«2668 кДж/кг при рз®»87 кПа;
л 2710 - 502,4 ftOQ
“ 2668 —4,19-100 w °’99,
fe“26feirTOO = 0'913'10-’-
Количество выпаренной воды И7а для второго корпуса
Ц7а=3 54010,99+ (2500—540) 3,2-0,913- 10-*J- 564,3 кг/ч.
Общее количество выпаренной воды
Ц7 = 540+564,3 = 1004,3 кг/ч.
2. Рассчитывают количество выпаренной воды для варианта
при /0-120 °C.
43
и l,iя первого корпуса
щ 0,97 — как и для варианта 1;
= 0, так как /о=»/к.
1 .и н1 ество выпаренной воды W5 для первого корпуса
-1 000 (0,97 4-0)- 970 кг/ч.
Для второго корпуса
П - 113^970 кг/ч;
г» : 0,99 и р2«0,913- 10~а — как и для варианта 1.
Ь клич ество выпаренной воды 1^2 для второго корпуса
V «=970[0,99+(2500— 970)3,2-0,913-10-’]-1015 кг/ч.
и и количество выпаренной воды
Ц7 ж 970 -р 1015 — 1985 кг/ч,
> Рассчитывают количество выпаренной воды для варианта
г ,;ъ, б,=- КО °C.
i,1 ,1 (л и первого корпуса
'«I »-о,97 — как и для варианта 1;
₽« “ йч^-ТТГЕо “ °1903,1О',;
В7,--1000(0,97 + 2500.3,8.0,903.10-«)-1056 кг/ч.
,/jля второго корпуса
1 )i Ю56 кг/ч;
с <1,99 — как и для варианта 1;
b 0,913-10”2 — как и для вариантов 1 и 2.
* 056 [ 0,99 + (2500— 1056) 3,2 - 0,913 -10'1] ™ 1085 кг/ч;
Г- 1056-Ь 1085-2141 кг/ч.
и и.4 образом, производительность установки по выпарен-
.мн гиде выше в том случае, когда температура раствора, посту-
и»: щ го на выпаривание, выше температуры кипения (ва-
р к.мт J i.
'п’^т 2-10. Определить производительность выпарного аппа-
г и. । 1 стественной внутренней циркуляцией, работающего под
;н\н ( ре шым давлением, при сгущении раствора от начальной
ги nr jf . ц ации 6о~5% СВ до конечной 6К“40% СВ.
ис.юшые характеристики выпарного аппарата: общая
и >: н< стъ теплопередачи /^*=65 мг; вертикальный пучок труб
г- ит ,.’1 tiny ~2,3 м; объем раствора V, заливаемого в аппарат,
'< м ; объем трубного пространства Йтр—1 м3; диаметр сепа-
I’ и, (Гриш зоны Z)“l,4 м.
; л. обогрева применяют насыщенный водяной пар давле-
HI I" -I hi кПа.
Р?чк ратура кипения при атмосферном давлении, плотность
। с7 мин 1я теплоемкость раствора, а также коэффициент тепло-
I ре ми в период выпаривания в зависимости от концентрации
) с। tepa приведены в табл. 2-1.
Таблица 2Л
Показатели Концентрация раствора. % СБ
& 10 15 20 | 30 40
Температура кипения при атмосфер- ном давлении °C 101 102,5 103,9 106 112 123
Удельная теплоемкость с, Дж/(кг-К) 4100 3980 3830 3700 3460 3200
Плотность р, кг/м5 1040 1075 1110 1145 1210 1280
Коэффициент теплопередачи А, Вт/(м®-К) 1750 1640 1510 1320 950 410
Температура исходного раствора to—20 °C. Коэффициент
теплопередачи в период нагревания раствора ^ = 38 Вт/(м2-К).
Расчет необходим для двух вариантов:
1) для аппарата периодического действия;
2) для аппарата непрерывного действия.
1. Расчет для аппарата периодического действия.
Производительность аппарата зависит от продолжительности
цикла тц:
тц=итн-|-тв4“Твса(
где — длителъвоетъ нагревания до температуры кипения’, тв— время, не*
обходимое для выпаривания раствора; твеп— вспомогательное время (для
загрузки, разгрузки и т. д.); определяется из практических данных.
Продолжительность нагревания рассчитывают так же, как
и для теплообменника, работающего в нестационарном режиме,
т. е. из основного уравнения теплопередачи:
- Фн
Количество раствора 67О, загружаемого в выпарной аппарат,
G0“Vp; Go = 5,72-1040 «5960 кг,
Количество теплоты, необходимое для нагревания раствора,
Qh e Gffi “ ^о) ।
Qu«5,72-1040-4100 (101 - 20)«1,98-10® Дж.
Изменение температуры теплоносителей в процессе теплооб-
мена
/гр «150,6 Рнонд » 150,6
?о “20 tn « 101
—---- -----—..... ---»
Средний температурный напор
Л# (150 Л-20)-(160о. о or
Жб-И---------- ~ В4'2 a
1П №6-101
45
Длительность нагревания
I яя. 10s
^“зяте -352 (=,Ш7 '*•
Время, необходимое для выпаривания раствора
Отсюда
а
• w„-w
о
Интегрирование проводится [рафпчоским спосгм ч
Для решения необходимо 'сгаповтпь coornoi <ч п м м iy
количеством переданною тепла Q«, ьо.фцищиенп 5 игжыск
дачи k и температурок кипения /кср для 1згскоп>%1г\ гтнкк
а) Точка 0 концентрация Ь' -=--^0 = 5%, ишера ’уи липичн
при атмосферном давлении ^uln i= 101 °C, коэффициент и гк (пе-
редачи ka == 1750 Вт/(м2-К). При этих условиях коля л itво jn.pi
данною тепла Qn = 0.
Температур! кипения зависит от среднего заглоты р v,
определяемого по уравнению
A n “ Р “I" •^срРсрй'*
Для упрощения расчетов принимают
*«.₽.»=(4- -^-+^)р-
где !1 —виста жидкости над трубками без учета рагиирсппч ч я ниц к
сти из-за отсутствия пузырьков пара, м.
Соотношение между плотностью жидкости рс1, кипи jv i es тру-
бах, и плотностью жидкости р принимаем равным ПЗ bin ota
Н определяется по формуле
я~ я£>а ’
4
где У^з,72 мч - общий объем раствора в выпарном аппарате, '/гп11 I м‘
объем трубного пространства, 0=1,4 м—д(Еаметр сепзрациопно‘| юны
В начале выпаривания
„ 5,72-(1 0,5)
ffo” '174)4—‘•"Ми.
Среднее давление при кипении
Pcpml.003-9,81-104 + (^-0,5 + 3,4) 1040-9,81 ^14<,Ь , ц
46
1 dК ‘ ik J, Р,К1 III [[ Hl I IHf'41 H 1 I I 1 ( 1 ' I ]Oi b’l
KHu, IVM Ul НЩ ps ЬППИИГ I'Jdl) ) I ||fi (J I ' JJ) l.> H
гриб iinii'ii 1 i ж и им ши i unnidpii hi । iq i ( ш i i i > i, ,n
ьом i hi и iifii i i J i(,k.ii( к hi 'i i ( i ( и и i if i i i fi i
kill hinirillJ i
2j{ tp ’1 Г Ч'ц' 1 I ( I!> I ‘ 1 7 ’ ’
W I ’[),f ( I 11 ( ) 11' II i ) r t III N I ipl 1 II '
и нм ь , u ix imp pi if ) jjj jjj j ri < j । i i /
HUI 41 и
P 14 I Hi bl i IKU Pl II !|]lll\ t и], пи л III 1(11 I 1
1 ’ 0 bi 1
I I
1 U[ i ik p i; i 1 ipli i
H ' r’ 1 i l| (jllfl I II PH 1
u< " i in ii л <ii i i i t e
i'i,
' i и) u> и и ik
M1 J O4k,1 I I 4,11 11 ill ИЧЯ1 1 1 '
npi iniot | epi мм j.i! ioi u i /, ।
iep. in ми A’ IG Pi О г/1 и !x)
К IJI141 ' I B( ]M| I HO, <1 (n'l Cl £ 1Ш I
0,
ct p‘i.(i phi ч
К НШ ("D?m m{*2 <i i(> \IP1I 4 u | jj)[ ।
11 j - (J{ H ‘ 1'0 ki
К кличелвм ixiui л ,,i и фа<м * i ш пиви j । । ' -.нц i н
•Л C;(P<’A 0) 1 i о P
* p'lbon/K io”,1 ' (>
H-2980(?,()b 10 3Jb 'OP и bl, 11 (
He i и < (l j in i i и i i t ) •’ - p i j и к i n n i mi । t 1 " *
lu1 — иг Л НИИ la hill C 1 !<J1 t> II l|k Jill 111 J О ( I I II i
Объем pd< i aop i, (j i< rm: (п-ii i и i ,<
\ } ~ vqfPi j 7 8'0 bO !f 10 si
В .ICO l а /М1ДК0 ill Hr ,1 T >y r> Ml I
//. =. 2 . i
C seq i г- дав r m kit нчша
Л.р!= 10,В 10'- ( Л/-0Л-Р ] 1''' К .<
>17,
С >е ня? TtMutраг>ра иикчпи]
к..»» к +л/|,.
10 11 ] ), । н *i I
Таблица 2-2:
Значение 1 О' пег
» I 2 3 1 4 б
С, % св □ !0 !5 20 .10 40
(3. кг 59'Х) ' 5Ы0 910 1430 715
Дж 0 6,-Г/ 3,29 9,29 10,27 К>,84
/Л м 3,40 1,-17 0,785 122,7 116,6 0,49 0,19 (), 068
Pep, «Па 140.9 114,3 111,0 1 1(1
/н. С ]>, X J !0.6 ’09,5 108,0 109.4 114,’ 125,4
I 2.2 2,28 2,.-;9 2,^13 4,5.1 14,9
4/?г™у10"7 Зг’'
Рассчитывают величину, обрлтнуо тепловому потоку
(1/Q):
У _____________ ... о пи р
1640-Ий (15!),(:• •- 109~5) 11
1 (осле аналогичных вычислении ;:.Л'.( остальных точек, полу-
чают .л- о!'.л н ю ы е в табл. 2-2.
Для определения времени. необходимого для выпаривания,
строят гр<нли» (рис. 2-1.) зависимости I.1':;н':>г обратной тепло-
вому потоку, ат количества персданного тет.ла.
Плошать Л, огрзвпчепшш ктшоГ, ос ню абсцисс к вертика-
лями Qo-= С и Qa~: 10,84’ П’-! Дж, составляет 8.06 сиг
1д.шп щ площади сооТЕ.етствует on ==2*10 7 с/(Ди* см) X
Х2* 10” Дж/см-=4*1(Р с/см2.
Длит ел ।н ост ь вы п е. р н в а и н я
г» Frn i:; г Л - У < Ид • • I • J С1:' == 3224 с === 0,895 я.
Рис. 2-1. 2лсма к определанню
длитг.и.гпеп’. яыгьркванля (к рас-
пет/
1 1 род о,Л Ж1 (ТС Л h HGCT b н ИК Л Й,
если вспомогательное время при-
нять рлпчым 0,35 ч,
тц-••••“-2...2O7•}-(),895’ Д0т35;=- 5,5) ч.
П р ।»и т поди те л ।, н о ст ь в ып а р ко-
го аппарата
G — Go/Тс: 11 - 5960/1,51 3950 кг/ч
раз б а в ле hii о го р а ст з о р а.
2. Расчет для аппарата непре-
рывного действия.
Ксллчествэ тепла, пер<'данное
да створу в единицу времени,
Q =- /?л (i г.л Дер);
Q^41() 65(150,6-125,4)^
- 6,72- 10s Вт.
Тач как для выпарных аппара-
тов. с сс.'.ч’лтйеннсй циркуляцией
концентрация раствора внутри
48
практически равна конечной концентрации, то коэффициент тел
лопередачи и средняя температура. кипения сооги псп vt -i
bV--4Cl%.
’/дельный расход тепла (на концентрирование 1 кг псхжшш -
раствора)
Qu ~f~ Qb
Go
1,9В.10» 4- 10,84-IP
</уд "'"596СГ
Следовательно, л роизводителыюсть ап па рати ! ie: ip ер ян нс г -
действии
°'-TTOF •«» кг/с;к 1,00 кг/ч'
Так как протшюдителыюсн, выпарного аппарата Нсврерз;-
него действия с внутренней циркуляцией оказалась суш ее гв ди
ниже, чем такого же аппарата периодического действия, нелеп:-
образно применять ступенчатую выпарку. При этом при еж •
шей разности между начальной и конечной конщ в л ри дня -
производительность аппаратов непрерывного nei'ici ш я i ы ж:
производительности периодически действующих. Кроме го ж щ-л
значительном изменении концентрации в едгюьг айпада ?е ж .'р:-
рывного действия целесообразно применят!: прямоточный ;ж-
ночнын выпарной аппарат, в котором выпаривание про) г.'жп вг
при однократном -прохождении растзода через аппарат, би. i.uy:*
гуляши..
Расчет 2-11. Рассчитать трехкорпусную гротшютечвую /г
нэвку для выпаривания .56-7200 кг/ч раствора NaOK oi i —
чалькой концентрации 14г/) СВ до конечной кепщ-знгг« juiiii
6V-4H СВ.
Давление пара р. обогревающего первый корпус, э8Ч J" ж.
давление вторичного пара /?„ в последнем корпусе 9,8 кПа, дж
твор постулат на выларив-пше при т,.мленатуре 2(;ОС.
Поверхности теплообмена всех корпусов должны быъ |кв: я.
Выпарные аппараты ,,олжны иметь есгествепиую внугре! ?г-;ц
циркуляцию.
Расчет ведут в такой последователыюсги.
1. Направление потоков раствора и пара, а так-же лриш г п>
обозначения показаны на рис. 2-2.
Для противоточной схемы материальный баланс кер; /дж
можно записать, пользуясь уравнением (2-1), в таком ni,v.
(So- - Га-- 6,/ - (StI- -- b2 ==
-(So-«z3)Д'. :;i; - С!)
Уравнения теплового баланса карг усов:
~ (•SG— IV 2 IV Е_) (г J — Zz) й~ ид (ц" -j-- ijj; и)
Г/, (V-^в) (А>“Ч)-И/г рэ
+ К:)
4—"ЕЮ
Ц iVj
Рис, „ 2 „села грел корпусной выпарной установки
Сравнения иплоперсдмш корпусов:
М/о == A'j F (£0 —/(1 ср1); (7)
= k2F (// ара); (8)
tiz/3 =- ks}- О'/ — /|{ аР8), (9)
1аь m 4п I и moi п ст температуры большинства величин,
зхэ lain к в ни jравнения интальппи растворов и пара, коэф-
ф1 цш 1 fi г 41 ноперсц 1ч г и г д ), нс могут быть представлены
ана п 11 чс. ди, р(чшп сьетемк уравнений (1) — (9) аналигиче-
с ивт Jj/CM нелг и; Псиз ib з/е и для эюго метод последователь-
на \ п) шмижепил
I и* н м. \ равнении к шгея па две группы: систему балан-
:o3ir \[kiBiLi]Hii (I) -- (6) и систем/ уравнений теплопередачи
G) - (91
Система /р пап ши imihobo’o и материального балансов
л л л и зя опре нмюил и или поставить в нее значения неиз*
Btciiwx revineparyp f/ и & (гс\псрат\ры вторичного пасншсек-
шп и 1) 1, образуй тег в перш и ^вух корпусах).
Ь качеств’ нулевою приближения принимают значения тем-
ni|ji\p // и Ь' 1 по цтаь 1 яюi в балансовые уравнения При
.изо и ,. 13'!Г в тергтм нриближетм иычения количеств обра-
зу отнял пар.] и попцен рации рзссвора в корпусах Эти зиа*
4i мн п киг.пяп! в кПстему уравнений теплопередачи. При
эт j । опчаю! в 1 с^ и м приближении значения тсмператхры
пар.!, образу кипи л'1 в перьыч двух корпусах, и велит ны
п ни ["НисI 1 п п.юобпена
Затем расчет повторяют, исходя на этот раз из значений
температур // и //, полученных в парном ]риближсш1и и т д.
Система считается решенной, koi да п-е приближение дсет
значения, настолько близкие к значениям, вычисленным
в (/I—1)-м приближении, что их можно считать равными
2 Выбор величин для нулевою приближен^!
Решение системы находится тем быстрее, чем бл! же к 1 ’тин-
ным находятся значения, принятые в нулевом приближении.
Для выбора этих значений рекомендуется сначала решить систе-
му уравнений приближенно.
Температуры // и 1/ для нулевого приближения можно рас-
считать, полыуясь следующим методом
1) Определяют количество исходного раствора
So-7200/ 3600=2 кг/с.
2) Рассчитывают общее количество выпаренной зочы
Т = 2/ 1— -SUU-]/14 кг/с.
I и, О j
3) Величины промежуточных значении концентраций можно
получить, приняв, что во всех корпусах вода выпаривается
поровну.
/3 = 0,481 кг/с.
Исходя из уравнения материальною баланса определяют
промежуточные концентрации:
ь »____’SAL, . h ' __ ____о 2(30'
°* ~ Sv — IP, - Г) ’ p2 ” 2 —2 0,481
f, > _ 'S’i/'q J, / 2-0,14 H1Q4
"ТЧ$Г'
Концентрация в первом выпарном аппарате равна конечной
концентрации. Ь/~ЬК' = 0,5 (так как установка противоючная).
4) Рассчитывают общую разность температур для всей ycia-
новки
п
Мйщ = У - г,) = = 168,1—45,6 = 112,6 'С.
йЯИН
Температура насыщенного пара здесь А/ == 158,1 °C при р*=
= 589 кПа, а температура пара при р = 9,8 кПа //=-45,5 °C
(табл 38 приложения).
5) Обычно ориентировочно считают, что значение темпера-
турной депрессии не завися! от давления Но для умеьи шения
ошибки, получаемой вследствие этою допущения, принимают:
а) давление в корпусах
Р1=103кПа; р2 = 39,2 кПа; р^=9,8 кПа;
4
51
61 используют данные табл 8 приложения и метод Гященио
а о гя рччета физико-химической депрессии ДГфх1~43сС; Д<фхг~
- I С Л/фХ 3=9еС для концентраций £»/-=ЗОс/о, /+^26,9%,
е) определяют среднее давление кипения в третьем корпусе
рерз ~ Рз “Ь #Сррср£;
/^ = 9,8-103+ (2,5/2) 0,3-1205-9,81 = 14,24 кПа,
гд h,t —Д5/2 и (составляет половину длины тр>6 выпарного аппарата);
ЯИ) р» 1205 kt)ms—плотность 1В,4%-ного раствора (определяется по табл. 9
приложения); р0Р«0,3р — средняя плотность кипящей жидкости;
г) величину гидростатической (температурной) депрессии
ni (г идростатическиЙ эффект) раствора ориентировочно можно
-[(i определить по воде. По табл. 38 приложения находят темпера-
гуру кипения воды /'Срз — 52,8°С при рСрз=: 14,24 кПа;
д) гидростатическая температурная депрессия раствора
в греч,ем корпусе
Д/г»= *'срэ~А; А^г.э “ 52,8—45,5 == 7,3 X;
<?) диалогично делают расчет для второго корпуса. Плот-
-I лоегь 25,9% ного раствора NaOH р= 1258 кг/м3; ргг = 0,Зр
/рср2 = 39,2 -103+(2,5/2) 0,3 1258 • 9,81 = 44 кПа;
рсра = 44-10! Па; fapa = 77,9X;
Д/г э = 77,9—-75,4 = 2,5 °C;
я\) гидростатическая температурная депрессия для первого
коргт'11 при плотности 50%-ного раствора NaOH р=1450 кг/м3;
_,, Ki ” 0 ч ’
1,03-1(Г+(2,5/2)0,5-1450-9,81 ^111 кПа,
Pcpi ” И1 кПа; /cpj = 101,3 С;
Д/и91= 101,3—100,3=1,ОХ.
6) Полезную разность температур для всей установки нахо-
51,, ли по формуле (2-27)
(fi-i ^cpi) = А/Общ — 2 (Л/фХ/+ Д/Г1Э) — 5Д/Г>С;
rflsTrf
Мд,,., -112,6- (43 +15+9 +1 + 2,5+7,3) - 2 = 32,8 СС,
L .i1 1V, с-2яС — сумма дополнительных температурки1 потерь, возникяю-
: Кч лавкам образом вследствие гидравлических сопротивлений в паро-
. , k лрово ха\ между корпусами, Между первым и вторым и между вторым
интьим корпусами температурные потерн вследствие гидравлических сон-
О1, ротивлешп! принимают 1 вС.
7) Распределяется полезная разность температур Д/1ЮЛ
о1дтю корпусам приблизительно поровну:
V = 10,8 ’С; \(„„л = 11 °C; ДГВ0Л = 11 ’С.
8) Определяют температуры кипения раствора т корпусах
для нулевого приближения
^к.ерз" + Д^фхз 4~ Д^г.4 -к ops -= 4Ь,5 ~г 9 4~ Л 1 = 61,8 СС;
^'“^ерз + диз+д^р V = 61,84-11 + 1 = 73,8"С;
^к,ср2 = *2 4~ Д^фтг + ДД 3; ^н.сра ~ 73,8 4* 15 4-2,5 ==91,3 °C;
t, ° Up,+AU, + А/пот; t { - 91.3 +11 +1 -103.3«С;
Д^к.ср!133 V 4~ Д^фксН-ДД1 ~= 103,34-434-1 = 147,3 °C,
3. Решение системы уравнений теплотою и материал!пего
балансов в первом приближении
После подстановки значений температур h' = 1СЗ,ЗХ и t>'~
= 73,8 °C, полученных в качестве нулевою приближения, перехо-
дят к решению системы уравнений теплового и материального
балансов
Так как энтальпия раствора зависит не только от температу-
ры, но и от концентрации, систему /разнаний решают также
методом последовательных приближений по гой же схеме, что
и при решении полной системы.
Система балансовых уравнений делится на дне части: систе-
му уравнений материальною баланса и систему уравнений теп-
лового баланса.
Количества образующегос я пара ЙЛ выбирают произвольно.
Определяют промежуточные концентрат и, энтальпии растворов.
Решают уравнения теплового баланса и получают в первом
приближении значения количеств образующегося пара Если
эти значения практически нс совпадают с произвольно приня-
тыми, расчет повторяют снова.
1) Принимают произвольные значения ИЛ (например, те же,
что н в нулевом приближении для всей системы).
= 117. = 0,481 кг/с.
2) Как и при нулевом приближении, промежуточные кон-
центрации будут &/ = 0,269; b/ = 0,184.
3) При температурах, соответствующих проведенному выше
распределению полезной рашоеги температур по корпусам
в нулевом приближении, и соответствующих им концентрациях
из табл. 37 приложения находят следующтс значении гермэти-
намическнх параметров системы:
/O = 2,09-10j кДж/кг при //=158,1 °C;
/^2,25-Ю3 кДж/кг при //=103,3 °C;
г2~ 2,32-103 кДж/кг при //=73,8 °C.
По рис. 1 приложения определяются-
/о— 83,0 кДж/кг при /о = 2О°С и Ь/ = 14%,
Л =678 кДж/кг при /к срi“ 147,3°C и в/==55%;
ia = 323 кДж/кг при /к.ср 2 = 91,3 ЭС и й-/ ==23,9%;
£з=113 кДж/кг при /ксрз = 61,8 ’С и b '=13,4%.
По табл. 37 приложения находя"
(/=2680-10’ кДж/кг при //=103,3°C;
53
£/'=2630-103 кДж/кг при //=73,8 °C;
£3"=2580-103 кДж/кг при //=45,5°C.
4) Найденные значения подставляют в уравнения теплового
баланса, получают систему уравнений:
Ро • 2,09 -10« = (2——1Г8) (67,8 • 104 - 32,3 I О4) +
+ (2,68.10е—67,8.10*);
. 2,25.10а = (2—Г3) (32,3.104— 11,3.104) +
4-^а(2,63.10«— 32,3.104);
FB.2,32.10e«2(ll,3.10*—8,3-104)-|-\Г3 (2,58* 10е— Н.З-Ю4);
^+^+^8-1,44.
5) В результате решения этой системы получают =
= 0,307 кг/с, Ц72 = 0,442 кг/с, №3 = 0,391 кг/с.
6) Так как полученные величины количества образующегося
пара существенно отличаются от принятых, в качестве исходных
данных для следующего приближения принимают величины
количества пара, полученные в предыдущем приближении.
Рассчитывают промежуточные концентрации:
= 2 —0,442 — 0,ЗЭГ “ °’240’
= 2 — о,з91 = о» * 74;
7) Определяют физико-химическую и гидростатическую тем-
пературные депрессии:
Д/фГЭ = 8°С; Д/фй=12°С (рассчитывают так же, как и
в нулевом приближении);
Д/Г8==6°С; Д/г2 = 2,5сС (рассчитывают так же, как и
в нулевом приближении).
8) Находят значения температур кипения во втором и треть-
ем корпусах:
^К.ср2~^2 Ч" Д/фхаЧ"
*К.СР2 = 73,8 +12 + 2,5 = 88,3 °C;
^к.срз = Ч" ^фхз Ч”
4.eps= 45,58 -f- 6 = 59,5 °C.
Температура tz остается такой же, как и в нулевом при-
ближении.
9) По этим температурам кипения и концентрациям по рис. 1
приложения находят значения энтальпий i2 и £3 и подставляют
в уравнения теплового баланса.
В результате решения уравнений получают следующие зна-
чения количеств образующегося пара и концентраций раствора:
^=0,603, W/=0,443, №3 = 0,394, б/ = 0,24, б3'=0,174.
54
Таблица 2-3
Приближение Температура, *С
Vcpi '1' I ^К.ср» *к.срз
0 . .
1 147,3 103,3 91,3 73,8 61,8 45,5
2 147,3 103,3 88,3 73,8 59,5 45,5
Приближение Количество пара, кг/с Кондеи грация рас- твора, % СВ
Do «5 1 1 а/. ba'
0 __ 0,481 0,481 0,481 26,9 18,4
1 0,607 0,442 0,391 24,0 17,4
2 0,783 0,603 0,443 0,394 24,05 17,42
Эти значения практически равны полученным в предыдущем
приближении.
Величины, полученные при решении (в первом приближении)
балансовых уравнений, сведены в табл. 2—3.
4. Решение системы уравнений теплопередачи в первом при-
ближении.
Значения количеств образующегося пара, полученные в пер-
вом приближении, позволяют определить температуры t\ и
а также поверхность теплообмена выпарного аппарата на осно-
вании уравнений (7) — (9).
1) Рассчитывают коэффициенты теплопередачи.
Коэффициенты теплопередачи, отнесенные к внутренней
поверхности труб, находят с помощью уравнения для плоской
стенки
1 _ 1 f / 6?р Гвн ( 1 ?вк
Л ССр Х)Т ^тр *ср гк
а) Выбирают стальные трубы диаметром 31/38 мм. Толщина
стенки бет—0,0035 м, внутренний и наружный радиусы гвя =
=0,0155 м, Гн=0,019 м. Теплопроводность стенки трубки %=
=45 Вт/(м2-К); теплопроводность слоя отложений ЛОт/бот =
= 4000 Вт/(м2-К).
б) Коэффициент теплоотдачи со стороны кипящего раствора
определяют по уравнению
ар = Л^°»в,
где q — тепловая нагрузка, Вт/м5; А—коэффициент, зависящий от концент-
рации и температуры, значение которого для растворов находят по рис. 2
приложения
Л1 = 4,3 Вт0-4 м-М К*1 при bc.cpi-147,3°C и 61=50%;
Л1=б,6 Вт0-*м-°-' К-1 прн ?к.вм-88,3°C и 4^=24%;
Xs-6,6 Вт0** м-М при GcPi-59,5°C и Ь3«17,42%.
65
в) Коэффициент теплоотдачи для конденсирующегося пара
I РЧ рассчитывают по формуле
ап = A! (qt) V» = ^-в/- ,
~ где / — длина трубок выпарного аппарата; /=2,5 м; А' — коэффициент, за»
: и-ч висящий от температуры пленки конденсата; находят по рис. 3 приложе-
ИИ НИЯ.
___ Температуру пленки конденсата принимают на 1 °C ниже
тт температуры конденсации пара:
U = 158,1-1 = 157,1 °C;
Л/ = 3,73- 10б BtW-^K-1.
/пл2= 102,3—1 = 101,3 °C;
Л/ «3,3-105 ВГ'/’м-’/’К-Ч
^ = 72,8-1 =71,8 °C;
л;=3,02.10s вл-п-1.
в) Исходя из найденных значений Л и Л7 и подсчитав зна-
чэ чения Л/у/, получаем следующие выражения для коэффициентов
“ т-т теплопередачи:
~~ 4,3V,• 2,74-10» :
"^“б.б^М +3,13. Ю^Ц- 2,43.10» :
“ 6,6g8M +3’13*10 *+ 2,21 16» *
д) Поскольку коэффициенты теплопередачи зависят от неиз-
- вестных температур // и tz неявно (через тепловую нагрузку),
• со систему уравнений (7)—(9) решают методом подбора.
Принимают произвольное значение поверхности теплообме-
т ни на F и рассчитывают тепловые нагрузки из соотношений:
<h
F
^=°’7!й,У,0,=1,28.10. Вт;
дг=
0,607-2250-10» , лл 1 л 1 q
----130------« 1,36.10* Вт;
56
?,^“^«*=7.9-10»Вт.
e) По полученным значениям тепловых нагрузок определяют
коэффициенты теплопередачи:
1__________1_______о 1О 1П-4.1 (1>^40*)1/* =
V " 4,3 (1,284 0*)“,• U "Г 2,77-10&-
= 878 Вт/(м’-К) = 0,878 кВт/(м2-К);
1 1 1313 ю-4 | 0,3640*)!/» _
v 6,6(1,36404)°,«+'5’1'5 10 + 2,4340%
= 1006 Вт/(м’-К) = 1,006 кВт/(ма-Ю;
1__ 1 -1.4 14 1П-* 1 (7,94с»)1/» в
А, 6,6 (7,9-10»)“,* + 3,13*10 -1 2,21-10%
= 862 Вт/(ма-К) = 0,862 кВт/(ма«К).
2) Для проверки принятого значения F используются соот-
ношения, непосредственно вытекающие из системы уравнений
(7)-(9):
Полезная разность температур для установки:
А/пол " Д^общ 2 + ^**1 ^^4,0»
Д^л« 158,1-45,5-(43+12+8+1+2,54-6)—2«38,1 °C.
При этом поверхность нагрева
0,792-2095 0,607-2250 0,442-2320
« 0,873 + 1,006 + 0,862 .
Г —---------------ки—;-------------=110 М*.
Результаты всех расчетов сведены в табл. 2-4.
Последний результат считается удовлетворительным.
Таблица 2-4
Прнблнже- ние Поверхность теплообме- на. м‘ Коэффициент теплопередачи, Вт/(м’-К)
принятая ^рассчитанная А. kt Ь»
I 130 116 878 1006 862
II 108 111,5 889 1060 910
ш 113 113,2 875 1048 897
57
Таблица 2-5
Приближение Расход, кг/с Температу- ра, °C Поверх- ность Р, и» Концентра- ция, %
Do | Wi W'l иг» 6.' 1 /»' 6»' Ъз'
О — — — — 103,3 73,8 — _ —
I 0,783 0,603 0,443 0,394 97,5 70,6 113,2 24,05 17,42г
П 0,771 0,593 0,448 0,399 98,0 70,5 111,6 24,3 17,5
3) По полученному значению поверхности определяют неиз-
вестные температуры // и h' из уравнений (7) — (9), приведен-
ных к виду:
Derb = kiF (tj—//—Д/ф1(—Д/г1);
== kaF t3' Д /фХЗ Д^гз) •
Таким образом,
V = 158,1 - 43-1 - 0,7”5^‘0' = 97,6 °C;
OfМ 110,6
V - 45,6+8+6+1 + "XsWi0* “ 70’6 Г-
о/p i
Так как вычисленные значения температур t\ и сущест-
венно отличаются от принятых, необходимо повторить расчеты,
на этот раз исходя из полученных в первом приближении вели-
чин.
Найденные в результате последовательных приближений
основные характеристики системы приведены в табл. 2-5.
Из таблицы видно, что величины, полученные во втором
приближении, достаточно близки к найденным в предыдущем
приближении, поэтому расчет можно считать законченным.
По величине внутренней поверхности теплообмена рассчиты-
вают число труб:
F 111,6 .СЛ
nd^i : л-0,031-2,5 = 450>
КОНТРОЛЬНЫЕ ЗАДАЧИ
Задача 2-1. Рассчитать удельный расход сухого насыщенного
пара при кипении воды под атмосферным давлением (рабс —
=98 кПа) и под вакуумом 78,9 кПа, Давление греющего пара
в обоих случаях рабс =196 кПа.
Расчет сделать для двух вариантов поступления воды в аппа-
рат:
а) при температуре 15 °C;
б) при температуре кипения.
Задача 2-2. Производительность выпарного аппарата при
выпаривании обезжиренного молока по исходному раствору
58
2650 кг/ч. Концентрация исходного продукта 5% СВ, сгущенно-
го—29,5% СВ.
Рассчитать производительность аппарата по готовому про-
дукту.
Задача 2-3. Определить, как изменится производительность
выпарного аппарата при выпаривании сахарного раствора, если
на стенках труб нагревательной камеры отложится слой накипи
толщиной 0,5 мм.
Коэффициент теплопередачи для чистых труб 1390 Вт/(м2*К),
теплопроводность накипи i«l,16 Вт/(м2*К).
Задача 2-4. Рассчитать температуру кипения уксусной кисло-
ты в среднем слое выпарного аппарата с вертикальными кипя-
тильными трубами длиной 2,5 м. Давление в паровом простран-
стве выпарного аппарата составляет р=19,6 кПа. Уровень жид-
кости в аппарате соответствует длине труб. Плотность кипящей
жидкости в трубах следует принять равной 0,5 плотности уксус-
ной кислоты, соответствующей 1020 кг/м3 при температуре кипе-
ния в выпарном аппарате. Температура кипения уксусной кис-
лоты при атмосферном давлении 118,5 °C, а давление ее паров
при 60 °C составляет 11,8 кПа.
Задача 2-5. Определить поверхность нагрева выпарного аппа-
рата для двух вариантов работы:
а) при атмосферном давлении;
б) при разрежении райе—78,4 кПа.
Производительность аппарата по испаренной воде 1,5 кг/с.
Коэффициент теплопередачи в обоих случаях следует при-
нять равным 1800 Вт/(м2*К). Давление греющего пара рабс=
— 196 кПа. Для определения температуры кипения воды принять
плотность парожидкостной эмульсии в трубах равной 0,5 плот-
ности воды при той же температуре.
Задача 2-6. Производительность выпарного аппарата с по-
верхностью теплообмена 50 м2 в момент ввода в эксплуатацию
составляла 0,4 кг/с по исходному раствору. После 3 мес работы
производительность снизилась до 0,32 кг/с.
В выпарном аппарате сгущается 10%-ныЙ сахарный раствор
до концентрации 30%. Начальная температура исходного рас-
твора 20 °C. Греющим агентом служит насыщенный водяной пар
под давлением рабс = 196 кПа Температура кипения раствора
в выпарном аппарате 111 °C, удельная теплоемкость раствора
£ = 3685 Дж/(кг*К).
Определить:
а) толщину образовавшегося за это время слоя отложений
на поверхности нагрева [теплопроводность отложения Х =
= 1,4 Вт/(м*К)];
б) производительность аппарата через год работы, приняв
скорость нарастания слоя отложений постоянной.
Задача 2-7. В выпарной аппарат поступает 1,4 т/ч 9%-ного
паточного раствора при температуре 18 °C. Раствор выпаривает-
59
ся под атмосферным давлением до конечной концентрации
32% СВ при температуре кипения 105°C. Расход греющего пара
(ризл=295 кПа) составляет 1450 кг/ч, влажность 4,5%.
Определить потери тепла в окружающую среду при работе
аппарата.
Задача 2-8. В выпарном аппарате подвергаются сгущению
под атмосферным давлением 2,69 т/ч томатного сока, исходная
концентрация которого 7% СВ и температура 15 °C. Температу-
ра кипения сока 103 °C, давление греющего пара рабс=295 кПа,
поверхность теплообмена аппарата 52 м2, коэффициент тепло-
передачи 974,4 Вт/(м2-К). Тепловые потери в окружающую
среду 12,2 кВт.
Определить:
а) конечную концентрацию раствора;
б) расход греющего пара при влажности его 5%,
Задача 2-9. Рассчитать поверхность нагрева выпарного аппа-
рата непрерывного действия для концентрирования до 39% при
атмосферном давлении 12%-кого раствора питьевой соды при
производительности 1,5 кг/с.
Температура кипения раствора при нормальном атмосфер-
ном давлении 104 °C. Для нагрева используют насыщенный
водяной пар температурой 125 °C. Расчетное значение коэффи-
циента теплопередачи аппарата £=1300 Вт/(м2-К); Д1Г.9~1}2ЬС.
Для предварительного нагревания раствора температурой
15 °C используют часть вторичного пара. Поверхность теплооб-
мена предварительного подогревателя Fn=35 м2, коэффициент
теплопередачи £л=850 Вт/(м2-К). Удельная теплоемкость твер-
дой питьевой соды с=И00 Дж/(кг-К). При расчете потерями
теплоты в окружающую среду пренебречь.
Задача 2-10. В выпарной аппарат непрерывного действия
подается 12,5 % -ный раствор яблочного сока, который сгущается
до 30,6% СВ. Производительность аппарата по готовому про-
дукту 800 кг/ч.
Разбавленный раствор, поступающий на выпарку, подогре-
вается от 24 до 80 °C в подогревателе вторичным паром из аппа-
рата под давлением рабс = 98 кПа. Остальное количество вторич-
ного пара идет на обогрев других производственных аппаратов.
Тепловые потери в выпарном аппарате составляют 6% полез-
но используемого тепла (на подогрев и выпаривание). Темпера-
турные потери от физико-химической депрессии и от гидроста-
тического эффекта составляют 3 °C.
Определить:
а) расход греющего пара (рйзб=295 кПа) при влажно-
сти 5%;
б) количество вторичного пара, отбираемого на обогрев про-
изводственных аппаратов;
в) поверхность нагрева подогревателя, принимая величину
коэффициента теплопередачи в нем £=696 Вт/(м2-К).
60
Задача 2-11. Определить предельное число корпусов в цирку*
ляционной многокорпусной выпарной установке, предназначен-
ной для выпаривания сахарного раствора от 15 до 65% СВ.
Давление греющего пара в первом корпусе рабс" 323 кПа,
остаточное давление в конденсаторе 19,6 кПа. Сумму темпера-
турных потерь во всех корпусах установки принять равной
SAfn0T=41 °C. Допустимая полезная разность тем пер а тур в каж-
дом корпусе должна быть не менее 8 °C.
Задача 2-12. В трехкорпусной выпарной установке, работаю-
щей по прямоточной схеме, подвергается сгущению 1300 кг/ч
обезжиренного молока до 43% СВ; начальная концентрация его
9% СВ.
Рассчитать концентрацию раствора в каждом корпусе, если
известно, что в каждом следующем корпусе выпаривается воды
на 10% больше, чем в предыдущем.
Задача 2-13. Производительность выпарного аппарата по ис-
ходному раствору 2,5 кг/с. Давление греющего пара рабс=®
= 196 кПа, температура кипения раствора 108 °C, коэффициент
теплопередачи пропорционален VQewn.
Определить, какого давления греющий пар надо подавать
в аппарат, чтобы производительность увеличилась до 4 кг/с (при
неизменных начальной и конечной 'концентрациях раствора).
Задача 2-14. Для концентрирования 2 т/ч исходного 10%-ио-
го сахарного раствора до 30% расходуется 1,77 т/ч насыщенного
водяного пара давлением рабс—294 кПа. Начальная температу-
ра раствора 20 °C, температура кипения 100 °C. Удельная теп-
лоемкость исходного и концентрированного растворов соответст-
венно равна 3850 и 3300 Дж/(кг-К),
Определить потери тепла в выпарном аппарате в окружаю-
щую среду.
Теплотой концентрирования (дегидратации) при расчете пре-
небречь.
Задача 2-15. В двухкорпусной выпарной установке сгущается
1000 кг/ч паточного раствора с начальной концентрацией
10% СВ. Конечная концентрация раствора в 1 корпусе 15% СВ,
во II —30% СВ. Температура кипения в I корпусе 108 °C,
во II — 95 °C.
Определить, сколько воды испарится во II корпусе за счет
самоиспарения и какой это составит процент от общего коли-
чества воды^ испаряющейся во II корпусе.
Задача 2-16. В выпарном аппарате с вертикальными кипя-
тильными трубами (длиной 3 м) и поверхностью теплообмена
131 ма необходимо сгустить 1,3 кг/с 10%-ного сахарного раство-
ра до 32% СВ. В качестве греющего пара используется насы-
щенный водяной пар при атмосферном давлении. Коэффициент
теплопередачи аппарата 900 Вт/(м2-К). Исходный раствор по-
ступает в выпарной аппарат предварительно нагретым до тем-
пературы кипения; физико-химическая депрессия равна 7 °C;
плотность раствора 1200 кг/м3.
61
Определить рабочее давление в аппарате для обеспечения
заданной производительности.
Плотность кипящей жидкости следует принять равной 0,6
плотности раствора, энтальпию раствора — равной сумме
энтальпий воды и растворенного вещества.
Задача 2-17. В двухкорпусную выпарную установку, рабо-
тающую по прямоточной схеме, поступает 1000 кг/ч разбавлен-
ного глюкозного раствора. Начальная концентрация 8% СВ,
конечная — 30% СВ.
В I корпусе выпаривание происходит под давлением р =
= 98,1 кПа при 105 °C, во втором — под давлением р=29,4 кПа
при 80 °C.
Количество образующегося вторичного пара в I корпусе
400 кг/ч; часть этого пара отбирается на сторону (экстрапар).
Потерями тепла при расчете пренебречь.
Определить количество отбираемого экстрапара.
Задача 2-18. В выпарной аппарат с поверхностью теплооб-
мена f=65 м2 поступает на сгущение 1,2 кг/с 4%-ного сахарно-
го раствора при температуре 15 °C. Температура кипения рас-
твора 104 °C. Удельная теплоемкость растворенного вещества
£=1250 Дж/(кг* К).
Выпарка производится при атмосферном давлении. Для
нагревания используется насыщенный водяной пар давлением
р=294 кПа. Расчетное значение коэффициента теплопередачи
А=850 Вт/(м2-К).
Определить, до какой концентрации сгустится раствор при
указанных условиях.
Задача 2-19. По условию задачи 2-18 определить конечную
концентрацию раствора, если последний подается в выпарной
аппарат предварительно подогретым до ПО °C.
Задача 2-20. В выпарном аппарате концентрируется сахар-
ный раствор от 14 до 30% СВ. Давление греющего пара рабс =
= 883 кПа. Полезная разность температур 11,2 °C. Определить
часовой расход разбавленного раствора, поступающего на выпа-
ривание, если поверхность теплообмена аппарата 40 м2, коэффи-
циент теплопередачи 700 Вт/(м2-К). Разбавленный раствор
поступает в аппарат подогретым до температуры кипения. При
расчете тепловыми потерями пренебречь.
Задача 2-21. Рассчитать прямоточную трехкорпусную выпар-
ную установку для выпаривания сахарного раствора от 15 до
65% СВ.
Расход исходного раствора 5500 кг/ч. Он поступает на выпар-
ку при температуре кипения. Давление греющего пара (I кор-
пуса) рабе=343 кПа; давление вторичного пара последнего кор-
пуса рабс=108 кПа.
Поверхности теплообмена всех корпусов должны быть рав-
ны. Применить выпарные аппараты с естественной внутренней
циркуляцией.
<62
ОТВЕТЫ НА КОНТРОЛЬНЫЕ ЗАДАЧИ
2-1. I. а) 1,185 кг/кг; б) 1,023 кг/кг.
II. а) 1,15 кг/кг; б) 1,068 кг/кг.
2-2. Sh-0,125 кг/с.
2-3. Производительность выпарного аппарата уменьшится на 37,5%.
2-4. ср“*78*С.
2-5. £-108 м1 2; £'-80,3 м8.
2 "6. вогл» 0,206 им; So“0,199 кг/с.
2-7. <2яот=7,5-1О® Вт.
2-8. £«*21,4% СВ; Д-2,6 т/ч.
2-9. Г—872 и3 4 5 *.
2-10. а) О#’-1440 кг/ч; б) £-980 кг/ч; в) £—3,8 м*.
2-11. 4 корпуса.
2-12. ii-11,8% СВ; &п-18% СВ; 5щ“43% СВ.
2-13. р-4,15-10я Па.
2-14, Qnor=4,75%.
2-15. 13,6 кг/ч, что составляет 4,1% общего количества воды, испа-
рившейся во II корпусе.
2-16. р—3,1'10* Па.
2-17. £—89 кг/ч.
2-18. 6к-6,9%.
2-19. 5н-10%.
2-20, $с“923 кг/ч.
2-21. 56 м1.
РЕКОМЕНДУЕМАЯ ЛИТЕРАТУРА
1. Павлов К, Ф„ Р о и а н к о в П, Г„ Носков А. А. Примеры и за-
дачи по курсу процессов и аппаратов химической технологии/Под ред.
П. Г. Романкова. — 9-е изд. перераб. — Л.: Химия, 1981. — 560 с,
2. Флореа О., Смигельский О. Расчеты по процессам и аппара-
там химической технологии/Под ред. С. 3. Кагана/Пер. с румынского
3. М. Ханмского. — М.: Химия, 1971. —448 с.
3. Стабников В. Н., Лысянский В. М„ Попов В. Д. Процес-
сы и аппараты пищевых производств. — М.: Агропромиздат, 1985. — 511 с.
4. Бодров В. С. и др. Проектирование процессов и аппаратов пище-
вых производств/В. С, Бодров, А. Т. Богорош, П. Т.Лобода, В. М Лысян-
ский/Под ред. В. Н. Стабникова,—Киев: Вища школа, 1982.—200 с
5. Гельперин Н. И, Основные процессы и аппараты химической тех-
нология. В двух книгах. Кд. 2-я. —М.: Химия, 1981. —812 с.
РАЗДЕЛ 3
€УШКА
В процессе сушки происходит удаление влаги из материала
путем испарения и отвода образующегося пара, что приводит к
уменьшению влажности этого материала.
На предприятиях пищевой промышленности сушка является
-одним из основных процессов производства. Она применяется
для сушки сырья и полуфабрикатов (зерно, солод и др.) и час-
то является завершающим этапом производства, определяющим
качество готового продукта (сахар-песок, сахар-рафинад, су-
хари, мармелад, пастила, макаронные изделия н др.). Сушка
обеспечивает длительное хранение и консервирование продук-
тов (молоко, яичный порошок, овощи, фрукты, соки и т. д.).
Сушка осуществляется различными методами, выбор кото-
рых определяется в основном свойствами высушиваемого мате-
риала.
«ОСНОВНЫЕ ЗАВИСИМОСТИ И РАСЧЕТНЫЕ ФОРМУЛЫ
Для сушки пищевых материалов наиболее широко применя-
ется конвективная сушка, в процессе которой происходит теп-
ломассообмен между воздухом (сушильным агентом) и влаж-
ным материалом, поэтому в данной главе рассматриваются
расчеты, связанные с работой конвективных сушильных уста-
новок.
Расчет параметров влажного воздуха. Состояние влажного
воздуха характеризуется параметрами, которые определяют его
свойства как сушильного агента и используются в расчетах су-
шильных установок.
I. Относительную влажность воздуха определяют по фор-
муле
100%, (3-1)
Ря
тде р0 — парциальное давление пара в воздухе, Па; ps —давление насы-
щенного пара, Па, определяется по температуре воздуха по табл. 37 при-
ложения.
2. При определении относительной влажности воздуха по
показанию психрометра парциальное давление пара рассчи-
тывают по формуле
Pa= Рч &Рб (^с ’ (3'2)
тде рм — давление насыщенного пара при температуре смоченного термомет-
*64
Рис. 3-1, Диаграмма для опреде-
ления поправки на показание
смоченного термометра
ра, Па, находят по табл. 37
приложения; А — коэффициент,
зависящий в основном от скоро-
сти воздуха; при v>0,5 м/с
А *= 0,00 001 (65 + 6,75/а); (3-3)
ро — барометрическое давление,
Па;
Рб = Рс,в4“ Рп>
Дс.* и рп — соответственно парци-
альное давление абсолютно сухо-
го воздуха и пара, Па; /с — тем-
пература воздуха по сухому тер-
мометру, °C; tu —показание смо-
ченного термометра, °C.
Тогда
’-Л~<м>
3. Удельное влагосодержание влажного воздуха (в кг/кг су-
хого воздуха)
0,622—' (3-5)
4. Истинная температура мокрого термометра
(3-6)
где Д — поправка на показание смоченного термометра, %; определяется по
диаграмме яа рис, 3-1 в зависимости от показания смоченного термометра
trм и скорости воздуха о.
5. Потенциал сушкц рассчитывают по формуле
(3-7)
6. Удельная энтальпия влажного воздуха (в кДж/кг сухого
воздуха)
С3'8)
где Сев — удельная теплоемкость абсолютно сухого воздуха; Со,= 1,0046
кДж/(кг-К); ся — удельная теплоемкость пара, кДж/(кг-К); сл = 1,8418
кДж/(кгК); го — удельная теплота парообразования при температуре
0*С, кДж/кг; г»—2500 кДж/кг,
7. Плотность влажного воздуха (в кг/ма)
Рв в == Рс в + Рп> (3-9)
5—750
65
или
₽--^rnL(1-0-378-^)- (3-10)
8. При сушке с возвратом части отработавшего воздуха (с
рециркуляцией) удельное влагосодержанне смеси
*«-*т£?-. (з-п)
где jco и Х2 — соответственно удельное влагосодержанне свежего н отрабо-
тавшего воздуха, кг/кг с. в.; л —кратность смешения.
9. Удельная энтальпия смеси
<«—Т^-. <3'12>
где А, и it — соответственно удельная энтальпия свежего и отработавшего
воздуха, кДж/кг с. в.
Расчет сушильной установки. Сушильная установка для кон-
вективной сушки состоит из трех основных элементов: вентиля-
тора, калорифера, сушильной камеры.
1. Удельный расход свежего воздуха (в расчете на сухой
воздух), т. е. количество воздуха I (в кг), затраченного на ис-
парение из материала 1 кг влаги,
2. Полный расход сухого воздуха (в кг/ч или кг/с)
Д = Д/, (3-14)
или
где U — количество влаги, испаренной из материала в процессе сушки, кг/ч
или кг/с.
3. Для расчета вентиляционной установки
необходимо знать объем влажного воздуха
V = iV'o. (3-16)
где Уо'—объем влажного воздуха (в м3), приходящийся на I кг сухого
воздуха; определяется в зависимости от температуры и относительной влаж-
ности воздуха по табл. 40 приложения,
4. Удельный р а с х о д теплоты в калорифере для
нагревания воздуха (в кДж на 1 кг испаренной влаги)
?кал = HG *о) » (3-17)
где G и io — удельная энтальпия воздуха после и до калорифера, кДж/кг
с. в.
66
5. Полный расход теплоты в калорифере (в кДж/ч или кВт)
Фкал~7ка.</А (3-18)
ИЛИ
(3-19)
6. Удельный расход смеси свежего и отработавшего воздуха
(циркулирующего воздуха) при сушке с рециркуляцией (в кг
на 1 кг испаренной влаги)
или
/п = /(п+1).
7. Полный расход смеси воздуха (в кг/ч или кг/с)
или
L =
п Ха — Хсм
(3-21)
(3-22)
(3-23)
8. Удельный расход теплоты в калорифере (в кДж на 1 кг
испаренной влаги) для нагревания воздуха при сушке с рецир-
куляцией
?кал= 0*см1 *"см)’ (3-24)
где icMi и >см — удельная энтальпия смеси свежего и отработавшего возду-
ха после И до калорифера, кДж/кг с. в.
9. Полный расход теплоты в калорифере (в кДж/ч или кВт)
для нагревания воздуха при сушке с рециркуляцией
Фиал — <7кал^»
(3-25)
или
Фкал—^п(1*см1 ^см)' (3-26)
10, Влажность материала IF в процентах к общей массе
материала и влажность PZC в процентах к массе сухого вещест-
ва материала (влажность на сухую массу) связаны между со-
бой соотношениями:
100F
100 +wc:
с_ 100W7
100 — vr •
(3-27)
(3-28)
5*
67
11. Количество влаги (в кг/ч или кг/с), удаляемой из мате-
риала в процессе сушки,
Р-29)
(3-30)
где Gi и Gj—масса материала до и после сушки, кг/ч или кг/с; и tt?2 —
влажность материала до и после сушки, %.
12. 61 и 6а связаны следующими соотношениями:
л 100 —• лп
™ 100 — W2 ’ (3'31)
100-117й
Qi“U2100 -1^7 •
13. Расход теплоты на нагревание материала в сушильной
камере (в кДж/ч или кВт) определяют по формуле
Qm = ^2См2 (®М2 — ®М1) I (3-33)
где Сиз — удельная теплоемкость высушенного материала, кДж/(кгК};
ев^а Сс.м (100 — /п о м
СМ2 — ] пл ’ (и-Отг)
(3-32)
100
с»— удельная теплоемкость воды, кДж/(кг-К); с01|1— удельная теплоем-
кость абсолютно сухого вещества в материале, кДж/(кг-К); 0мг—темпера-
тура материала на выходе из сушильной камеры, °C, зависит от температуры
воздуха в этом месте камеры; 0м i— температура материала на входе в су-
шильную камеру, ’С, зависит от температуры воздуха а цехе; 0К.=^.
При прямотоке материал при выходе из камеры соприкаса-
ется с отработавшим воздухом при температуре t2, поэтому его
температура 0«2 будет вследствие испарения влаги ниже, чем
h, на (2-4-10) К в. зависимости от конечной влажности материа-
ла W2. При противотоке материал на выходе соприкасается с
воздухом после калорифера Л, поэтому его температура 0ме
( будет близка к ft.
14, Расход теплоты на нагревание транспортных приспособ-
лений в сушильной камере (в кДж/с, кВт)
QTp = 6трстр (0тр2™ ®тр1)> (3-35)
где —масса транспортных приспособлений в сушильной камере, кг/с;
Стр — удельная теплоемкость материала, из которого изготовлены транспорт-
ные приспособления, кДж/(кг-К); втрь втр« — температура транспортных
приспособлений на входе и выходе из сушильной камеры, °C; 0Tpi = ^;
етр1пР™„/а.
15. Поправка на действительную сушилку (в кДж на 1 кг
испаренной влаги)
Д = св9М1 “I- ^7доб ^тр 7о.с» (3-36)
68
где са—удельная теплоемкость воды, кДж/(кг-К); <7д°б — удельная добавоч-
ная теплота, сообщаемая воздуху в сушильной камере, кДж на 1 кг испа-
ренной влаги;
«Удов=Q до б/U;
q0.c—удельный расход теплоты в окружающую среду, кДж на 1 кг испа-
ренной влаги;
?o.c=Qo.c/^;
и ?тр — удельный расход теплоты на нагревание материала я транспорт-
ных приспособлений, кДж на 1 кг испаренной влаги;
= ?тр = Стр/1/-
16. Поправка на действительную сушилку определяет соотно-
шение между удельной энтальпией воздуха до и после сушиль-
ной камеры:
а) для нормального сушильного процесса
/а = ^+Д//; (3-37)
б) для сушки с рециркуляцией
h = (3-38)
17. Коэффициент полезного действия сушильной установки
где г — удельная теплота парообразования, кДж/кг; определяется по табл. 37
приложения при температуре испарения влаги из материала, которая в пер-
вом периоде сушки равна температуре мокрого термометра для воздуха в су-
шильной камере; <укал — удельный расход теплоты в калорифере, кДж на
I кг испаренной влаги.
18. Габаритные размеры сушильной камеры (канала, тонне-
ля), в которой перемещаются вагонетки с материалом:
а) длина тоннеля
Лт =/Бп +(3-40)
где /в —длина вагонетки, м; 1о—дополнительная длина, учитывающая за-
зоры между вагонеткой и дверью в зоне подачи и отвода воздуха, м;
я/ 0,5/в;
п — число вагонеток, одновременно находящихся в тоннеле;
(3'41)
где (?мт — вместимость тоннеля по высушенному материалу, кг;
О„т=-^-; (3-42)
N — число тоннелей; принимается, исходя из производительности сушильной
установки; т—длительность сушки, ч или с; £i"— вместимость вагонетки
по высушенному материалу, кг;
б) ширина тоннеля
Вт=^ + Ь0, (3-43)
69
где — ширина вагонетки, м; &в— зазоры между вагонеткой н боковыми
стенками тоннеля, м; 6о“ (0,4+0,7) м;
в) высота тоннеля
Я, = ЛВ+/1О> (3-44)
где йя — высота вагонетки, м; Ло—зазор между вагонеткой и потолком тон-
неля, м, зависит от конструкции перекрытия.
РАСЧЕТЫ
Расчет 3-1. Состояние влажного воздуха, поступающего в
сушильную камеру, характеризуется температурой 74 °C и от-
носительной влажностью 10%.
Рассчитать удельное влагосодержание и удельную энталь-
пию этого воздуха.
Сравнить полученные значения со значениями, найденными j
по I—х-днаграмме. I
Расчет ведут в такой последовательности. !
1. Удельное влагосодержание влажного воздуха рассчитыва-
ют по формуле (3—5).
а) принимают значение барометрического давления
=0,991 • 10s Па;
б) по табл. 37 приложения находят давление насыщенного
пара при температуре 74 °C: I
рн = 0,37*106 Па,
тогда
л епп 0,1.0,37-10® п пплс ,
X— 0,6220,99!. 10в_о, 1.0,37.J0» “0,0245 кг/кг с. в.
2, Удельную энтальпию влажного воздуха рассчитывают по \
формуле (3—7): ;
i= 1,005 • 74 + 0,0245 (2500+1,84 Ь 74)«138,6 кДж/кг с. в. j
3. Для определения параметров влажного воздуха по I—х- ,
диаграмме необходимо найти положение точки, характеризую- ]
щей состояние воздуха (рис. 3-2): ;
а) выбирают изотерму, соответствующую заданной темпера-
туре воздуха / = 74°С; j
б) выбирают линию постоянной относительной влажности \
воздуха ф—10%; 1
в) на пересечении этих линий находят положение точки A, j
которой соответствуют х = 0,0246 кг/кг с. в.; г—139 кДж/кг с. в. 1
4. Расхождение в результатах аналитического и графическо- |
го расчетов составляет: 5
для удельного влагосодержания — 0,4%; _ \
для удельной энтальпии — 0,3%.
Расчет 3-2. Температура влажного воздуха 78°C, удельная j
энтальпия 120 кДж/кг с. в. \
70 i
х= 0,013 х,кг/кг с.&
Рис. 3-3. Определение значения t9
по диаграмме i—х (к расчету 3-2)
Определить по диаграмме I—х значение температуры точки
росы для этого воздуха.
Расчет ведут в такой последовательности.
1. На пересечении изотермы t—78°C и линии удельной
энтальпии I—120 кДж/кг с. в. (рис. 3-3) находят положение
точки А, характеризующей состояние влажного воздуха.
2. Для этой точки удельное влагосодержание х=0,013 кг/кг
с. в.
3. Температура точки росы соответствует температуре воз-
духа, при которой он становится полностью насыщенным при
охлаждении.
При охлаждении удельное влагосодержание воздуха не из-
меняется, поэтому на диаграмме i—х изменение его состояния
при охлаждении будет характеризоваться линией, которая бу-
дет идти от точки А вниз по линии х==0,013 кг/кг с. в. до преде-
ла. Пределом охлаждения является достижение ф=100%, что
определяется положением точки а. Через эту точку проходит
изотерма fp«21 °C, это и будет значение температуры точки
росы.
Расчет 3-3. Показания психрометра в воздуховоде перед
сушильной камерой: / = 57°С, fM*=30°C.
Определить по диаграмме i—х значение удельного влагосо-
держания, удельной энтальпии и относительной влажности воз-
духа, поступающего в сушильную камеру.
Расчет ведут в такой последовательности.
1. На диаграмме i—х (рис. 3-4) находят точку пересечения
изотермы /=57°С и линии показания смоченного термометра
/'м = 30°С — точка А. Эта точка характеризует состояние влаж-
ного воздуха, поступающего в сушильную камеру.
2. Точке А соответствуют:
удельное влагосодержание х=0,016 кг/кг с. в.;
71
Рис. 3-5. Определение значения ра
по диаграмме I — х (к расчету 3-4)
Рис, 3'4. Определение значения по
диаграмме i-х (к расчету 3-3)
удельная энтальпия / = 100 кДж/кг с. в.;
относительная влажность $=15%.
Расчет 3-4. Определить парциальное давление пара во
влажном воздухе при относительной влажности $=10% и
удельной энтальпии 1=90 кДж/кг с. в.
Расчет ведут в такой последовательности.
1. На диаграмме i—х (рис. 3—5) находят точку А, характе-
ризующую состояние влажного воздуха, — на пересечении линии
$=10% и линии i = 90 кДж/кг с. в.
2. Парциальное давление пара во влажном воздухе зависит
от удельного влагосодержания воздуха. Для определения зна-
чения парциального давления пара по i—х-диаграмме нужно
опуститься от точки А по линии, соответствующей х=0,012 кг/кг
с. в., до пересечения с линией парциального давления водяного
пара — точка а — и далее по горизонтали перейти на правую
ось ординат диаграммы, на которой отложены значения давле-
ния в масштабе А4Р.
Отрезок О'б на оси давления составляет 14 мм. Таким обра-
зом, величина парциального давления пара во влажном воздухе
с заданными параметрами составляет:
рд= 14-129= 1806 Па.
Расчет 3-5, В сушильную камеру поступает влажный воздух
с удельной энтальпией 90 кДж/кг с. в.; температура точки росы
этого воздуха 15°C.
Определить для этого воздуха по диаграмме i—х значения
относительной влажности и температуры.
Рассчитать потенциал сушки и определить относительную
влажность по психрометрической таблице.
Расчет ведут в такой последовательности.
1. На диаграмме i—х находят положение точки, характе-
ризующей состояние влажного воздуха с заданными параметра-
ми (рис. 3-6):
72
Рис. 3-7. Определение значений ф
и х по диаграмме 1 — х (к расчету
3-6)
Рис. 3-6. Определение значений te и
fM по диаграмме i—x (к расчету
3-5)
а) находят изотерму £₽= 15 °C, соответствующую значению
температуры точки росы;
б) точка пересечения изотермы tp= 15°С и линии ф=100%—
точка а — определяет значение удельного влагосодержания за-
данного воздуха х=0,115 кг/кг с. в.;
в) от точки а следует подняться по линии х=0,115 кг/кг с. в.
до пересечения с линией удельной энтальпии ii=90 кДж/кг с. в.
Точка пересечения А характеризует состояние воздуха с задан-
ными параметрами.
2. Для воздуха в точке А <р=8,5%; / = 60°С (на рисунке
должно быть тоже 60°C).
3. Потенциал сушки рассчитывают по формуле (3-6). Для
этого по диаграмме i—х для воздуха в точке А определяют зна-
чение температуры мокрого термометра /'м=28вС (на рисунке
должно быть тоже 28°C), затем а=60—28=32°C.
4. По табл. 39 приложения значениям tc—t/M=32°C и fc =
=60°C соответствует относительная влажность воздуха ср=8%.
Расхождение по 'сравнению с результатом графического оп-
ределения составляет 5,9%.
Расчет 3-6. В сушильную камеру поступает влажный воздух
при температуре 80 °C; потенциал сушки этого воздуха состав-
ляет 46 °C. Поправка на действительную сушилку Д=0. Отра-
ботавший воздух выходит из сушильной камеры при темпера-
туре 45 С.
Рассчитать:
удельное влагосодержание и относительную влажность воз-
духа перед сушильной камерой;
удельное влагосодержание и относительную влажность отра-
ботавшего воздуха.
Расчет ведут в такой последовательности.
. 1. Пользуясь формулой (3-6), находят температуру по смо-
73
ченному термометру для воздуха, поступающего в сушильную
камеру:
—'^с е;
^/==80-46 = 34 °C.
2. На диаграмме i—х (рис. 3-7) находится точка пересече-
ния изотермы / = 80°С и линии t'M = 34 °C ~ точка В, характе-
ризующая состояние воздуха перед сушильной камерой.
Для этого воздуха определяют: -Vt — 0,015 кг/кг с. в.,
= 4,96%.
3. По условию поправка на действительную сушилку Д=0,
поэтому в процессе сушки удельная энтальпия воздуха не из-
меняется: (2=/1 = 120 кДж/кг с. в.
4. Состояние отработавшего воздуха определяется точкой
С — на пересечении линии £ = 120 кДж/кг с. в. и изотермы
=45°C. Для этого воздуха находят: х! = 0,029 кг/кг с. в.; ф2 =
= 45%.
Расчет 3-7. В калорифер поступает влажный воздух темпе-
ратурой to = 20 °C с удельной энтальпией io=4O кДж/кг с. в.
Определить, как изменится потенциал сушки при нагревании
воздуха в калорифере до температуры /1=61°С.
Расчет ведут в такой последовательности.
1. Потенциал сушки воздуха до калорифера рассчитывают
по формуле (3-6).
2. На диаграмме i—х (рис. 3-8) на пересечении изотермы
to = 20 °C и линии /о=4О кДж/кг с. в. находят пололсение точки
А, характеризующей состояние заданного воздуха.
Для этого воздуха определяют: fMo = 14,2°C, хо=0,008 кг/кг
с. в. Потенциал сушки ео = 20—14,2=5,8 °C.
На диаграмме i—х находят положение точки, характеризую-
щей состояние подогретого воздуха, — на пересечении линии
Рис. 3-8. Определение значений х Рис. 3-9. Определение значения ря
и по диаграмме i-х (к расчету по диаграмме i — x (к расчету 3-8)
3-7)
74
Хо=0,008 кг/кг с. в. и изотермы /[—61 °C— точка В. Для этого
воздуха ifu = 26,5 °C.
3. Рассчитывают потенциал сушки подогретого воздуха: ei =
= 61—26,5 = 34,5 °C.
Таким образом, при нагревании воздуха в калорифере его
потенциал сушки увеличился примерно в 6 раз:
— 34,5/5,8 6.
Расчет 3-8. Состояние влажного воздуха характеризуется
температурой 40 °C и относительной влажностью 30%.
Определить по диаграмме I—х:
удельное влагосодержание воздуха;
максимально возможное удельное влагосодержание воздуха
при температуре 40 °C;
давление насыщенного пара в воздухе.
Расчет ведут в такой последовательности.
1. На диаграмме i—х (рис. 3-9) находят точку, характери-
зующую состояние влажного воздуха, — на пересечении изотер-
мы /=40°С и линии <р=30% (точка Л).
Для этого воздуха определяют 0,012 кг/кг с. в.
2. При /=40°С максимальное влагосодержание воздух бу-
дет иметь при полном насыщении его водяными парами, т. е.
при ф=100%. Следовательно, точка пересечения изотермы
/ = 40°С и линии (р= 100% (точка а) будет характеризовать воз-
дух при /=40°С, полностью насыщенный водяными парами.
Для этого воздуха определяют Хмакс — 0,050 кг/кг с. в.
3. Давление насыщенного пара в воздухе при температуре
40 °C зависит от xMaKc и определяется по диаграмме следующим
образом:
а) от точки а по линии хмаке = 0,050 кг/кг с. в. следует спус-
титься на линию парциального давления водяного пара — точка
б;
б) от точки б нужно перейти по горизонтали на правую ось
ординат, где в масштабе отложено давление пара, — точка з.
Тогда
р?1=0'Шр,
где О'Ь— отрезок на оси давления 57 мм; Afp—масштаб оси давления; для
диаграммы на вклейке Мр®>129.
/?й = 57* 129 — 7353 Па.
Расчет 3-9. В сушильную камеру поступает воздух с пара-
метрами: Л = 85°C; <р1 = 4%. Отработавший воздух выходит из
сушильной камеры с параметрами: /2 = 40°С; 4)2=50%.
Рассчитать плотность воздуха, входящего и выходящего из
сушильной камеры.
Расчет ведут в такой последовательности.
Плотность влажного воздуха определяют по формуле (3—9).
1. Для нахождения плотности воздуха, поступающего в су-
7S
шильную камеру, определяют давление насыщенного пара в
воздухе при /1=85 °C по табл. 37 приложения:
ра1 = 0,576-108 Па.
Рассчитывают парциальное давление пара в воздухе из фор-
мулы (3-1):
Рп ~ Ф1Рнр
рв = 0,04.0,576.105 = 0,023• 105 Па,
тогда
п _ 1.293-273 Л Л«-я 0,02340» \ nQ ,3
Рвл.в! 273 + 85 0»378 0,981 106 J —0,9 кг/м .
2. Для определения плотности отработавшего воздуха опре-
деляют давление насыщенного пара в воздухе при температуре
/а=40°С по табл. 37 приложения: рпг =0,0736- 10Б Па. Рассчи-
тывают парциальное давление пара в воздухе:
Рп2= ФгРнг»
^ = 0,5-0,0736-105 = 0,0367-105 Па,
тогда
Рвл.в2 — 273 + 40 0378 o ggl-lO» ]*“ЬП КГ/м®.
В соответствии с формулой (3-9) на изменение плотности
влажного воздуха в процессе сушки оказывают влияние парци-
альное давление пара и температура.
Увеличение парциального давления пара в процессе сутки
(pFi2>Pni) вызывает уменьшение плотности. С понижением тем-
пературы воздуха в процессе сушки (/а</1) плотность воздуха
увеличивается.
По расчету в процессе сушки плотность влажного воздуха
возросла. Это свидетельствует о преимущественном влиянии на
плотность изменения температуры воздуха.
Расчет 3-10. Влажный воздух температурой 80 °C, с относи-
тельной влажностью 15% охлаждается до 204}. Определить:
значение температуры точки росы для воздуха с заданными
параметрами;
удельное влагосодержание воздуха после охлаждения его до
20 °C;
на сколько изменится относительная влажность заданного
воздуха после охлаждения его до 20 °C и при повторном нагре-
вании до 80 °C.
Расчет ведут в такой последовательности.
1. На диаграмме i—х на пересечении изотермы /i=80°C и
линии ф1 = 15% находят точку А, характеризующую состояние
воздуха с заданными параметрами (рис. 3-10).
76
Рис, 3-10. Изображение на диаграм-
ме I — х процессов нагревания, ох-
лаждения, осушки воздуха (к рас-
чету 3-10)
2. Охлаждение воздуха
происходит при постоянном
удельном влагосодержании
X;=0,042 кг/кг с.в. до состоя-
ния полного насыщения (ср =
= 100%) —точка В.
Температура охлажденного
воздуха h при <р=100% явля-
ется температурой точки росы;
t2=tP=37 °C.
3. По условию требуется
охладить воздух до температу-
ры /3 = 2О°С.
Охлаждение воздуха сос-
тояния В ниже ?р=37 °C сопро-
вождается конденсацией пара
в нем, т. е. осушкой воздуха.
В процессе осушки при <p=100% уменьшается удельное влаго-
содержание воздуха. Графически этот процесс на диаграмме
с—х идет от точки В по линии ф= 100% До пересечения с изо-
термой /3 = 20 °C в точке С.
Из диаграммы видно, что в процессе осушки воздуха за счет
конденсации пара удельное влагосодержание уменьшилось от
Xi = 0,042 кг/кг с.в. до х2 = 0,015 кг/кг с.в.
4. При нагревании воздуха состояния С до первоначальной
температуры ^«вО^С (при постоянном удельном влагосодер-
жании х2 = 0,015 кг/кг с.в.) получится воздух состояния D.
Относительная влажность этого воздуха ф2=5%, т. е. воздух
стал более сухим, чем исходный (<pi = 15%).
Расчет 3-11. Установка для сушки сухарей работает с воз-
вратом части отработавшего воздуха.
Параметры свежего воздуха: ?0 = 28°С; фо=49%.
Параметры отработавшего воздуха: t2~55 °C; ф2=53%;
Кратность смешения п = 2,5.
Температура смеси после калорифера 2см1==90°>С.
Определить:
удельное влагосодержание и удельную энтальпию свежего
воздуха;
удельное влагосодержание и удельную энтальпию отрабо-
тавшего воздуха;
удельное влагосодержание, удельную энтальпию, температу-
ру и относительную влажность смеси до калорифера;
удельное влагосодержание, удельную энтальпию и относи-
тельную влажность смеси перед сушильной камерой.
Расчет сделать аналитически и графически по диаграмме
i—х и сравнить результаты.
Расчет ведут в такой последовательности.
I. Аналитический расчет.
1. Параметры свежего воздуха:
77
а) удельное влагосодержание определяют по формуле (3-5).
Для этого по температуре ta = 28 °C по табл. 37 приложения на-
ходят давление насыщенного пара: рио = 0,0378• 105 Па, тогда
xQ — 0,622 l0e_0>49.o^378.ioi' ~ 0,01196 кг/кг с. в.,
б) удельную энтальпию определяют по формуле (3-7):
<0 = 1,005-28 + 0,01196(2500+ 1,841-28) = 58,8 кДж/кг с.в.
2. Параметры отработавшего воздуха:
а) удельное влагосодержание
neon 0,53-0,1575-10» п .
Ха —0,622 ]Qa_0 53.011575.|06 —0,0577 кг/кг с. в.,
где Ряг=0,1575-10s Па — найдено по табл. 37 приложения при 1г~55*С;
б) удельная энтальпия
12= 1,005-55 + 0,0577 (2500+1,841-55) = 205,3 кДж/кг с.в.
3. Параметры смеси перед калорифером:
а) удельное влагосодержание смеси рассчитывают по фор-
муле (3-11):
^04 96 + 2,5.0.0577^0
СМ 14-2,5
б) удельную энтальпию смеси рассчитывают по формуле
(3-12)
58,8 + 2,5-205,3 1со _ „ .
<см =-----1+2'3------- 63,7 К^Ж^КГ С1 в<;
в) температуру смеси определяют из формулы (3-7):
/ — ^см ~ т
СМ сс.в + сп*см '
__ 163,7 — 2500 0,0445 _ . „ op
гсм— 1,005 4-1,841-0,0445 ~
г) относительную влажность находят из формулы (3-5):
_ _ хсмРб
Фсм~ Рп.см (0,622 + ^) •
где Риск—давление насыщенного пара, определяют ио табл. 37 приложения
при 1см=48,3®С; ра см<=0,114-10s Па,
тогда <рси — “о, 114-10»'(0,622 + 0,0445) " ®’ или 58,5%.
4, Параметры смеси после калорифера’
а) удельное влагосодержание воздуха при нагревании не
меняется, поэтому xCmi=*Cm = 0,0445 кг/кг с. в.;
78
б) удельную энтальпию смеси рассчитывают по формуле
(3-7):
/см1 = 1,005-90 + 0,0445 (2500 +1,841*90) «209,3 кДж/кг с. в.;
в) относительную влажность смеси определяют из формулы
(3-5):
___________*cmiP6_____
фом1" Рн.СМ!(0.622+ ХСМ!) •
где рве»! — давление насыщенного пара при ?сщ™90вС, определяется по
табл. 37 приложения; Ра.сщ *=0,71 10s Па,
тогда Фси<= 0,71 1 (У (0,622 + 0,0445) = ®>0942, ИЛИ 9,42%.
II. Графический расчет.
1. На диаграмме i—х (рис. 3-11) на пересечении изотермы
/ = 28°С и линии ср = 49 % находится точка А, характеризующая
состояние свежего воздуха. Для этого воздуха определяют:
Хо = О,О12 кг/кг с. в.; to=60 кДж/кг с. в.
2. На пересечении изотермы /2 = 55^С и линии <р2 = 53% на-
ходится точка С, характеризующая состояние отработавшего
воздуха. Для этого воздуха определяют: х2=0,058 кг/кг с. в.;
1*2 = 210 кДж/кг с. в.
3. Для нахождения точки, характеризующей состояние сме-
си свежего и отработавшего воздуха, точки Л и С соединяют
прямой линией; /0=136 мм.
Линию АС делят на (п+1) части и на расстоянии 39 мм
136/(2,5-4-1) от точки С отмечают точку Af, характеризующую
состояние смеси свежего и отработавшего воздуха в соотноше-
нии 1 : 2,5 (отношение отрезков АМ/МС = 97/39 = 2,5). Для сме-
си: хс«=0,046 кг/кг с.в.; tCM=I69 кДж/кг с.в.; £СМ=48Х?,
<рсм=60%.
4. При нагревании смеси в калорифере удельное влагосо-
держание не изменяется (xcm1~xCmJ, поэтому на диаграмме i—х
процесс нагревания смеси пойдет вверх от точки М по линии
Хсм —0,046 кг/кг с. в. до изо-
термы fcMi = 90°C.
Полученная точка В харак-
теризует состояние смеси пос-
ле калорифера (перед сушиль- *
ной камерой). Для этого воз-
духа iCMi = 212 кДж/кг с. в.;
Фсм1 = 9,5%.
III. Сравнение ре- 47
зультатов аналитиче-
ского и графического
расчетов.
Результаты аналитического
и графического расчетов зано-
сят в табл. 3-1 и определяют
процент расхождения.
%14 ЭД F xj, -0,03S с, 6.
:. 3-11. Построение в диаграмме
* процесса сушки с рециркуляки-
(к расчету 3-11)
79
Таблица 3-1
Наименование Обоз из че- ние Результат расчета ₽асхо)кде- н-не, %
аналитиче- ского графиче- ского
Воздух свежий Хо 0,0196 0,012 0,96
io 58,8 60 2,0
Воздух отработавший Xi 0,058 0,058 0
ii 205,3 210 2.3
Смесь до калорифера 0,0445 0,046 2,2
(см 163,7 169 3,2
tc м 48,3 48 0,6
феи км! 58,5 60 2,5
Смесь после калорифера 209,3 212 1,2
фе Ml 9,42 9,5 0,85
Из таблицы видно, что расхождение в результатах аналити-
ческого и графического расчетов незначительно. Это свидетель-
ствует о надежности графического расчета.
Расчет 3-12. Свежий воздух с параметрами г0 = 21°С и <ро =
= 50% нагревается в калорифере до й=80°С.
Температура отработавшего воздуха, выходящего из сушиль-
ной камеры, /2=37аС. Процесс сушки происходит при Д=0.
Определить КПД сушилки.
Расчет ведут в такой последовательности.
КПД сушилки рассчитывают по формуле (3-39).
1. Удельный расход теплоты в калорифере с учетом формул
(3-17) и (3-13) можно рассчитать так:
п ___ Ч ~~ й
Для определения необходимых для расчета ^Кал параметров
воздуха (хо> *?> fo, й) — строится в диаграмме i—x процесс
сушки (рис. 3-12).
На пересечении изотермы
/о=21°С и линии фо = 50% нахо-
дится точка Л, характеризующая
состояние свежего воздуха до ка-
лорифера. Для этого воздуха
Рис. 3-12. Изображение на диа-
грамме i—х процесса сушки при
А«0 (к расчету 3-12)
хо=0.008 кг/кг с.в.; 40 кДж/кг
с.в.
' Состояние воздуха после ка-
лорифера определяется точкой В
на пересечении линии Xq~
= 0,008 кг/кг с.в. и изотермы
Й = 80°С. Для этого воздуха
= 102 кДж/кг с.в.; f/M=30,5°C.
По условию в процессе сушки
80
поправка на действительную сушилку Д=0, в связи с этим
удельная энтальпия воздуха в процессе сушки не меняется, т. е.
i2 = <1 = 102 кДж/кг с.в.
Состояние отработавшего воздуху после сушильной камеры
определяется точкой С—на пересечении линии <2 = 102 кДж/кг
с.в. и изотермы 6=37QC. Для этого воздуха х2=0,025 кг/кг
с. в,
С учетом найденных значений параметров воздуха рассчи-
тывают удельный расход теплоты в калорифере
670^0,°008 ^ 3650 «Дж/5»* исп* вл-
2. Значение удельной теплоты парообразования г определя-
ют по табл. 37 приложения при температуре испарения влаги из
материала. Эта температура в первом периоде процесса сушки
равна температуре смоченного термометра.
Температура смоченного термометра Лы = 30,5 °C соответст-
вует значению г — 2428 кДж/кг.
3. Коэффициент полезного действия сушилки -г) =2428/3650=
= 0,66.
Расчет 3-13. Процесс сушки происходит с возвратом части
отработавшего воздуха при кратности смешения и —3.
Параметры свежего воздуха: /о = 2О°С; ф0=60%.
Параметры отработавшего воздуха: f2=45°C; ф2 = 50%.
Определить удельный расход циркулирующего воздуха.
Расчет ведут в такой последовательности.
Удельный расход циркулирующего воздуха рассчитывают по>
формуле (3-21).
1. Определяют удельный расход свежего воздуха по форму-
ле (3-13).
Сначала рассчитывают удельное влагосодержание свежего
воздуха по формуле (3-5), для чего предварительно по табл. 37
приложения при температуре (о« 20 °C определяют давление
насыщенного пара: рно=0,0234* 10е Па;
принимается значение барометрического давления рб = 105 Па,
тогда
песо 0,6*0,0234-10» ЛЛЛП
Jf0 —0,622 ]Q6_ 0,6*0,0234-10* КГ/КГ с.в.
Рассчитывают удельное влагосодержание отработавшего
воздуха, для чего по табл. 37 приложения при температуре
/2=45°С определяют давление насыщенного пара: pHs =
= 0,0957* 105 Па, тогда
леоо 0,5 0,0957* 10* п ЛОП
х2 —0,622 о,5.о,О957-10» —^*032 кг/кг с.в.
Определяют удельный расход свежего воздуха
г °'ода 1 б,он =435 кг/кг исп-
Л *7 КП
2, Рассчитывают удельный расход циркулирующего воздуха
1а — 435 (3+1) = 1740 кг/кг исп. вл.
Расчет 3-14. Рассчитать, какое количество мармелада
влажностью 30% (влажность на общую массу) необходимо по-
давать в сушилку, чтобы обеспечить выход 550 кг/ч высушенно-
го мармелада влажностью 23%.
Для расчета производительности сушилки по влажному ма-
териалу используют формулу (3-32):
О, = 550-^^ = 605 кг/ч.
Расчет 3-15, Рассчитать, какой влажности получится пасти-
ла, если в процессе сушки из 800 кг/ч пастилы влажность10
32% (на общую массу) удаляется влаги 144 кг/ч.
Для определения конечной влажности пастилы использует
формулу (3-29), откуда
2~ Gl — u :
™, 800-32 — 100-144 ,-0/
^2 -----$00-144----= 17 /о-
Расчет 3-16. В тоннельной сушилке высушивается хлеб
(1600 кг/ч) влажностью 52% (на общую массу). Влажность
готовых сухарей 9%. Удельная теплоемкость абсолютно сухо-
го вещества в сухарях сс.м=1,42 кДж/(кг-К).
Температура воздуха после калорифера 105 °C, после сУ*
шилки — 55 °C, в помещении цеха — 22 °C.
Рассчитать расход теплоты на нагревание материала в су-
шильной камере для двух вариантов движения материала и
воздуха:
для прямотока;
для противотока.
Расчет ведут в такой последовательности.
Расход теплоты на нагревание материала в сушильной ка-
мере определяют по формуле (3*33).
1. Рассчитывают производительность сушилки по высушен-
ному материалу по формуле (3-31):
02=1600 = 848 кг/ч.
2. Находят удельную теплоемкость сухарей по формуле
(3-34):
4,18-9 + 1 «(100-Щ = ,>66 кДж/(кг.К).
J W
3. Определяют температуру сухарей (в 43) при выходе из
сушилки с учетом соотношения — (2+10).
] При прямотоке на выходе из тоннеля сухари при П72 = 9%
соприкасаются с отработавшим воздухом при fa = 55°C, поэто-
му
I 0м2прпм = 55—3 = 52°С.
При противотоке сухари на выходе из тоннеля соприкаса-
ются с воздухом после калорифера при Л = 105 °C, поэтому
105—3 «102 °C.
г 4. Рассчитывают расход теплоты на нагревание материала
в сушилке:
QM"’‘,', = -^j~l,66(52- 22) = U,7 кВт;
; -1.66 (102- 22) = 31,2 кВт;
Таким образом, расход теплоты на нагревание материала в
, сушильной камере при противотоке в 2,66 раза выше, чем при
а прямотоке.
' Расчет 3-17. Производительность сушильной камеры по хле-
} бу G 1 = 1600 кг/ч. В ней осуществляется нормальный сушильный
| процесс. Влажность хлеба 52%, сухарей (1Г2) —9%.
Температура воздуха в помещении цеха to = 23°C.
Параметры воздуха после калорифера: 6 =80°C; f'Mj =
=30,5°С.
Параметры отработавшего воздуха: /2 = 40°С; <р2 = 45%.
Определить объем воздуха свежего, после калорифера, от-
работавшего воздуха и расход теплоты в калорифере для обес-
печения процесса сушки.
Расчет ведут в такой последовательности.
Расход воздуха определяют по формуле (3-15).
1. Рассчитывают количество влаги, испаряющейся из мате-
риала в процессе сушки, по формуле (3-29):
! и = 1600 =600 кг/ч.
2. По диаграмме I—х (рис. 3—13) определяют:
а) состояние воздуха после калорифера — точка В—на пе-
ресечении изотермы 6 =80 °C и линии f'M = 30,5°C. Для этого
воздуха Xi =0,007 кг/кг с. в.; = 100 кДж/кг с. в.; <pj = 3%;
б) состояние свежего воздуха — точка А— на пересечении
\ линии = х0 =0,007 кг/кг с. в. и изотермы t0 = 23°C Для этого
воздуха 10 = 40 кДж/кг с. в.; <ро=35%;
в) состояние отработавшего воздуха — точка С — на пере-
сечении линии qp2=45% и изотермы f2=40°C. Для этого возду-
ха х2=0,021 кг/кг с. в.
< 3. Расход сухого воздуха
~ 0,021 — 0,007 = 49200 кг/Ч.
83
6*
Рис. 3-13. Определение по диа-
грамме I — х параметров воздуха
(к расчету 3-17)
4. Объем влажного возду-
ха рассчитывают по формуле
(3-16).
а) Объем свежего воздуха.
По табл. 40 приложения при
fo = 23°C и <р0==35% опреде-
ляют Уо'=0,854 м3 в.в./кг
с.в., тогда Уо=49200 -0,854 =
=42000 м3 в.в./ч.
б) Объем воздуха после
калорифера. По табл. 40 при-
ложения по Zj = 80°C и qpi =
= 3% находят У0/’=1,03 м3
в.в./кг с.в., тогда У1=49200X
X 1,03 = 50800 м8 в.в./ч.
в) Объем отработавшего
воздуха. По табл. 40 приложе-
ния по ^=40 °C и ср2=45% определяют Уо'=О,9362 м3/кг с.в.,
тогда Уг = 49200-0,9362=46100 м3 в.в./ч.
5. Расход теплоты в калорифере рассчитывают по формуле
(3-19):
= Н00-4^-818 кВт.
Расчет 3-18. В расчете 3-17 в сушилке для нагревания воз-
духа в калорифере используется сухой насыщенный пар давле-
нием 3-105 Па. Расход теплоты в окружающую среду в калори-
фере составляет 6% полезной теплоты. Коэффициент теплопере-
дачи в калорифере k=40 Вт/(м2-К). Определить:
поверхность нагрева калорифера;
расход греющего пара.
Расчет ведут в такой последовательности.
1. Поверхность нагрева калорифера определяют из уравне-
ния теплопередачи (1-1), откуда
Расход теплоты в калорифере с учетом потерь теплоты
Q " Фкал + 0,06QHajI,
где QKaJ! —• расход теплоты в калорифере на нагревание воздуха из расчета
3—17 составляет 818 кВт;
Q = 818 + 0,06-818 — 867,1 кВт.
Средний температурный напор в калорифере определяют по
формуле (1-9).
Предварительно по табл. 38 приложения по давлению грею-
щего пара р=3-105 Па находят его температуру ^=133,54°C.
84
Рассчитывают 133,54 — 23 = 110,54 °C; Atu—133,54—
—80=53,54 °C, тогда
дл 110,54 — 53,54 опор
Л/=Р“ 110,54
1п 53,54
Определяют поверхность нагрева калорифера
/? = _71— =264 ма.
Г 40-82
2. Расход греющего пара в калорифере при условии 6КОнд-
п
Q = Dr,
откуда
0.
г
где г —удельная теплота парообразования; определяется по табл. 38 при-
ложения по давлению пара рпвЗ-10в Па; /'«2164 кДж/кг.
Тогда
867,1-3600 <,,п .
—2164------*1440 ет/Ч-
3. Удельный расход греющего пара
d да /)/£/,
i .. , ,
- где U — коппчество испаренной влаги из хлеба в процессе сушки; из расчета
3 3-17 V = 690 кг/ч;
j d да 1440/690 = 2,08 кг/кг.
Расчет 3—19. Рассчитать тоннельную сушилку для мармела-
j да. Производительность по готовому продукту да =700 кг/ч.
; Удельная теплоемкость абсолютно сухого вещества в мармела-
де сс.м = 1,672 кДж/ (кг • К).
Влажность мармелада (на общую массу) начальная (U7,)
32%, конечная —23%. Длительность сушки т=6 ч.
Сушка производится на стальных вагонетках, перемещаю-
j щихся в подвешенном состоянии. На каждой из них помещает-
j ся ш = 19 решет с материалом в два ряда.
V Масса решета gP=0,4 кг, масса вагонетки £в=23кг.
г Длина вагонетки (ZB) 1,14 м. высота (йв) — 1,25 м, ширина
; (М— о,78м.
Вместимость решета по высушенному мармеладу £р2==5 кг.
! В сушилке осуществляется переменный режим сушки по
Д зонам. В каждой зоне происходит возврат части отработавше-
го воздуха и имеется самостоятельная калориферно-вентиляци-
; онная установка (рис. 3-14, табл. 3-2).
85
Загрузка
-------»- ' —направление движения багонетак
*x>wv*»- -направление снижения ЖззЗуха.
f । - жалюзи
Рис. 3-14. Схема каналов в трехзонной сушильной установке (к расчету
Параметры свежего воздуха: температура /0 — 22°C, относи-
тельная влажность (р0 = 68%.
Изменение влажности мармелада и длительность сушки по
зонам приведены в табл. 3-3.
При расчете следует принять удельный расход теплоты в
окружающую среду по зонам (в кДж/кг исп. вл.): ^]о-с = 320;
^==600; ?1ИОС-960.
В результате аналитического расчета для каждой зоны
нужно определить:
количество испаренной влаги;
габаритные размеры сушильной камеры;
расход свежего воздуха;
расход циркулирующего воздуха;
расход теплоты в калорифере;
кратность смешения.
Таблица 3-2
Параметр Зона I Зона II Зона III
на входе на выходе на входе 'на выходе на входе на выходе
Температура, “С ^сщ=64 Ла=55 Шем1=70 Шэ=63 ДИсмх"75 /П!аиг71
Относительная — <pi2=30 — <рп2=:26 — {pina=s=10
влажность, %
Таблица 3-3
Параметр Зона I Зона П Зона HI
Влажность, %
на входе WV=32 Wi-28,5 Firr»-24
на выходе №'г!*=28,5 Wyi-24 WH-23
Длительность сушки, ч т'=1,5 т'»г=3 т>«-1,5
86
Необходимо построить процесс сутки по зонам в диаграм-
ме I—х (см. рис, 8 на вкладке) и определить графически для
каждой зоны:
удельный расход свежего воздуха;
удельный расход циркулирующего воздуха;
удельный расход теплоты в калорифере.
Следует сравнить результаты аналитического и графическо-
го расчетов.
Расчет ведут в такой последовательности,
I. Аналитический расчет.
1. Определение количества испаренной влаги.
Расчет осуществляется в целом для всей сушилки и по зо-
нам по формулам (3-29) и (3-30).
1.1. Производительность сушилки по влажному материалу
определяют по формуле (3-32):
G,=700-|gg~-g =792,6 кг/ч.
1.2. Количество испаренной влаги во всей установке:
1/=792,6-^=^- = 92,6 кг/ч,
ИЛИ
и=700 жЕж-=92’6 кг/ч<
ИЛИ
t/ = 792,6-700 = 92,6 кг/ч.
1.3. Для зоны I G j =792,6 кг/ч.
Количество испаренной влаги
1 loo — «V
V = 792,6 =38,9 кг/ч.
Количество выходящего продукта
GJ~GJ-W',
Ga’=792,6—38,9 = 753,7 кг/ч.
1.4. Для зоны II Gni = 6’2 = 753,7 кг/ч.
Количество испаренной влаги
£/" =753,7 = 44,5 кг/ч.
1UV — 44
Количество выходящего продукта
Gari = Gtn—6”; G2” = 753,7—44,5 = 709,2 кг/ч.
87
1.5. Для зоны III G™i = G"z=7W2 кг/ч.
Количество испаренной влаги
и" 1 = 709,2 -^-=9,2 кг/,.
Количество выходящего продукта
б2ш = 709,2—9,2 = 700 кг/ч.
Делают проверку:
£/=38,9 + 44,5 + 9,2 = 92,6 кг/ч.
2. Определение габаритных размеров сушильной камеры по
зонам.
Эти размеры зависят от производительности и длительности
сушки.
2.1. Вместимость зоны по высушенному материалу рассчи-
тывают по формуле (3-42):
зона I
г , 753,7-1,5 . 1ал
GM* =-----j—— = 1130 кг;
зона II
V=2, так как вагонетки в зоне II делают две петли (см.
рис. 3-14); -
бмп=-+^-= 1063,5 кг;
зона III
л П1ТШ
GMin = - ,т ; GK!iI = 700-1,5 = 1050 кг.
2.2. Число вагонеток в каждой зоне рассчитывают по фор-
муле (3-41). Вместимость вагонетки по высушенному мате-
риалу
£в2=£р2^; £в2 = 5- 19 = 95 кг.
Число вагонеток в зонах:
п* = 1130/95= 11,88 » 12;
п»= 1063,5/95= 11,2» И;
n»i = 1050/95= 11,02» 11.
88
2.3. Длину канала каждой зоны определяют по формуле
Lr = 12-1,14 + 0,57= 14,27 мл 14,3 м;
Ln = 11* 1,14 + 0,57 = 13,12 м« 13,2 м;
ЛШ = Ц.1,14 + 0,57=13,12 м» 13,2 м.
Длина сушильной камеры £с.к (см. рис. 3-14) для размеще-
ния каналов всех зон должна быть равна 14,3 м.
2.4. Ширину канала зоны рассчитывают по формуле (3-43):
В1 = В111 = 0,78+ 0,6 =0,84 м.
Так как в зоне II две петли вагонеток, В11 = 2*0,84= 1,68 м.
2.5. Высоту канала зоны определяют по формуле (3-44):
& =н^=Нш = 1,25 + 0,07 = 1,32 м.
3. Поправку на действительную сушилку рассчитывают по
формуле (3-36).
3.1. Расход теплоты на нагревание материала определяют
по формуле (3-33).
Предварительно определяют:
а) удельную теплоемкость материала для каждой зоны рас-
считывают по формуле (3-34):
зона / •
кДжДкг.К);
зона II
См,П=Л,'.8-21+-.^(100 - 24).=2|27 ^/(Kr.K).
зона III
= кДж/(кг-К).
б) Определяют температуру материала на выходе из каж-
дой зоны. При этом допускают, что при перекрестном движе-
нии материала и воздуха она на 2—3°С ниже температуры воз-
духа в зоне. Тогда
□ Г _ ^см1 +Q.
° м2-----2------°’
V = —3 = 56,5 °C;
*
t II /II
V ----2,5;
еЛч—-2,5 = 64 °C;
89
i III I i III
fi HI _ *CM1 -t- Ig 2-
dm8 — 2
е1Ош=-^±-Н--2=71“С.
в) Рассчитывают температуру материала на входе в каж-
дую зону:
eM1‘=f0«22°C;
W-eM,>-56.5"C;
9Bf"'“W = 644C.
Расход теплоты на нагревание материала по зонам
» 753,7*2,39 (56,5— 22) = 62000 кДж/ч;
= 709,2-2,27(64—56,5)= 12060 кДж/ч;
QMin = 700-2,25(71— 64) = 11020 кДж/ч.
3,2. Удельный расход
зонам (в кг/кг исп. вл.)
теплоты на нагревание материала по
Ям — Фм/^»
« 62000 « слй,
~~38,9” ~ ^96,
?м"=-^- = 2Л;
?яШ=по2О_11ОО.
V f AJ
3.3. Расход теплоты на нагревание транспортных приспособ-
лений f?Tp (вагонеток) в зонах определяют по формуле (3-35)'.
а) Масса вагонеток, проходящих в час через зону,
G - ng*
итр —
где g* — масса вагонетки с решетами;
fB'=g9+^gp;
gB'= 23+19-0,4 = 30,8 кг,
тогда
O’lP = -I^^- = 246 кг/ч;
№„=-^^=225 кг/ч;
б‘111р = Л1^1 = 226 кг/ч.
90
б) Определяют температуру вагонеток на выходе из каждой
зоны. При этом принимают, что при перекрестном движении
воздуха и вагонеток она равна средней температуре воздуха в
зоне, тогда
0*тИ=-5Ц^- = 59,5’С;
е",р2=^±^==66,5“С;
е>птИ=^±^-=73°с.
1ВЕЯЦр
в) Температура вагонеток на входе в каждую зону:
^ = ^ = 22°^
0^2 = 59,5 °C;
ештр1«ептр2-бб,5°с.
Удельная теплоемкость материала, из которого изготовлены
вагонетки (сталь), сТр“0,481 кДж/(кг-К).
Расход теплоты на нагревание вагонеток по зонам (в
кДж/ч)
Q\p = 246-0,481 (59,5—22) =4450;
QHTpS= 226-0,481 (66,5—59,5) = 773;
Q%p = 226 • 0,481 (73 — 66,5) = 708.
3.4. Удельный расход теплоты на нагревание вагонеток по
зонам (в кДж/кг нсп. вл.)
^тр ” Qip/U,
^тР = 4450/38,5 =114,3;
9ПТР = 773/44,5= 17,35;
(/111^ = 708/9,2 = 76,96.
3.5. По условию добавочная теплота в сушильную Камеруне
подводится, т. е. </д = 0.
Поправка на действительную сушилку по зонам (в кДж/кг
исп. вл.)
Д1 = 4,186-22—1596—114 —320 =—1938,1;
Дп = 4,186-56,5—271 — 17,35—600 = —652,35;
ДП1 = 4,186-64 —1100—76,96—960 = —1869,1.
4. Расход свежего воздуха рассчитывают по формуле (3-14),
удельный расход свежего воздуха — по формуле (3-13).
91
4.1. Удельное влагосодержание свежего воздуха
х0 = 0,622
ФоРно
Рб ФоРно *
где фр—68% ро=98100 Па; ряо=264О Па (по табл. 37 приложения при
температуре f0=22eC);
*o — 0,622 98l00L0,68-2640 —0,0117 кг/кг с.в.
4.2. Удельное влагосодержание отработавшего воздуха по
зонам:
зона I
$2=30%; рнав 15750 Па (по табл. 37 приложения при /г==
= 55 °C);
Хг — 0,622 gsioo —0,3-15750 =0,0315 кг/кг с. в.;
зона II
Фа = 26%; рн2 = 22810 Па (по табл, 37 приложения при f2 =
= 63 °C);
п™ 0,26-22810 ЛЛ.
Х2 — 0,622 д8Ю0 — 0,26-22810 ~~ кг^кг С- В’»
зона Ш
$2=10%; рн2=32450 Па (по табл. 37 приложения при
= 71 °C);
Х2 = 0,622 98100 _0( 1.32450 = 0»0213 кг/кг с. в.
4.3. Удельный расход свежего воздуха по зонам (в кг/кг исп.
вл.)
/I-------!________so к
”0,0315-0,0117“ии’°
/П “ 0,04 — 0,0117 = 35’3:
0,0213 — 0,0117 = 104»1 •
4.4. Полный расход свежего воздуха по зонам (в кг/ч):
£1 = 50,5-38,5=1941;
£4 = 35,3-44,5 = 1570;
£14 = 104,1-9,2=960.
5, Расход циркулирующего воздуха.
Полный расход циркулирующего воздуха рассчитывают по
формуле (3-22), удельный расход —по формуле (3-20).
92
5.1. Удельное влагосодержание смеси по зонам определяют
из совместного решения уравнений (3-20) и (3-38):
1 А
fcMl *
откуда
__Va — cc.b^cmi) —
*«“ TTHWm-A' •
Удельную энтальпию отработавшего воздуха (в кДж/кг с. в.)
по зонам определяют по формуле (3-7):
У = 1,005• 55 + 0,0315 (2500 +1,84 Ь 55) = 137,4;
У1« 1,005 • 63+0,04 (2500 +1,841 • 63)»167,8;
У» = 1,005 -714- 0,0213 (2500+1,841-71)»127,4.
Удельное влагосодержание смеси по зонам (в кг/кг с.б.):
(137,4- 1,005-64) + 1938,1-0,0315 _Па90й.
2500+ 1,841-64 + 1938,1
п (167,8— 1,005.70)+ 652,35-0,04 __лПо77-
Х 2500+1,342-70+652,35
ип (127,4- 1,005-75)+ 1870,5-0,0213 _n .
Х см = 2500+ 1,841-75+ 1870,5
5.2. Удельный расход циркулирующего воздуха по зонам
(в кг/кг исп. вл.):
1п' = 0,0315 — 0,03 = 666;
51" 0,04 — 0,037 = 333’
“ 0,0213 — 0,0203 = 1 °00,
5.3. Полный (в кг/ч): расход циркулирующего воздуха по зонам LnT = 666-38,5 = 25600; Lnn = 333-44,5= 14830; Lnni = 1000-9,2 = 9200.
6. Кратность (3-21), откуда смешения по зонам определяется из формулы п = 1 666 — 50,5 _ |2 2* 50,5 .. 333-35,3 й . " 35,3 =8’4: 1000- 104,1 Qe п 1йП 8’6-
93
7. Полный расход теплоты в калорифере рассчитывают по
формуле (3-25), удельный —по формуле (3-24).
7.1. Удельную энтальпию смеси до калорифера по зонам
определяют по формуле (3-12).
Сначала рассчитывают удельную энтальпию свежего воздуха
-(в кДж/кг с. в.) по формуле (3-7):
i0«1,005 -22 + 0,0117 (2500 +1,841 • 22) = 51,8,
тогда
_ 51,8+12,2-137,4
1 см------1 + 12,2 1
51,8+8,4-167,8 .ккс
1 п«м------------------ 155.6;
7.2. Определяют удельную энтальпию смеси (в кДж/кг с. в.)
по зонам после калорифера из формулы (3-38), откуда
^СМ1 ^2
Лси1 = 137,4+-!^—140,31;
("см. = 167,8+-^- = 169,76;
Л„и1 = 127,4+-!^- = 129,3.
7.3. Удельный расход теплоты в калорифере по зонам
((в кДж/кг исп. вл.):
= 666 (140,31 —131) = 6200;
<7икал = 333 (169,76—155,6) «4720;
^шкал = Ю00 (129,3— 119) = 11210,
7.4. Полный расход теплоты в калорифере по зонам:
<2гнал = 6200- 38,5 = 238000 кДж/ч = 66,1 кВт;
С1Гиал = 4720-44,5 = 210000 кДж/ч = 58,4 кВт;
<2шкаЛ = 7460-9,2 = 68600 кДж/ч«=19,1 кВт.
II. Графический расчет.
1. Построение процесса сушки в диаграмме i—x.
1.1. На диаграмме i—х (см. вкладку) на пересечении линий
/о = 22 °C и <ро = 68% находится точка А, характеризующая со-
стояние свежего воздуха.
*94
Далее строят процесс сушки для каждой зоны.
1.2. На пересечении линий /2=const и линий фа=const нахо-
дятся точки С, характеризующие состояние отработавшего воз-
духа:
для зоны I /а=55°C, ф2=30% —точка С1;
для зоны II /2=63 °C, фз —26% —точка С11;
для зоны III h—7\ °C, ф2= 10% —точка Сш.
1.3. Строят процесс сушки для каждой зоны без рециркуля-
ции. Находят точки Вп> характеризующие состояние подогрето-
го свежего воздуха перед поступлением в сушильную камеру.
Эти точки должны лежать на пересечении линий хо”const и
/1= const.
Для определения положения линий ft —const рассчитывают
величины отрезков CCi для каждой зоны в соответствии с фор-
мулой (3-37):
для зоны I
1938,1 ,
— 50,5-6,8 "“51,1 ММ,
для зоны II
и 652,35 лд
С JCj11 = 3573.Q(8 мм;
для зоны III
Л1ТТЛ ITT 1870,5 QI
С Ci — 104,1-0,8 ~24 ММ*
1.4. Так как поправка на действительную сушилку для всех
зон Д<0, т. е. Св@м 1 < qK + q^, значит и > 19, для каждой зоны
отрезки СС\ откладывают от точек С вверх.
1.5. Для каждой зоны из точек Ci проводят линии h = const
до пересечения с линией Xo=const, Получают точки BlH, BXIH,
вын,
1.6. Соединяют точки Вн для каждой зоны с точками С
для каждой зоны. Линии BR С изображают процесс сушки без
рециркуляции.
1.7. Для каждой зоны пересечение линий Вн С с линиями
/cMi=const определяет положение точек В, характеризующих
состояние смеси перед сушильной камерой в процессе с рецир-
куляцией. Получают точки В1, Вп, Вш.
1.8. При нагревании смеси в калорифере удельное влагосо-
держание не меняется. Поэтому для определения состояния
смеси до калорифера для каждой эоны необходимо из точек В
спуститься по линиям Хсм —const до пересечения с линиями
АС. Получают точки А11, М1П.
95>
Весь процесс по зонам изображается ломаными линиями:
А М В1 С1, А М11 Вп С11, А АР11 В111 Сш.
2, Удельный расход свежего воздуха рассчитывают по фор-
муле (3—13). На диаграмме i—х разности х2—х0 для каждой
зоны соответствуют отрезки CD в масштабе оси х: Мх=
= 0,4-10-3,
тогда
I —___L-.
‘ cd*mx •
Для каждой зоны:
I1 = 49;5-0Л-10-8 = 50,5 КГ/КГ ИСП’
Iй ~ 71-0,4-10-Д ~35’2 кг^кг исп* ВЛ-;
= 24-0,4-10-* ~ 104,2 КГ/КГ ИСП- ВЛ-
3. Удельный расход циркулирующего воздуха определяют по
формуле (3—20). На диаграмме i—х разности (х2—хсм) для
каждой зоны соответствуют отрезки CDi в масштабе оси х,
тогда
/ =_____!__
ln CDrMx *
Для каждой зоны:
3,8.0,4.10-i^657-9 КГ/КГ ИСП' ВЛ’;
U' = 7,5.0,4-10-»'°333 КГ/КГ ИСП- ®Л-;
^"'- ja^.o.V-ioT-1000 кг/кг ИСП. ВЛ.
4. Удельный расход теплоты в калорифере рассчитывают по
формуле (3—24).
На диаграмме i—х разности (£CMi — (си) для каждой зоны
соответствуют отрезки МВ в масштабе оси 1(Л1/=0,8 кДж/кг
с.в.), тогда
7ьал— CDvMd ’
или
?нал“ CDi т>
где т — масштабный фактор диаграммы;
96
Для диаграммы на вклейке
т ~ 0.4-10"8 = 2000'
Для каждой зоны:
12
д1кал=-^д~’2000=631 6_,кДж/кг исп. вл/,
9пмл“-Д-*20°0=в4700 кДж/кг исп. вл.;
2000 =1064 кДж/кг исп. вл.
•ЮМ
5. Кратность смешения.
По диаграмме i—х кратность смешения определяют по фор-
муле п—АМ/МС,
где AM и МС — отрезки (в мм) на диаграмме i—x.
Для каждой зоны:
Л1 в AM* М’С1 1 п! = = 12,36;
AM11 ftil =
МПСП •
«Ш = ЛМШ д!П ss -^-=8,66.
Л1ШС1П ’
6. Результаты аналитического и графического расчетов по
зонам заносят в табл. 3*4 и определяют процент расхождения.
Анализ данных таблицы свидетельствует о хорошей сходи-
мости результатов аналитического и графического расчетов.
Таблица 3-4
Аналитический Графический Процент
расчет расчет р а схождении
Зона I 1 50,5 50,5 0
и 666 657,9 1,2
?кая 6200 6316 1,8
п 12,2 12,36 1,3
Зона II 1 35,3 35,2 0,3
In 333 333,3 0,1
Яклл 4720 4700 0,4
п 8.4 8,38 2,3
Зона III 1 104,1 104,17 0,06
In 1000 1000 0
<?кая 11210 10640 5
п 8,6 8,66 0,7
7—760
97
КОНТРОЛЬНЫЕ ЗАДАЧИ
Задача 3-1. Влажный воздух характеризуется температурой
/о = 20 °C и относительной влажностью <ро = 50%.
Определить по диаграмме i—х значения удельного влагосо-
держания и удельной энтальпии этого воздуха.
Задача 3-2. Показание психрометра с естественной циркуля-
цией воздуха: /с = 50°С; £'М=24°С.
Определить по диаграмме I—х удельную энтальпию и отно-
сительную влажность воздуха.
Найти относительную влажность воздуха по психрометричес-
кой таблице, определить процент расхождения.
Задача 3-3. В сушильную камеру поступает воздух с пара-
метрами: ф=15%; £=57 °C.
Рассчитать удельную энтальпию воздуха и сравнить со зна-
чением, найденным по диаграмме i—х.
Задача 3-4. Определить парциальное давление пара в воз-
духе при £=43°C и удельной энтальпии i=100 кДж/кг с.в.
Задача З-б. Определить по диаграмме i—х значение темпе-
ратуры точки росы для воздуха при температуре £=60 °C и от-
носительной влажности <р=20%.
Задача 3-6. Состояние влажного воздуха характеризуется
температурой £0=45°С и удельной энтальпией io=80 кДж/кг
с. в.
Определить по диаграмме i—x значение удельного влагосо-
держания этого воздуха Хо и максимальное значение удельного
влагосодержания воздуха—хмакс при температуре =45 °C.
Задача 3-7. Состояние влажного воздуха характеризуется
температурой £0— 45 °C и относительной влажностью фо = 50%.
Определить по диаграмме i—х значение температуры смо-
ченного термометра и давление насыщенного пара р».
Задача 3-8. Свежий воздух с параметрами: £0=28°С и
фо — 40% подается в калорифер, где нагревается до Л = 70 °C.
Определить по диаграмме t—х параметры свежего воздуха:
х0, i0; параметры подогретого воздуха: xb h, <рь
Задача 3-9. Рассчитать относительную влажность воздуха в
сушильной камере по показанию психрометра: /с = 60°С; //м =
= 35 °C. Скорость воздуха в камере 2,5 м/с.
Задача 3-10. Определить, какое количество сухарей влаж-
ностью 9% 'получится при сушке 1500 кг/ч хлеба влажностью
55% (влажность на общую массу).
Задача 3-11. В сушильную камеру поступает воздух темпе-
ратурой —85 °C, его потенциал сушки составляет 45 °C. Отно-
сительная влажность отработавшего воздуха фа = 60%.
Определить парциальное давление водяного пара в воздухе
до сушильной камеры и в отработавшем воздухе при условии»
что процесс сушки происходит при Д=0.
98
Задача 3-12. Рассчитать влажность сухарей, если при сушке
1600 кг/ч хлеба влажностью 1^=55% удаляется влаги
818 кг/ч.
Задача 3-13. Поступающий в калорифер свежий воздух
имеет параметры: /0~25°С, <ро=60%; уходящий из сушильной
камеры воздух — /2=40°С, ф2=55%. Процесс сушки происходит
при Д=0.
Найти КПД сушильной установки.
Задача 3-14. Определить расход воздуха и расход теплоты
в калорифере для обеспечения сушки 500 кг/ч мармелада влаж-
ностью ^1=32% до влажности P72 = 24%. В сушилке осущест-
вляется процесс без рециркуляции.
(Параметры воздуха после калорифера: Zt = 70°C, <pt=7,5%;
после сушильной камеры — /г=40°С, <ра=46%. Температура
воздуха в помещении цеха /в = 20°С.
Задача 3-15. Рассчитать, какое количество влаги необходимо
удалить при сушке 1800 кт пастилы для снижения ее влажнос-
ти с Г,«32% до Г8 = 16%.
Задача 3-16. В калорифер поступает воздух температурой
25 °C, его точка росы 5 °C. Определить:
до какой температуры необходимо нагреть этот воздух, что-
бы его относительная влажность была равна 10%?
насколько увеличится при нагревании воздуха его потенциал
сушки?
Задача 3-17. В калорифер поступает смесь свежего воздуха
(to = 20°C и <ро = 5О%) и отработавшего воздуха (/2=50°С и
q)2==60%). Кратность смешения п=4.
Определить параметры смеси перед калорифером и после
нагревания до /см i == 75 °C.
Задача 3-18. В сушилке производительностью (?2 = 850 кг/ч
влажность пастилы снижается с U71 = 32% до И7г = 16% (на
общую массу). Параметры свежего воздуха: ?о —20°C, (р0=17%;
температура отработавшего воздуха /а=40‘*С. Процесс сушки
происходит при = 0. Воздух нагревается в калорифере до
/1=60°C паром давлением р = 1,5-105 Па.
Определить требующийся расход пара в калорифере, приняв
расход теплоты в окружающую среду 6% полезной теплоты.
Задача 3-19. В тоннельной сушилке высушивается мармелад
влажностью Wi-30% до влажности 1^2 = 23%. Производитель-
ность по влажному материалу Gi=440 кг/ч. Температура воз-
духа после калорифера 75 °C, после сушилки — 42 °C, в цехе —
23 °C. Удельная теплоемкость абсолютно сухого вещества в
мармеладе сс.м=1674,4 Дж/(кг-К).
Определить расход теплоты на нагревание мармелада в тон-
неле для двух вариантов движения материала и воздуха:
для прямотока;
для противотока.
7*
99
Задача 3-20. В сушильной установке удельный расход цир-
кулирующего воздуха 138 кг на 1 кг испаренной влаги (в рас-
чете на сухой воздух).
Параметры свежего воздуха: /п=60 кДж/кг с. в., фо=60 %;
параметры отработавшего — /2=41,5°C, фа=50%.
Рассчитать кратность смешения.
Задача 3-21. Определить поверхность нагрева калорифера к
сушильной установке для сухарей по следующим данным: про-
изводительность сушилки <?1=600 кг/ч; влажность хлеба =
=52%, влажность сухарей TFa = 7%; параметры свежего возду-
ха— /о—20°C, фо=6О%; параметры отработавшего воздуха —
/2=55°С, <р2=40%.
Процесс в сушильной камере происходит при Д = 0. В ка-
лорифере воздух нагревается топочными газами, начальная
температура которых 700 °C, конечная — 300°C. Расход тепло-
ты в окружающую среду следует принять равным 8% полезной
теплоты. Коэффициент теплопередачи калорифера й =
=34 Вт/(м2-К).
ОТВЕТЫ НА КОНТРОЛЬНЫЕ ЗАДАЧИ
3-1. хо“0,01 кг/кг с. в.; /=51 кДж/кг с. в.
3-2. /«70,25 кДж/кг с. в., фг₽=10%; ф»«10%.
3-3. /ан «100,2 кДж/кг с. в,; /ГР« 100 кДж/кг с. в.
3-4. рп=3320 Па.
3-5. /₽= 28,7 °C.
3-6. х0 —0,0135 кг/кг с. в.; лКак«=0,0б4 кг/кг с. в.
3-7. /мо=34,9°С; ря=9300 Па.
3-8. 6-54,75 кДж/кг с. в.; хо-х,-10,01 кг/кг с. в.; /1=98,5 кДж/кг с. в.;
Ф1**5%.
3-9. Ф—26,4%.
3-10. Gj=743 кг/ч.
3-11. pnt=4400 Па; pni=®6510 Па.
3-12. Va-8%.
3-13.Я-65 %.
3-14. £—6580 кг/ч; Скал— 113,5 кВт.
3-15. U-343 кг.
3-16. 6=45 °C, si—во" 13,3 °C.
3-17. Хсм“0,0434 кг/кг с.в.; бм-157,25 кДж/кг с.в.; фси-63%; /ви-46°С;
хеж]—хОм=0,0434 кг/кг с.в.; 6м1=189 кДж/кг с.в.; фощ = 17%,
3-18. 0-515 кг/ч.
3-19. QunpflM“3,33 кВт; Qxrp0T«° 10,96 кВт.
3-20. п-4.
3-21. F-120 м*.
рекомендуемая литература
1. Гинзбург A. С. Сушка пищевых продуктов. — М.: Пищепромиздат,
1960. — 676 с. „ „
2. Павлов К. Ф., Роианков П. Г., Носков А. А. Примеры и за-
дачи по курсу процессов и аппаратов химической технологин./ГГод ред,
П Г, Ром анкова.— 9-е изд., перераб. и доп.— Л.: Химия, 1981.— 560 с.
РАЗДЕЛ 4
ПЕРЕГОНКА И РЕКТИФИКАЦИЯ
Процесс перегонки широко применяется в спиртовой, ликеро-
водочной промышленности, в виноделии, а также в витаминном
и микробиологическом производствах.
Перегонкой называют процесс разделения смесей, состоящих
из двух (бинарной) или большего числа компонентов, имею-
щих различную летучесть.
Простая перегонка — однократное частичное испарение ком-
понентов и конденсация образующегося пара.
Сложная перегонка (ректификация) — многократное частич-
ное испарение смеси и конденсация пара. В ректификационной
колонне происходит взаимодействие пара, образующегося при
кипении смеси в кубе (или на контактных устройствах колон-
ны) с жидкостью—флегмой, получающейся при полной (или
частичной) конденсации пара в дефлегматоре и на контактных
устройствах.
Соотношение количеств дистиллята — продукта перегонки
Од и возвращаемой в колонну флегмы G& называют флегмо-
вым числом или погонным отношением:
/?ф = <?ф/Од. (4-1)
Ректификационная установка (рис. 4-1) состоит из куба /,
колонны 2, дефлегматора 3, холодильника 4.
Аппараты для ректификации классифицируют на две груп-
пы: периодического и непрерывного действия.
При периодической ректификации исходную смесь залива-
ют в куб колонны >(рис. 4-1, а), по мере перегонки она обедня-
ется по легколетучему компоненту. В аппаратах непрерывного
действия исходная смесь подается непрерывно на тарелку пита-
ния колонны (рис. 4-1,6). Часть колонны, находящаяся выше
места поступления этой смеси, называется укрепляющей. В ниж-
ней части колонны происходит истощение смеси. Эту часть на-
зывают исчерпывающей или отгонной.
ОСНОВНЫЕ ЗАВИСИМОСТИ И РАСЧЕТНЫЕ ФОРМУЛЫ
1. Составы фаз двухкомпонентных смесей А и В выражают:
в мольных процентах (% мол.) или долях
х«°л * кмо^а+в) •1 (4-2)
101
Рис. 4-1. Схемы ректификационных установок:
а — периодического Действия, б — непрерывного действия
в массовых процентах (% мае.) или долях
x“aG ~ кг (Д + В) '100; <4'3)
в объемных процентах (% об.) или долях
х°б м»“(А Н- ’1 °0, <4*4^
где х — концентрация легколетучего компонента А в жидкой фазе.
Для пересчета концентраций используют формулы:
ИаС РЛхоб *
у ____ -Ч»асРдхоб
06
(4-5)
(4-6)
где рл — плотность чистого компонента А (в кг/м3) при температуре 20 °C;
определяется по табл, 14 приложения; —плотность компонента А при
температуре 20 °C и объемной концентрации Хос; определяется в зависимо-
102
стн от объемной или массовой концентрации по табл. 23 приложения для
водно-спиртовых смесей;
*мас t 100 — *мас
МА ’ ^В
ХмолМд' 100
*мас“ XMM^x+OOO-^AfB ’
(4-7)
(4-8)
где Мл и Мв — мольная масса чистых компонентов А и В, кг/кмоль; опре-
деляется по табл. 20 приложения.
Пересчет концентрации из массовых процентов в мольные
проценты для водно-спиртовой смеси может производиться так-
же по формуле
, __ *мас
мол“ 256— 1,58лмас ’
(4-9)
Для газовой фазы справедливы те же соотношения — (4—
2) — (4—9), но с заменой обозначений х на у.
Ввиду того что мольные теплоты испарения различных жид-
костей одинаковы, а удельные теплоты испарения, отнесенные
к 1 кг вещества, резко различаются, в расчетах процесса рек-
тификации чаще всего используют мольные величины.
2. ' ...
вают
Мольную массу бинарной смеси (в кг/кмоль) рассчита-
но формуле
100
(4-Ю)
•Чивс , 100 — Хмас
мА + Мв
Физические и теплофизические свойства бинарной смеси.
3.1. Плотность смеси (в кг/м3)
Рсм = РА^МйС+Рв(1 ^маа)» (4-11)
где рд и рв —плотность компонентов Л и В (кг/м8); определяется по
табл. 14 приложения.
3.2. Динамический коэффициент вязкости газовых смесей
(в Па-с)
3.
Мсн _ yiMA . ytMB
Мем МЛ "Г Мв
(4-12)
где Мл, Мв — мольные массы смеси газов н отдельных компонентов,
кг/кмоль; рем, рд, ра — соответствующие динамические коэффициенты вязко-
сти, Па-с; У1, уз — объемные доли компонентов в смеси.
3.3. Удельная теплоемкость смеси
^см “ ^А-^мас 4“ &В (1 -^мас) (4-13)
где ел и сд —удельная теплоемкость жидких компонентов Л и В,
кДж/(кг-К); определяется в зависимости от температуры по табл. 15 и 16
приложения или из рис. XI в работе [4J
103
3.4. Удельная теплота парообразования смеси
G = ^ac+^(1 “-«Кае)» (4'14>
где га и гв — удельная теплота парообразования компонентов Л и В,
кДж/кг; определяется в зависимости от температуры по табл. 21 прило-
жения.
3.5. Удельная энтальпия паров бинарной смеси
in = Гв “Ь ССМ^П’ (4-15)
где /п — температура конденсации пара (кипения) смеси данного состава
при данном давлении.
4. Коэффициент испарения
K=yi*> (4-16)
где # —содержание компонента в паре, % мол.; х — содержание компонента
в жидкости, % мол.
5. Равновесие между фазами.
Сведения о равновесных составах жидкости и пара, опреде-
ляемые обычно опытным путем, имеются в справочной литера-
туре (см. например, работу [2]). Для некоторых бинарных сме-
сей данные о равновесных составах пара и жидкости приведе-
ны в таблицах (см. табл. 24-27 приложения). На основании
этих данных строят кривую равновесия х—у (рис. 4-2).
Определенному содержанию х легколетучего компонента в
жидкости в условиях равновесия соответствует его содержание
в паре у».
Данные о фазовом равновесии могут быть представлены
также в диаграмме i—х,у (рис. 4-3); i — температура кипения
смеси.
Рве. 4-2. Диаграмма равновесия х, у Рис. 4-3. Диаграмма равновесия
бинарных смесей t — х, у бинарных смесей
104
Нижняя кривая на диаграмме является кривой темпер ату*
ры кипения смеси в зависимости от ее концентрации; верхняя
кривая — кривой концентрации пара.
При известной концентрации смеси xh поднимаясь до кри-
вой температуры кипения (точка I) и переходя по горизонтали
до оси ординат, определяют температуру кипения смеси 6. Для
определения концентрации пара, равновесной смеси концентра-
ции следует продолжить горизонталь от точки / до кривой
концентрации пара (точка 2) и опуститься на ось абсцисс —
Ур*
При перегонке с дефлегмацией по известной концентрации
дистиллята хд по диаграмме t—xt у определяют следующие ве-
личины:
концентрацию флегмы *ф; для этого из точки на
осн абсцисс, соответствующей значению хд, проводят вертикаль
до пересечения с кривой концентрации пара — точка 3. Затем
из точки 3 проводят горизонталь до пересечения с кривой тем-
пературы кипения — точка 4, от нее—вертикаль на ось абс-
цисс, где определяют Хф/
флегмовое число Яф, которое делит отрезок 3—4 в
отношении /?ф=а/б (точка 5).
Далее по f—х, у-диаграмме находят:
начальную температуру конденсирующегося в деф-
легматоре пара; для этого от точки 5 проводят вертикаль до
верхней ветви — точка б и по ней находят искомую температу-
ру
конечную температуру конденсации t"K (темпера-
туру флегмы); находят на оси ординат по горизонтали от точки
5 (или 4)\
температуру поступающего в холодильник пара из кото-
рого образуется дистиллят; для этого от точки 5 проводят вер-
тикаль до нижней ветви — точка 7 и на оси ординат находят
6. Материальный баланс процессов перегонки и ректифика-
ции.
6.1. Уравнение простой перегонки
, (4-17)
ДГ J Ур~х ' f
где Ои— количество исходной (начальной) смесн, подлежащей разделению,
кг; GK — количество кубового остатка, кг; хи—концентрация исходной
смеси, % мае.; хк — концентрация кубового остатка, % мае.; у$ и х — соот-
ветственно равновесные концентрации легколетучего компонента в паре
и жидкости, % мае.
Это уравнение обычно решают графическим методом, опре-
деляют площадь, которая ограничена кривой, построенной в
координатах 1/(р₽—х)—х в пределах от хя до хь
105
' 6.2. В коньячном производстве для спиртосодержащей жид-
кости уравнение простой перегонки имеет вид
0,434 In ~-= -----0,434 In —
GH 1 —а хк
_+1 ) 0,434 In . (4-18)
\ 1 — с 1 у 1 — а — Ьхк* ' 7
где а—показатель дефлегмации (а=0,067); b— постоянный коэффициент
(Ь=0,0104).
6.3. Материальный баланс по всем компонентам (продук-
там) при обогреве закрытым паром
ОН = СД+ОН. (4-19)
6.4. Материальный баланс по легколетучему компоненту
^и = ^д+^к- (4-20)
В уравнениях (4—19), (4—20): Си, бд и Он —расход начальной смеси,
дистиллята и кубового остатка; хя, хд и хк — концентрации начальной смеси,
дистиллята и кубового остатка.
Расчеты производятся либо в массовых расходах (кг/с;
кг/ч) и массовых концентрациях к (% мае.), либо в мольных
количествах (кмоль/с, кмоль/ч) и мольных концентрациях х
(% мол.).
6.5. Уравнение рабочей линии верхнего (укрепляющей) части
ректификационной колонны непрерывного действия и колонны
периодического действия
где х и у — состав жидкости и пара по легколетучему компоненту в произ-
вольном сечении колонны, % мол.
6.6. Уравнение рабочей линии нижней (исчерпывающей, от-
гонной) части ректификационной колонны непрерывного дейст-
вия при обогреве паром через барботер
У= (x-xj, (4-22)
ип
где '<7ж и Go — величины жидкостного и парового потоков в колонне,
кмоль/ч.
6.7. Уравнение рабочей линии нижней части колонны при
обогреве паром через поверхность теплопередачи
У-#- х+(1-7Г-}х*- (4-23)
ип \ un f
Величина жидкостного потока в колонне (в кмоль/ч)
бж = ^-+т-. (4-24)
АТц АТф
106
Величина парового потока
(водно-спиртовых паров) в ко-
лонне (в кмоль/ч)
В формулах (4-24) и (4-25):
Мн, Мф, Мя и Мв — мольная
масса начальной смеси, флег-
мы, пара и воды, кг/кмоль.
В инженерных расчетах
можно принять для верхней
части ректификационных ко-
лонн А!п«Л4д.
7. Минимальное и опти-
мальное флегмовые числа.
7.1. Минимальное флегмо-
вое число в ректификационной
Рис. 4-4. Диаграмма х — у к опре-
делению минимального и оптималь-
ного флегмового чисел
колонне непрерывного действия
^фмин —
ХД-^Р
Ур~Лн ‘
(4-26)
В случае седлообразной кривой равновесия (например, для
системы вода — этиловый спирт) это уравнение неприменимо,
так как рабочая линия может пересечь кривую равновесия в
двух точках.
7.2. Минимальное флегмовое число можно рассчитать также
по формуле
(4'27)
где Во—значение, определяемое отрезком на оси ординат кривой равнове-
сия, % мол. (рис. 4-4).
Для определения So строят кривую равновесия по данным
табл. 24-27 приложения. На кривой равновесия проводят вер-
тикали: из точки на оси абсцисс, соответствующей значению
хд, до пересечения с диагональю диаграммы (например, при
хд = 60% мол. — точка 7);
из точки на оси абсцисс, соответствующей значению х„, до
пересечения с кривой равновесия (например, при хн = Ю%
мол. — точка 2).
Соединяют точки / и 2 и продолжают линию 1—2 до оси
ординат, где определяют величину Во.
Следует отметить, что минимальному флегмовому числу со-
ответствует бесконечное число тарелок в ректификационной
колонне.
107
v 7.3. Рабочее флегмовое число
Яф = мин» (4-28)
где 0 — коэффициент избытка флегмы; р« 1,2+5,0.
7.4. Для расчета оптимальной величины флегмового числа
можно применить два метода:
Метод I. Находят число единиц переноса п0*:
<4’29)
Определение «о ведут в такой последовательности:
строят кривую равновесия по данным табл. 24-27 приложе-
ния (см. рис. 4-4);
находят значение /?фМЯН по формуле (4-27);
принимают произвольно ряд значений флегмовых чисел,
бблыпих Дфмнм (Яфъ Яфз и т. д.), и рассчитывают величины
Хд/(/?ф+1), которые откладывают на оси ординат (точка 5) ;
соединяют точки 1 и 3;
при каждом значении принятых для нескольких значений
концентраций от хя до хл (например, х«=20, 30, 40, 50% мол.)
находят движущие силы процесса, как отрезки х—хР, равные
расстояниям между точкой пересечения вертикали из точки,
которая соответствует значению концентрации х, и линией 3—
1 (например, для х==50% мол. — точка 4) и кривой равновесия;
вычисляют величины 1/(х— хр) для каждого значения х;
графическим методом определяют значения в соответст-
вии с формулой (4-29).
Строят график зависимости значений По(Кф +1) от /?ф.
Оптимальное флегмовое число находится в точке перегиба кри-
вой.
Метод II. Основан на технико-экономическом расчете и
рассматривается в ряде специальных работ.
8. Тепловой баланс процесса перегонки и ректификации.
6.1. Тепловой баланс простой перегонки
^гр.п ~t~ GgCt/a “ Qpv&t 4* ^нонд^иоид 4* Опот* (4-30)
Расход греющего пара на простую перегонку D находят из
уравнения (4-30), причем потери тепла в окружающую среду
Спот можно принять равными 5—8% от полезно затраченного
тепла. В связи с этим полученное значение D следует умножить
* Число единиц переноса показывает, какое число единиц массы веще-
ства переходит из оддо& фазы в другую при величине движущей силы, рай-
ной единице.
108
на коэффициент, учитывающий потери тепла, равный 1,05—
1,08:
e 1 ~Ь Wk) — ^hci/h м
Ф Огр.п йкжд^Мсжд) ’
где ф— коэффициент, учитывающий степень сухости насыщенного пара (ф—
«0,9-1,0),
8.2. Тепловой баланс ректификационной колонны можно
представить в таком виде.
Приход теплоты, кДж/ч
С исходной смесью
QioGBcBfH
С флегмой
С греющим паром
Qt^Dirp.a
Расход теплоты, КДж/ч
С паром, образующим флегму и дистиллят,
Р4«0дСп(1+/гФ)
С кубовым остатком
Qs“ OkCkIr
С конденсатом греющего пара
Фв<*2)СгоВдВхоВД
Потери теплоты в окружающую среду учи*
тываются коэффициентом 1,05—1,08 в
расчете D.
Расход греющего пара (в кг/ч) в ректификационной колон-
не с учетом коэффициента потерь теплоты 1,05 и степени су-
хости пара ф, а также при замене G$=GAR$ определяется из
теплового баланса:
0 к ’05 1^д/п ^Ф^Д.^П " ^ксн^к ^нсн^н] (4-32)
Ф Vrpn ~ смонд®ион^
В уравнениях {4-30), (4-32) приняты следующие обозначе-
ния:
D —расход греющего пара, кг/ч; GH, 6Д и GK — соответст-
венно количество (расход) начальной смеси, дистиллята и ку-
бового остатка, кг или кг/ч. При использовании в материальном
балансе этих величин, выраженных в мольных единицах, в теп-
ловом балансе необходимо учитывать их мольные массы;
irp.n, (д, м* — энтальпия греющего пара, дистиллята и пара,
уходящего из колонны, кДж/кг;
г», Скоад, и сх-~ удельная теплоемкость начальной сме-
си, конденсата греющего пара, флегмы и кубового остатка,
кДж/(кг К);
<Hi /к, 9конд и — температура начальной смеси, кубового
остатка, конденсата греющего пара и флегмы, °C.
8.3. Удельный расход греющего пара, кг/дал, кг/кг:
, XM00 .. во.
da=s дЛхя • (4'33)
где хя — концентрация дистиллята, % об. (% мае.).
♦ При концентрации легколетучего компонента в дистилляте более
70% мол. для упрощения расчетов процессов, протекающих в укрепляющих
частях колонн, можно принять хд=^а-хф, следовательно, при этом /д-/а.
109
Рис. 4-5. Диаграмма х—у для
определения числа теоретических
тарелок
8,4. Принимая во внимание,
что мольные теплоты испарения
различных жидкостей одинаковы,
расход водяного пара на перегон-
ку можно приближенно опреде-
лить по уравнению (4-25), если
учесть коэффициент потерь, рав-
ный 1,1—1,25 (т. е. полученное
значение D следует увеличить на
величину этого коэффициента).
9. Основными размерами рек-
тификационной колонны являют-
ся ее высота и диаметр.
9.1. При расчете высоты та-
рельчатой колонны необходимо
знать число контактных уст-
ройств, обеспечивающих требуе-
мую степень разделения высококипящего и нижекипящего
компонентов жидкой смеси. Эффективность разделения оцени-
вается теоретическим числом тарелок (ЧТТ). ЧТТ всегда мень-
ше реального количества тарелок колонны.
а) Метод, основанный на определении ЧТТ, для которых из-
вестно КПД.
ЧТТ можно определить графически с помощью кривой рав-
новесия и рабочей линии колонны.
Для колонны непрерывного действия находят число тарелок
верхней и нижней частей пвт и пнт.
Для определения числа тарелок в верхней части колонны на
графике (рис. 4-5), где изображена кривая равновесия, строят
рабочую линию по уравнению (4—21). Для этого находят ве-
личину отрезка В=хд/(7?ф 4-1) (% моль.) и откладывают его
по оси ординат — точка 2. Проводят вертикаль из точки на оси
абсцисс, соответствующей значению хл, до пересечения с диаго-
налью диаграммы — точка 1. Соединяют точки 1 и 2, проводят
вертикаль из точки на оси абсцисс, соответствующей значению
хи, до пересечения с линией /—2—точка 3. Линия 1—3 являет-
ся рабочей линией верхней части колонны.
Проводят горизонтальные и вертикальные линии от точки Z
между рабочей линией и кривой равновесия в пределах от
хл до хн.
Теоретическое число тарелок соответствует числу ступе-
ней.
Для определения числа тарелок в нижней части колонны на
кривой равновесия (желательно в большом масштабе) строят
рабочую линию нижней части колонны по уравнениям (4-22)
или (4-23).
Упрощенно, при условии, что кубовый остаток содержит
один высококипящий компонент и состав (концентрация) пара
иад ним будет рабочую линию нижней части колонны
ПО
можно построить так (см. рис. 4-5): начало рабочей линии
нижней части колонны соответствует концу рабочей линии верх-
ней части колонны (точка 3):
из точки, соответствующей значению хК) проводят вертикаль
до пересечения с диагональю диаграммы, так как ул=хк (точ-
ка 4);
соединяют точки 3 и 4. Линия 3—4 является рабочей лини-
ей нижней части колонны.
Теоретическое число тарелок nKTi определяется количеством
ступенек между кривой равновесия и рабочей линией 3—4 в
пределах от до л/к = 0,2% мол.
Число тарелок необходимых для истощения смеси от
х/к=0,2% мол. до хх=0,004% мол., определяют аналитически,
применяя формулу Сореля — Харина
JCu [
0,4341П 1+-—-^
*к \ ц»
0,434 In
о Ж
(4-34)
>
где — коэффициент испарения легколетучего компонента на участке изме-
нения концентрации от 0,2 до 0;004% мол. (для спирта Ая—13); и —
величины жидкостного и парового потоков в колонне, кмоль/ч; определяются
по уравнениям (4—24) н (4—25).
Общее теоретическое количество тарелок
= п’т+nHTi 4- nHTS, (4-35)
Действительное число тарелок
пд = МЪ (4-36)
где t) — КПД тарелок; зависит от конструкции тарелок, расстояния между
ними, высоты слоя жидкости на них и других факторов; определяется по
табл. 49 приложения.
При расчете аппаратуры по теоретическому числу тарелок
не учитывают изменение КПД тарелок по высоте колонны, что
является недостатком этого метода. Его применение целесооб-
разно в том случае, если отсутствуют данные о коэффициентах
массопередачи, т. е. данные о кинетике массопередачи в аппа-
рате данной конструкции, или имеются проверенные эксплуата-
цией сведения о КПД тарелок.
б) Второй метод расчета основан на определении действи-
тельного числа тарелок с помощью кинетической кривой.
По уравнениям, полученным с учетом подобия массообмен-
иых процессов, рассчитывают коэффициенты массоотдачи в
паровой фазе и жидкой фазе
Ш
Рассчитывают коэффициент массопередачи (например, в
концентрациях фазы у)
1-Чг. С4-37)
+ ь
где т— тангенс угла наклона линии равновесия на различных ее участках.
Рассчитывают число единиц переноса (по фазе у) для соот-
ветствующих участков по формуле
<4-38>
где —мольная масса пара, кг/кмоль; ип — средняя скорость пара в ра-
бочем сечении колонны, м/с; ра —плотность пара, кг/м’.
Определяют положение кинетической кривой (рис. 4—6):
строят линию равновесия (см. п. 5);
строят рабочую линию колонны (см. п. 6.5, 6.7);
рассчитывают величины отрезков СВ (в мм) для соответ-
ствующих участков!
где ЛС — величина отрезков между рабочее и равновесной линиями, мм;
соединяют плавной линией полученное семейство точек В.
Находят число «ступенек» (от хл до хн для верхней части ко-
лонны и от хя до хж —- для нижней части) между рабочей лини-
ей и кинетической кривой.
Число таких ступенек определяет число действительных сту-
пеней или число тарелок массообиенного аппарата со ступен-
чатым контактом Лд.
Высота массообменной части тарельчатой колонны I
Лжм.-СПд-ПЛ», (4-39) ’
где Л —расстояние между ступенями (тарелками), которое принимают, нсхо- <
дя из опытных данных, иля определяют расчетом, м. <
9.2. Диаметр колонны определяется по формуле
0-40)
где V—объем паров, поднимающихся в* колонне, м’/с; о — скорость пара
в свободном сечении колонны (межтарелочном сечении), м/с;
в верхней (укрепляющей) части колонны
V» (0,+^и,4(2та+/.)₽„ . ,4.4П
3600-273рп’ ' ' j
* Функции одной тарелки выполняет кипятильник.
112
Рис. 4-6. Диаграмма х—у для опре-
деления числа действительных таре-
лок с помощью кинетической кривой
в нижней части колонны
у-.Ж’ <М2>
В формулах (4-41), (4-42)
приняты следующие обозначе-
ния: 6Д — расход дистиллята,
кмоль/ч; 22,4 — объем 1 моля
при О °C и давлении 0,1 МПа;
— температура пара, °C;
рат — атмосферное давление,
МПа; ра — давление паров лег-
колетучего компонента в рас-
сматриваемом сечении колон-
ны, Па; может быть принято
в пределах 0,115—0,13 МПа;
Ga — величина парового пото-
ка в колонне, кг/ч; irp.n—
удельная энтальпия греющего
пара, кДж/кг; рп — плотность
водяного пара, кг/м8; определяется в зависимости от давления
по табл. 37 приложения; 1П — удельная энтальпия паров в ко-
лонне, кДж/кг; определяют по табл. 22 приложения для водно-
спиртовых паров либо рассчитывают по формуле (4-15).
Скорость пара в свободном сечении колонны может быть
рассчитана по уравнению Киршбаума
о«= Apf“m,
(4-43)
где А и т — коэффициенты, определяемые расстоянием К между тарелками;
т—0,49, если ft=300 мм, А = 1,02;
0,545, если Л=200 мм, Л =0,82;
т=0,490, если ft=150 мм, Л=0,62.
Рекомендуемое расстояние между тарелками для бражных
колонн 250—280 мм, для ректификационных— 170 мм.
Уравнение Киршбаума не учитывает величины уровня жид-
кости на тарелках (глубины барботажа) и изменения концент-
рации спирта на них.
При расчете брагоперегонных колонн с колпачковыми тарел-
ками скорость пара может быть определена по формуле
В. Н. Стабникова [5]
____ 0,305ft
V=* 60 + 0,05ft
0,012?,
(4-44)
где z — уровень жидкости на тарелках, мм; может быть правят для браж-
ных колонн 50—60 мм, для ректификационных — 37,5 мм.
8—750 113
10. Расчет дефлегматора.
10.1. 'Поверхность нагрева дефлегматора определяется из
основного уравнения (1—1) теплопередачи (раздел 1)
’ Фдеф
*дефМ>р’
(4-45)
где Сдеф — тепловая нагрузка дефлегматора, Вт; — коэффициент теп-
лопередачи дефлегматора, Вт/(м’-К); Д/ср —средний температурный напор
в дефлегматоре.
10.2. Тепловая нагрузка дефлегматора
Фдеф = Оф — сф^ф) = Кф@фгф 1 (4-4 6)
где — удельная энтальпия пара, образующего флегму, кДж/кг; определя-
ют поvтабл. 22 приложения по содержанию спирта в этом паре; для пара
других смесей рассчитывают по формуле (4-15); /ф — температура флегмы;
находят по табл. 24-27 приложения в зависимости от концентрации флегмы
хф; сф — удельная теплоемкость флегмы, кДж/(кг-К); определяют по содер-
жанию ЛЛК в флегме Хф и температуре флегмы /ф по табл. 15 приложения
или рассчитывают по формуле (4-13); Гф —удельная теплота парообразова-
ния флегмы, кДж/кг; определяют по табл. 22 приложения по температуре
флегмы или рассчитывают по формуле (4-14).
10.3. Коэффициент теплопередачи &Деф определяют по фор-
муле (1—4). При скорости охлаждающей воды в трубах, рав-
ной 0,2—0,3 м/с, &Деф колеблется в пределах 350—440 Вт/(ма-
•К) (5J.
10.4. Средний температурный напор определяют по формуле
(1-9) или (МО).
На рис. 4-7 приведен график изменения температур теплоно-
сителей в дефлегматоре и конденсаторе-холодильнике.
Разность температур на концах теплообменной поверхности
дефлегматора:
бдльшая Af6 = //—/ив,даф1
меньшая =
где // и (к" — начальная и конечная температуры конденсирующего в деф-
легматоре пара, °C; определяются по t— х,у- диаграмме (см, п. 5), постро-
енной по данным табл. 24-27 (см. также расчет 4-17); /"в.двф—начальная
температура охлаждающей воды, вС; принимают равной 15-—10 °C или рас-
считывают по формулам (4-53)—(4-56), если вода последовательно прохо-
дит конденсатор- холодильник и дефлегматор; /*в.деф— конечная температу-
ра охлаждающей воды, ’С; принимают на 3—Ю’С ниже конечной темпера-
туры конденсации пара в дефлегматоре.
10.5. Расход воды’ (в кг/с)
л_____________________________Фдеф_____
В ?в 0Кв,деф ^нв,деф)
10.6. Материальный баланс дефлегматора
6П « + Од = Од (/?ф -f~ 1),
(4-47)
(4-48)
где Ои — количество пара, поступающего в дефлегматор, кг/ч, кмоль/ч.
П4
11. Расчет конденсатора-
холодильника.
Полная поверхность теп-
лопередачи конденсатора-
холодильника (в м2)
~ 4" Л).К>
где FK— поверхность теплопереда-
чи зоны конденсации пара, м2;
Fo.it — поверхность теплопереда-
чи зоны охлаждения конденса-
та, м2,
11.1. Поверхность теп-
лопередачи зоны конденса-
ции FK (в м2) определяют
из основного уравнения
(1-1) теплопередачи
Рис, 4-7. График изменения температур
теплоносителей в дефлегматоре и кон-
денсаторе-холодильнике
Ql<
^к^ср.к
(4-49)
где —тепловая нагрузка зоны конденсация пара, Вт;
<2„-=СдГд. (4-50)
где гд — удельная теплота парообразования смеси, кДж/кг; определяют в за-
висимости от температуры конденсации по табл. 22 приложения для водно-
спиртовых паров либо рассчитывают по формуле (4-14); А/сР.к — средний
температурный напор в зоне конденсации пара; определяют по формуле
(1-9) или (1-10), причем
где /к" и (п — конечная и начальная температуры пара в зоне конденсации,
°C; определяют по табл. 24-27 приложения в зависимости от концентрации
дистиллята или с помощью t—x, диаграммы; можно принять
t3' — температура воды на входе в зону конденсации; рассчитывают из
уравнений теплового баланса; fBK—температура воды на выходе из зоны
конденсации; рассчитывают из уравнений теплового баланса; kK — коэффи-
циент теплопередачи в зоне конденсации пара, определяют по
формуле (1-4). Значение kK можно принять в пределах 230—600 Вт/(м2 К)
11.2. Поверхность теплопередачи зоны охлаждения конден-
сата (в м5)
где Qo.k — тепловая нагрузка зоны охлаждения конденсата, Вт;
Qo.h ~ ^д^дФ (4i ^д)* (4-52)'
где сд—теплоемкость дистиллята, кДж/(кг-К); определяют по табл. 16 и 15
приложения при средней температуре дистиллята
гср-------
8*
115'
где /д — температура конденсата (дистиллята) на выходе нз аппарата, °C;
<р — коэффициент неравномерности поступления дистиллята; принимается
<Р”2; Д/ср.о.к — средние температурный напор в зоне охлаждения конденса-
та, °C; определяют по формуле (1-9) или (1-10), причем
^В»
где (ав — начальная температура поступающей воды, °C; принимают равной
6-15 °C.
Коэффициент теплопередачи в зоне охлаждения конденсата
&о.к может быть принят в пределах 140—250 Вт/(м2-К) при ско-
рости воды 0,01—0,50 м/с [5].
11.3. Расход охлаждающей воды определяют из уравнения
теплового баланса конденсатора-холодильника:
У = (4-53)
откуда
л Рд ~Ь сдф (h — 1д)1
Неизвестные температуры и бЛ«"/“а.»Ф находят из уравне-
ний теплового баланса:
для зоны дефлегмации
Фдаф ~ (f в.двф ^К».даф)» (4-54)
откуда
/н ____jk Одеф .
г в.деф “ г в.деф »
для зоны конденсации пара
t; = (4-55)
или нз уравнения для зоны охлаждения конденсата
'>' = ^-+V- (4-56)
В системах ректификационных установок охлаждающая во-
да обычно проходит последовательно через холодильник-конден-
сатор и дефлегматор. В этом случае расход воды определяют
по формуле
G.- + • (4-57)
Св v в.деф ~ ^ви)
РАСЧЕТЫ
Расчет 4-1. Определить коэффициент испарения, если кон-
центрация спирта в кипящей жидкости составляет'5,2 % об.
Расчет ведут в такой последовательности.
116
1. Пересчитывают концентрацию, выраженную в % об., в
% мае. по формуле (4-5), используя данные табл. 23 приложения
для нахождения рл и рдЖоб:
Б|2*700 л « j а/
991,2 — ^,14 А мас-*
2. Пересчитывают концентрацию, выраженную в % мае., в
% мол., по формуле (4-7):
"4,14/46,07 4-(100 — 4,14)/18,02' MCW.;
где Мл*"46,07 кг/кмоль и Ms—18,02 по табл. 20 приложения.
3. Из табл. 27 приложения находят соответствующие равно-
весные концентрации у паров:
р1 = 33,82% мае. «=16,32% мол.;
4. Определяют коэффициент испарения по формуле (4-16),
если концентрации фаз выражены- в % мае.,
^ = 33,82/4,14 = 8,17;
если концентрации выражены в % мол.,
^ = 16,32/1,66 = 9,83.
Расчет 4-2. С помощью диаграммы t—х, у определить темпе-
ратуру кипения и состав равновесного пара для жидкости, со-
держащей 25% мол. ацетона и 75% мол. воды.
Расчет ведут в такой последовательности.
1. Используя данные табл. 24 приложения, строят диаграмму
t—x, у (рис. 4-8).
Рве. 4-8. Диаграмма t — х, у для
смеси ацетон—'Вода (к расчету
4-2)
Рис. 4-9. Диаграмма t— х,у для
смеси этиловый спирт — вода
(к расчету 4-3)
117
2. Определяют температуру кипения смеси. Для этого из точ-
ки на оси абсцисс, соответствующей значению х=25% мол., про-
водят вертикаль до пересечения с кривой температуры кипе-
ния— точка 1. Затем от точки 1 проводят горизонталь до оси
ординат, где определяют значение температуры кипения сме-
си---- £киП = 61 С.
3. Определяют концентрацию пара ур, равновесного жидко-
сти концентрацией %=25% мол. Для этого из точки 1 продол-
жают горизонталь до пересечения с кривой состава пара — точ-
ка 2. Затем из точки 2 проводят вертикаль до оси абсцисс, где
определяют состав пара t/P=82% мол. ацетона, следовательно,
воды —18% мол.
Расчет 4-3. Определить концентрацию этилового спирта в
флегме, а также концентрацию пара, поступающего в дефлегма-
тор, если из конденсатора отводится дистиллят концентрацией
хд=71,2% об., флегмовое число Яф = 1,9.
Расчет ведут в такой последовательности.
1. Пересчитывают концентрацию спирта, выраженную в
% об., в % мае. и % мол., по формулам (4-5) и (4-7):
АГд = 71,2% об. = 63,8% мае. =40,8% мол.
2. По данным табл. 27 приложения строят диаграмму /—х, у
(рис. 4-9). Из этой диаграммы при концентрации дистиллята
хд=40,8% мол. находят концентрацию флегмы Хф=8,0% мол.
3. Определяют величину отрезка а+б= (40,8—8,0) =
=32,8% мол. При заданном флегмовом числе /?ф=1,9=п/б,
а/1,9+0=32,8. Следовательно, а=21,5% мол.
4. Величина отрезка а определяет положение точки /, по ко-
торой находят концентрацию пара уп = 19,6% мол. (38,2% мае.).
Расчет 4-4. В условиях расчета 4—3 определить количество
флегмы Оф, если в конденсаторе отводится дистиллят в коли-
честве Од = 155 кг/ч.
Расчет ведут в такой последовательности.
1. Определяют среднюю мольную массу дистиллята и пара
по формуле (4-10).
Для этого по табл. 20 приложения определяют:
мольную массу спирта МА =46,07 кг/кмоль;
мольную массу воды Мв= 18,02 кг/кмоль.
= 63,1/46,07 + (100 — 63,8)/18,022^’2
~ 38,2/46,07 + (100 — 38,2)/1 8,02 23,5 КГ/КМОЛЬ.
2. Рассчитывают количество пара, поступающего в дефлег-
матор, по формуле (4-25)
Сп = 155 (1,9+1)/23,5 = 19,12 кмоль/ч.
118
Таблица 44
Мол, ДОЛИ X Мол. доли ур Мас. доли х Мас. доли ур У?-*
0,0 0,0 0,0 0,0 0,0 0,268 0,520 0,384 0,650 0,266 3,76 0,535 0,758 0,662 0,843 0,181 5,53 0,698 0,869 0,797 0,920 0,123 8,13 0,867 0,950 0,922 0,971 0,049 20,4 1,0 1,0 1,0 1,0 0,0 3. Пересчитывают количество дистиллята из кг/ч в кмоль/ч,
воспользовавшись величиной Л4Д = 29,2 кг/кмоль,
6Д= 155/29,2 = 5,31 кмоль/ч.
4. Количество флегмы из уравнения (4-48)
Сф = 19,12—5,31 = 13,89 кмоль/ч.
5. Чтобы выразить количество флегмы в кг/ч, определяют
мольную массу флегмы при *ф = 8,0% мол. = 18,2% мае. по фор-
муле (4-10):
^Ф ₽ 18,2/46,07 + (100 — 18,2)/18,02 ~ 20,3 КГ/МОЛЬ’
тогда количество флегмы
13,89.20,3 = 281,9 кг/ч.
Расчет 4-5. В простом перегонном кубе производится разде-
ление 1000 кг смеси, содержащей 85% мае. ацетона и 15% мае.
дихлорэтана. После отгонки в кубовом остатке содержится
35% мае. ацетона.
Определить состав дистилля-
та, его массу и массу кубового
остатка.
Масштаб построенного гра-
фика:
1. Уравнение (4-17) решают
графически.
1.1. Составляют табл. 4-1, ис-
пользуя данные о равновесных
составах х и у, выраженные в %
мол. из табл. 25 приложения, и
делают пересчет % мол. в % мае.
по соотношению (4-8).
Рассчитывают также величи-
ны уР—х и 1/(уР—х).
1.2. Строят график зависи-
мости 1/(i/р—х) от х по данным
табл. 4-1 (рис. 4-10). Для расче-
та график построен в масштабе:
Ряс. 4-10. График зависимости
ШУр—х) от х (к расчету 4-5)
119
по оси абсцисс 1 мм=0,01;
по оси ординат 1 мм=0,2.
1.3. Значение интеграла в пределах от хн = 85% (0,85 мае. до-
ли) до л»=35% (0,35 мае. доли) соответствует заштрихованной
площади. Эта площадь равна 1528 мм2.
Тогда
0,85
f =1528-0,01-0,2= 3,056.
J Ур
0,35
1.4. Следовательно,
In-^-=3,056;
«и
£ц/6к = 21,3.
2. Определяют количество остатка.
По условию <?и= 1000 кг, тогда
GK-1000/21,3—46,9 ip.
3. Определяют массу дистиллята из уравнения ,(4-19):
Од—1000—46,9 — 953,1 кг,
4. Определяют количество ацетона, перешедшего в дистил-
лят;
G/—1000.0,85— 46,9*0,35 — 833,5 кг.
5. Рассчитывают содержание (% мае.) ацетона в дистилляте:
хд = (833,58/953,1)100 - 87% мае.
Расчет 4-6. Определять количество спирта-сырца, получаемо-
го при простой перегонке спиртосодержащей жидкости, Gn=
=800 л (0,8 м8) концентрацией хн=8,0%об. (6,4% мае.), если
концентрация спирта в остатке (барде) хк=0,1%об.
(0,09% мае.).
Расчет ведут в такой последовательности.
1. Для определения остатка используют уравнение (4-18):
О 434 In -St м 0,067 - о 434 in —___
u,^m Q* — („0 067 и»*»* 0 ।
/ 0,067 < • \ л jiQjf 1 — 0,067— 0,0104*8 « f oi.
1—0,067 +1 j0,434 In ( _0t067_o,0104*0,i ’•°»181,
GH/GM—1,517;
GB==800/l,517-527 л-0,527 м\
120
2. Пересчитывают количество жидкости, выраженное в объ-
емных единицах, в массовые:
GH = 0,8-987,1 =790 кг;
GK = 0,527-997,8 = 525 кг,
где 987,1 кг/м9 и 997,8 кг/м9 — плотность водно-спиртовой смеси при хн—
»8% об. в при Хж—0,1% об. (см. табл. 29 приложения).
3. Количество спирта-сырца находят из уравнения материаль-
ного баланса (4-19):
бд = 790—525 = 265 кг.
Расчет 4-7. По условию предыдущего расчета определить кон-
центрацию полученного спирта-сырца.
Расчет ведут в такой последовательности.
Концентрацию перегнанного спирта-сырца определяют по
формуле (4-20):
800-8,0-Ы7-0.1 =23,9% Об.
или
хя~19аал^260-№~№,7% мае.
Расчет 4-8. Определить расход греющего пара в колонне для
получения ацетона бд=800 кг/ч, если концентрация ацетона в
смеси ацетон-этиловый спирт составляет соответственно в исход-
ной смеси хя=18%мас., в дистилляте — хд=80% мае,, в остат-
ке— хк=5%мас. Давление греющего пара р=0,195 МПа, сте-
пень сухости пара ^“О.Эб, флегмовое число /?ф=3. Смесь посту-
пает при температуре кипения.
Расчет ведут в такой последовательности.
1. Составляют систему уравнений [формулы (4-19) и (4-20)]:
' Gs = 800-f-GH;
GH-18 _ 800-80 GK-5
100 “ 100 + 100 *
откуда GK=3820 кг/ч.
2. Определяют количество начальной смеси из формулы
(4-19):
Ga = 800-(-3820 = 4620 кг/ч.
3. Для определения расхода греющего пара составляют теп-
ловой баланс колонны (см. п. 8.2). Так как концентрация дис-
тиллята 80% мае., то принято, что состав флегмы и дистиллята
различается незначительно. Расчет производят в массовых вели-
чинах.
121
3.1. Приход теплоты с исходной смесью — Qi.
Находят температуру кипения смеси при хн = 18,0% мае.
(14,6% мол.) по табл. 26 приложения; /Н = 71,6°С.
Определяют удельную теплоемкость смеси по формуле (4-13),
для чего находят:
удельную теплоемкость чистого ацетона по табл. 16 приложе-
ния при /н = 71,6 °C; с а = 2,35 кДж/ (кг К);
удельную теплоемкость этилового спирта — по табл. 15:
св = 2,98 кДж/(кг*К);
сй = 0,18-2,35 + 2,98(1—0,18) =2,85 кДж/(кг*К);
Qi = 4620 * 2,85 • 71,6 = 943000 кДж/ч.
3.2. Приход теплоты с флегмой — Q%.
Находят температуру флегмы при Хф«хд=80% мае.
(75% мол.) по табл. 26 приложения 58 °C.
Определяют удельную теплоемкость флегмы по форму-
ле (4-13), найдя значения:
Са — удельной теплоемкости ацетона — по табл. 16 приложе-
ния при /=58 °C; сл=2,30 кДж/(кг* К) и
Св — удельной теплоемкости спирта — по табл. 15 приложе-
ния при /=58°С; Св=2,81 кДж/(кг-К);
сф =2-3*0,8+2,81 (1—0,8) = 2,4 кДж/(кг*К).
Определяют количество флегмы из выражения (4-1):
Сф = 3-800 = 2400 кг/ч,
тогда приход тепла с флегмой
Q2 = 2400*2,4* 58 = 334000 кДж/ч.
3.3. Приход теплоты с греющим паром
Q8 = OirPn,
где irP,n — энтальпия пара при р=0Д95 МПа (см. табл. 38 приложения) {
/ги.н=2705 кДж/(кг-К);
Qa = 27050 кДж/ч.
3.4. Расход теплоты с паром, уходящим с верхней тарелки
колонны (образующим флегму и дистиллят), —
Рассчитывают удельную энтальпию паров бинарной смеси
по формуле (4-15). В соответствии с условием хд«хф;
предварительно определяют:
гл — удельную теплоту парообразования смеси по форму-
ле (4-14); га и г в — удельные теплоты парообразования ацетона
и спирта; находят по табл. 21 приложения при /=58°С:
гл = 519,2 кДж/кг; г в=879,9 кДж/кг,
тогда
гд=519,2 • 0,8 + 879,9 (1 - 0,8) = 591,3 кДж/кг.
122
Если принять сд=Сф; /д—/ф, то /п=591,3 + 2,4-58=
=730,2 кДж/кг.
Расход теплоты с паром
800-730,2(1 + 3) =2336640 кДж/ч.
3.5. Расход теплоты с кубовым остатком — Qs-
Определяют температуру кипения остатка при хк—5% мае.—
=4,09% мол. по табл. 26 приложения Лс=7б °C.
Рассчитывают удельную теплоемкость остатка ск по форму-
ле (4-13). са и Св — удельные теплоемкости ацетона и спирта
определяют при £=76°С по табл. 15 и 16 приложения:
сл = 2,36 кДж/(кг-К);
св = 3,01 кДж/(кг-К),
тогда
ск = 2,36-0,05 + 3,01 (1--0,05) =2,98 кДж/(кг-К).
Расход теплоты с кубовым остатком
Qb = 3820- 2,98- 76 = 865000 кДж/ч.
3.6. Расход теплоты с конденсатом греющего пара.
Определяют температуру конденсата Оконд— ПрИ Р —
0,195 мПа (см. табл. 38 приложения): 9КОНД= 119,5°C и удель-
ную теплоемкость конденсата (воды): Сдоид— 4,2 кДж/(кг-К).
Расход теплоты с конденсатом греющего пара
Qg = 4,2-119,5 = 502 кДж/ч.
4. Определяют расход греющего пара из соотношения
р _ 1,05(^4 + Q, -Qx-Qt)
Ф Огр.п сноид9конд) *
„ 1,05 (2336640 + 865000 — 9430000 — 334000) пес: _
D=------'-----ьжгяв—8SS)--------------- = 965,7 кг/ч.
Расчет 4-9. Определить удельный расход греющего пара для
разделения смеси ацетон — дихлорэтан, если количество отго-
няемого ацетона бд=500 кг/ч, концентрация хд=60% мае. Флег-
мовое число колонны /?ф=2.
Расчет ведут в такой последовательности.
1. Пересчитывают концентрацию дистиллята из % мае. в
% мол. по формуле (4-7),
где Ма = 58,08 кг/кмоль (мольная масса ацетона); Мд = 98,97 кг/моль (моль-
ная масса дихлорэтана по табл. 20 приложения);
v (60/58,08)100 -у, со/ л
Х 60/58,08 + (I СЮ — 60)/98,97 ~ 71’Ь/0 ыол-
2. По данным табл. 25 приложения строят диаграмму
(рис. 4-11), из которой находят концентрацию пара, поступаю-
123
Ряс. 4-11. Диаграмма i~x,y для Рис. 4-12. Диаграмма г — у длясме-
смеси ацетон — дихлорэтан (к рас- си этиловый спирт—вода (к расче-
чету 4-9) там 4-10, 4-11)
щего в дефлегматор (см. пример расчета 4-3); уп=55% мол.—
===42% мае.
3, Определяют среднюю мольную массу пара по форму-
ле (4-10):
-Мп = 100/(42/58,08 + (100— 42)/98,971 = 76, Окг/кмоль.
4. Рассчитывают количество пара, образующегося в колонне»
по формуле (4-25):
Gn •“ = 19,7 кмоль^ч>
4.1. Определяют расход греющего пара
0=19,7-18,02 = 355 кг/ч.
С учетом потерь теплоты, принятым в пределах 20%
0= 355.1,2 = 426 кг/ч.
5. Удельный расход греющего пара определяют по форму-
ле (5-33):
rfoa=s-Sr^- = 1*42 кг греющего пара на 1 кг ацетона.
uuU* Dv
Расчет 4-10. Концентрация спирта в исходной водно-спирто-
вой жидкой смеси хн=8.0%об. (2,6% мол.), в дистилляте —
хд=69,5%об. (38,8% мол.).
Определить минимальное флегмовое число.
Расчет ведут в такой последовательности.
Метод I.
1. По табл. 27 приложения находят равновесное содержание
спирта в парах, полученных из исходной смеси состава хн =
=2,6% мол.; #р=22,6% мол.
124
2. Определяют минимальное флегмовое число по уравне*
нию (4-26):
р 0,388 — 0,226 ЛО1
*Ф.мин = 0,226 — 0,026 “и,оь
При решении уравнения все концентрации выражены в моль-
ных долях.
Метод II.
1. По данным табл. 27 приложения строят кривую равнове-
сия (рис. 4-12).
2. На пересечении вертикали хд= 0,388 мол. доли с диаго-
налью диаграммы получают точку Л
3. На пересечении вертикали хи=0,026 мол. доли с кривой
равновесия получают точку 2.
4. Соединяют точки 1 и 2 прямой и продолжают ее до пере-
сечения с осью ординат (точка 3). Определяют величину отрез-
ка ОЗ—Во; Во=0,22 мол. доли.
5. Рассчитывают минимальное флегмовое число по форму*
ле (4-27):
п 0,388 — 0,220 а *тс1
Кф.мив =---57220---e *
Более точный расчет Рф.мин дает второй метод, так как кри-
вая равновесия имеет седлообразный характер, а при этом
уменьшается точность расчета по первому методу.
Расчет 4-11. По условию расчета 4-10 определить оптималь-
ную величину флегмового числа. При решении использовать
метод с числом единиц переноса.
Расчет ведут в такой последовательности.
1. Выбирают произвольно ряд больших ₽ф.мКя=0,761 значе-
ний флегмовых чисел /?ф (0,92; 1,20; 1,56; 2,85; 6,700).
2. Для каждого принятого значения /?ф рассчитывают В —
=^д/(#ф+1) мол. доли.
3. Данные расчета заносят в табл. 4-2.
4. На рис. 4-12 по оси ординат откладывают отрезки, равные
найденным значениям В (точки а, б, в, г, д).
5. Соединяют точки а, б, в, е, д с точкой 1 — получают рабо-
чие линии для разных /?ф.
6. В пределах от хп=0,026 мол. доли до хд=0,388 мол. доли
для ряда значений х (х=0,10; х=0,20; х=0,30) проводят верти-
кали.
Таблица 4-2
0,92 1.20 1,56 2,85 6,70
В 0,20 0,17 0,15 0,10 0,05
125
Таблица 4-3
X Яф-0.82 *Ф-1.2О
1 х—хр £-Х9 1 Х-Хр
0,026 0,004 250,0 0,006 166,6
0,100 0,069 14,5 0,074 13,55
0,200 0,158 6,33 0,159 6,28
0,300 0,242 4,13 0,244 4,10
0,388 0,328 3,05 0,328 3,05
X Яф-1,56 /?ф-2,85 Яф“6.70
X—Хр J х-хр Х-Хр д Х-Хр ] х—
0,026 0,01 100,0 0,016 62,5 0,020 50,00
0,100 0,078 12,8 0,084 11,9 0,088 11,30
0,200 0,163 6,13 0,170 5,88 0,182 5,50
0,300 0,248 4,04 0,250 4,00 0,254 3,94
0,388 0,328 3,05 0,328 3,05 0,328 3,05
7. Для каждого выбранного Яф рассчитывают движущие си-
лы процесса при каждом значении х (0,026; 0,10; 0,20; 0,30;
0,388), как величины горизонтальных отрезков (х—хр) между
кривой равновесия и соответствующей значению рабочей ли-
нией. Так, для £ф=1,2 на рис. 4-12 показан отрезок В=0,05 и
рабочая линия 1—д; при этом для х=0,3мол. доли показан от-
резок х—хр=0,254.
8. Рассчитывают также для каждого значения Яф и х вели-
чины 1/(х—хР). Данные расчетов сведены в табл. 4-3.
Рис. 4-13. Пример вычисления чис-
ла единиц переноса л01 графическим
методом
Рис 4-14, График зависимости
Х(/?ф+1) от Яф для нахождения
оптимального флегмового числа
426
Таблица 4-4
Яф по X по. х!8ф4-1)
0,92 18,00 34,65
1,20 12,70 27,94
1,56 6,87 17,58
2,85 4,50 17,38
6,70 3,66 28,20
9. Определяют число единиц переноса п0.х по формуле (4-29).
9.1. Для каждого значения /?ф строят графики зависимости
1 (х—хр) от х (в достаточно большом масштабе) — рис. 4-13.
9.2. На каждом графике вычисляют площадь, ограниченную
построенной кривой, осью ординат и вертикалями хн==0,026 мол.
доли и х=0,388 мол. доли. Эти площади определяют значения
по.х. Данные расчетов сводят в табл. 4-4.
10. Строят график зависимости Ло.х(#ф+1) °? #ф (Рис- 4-14)
и определяют оптимальное значение флегмового числа; /?ф.аПт==
= 1,9.
Расчет 4-12. Написать уравнения рабочих линий укрепляю-
щей и исчерпывающей частей колонны брагоперегонного аппара-
та, если известно, что на дистилляцию поступает бй = 2000 кг/ч
спиртосодержащей жидкости концентрацией хя=10%об.
(8,0% мае.=3,28% мол.). Количество дистиллята концентрацией
хд=90%об. (85,66% мае. = 70,0% мол.) составляет (?д=200 кг/ч.
Флегмовое число колонны /?ф =2,85. Концентрация спирта в ос-
татке хк=0,015% мол.
Расчет ведут в такой последовательности.
1. Уравнение укрепляющей части колонны из формулы (4-21)5
У = "2,Й + 1 х+‘‘2,85 + 1’’ ~ + 18,2.
2. Для составления уравнения нижней части колонны необхо-
димо определить величины жидкостного и парового потоков.
2.1. Рассчитывают величину жидкостного потока по форму-
ле (4-24).
Определяют количество флегмы из зависимости (4-1):
Оф — 200-2,85 = 570 кг/ч.
Находят мольную массу исходной смеси и флегмы по форму-
ле (4-10); предварительно находят:
по табл. 20 приложения определяют Мл и Мв — мольные
массы спирта и воды; МА =46,07 кг/кмоль; Мд= 18,02 кг/кмоль.
~--------Го6~ §',0 =*19’° кг/кмоль;
"4б7б7" + 18,02’
100
Л5ф — g5 5g 100 — 85,66 ~ 37’8 кг/кмоль.
46,07 Г3702
127
При расчете принято, что ЛТф«МдаШп, что допустимо, так
как хд>70% мол.
Величина жидкостного потока
л I U/U .ал -_____ ,
vjk ,e j"g *4“ g == 120,6 кмоль/ч.
2.2. Определяют величину парового потока по формуле (4-25):
г 200(2,85-1-1) ОЛ.
<?П=-----"3f g' ~20,4 кмоль/ч.
2.3. Уравнение рабочей линии нижней части колонны в соот-
ветствии с формулой (4-23):
.. 120.6 . / .
20,4
^-)0,015=5,91х- 0,073.
Расчет 4-13. Определить число тарелок ректификационной ко-
лонны для разделения исходной смеси дихлорэтан — ацетон при
следующих данных:
флегмовое число 7?ф=2,5;
концентрация ацетона в начальной смеси хн=30% мае.;
в дистилляте — хд=80% мае.; в остатке — хк=5% мае.
Начальная смесь поступает в колонну при температуре кипе-
ния, КПД тарелок 0,5.
Расчет ведут в такой последовательности.
1. Строят кривую равновесия (в большом масштабе) по дан-
ным табл. 25 приложения (рис. 4-15).
2. Пересчитывают составы начальной смеси, дистиллята и
остатка из % мае. в % мол. по формуле (4-7), определив МА и
Рис, 4-15. Диаграмма х~ у для Рис. 4-16. Диаграмма у для сме
смеси дихлорэтан — ацетон си вода— спирт (к расчету 4-14)
(к расчету 4-13)
128
Мв — мольные массы ацетона и дихлорэтана: Л1д = 58,08
кг/кмоль; Ма = 98,97 кг/кмоль.
30
«.=^та,м=42'20%
58,08 + 98,97
Аналогично определяют хд=87,18% мол.; хк=8,22% мол.
3. Строят рабочую линию верхней части колонны по уравне-
нию (4-21).
3.1. Рассчитывают В:
В = ^И^-=24.9% мол.
2,0 -г 1
3.2. Откладывают величину В по оси ординат —точка 2 (см.
рис. 4-15).
3.3. Проводят вертикаль из точки на оси абсцисс, соответст-
вующей значению = 87,18% мол., до пересечения с диаго-
налью диаграммы — точка 1.
3.4. Соединяют точки 1 и 2, получают рабочую линию верх-
ней части колонны.
4. Строят рабочую линию нижней части колонны.
4.1. Проводят вертикаль из точки на оси абсцисс, соответ-
ствующей значению хи=42,2% мол., до пересечения с рабочей
линией верхней части колонны (/—2) — получают точку 3.
4.2. Проводят вертикаль из точки на оси абсцисс, соответст-
вующей значению хк=8,22% мол., до пересечения с диагональю
диаграммы—точка 4,
4.3. Соединяют точки 3 и 4 — получают рабочую линию ниж-
ней части колонны.
5. Определяют теоретическое число тарелок.
Начиная от точки 1, проводят горизонтальные и вертикаль-
ные линии (ступени) между рабочей линией и кривой равнове-
сия. По числу проведенных горизонтальных ступеней определя-
ют теоретическое число тарелок:
в верхней части колонны птв=3;
в нижней части колонны птн = 3,5.
б. Определяют действительное число тарелок с учетом КПД
тарелок по формуле (4-36). л принимают равным 0,5.
Действительное число тарелок в верхней части гсдв = 3/0,5=
= 6, в нижней части — пдн=г=3,5/0,5=7.
Исходную смесь следует подавать на седьмую тарелку снизу.
Расчет 4-14. Определить число тарелок в аппарате периоди-
ческого действия, необходимых для получения в начальный мо-
мент сгонки дистиллята концентрацией хд=80% об. (52% мол.).
Начальная концентрация смеси вода — спирт 10% об.
(6,28% мол.); коэффициент избытка флегмы ₽ = 2; КПД тарелок
0,5.
9—750
129
Расчет ведут в такой последовательности.
1. Пользуясь табл. 27 приложения, строят кривую равнове-
сия (рис. 4-16).
2. Определяют минимальное флегмовое число /?ф.ИИн по фор-
муле (4-26).
Для определения значения Во делают построение в соответ-
ствии с описанием в п. 7.2.
2.1. Проводят вертикаль от точки хд на оси абсцисс до пере-
сечения с диагональю диаграммы — точка 1.
2.2. Проводят вертикаль от точки хн на оси абсцисс до пере-
сечения с кривой равновесия — точка 2.
2.3. Соединяют точки 1 и 2 и проводят линию 1—2 до пересе-
чения с осью ординат, где определяют В0=24,5% мол.
р _____ && 24,5 _lip
^ф.мин— 24 5 Ъ**»
3. Рассчитывают рабочее флегмовое число по формуле (4-28):
1,12-2 = 2,24.
4. Строят рабочую линию колонны периодического действия.
4.1. Находят величину отрезка В из уравнения (4-21):
Д °'2,24+1----16108% М0Л-
4.2. Откладывают отрезок В на оси ординат — точка 3.
4.3. Проводят рабочую линию колонны 1—3.
5. Определяют теоретическое число тарелок по числу гори-
зонтальных ступеней между рабочей линией и кривой равнове-
сия от хд до хн: «т = 2,5.
6. Определяют действительное число тарелок по форму-
ле (4-36): пд=2,5/0,5=5.
Расчет 4-15, Колонна брагоперегонного аппарата обогревает-
ся через барботер. Расход пара на перегонку D составляет
392 кг/ч. Расход спиртосодержащей жидкости концентрацией
хн=8%об. (6,44% мас.=2,6% мол.) ~ GH = 1514 кг/ч. Количество
флегмы с концентрацией спирта хф=20% об. (16,2% мае.) Оф=
=204 кг/ч.
Определить число тарелок нижней (отгонной) части брагопе-
регонного аппарата, если концентрация спирта в остатке (барде)
хк = 0,004% мол.
Расчет ведут в такой последовательности.
1. Определяют мольную массу начальной смеси и флегмы по
формуле (4-10):
= 6,44 юо ~бТ44~ Kf/кмоль,
46,07 13
100
Л4ф = 100— (6,2 = 20’0 кг/кмоль>
46,07 13
130
Рис. 4-17. Диаграмма х — у для оп-
ределения числа теоретических таре-
лок нижней части колонны (к расче-
ту 4-15)
Рис. 4-18. Диаграмма t — xty для
смеси вода — спирт (к расчетам 4-16,
4-17 и 4-18)
где Ма и Л4в — мольная масса спирта и воды; определяют по табл. 20 при-
ложения; Ма=46,07 кг/кмоль; Л1а= 18,02 кг/кмоль.
2. Рассчитывают величины жидкостного и парового потоков
в колонне по формулам (4-24) и (4-25):
„ 1514 ,204 п. о ,
— ]8 7 20,0 91,2 кмоль/ч,
6П = =21,8 кмоль/ч.
3. Составляют уравнение рабочей линии по формуле (4-22):
у = (х—0,004) = 4,18 (х— 0,004).
4. Строят кривую для отгонной части колонны равновесия
(в достаточно большом масштабе) и рабочую линию (рис. 4-17).
5. Число ступенек между линией равновесия и рабочей ли-
нией определяет теоретическое число тарелок, необходимых для
истощения исходной жидкости от хн=2,6% мол. до 0,2% мол.:
лнт1=2,8.
6. В интервале концентрации от 0,2% мол. до 0,004% мол.
для определения числа тарелок используют формулу (4-34):
пнт2 =
[/21 8-13
I 4- (0,2/0,004) I—g’[ 2 — 1
0,434 In
21.8-13
91,2
— 1 = 3,14.
7. Общее теоретическое число тарелок
пт = 2,8 4-3,14 = 5,94 а# 6.
9*
131
8. Выбирают конструкцию тарелок двойного кипячения; по
табл. 49 приложения определяют их КПД; т)=0,5.
9. Общее число тарелок в нижней части колонны ляв=
= 6/0,5 = 12.
Расчет 4-16. Определить высоту и диаметр укрепляющей час-
ти брагоперегонной колонны с колпачковыми тарелками в коли-
честве лд = 4 для получения дистиллята концентрацией 65% об.
.(57,1 % мас.=34,9% мол.) в количестве бд=200 кг/ч.
Флегмовое число /?ф=2; расстояние между тарелками Л=
=300 мм; давление водно-спиртового пара в колонне р =
= 0,12 МПа; атмосферное давление 0,098 МПа, средняя темпера-
тура водно-спиртового пара Лт—107°C.
Расчет ведут в такой последовательности.
1. Высоту укрепляющей части колонны рассчитывают из
формулы (4-39):
ЛНОЛ = 0,3-4,0 = 1,2 м.
2. Диаметр колонны определяют по формуле (4-40) с учетом
формулы (4-41).
2.1. Рассчитывают по формуле (4-10) — молекулярную
массу пара. Для определения концентрации спирта в паре ис-
пользуют диаграмму t—х, у (рис. 4-18). При х=34,9%мол. и
7?Ф—2 £/=13,0% мол. = 28,0 % мае.
Мл и М3 —-мольные массы спирта и воды; определяют по
табл. 20 приложения: Ма — 46,07 кг/кмоль; Мв = 18,02 кг/кмоль.
100
-----100—28 = 21 >72 кг/кмоль.
46,07 18,02
Расход пара
у _ (200 + 2-200)22,4(273+ 107)0,098 ~ n Q-9 8
У~ 3600-273-0,12-21,72 — U,laoz м/с.
2.2. Определяют скорость пара в колонне по формуле (4-44):
'г — уровень жидкости на тарелках, принят равным 37,5 мм;
^ 600+оТзоо-°'012-37'5=°'77м'с-
2.3. Диаметр колонны
. 1 / 1952 а г а
“кол" у 0,785.0,77’ — ы-
Расчет 4-17. Определить расход охлаждающей воды в дефлег-
маторе для получения 310 кг/ч спирта. Концентрация флегмы
Хф=73,2% мае. (51,7% мол.). Флегмовое число ЯФ=3.
Расчет ведут в такой последовательности.
I. С помощью /—ж, ^-диаграммы находят начальную и
конечную температуры конденсации пара (см. рис. 4-18).
132
1.1. Для определения конечной температуры конденсации
т. е. температуры флегмы, проводят вертикаль из точки на
оси абсцисс, соответствующей Хф=51,7% мол., до пересечения с
кривой температуры кипения — точка Г, затем из нее проводят
горизонталь на ось ординат, где определяют значение
= 79,2 °C.
Температуру начала конденсации /к' определяют следующим,
образом: флегмовое число /?ф = 3 делит отрезок 1—2 в соотноше-
нии 1 :3 (точка <?). Из точки 3 поднимаются по вертикали до ли-
нии конденсации — точка 4 — и проводят горизонталь на ось ор-
динат, где находят Л/=81,8°C.
Средняя температура конденсации
/и= 8^8 + 79^ =80&oCi
2. По табл. 22 приложения определяют удельную теплоту
парообразования: при /к = 80,5 °C; Гф —1135,8 кДж/кг.
3. Рассчитывают тепловую нагрузку дефлегматора по форму-
ле (4-46):
(?аеф = 3.310-1135,8 = 1055.102 3 * кДж/ч = 293 кВт.
4. Определяют расход охлаждающей воды GB в дефлегматоре
по формуле (4-47), при этом задаются:
температурой воды на входе в дефлегматор 15 °C;
температурой воды иа выходе из дефлегматора 75 °C.
G = —1-5'-1-03 — 4201 кг/ч
в 4,19(75-15) кг/ч*
Расчет 4-18. Из аппарата для простой перегонки в течение
6 ч отбирается 250 л дистиллята этилового спирта концентра-
циеЙ хд=65% об. (57,1 % мае.=34,2% мол.) при температуре
20 °C.
Определить расход воды в конденсаторе-холодильнике, если
температура воды на входе /ВН = 15°С, на выходе —г1/=50 °C.
Расчет ведут в такой последовательности.
1. Определяют часовую производительность аппарата
G — °Д?рд
Д т ’
где ра — плотность дистиллята; определяют при температуре 20’С и кон-
центрации Лд-«57,1% мае. по табл, 14 приложения: рд—891 кг/ма;
л 250 • 891 м ,
^“ёЛооГ^37’7 кг/ч-
2. Определяют температуру конденсации при яд=34,2% мол.
по табл. 27 приложения или графически по диаграмме t—х, и
(см. рис. 4-18): /К"=/П = 89,7°С.
3. Рассчитывают количество теплоты, отданной дистиллятом
при конденсации пара, по формуле (4-50):
(?н = 37,6.1445 = 53500 кДж/ч = 14850 Вт.
133
Удельную теплоту конденсации пара дистиллята гд находят
по табл. 22 приложения при температуре ffl=89,7°C: гд =
—1445 кДж/кг.
4. Рассчитывают количество теплоты, отданной дистиллятом
при охлаждении QOK, по формуле (4-52). '
Удельную теплоемкость дистиллята сд определяют по табл. 16
приложения при хд=57,1%мас. и £д= (89,7-f-20)/2 = 54,8oC; сл =
=3,94 кДж/(кг«К). Коэффициент ф неравномерности поступле-
ния дистиллята принимают равным 2.
<?о.к“37,7.3,94-2(89,7 —20) = 20400 кДж/ч = 5660 Вт.
5. Определяют расход охлаждающей воды из формулы
(4-53):
, п 53500 4-20400 ,
I Gb- 4,19(50-15)—504 КГ/Ч-
Расчет 4-19. Рассчитать брагоректификационную колонну не-
прерывного действия производительностью <7Д=155 кг/ч спирта.
Данные для расчета:
состав (содержание, концентрация) по спирту исходной сме-
си хн = 10%об.; кубового остатка — хк—0,0064% об.; дистилля-
та— хд = 69,3 % об.;
коэффициент избытка флегмы £=3,1;
обогрев колонны производится закрытым паром р=0,22МПа;
рабочее давление в верхней части колонны р—0,12 МПа;
смесь поступает на тарелку при температуре /Н=85°С;
расстояние между тарелками в колонне й=250 мм.
Определить:
расход греющего пара;
число тарелок в колонне;
диаметр и высоту колонны.
Расчет ведут в такой последовательности.
1. Пересчитывают концентрацию начальной смеси, дистилля-
та и остатка из % об. в % мае. по формуле (4-5), а затем — из
% мае. в % мол. по формуле (4-7); тогда концентрация исход-
/ ной смеси, дистиллята и кубового остатка: ।
хя = 10% об. = 8,01 % мае. = 3,34% мол.;
хд=69,3% об. = 61,6% мае. = 38,5% мол,;
хк=0,0064% об.=0,005 % мае.=0,002% мол. • •<.
2. Определяют минимальное флегмовое число из форму*
лы (4-27).
2.1. По данным табл. 27 приложения строят кривую равно-
весия х—у (рис. 4-19).
2,2. Из точки на оси абсцисс, соответствующей значению
хд=38,5% мол., проводят вертикаль до пересечения с диагональю
диаграммы — точка /.
2.3. Из точки на оси абсцисс, соответствующей значению
хн=3,34% мол., проводят вертикаль до пересечения с кривой
равновесия — точка 2.
134
Рис. 4-19. Диаграмма х — у для
смеси вода—спирт для определе-
ния минимального флегмового
числа и количества теоретических
тарелок в верхней части колонны
(к расчету 4-19)
Рис. 4-20. Диаграмма t — х,у
для смеси вода — спирт для оп-
ределения концентрации пара и
флегмы (к расчету 4-19)
2.4. Соединяют точки / и 2, продолжают линию 1—2 до пере-
сечения с осью ординат и определяют В0=26,5% мол.
Минимальное флегмовое число
Р 38,5 — 26,5
^Ф.мин— 26,5
= 0,453.
3. Определяют рабочее флегмовое число по формуле (4-28):
Яф = 0,453-3,1 = 1,4.
4. По данным табл. 27 приложения строят диаграмму t—х, у
и определяют необходимые для дальнейших расчетов состав
флегмы, состав пара, поступающего в дефлегматор, а также со-
ответствующие температуры (рис. 4-20).
4.1. По концентрации дистиллята хд = 38,5% мол. устанавли-
вают состав флегмы Хф=6,8% мол.= 15,9% мае., а также началь-
ную температуру конденсации пара fK=88,5°C.
4.2. По соотношению отрезков а: б—/?ф —1,4 находят точку 3,
характеризующую концентрацию пара, поступающего в дефлег-
матор; Ул —21% мол. = 40,3% мае.
5. Определяют количество пара, поступающего из колонны в
дефлегматор, из уравнения (4-25):
г 155(1,4 + 1) 1ОП ,
ип =---78 8~ = 2’9 кмоль/4»
ИЛИ
Gn = 12,9*23,9 = 308,3 кг/ч.
135
Мольная масса дистиллята Л4Д определена по формуле (4-10):
100
Л!д = gj 6 кю — 61,6 = 28.8 кг/кмоль.
46,07 + Г§702
Аналогично рассчитана мольная масса пара: Afn=23,9
кг/кмоль.
Количество пара, из которого образовался дистиллят, соста-
вит 155/28,8=5,38 кмоль/ч,
6. Определяют количество флегмы из уравнения (4-48):
Оф = 12,9—5,38 = 7,52 кмоль/ч,
или
= 7,52-20 = 150,4 кг/ч.
где мольная масса флегмы
Мф—-[g-g 100 — 15,9 = 20 кг/кмоль.
46,07 + ЙЦЙ
7. Определяют количество исходной смеси GH и кубового ос-
татка GK, используя формулы (4-19) и (4-20):
' GB = 155 4-GK;
бя-8,01 __ 155.61,6 ! G«-0,005
100 — 100 100
*
отсюда находят GK = 1037,50 кг/ч; G«= 1192,65 кг/ч.
8. Для определения расхода греющего пара составляют теп-
ловой баланс колонны.
Приход теплоты:
8.1. С исходной смесью
Qi = 1192,65*4,27-85 = 432872,3 кДж/ч.
Удельную теплоемкость исходной смеси сн определяют по
табл. 15 приложения по температуре и концентрации; сн =
=4,27 кДж/(кг-К);
8.2. С флегмой
Q2= 150,4*4,31-88,5 = 57367,8 кДж/ч.
Удельную теплоемкость флегмы Гф определяют по табл. 15
приложения по температуре и концентрации: Сф = 4,31
кДж/(кг* К).
8,3. С греющим паром
Q8 = D-2711,3.
Удельную энтальпию греющего пара /гр.п определяют по дав-
лению пара по табл. 38 приложения: frp.n=2711,3 кДж/кг.
136
Расход тепла:
8.4. С паром, поступающим в дефлегматор (образующим
флегму и дистиллят),
Q4 = 308,3 • 2086,8 =» 643360,4 кДж/ч.
Удельную энтальпию пара ia находят по табл. 22 приложения
по концентрации спирта в паре: £п=2086,8 кДж/кг.
8.5. С остатком
Qb = 1037,5.4,27.100,5 = 445227,5 кДж/ч.
Удельную теплоемкость остатка ск определяют по
табл. 15 приложения по температуре и концентрации: ск=4,27
кДж/(кг-К).
8.6. С конденсатом греющего пара
Qe = D-4,187-123,3 = 516,25.
Температуру конденсата 0к<жд определяют по давлению пара
при 0=2,2.10® Па, 0конд = 123,3°C по табл. 38 приложения;
удельную теплоемкость конденсата Сконд принимают равной
4,187 кДж/(кг*К).
8.7. Рассчитывают расход греющего пара по формуле (4-31):
п 643360,4 4- 445227.5 — 432872,3 - 57367,8 О7О е . т
2711,3 — 516,“25 КГ/4,
С учетом потерь теплоты 5%
D= 1,05-272,5= 286,2 кг/ч.
9. Находят удельный расход греющего пара
. 286,2-100 п .
— 155 61,6 кг/кг.
10. Определяют число тарелок колонны.
10.1. Чтобы найти число тарелок верхней (укрепляющей)
части колонны, записывают уравнение рабочей линии верхней
части колонны в соответствии с формулой (4-21):
*/ = -Г^Гт+тГГГХ; !/ = 164-0,584х.
В соответствии с этим уравнением на рис. 4-19 по оси орди-
нат откладывают отрезок 0—3 (5=16% мол.).
Соединяют точки 1 и 3; линия 1—3 является рабочей линией
верхней части колонны.
Проводят между рабочей линией и кривой равновесия, начи-
ная от точки /, горизонтальные и вертикальные линии до
Число ступеней определяет теоретическое число тарелок;
пвт= 1,8.
10.2. Число тарелок нижней (отгонной) части колонны.
Составляют уравнение рабочей линии нижней части колонны
в соответствии с формулой (4-23).
137
Величина потока жидкости в колонне по уравнению
(4-24):
G„ = ‘!^5 + 7,52 = 70,41 кмоль/ч.
л' 1 о, Уо
Мольная масса исходной смеси Л4Н по уравнению (4-10):
/Ин = 100_ 8>01 = 18>96 кг/кмоль.
46,07 + ЮТ
Величина парового потока Gn в колонне может быть опреде-
лена по количеству греющего пара из уравнения (4-25):
Ga =272,5/18,02= 15,1 кмоль/г,
тогда
70,41 , / . 70,41 \п ппо
15,1 15,1 j^»002>
или
t/ = 4,66x—0,0073.
Строят (в большом масштабе) кривую равновесия (рис, 4-21).
Для построения рабочей линии находят:
у =—0,0073 примерно соответствует точке о при х=0;
у=9,3 — точка а при х—2.
Проводят прямую линию через точки она, получают рабо-
чую линию нижней части колонны.
От точки 1 проводят горизонтальные и вертикальные линии
и определяют теоретическое число тарелок для дистилляции от
Хн==3,34% мол. до хк —0,2% мол.: пнг! —2,9.
Количество тарелок, необходимых для истощения исход-
ной смеси от 0,2% мол. до 0,002% мол., рассчитывают по фор-
муле (4-34):
л „ , Г 0,2 I 15,1-13,0 \]
» _ 0)4341п[1 + 0,002 ( 70,41 -у] ,
п 15,1-13,0 ’ 1 —
0,434 In 70 41
10.3. Общее теоретическое число тарелок колонны
лт= 1,8-j-2,9 4-4,0 = 8,7.
10.4. Действительное число тарелок рассчитывают по фор-
муле (4-36), для чего находят КПД тарелок i] по табл. 49 при-
ложения:
для верхней части колонны для тарелок колпачковых т]=0,5
пл® = 1,8/0,5 = 3,6 4 тарелки;
для нижней части колонны (во избежание засорения выбра-
ны колпачковые тарелки двойного кипячения) т]=0,5
идн = 2,9 + 4,0 —13,8 «14 тарелок.
138
1L Высоту массообменной
части колонны определяют по
формуле (4-39):
/1^ = 0,25(4+14-1) =4,25 м.
12. По формуле (-4-40) рас-
считывают диаметр нижней ча-
сти колонны, где объем паров
больше, чем в верхней.
12.1, Объем пара определя-
ют по формуле (4-42), для чего
находят рп и 1П — плотность и
энтальпию водно-спиртового па-
ра— по табл. 22 приложения
Рис. 4-21. Диаграмма х — у для
смеси вода — спирт для определения
числа теоретических тарелок нижней
части колонны (к расчету 4-23)
при составе пара на тарелке
подачи исходной смеси при уп=*н = 8,01% мае.; рп=0,632 кг/м3;
/„ = 2568 кДж/кг.
У = Збг”о.^-°’14 “/0 = 478,1 м’/ч.
12.2. Скорость пара в свободном сечении колонны определя-
ют по формуле (4-44), приняв глубину барботажа 2=30 мм:
°= бо+М^о-0’012'30^0’69^-
Диаметр колонны
0,785 0,69 М.
Подбирают по каталогу [3] колонну с диаметром, равным
600 мм с колпачковыми тарелками в верхней части колонны
(тарелки ТСК-1) и с колпачковыми тарелками двойного кипя-
чения в нижней части колонны.
13. Действительное число тарелок колонны можно опреде-
лить также с помощью кинетической кривой. Приведем такой
расчет для укрепляющей части колонны.
13.1. Коэффициент массоотдачи в паровой фазе рассчиты-
вают по уравнению*
а _ КцдРп
Р*'" 22,4/г ‘
Диффузионный критерий Нуссельта для паровой фазы
NuB = 0,79ReH+11000.
* Уравнения для расчета коэффициентов массоотдачи принимают в за-
висимости от конструкции тарелок, при этом необходимо учитывать геомет-
рические характеристики контактных устройств (диаметр отверстий, эквива-
лентные диаметры прорезей, размеры сливной перегородки, длину пути жид-
кости и т, п.). Мы приводим расчет коэффициентов по известным из учебной
литературы зависимостям.
139
Критерий Рейнольдса
цп^Рп
Мем
где уп —средняя скорость пара в рабочей сечении тарелки, м/с;
0,785<РНол
v*~v-----------------------------------£-----:
St —рабочее сечение колпачковой тарелки; для тарелки ТСК-1 4*600мм;
h — определяющий размер, принятый при получении данного уравнения;
Л=1 м; рп — плотность водно-спиртового пара, кг/мэ; рп=0,817 (табл. 22
приложения); найдено по рп=40,3% мае.; —коэффициент динамической
вязкости водно-спиртового пара; рассчитан по уравнению (4-12),
Ц.4 и Цв — динамическая вязкость паров воды и спирта при /=0°С,
Па-с {4]: 1м««Ы0”® Па-с; р.в—85-10-5 Па-с;
Мсы, Ма и Мв—мольные массы смеси, паров спирта и воды, кг/кмоль;
Мсм«Л1в=23,9 (см, п. 5), Л£»=46,07; 18,02;
Уп — концентрация спирта в паре, % об,; ув-40,3% мол. (см. п. 5.2),
что соответствует 48% об.
23,9
“ 0,48-46,07 (1—0,48) 18,02 - 2,46-10е* Па-с.
85-10-» + Ы0-в
Коэффициент динамической вязкости паров при /=88°С (см.
п. 5.2) рассчитывают по формуле
_ 273 +С / Т W»
Hi — Нем т с 273 I ’
где С — постоянная, для спирта С—287; Т — температура паров, К.
о лд irt-a 273 + 287 / 361 W* « QQ „
Hi—2,46-10 36i_|_287 [ 273 у -3,23-10 Па-с,
тогда
Ре — 6,77-1-0,817 _ ,g^yg.
КеД~ 3,23-10-® ~~1У4'Ь’
Nun = 0,79 • 19476 +11000 = 26386.
Рассчитывают Dn — коэффициент диффузии водно-спиртовых
паров в воздухе —по формуле, приведенной в работе [4]:
D 4,3-10-»ТУа /~ 1|Г~
° Р (Ил1/8 + W)’ у лгл ’’"Я7*
где Т — температура газа, К; р—давление в колонне, Па (по условию Р—
—0,12 МПа* 1,2-10® Па); Уд и Ув— мольные объемы газов (этанола и во-
ды); Va — VcjHjон — сумма объемов двух атомов углерода (14,8), пяти
атомов водорода (3,7) и атома кислорода в соединениях с двумя насыщен-
ными связями (7,4) по табл. 13 приложения.
/А = 2-14,8+5-3,7+7,4 = 55,5 см’/атом;
140
Vs^VhjO—сумма объемов двух атомов водорода и одного атома кисло-
рода;
Ув=2-3,7-{-7,4 = 14,8 см3/атом;
Мл и Mb — молекулярные массы спирта и воды, кг/кмоль;
D 4.3^(273 +88.у_ / 1 1 = 17,2.10- м’/с;
1,2-10s (55,5V» 4-14,81/»)» у 46,07 1 18,02 '
а 26386-17,2-10-" ллпл н г \
h ~-----STTI------- кмоль/(м2• с).
13.2. Рассчитывают коэффициент массоотдачи в жидкой фа-
зе по уравнению
й -
Р* “ •
Определяют диффузионный критерий Нуссельта для жидкой
фазы из зависимости
Nux —38000Ргх
Рассчитывают диффузионный критерий Прандтля
pr = _feL_
х РжОх *
где рх — коэффициент динамической вязкости жидкой фазы (флегмы — для
верхней части колонны); находят при Хф — 15,9% мае. и /«=88 ’С; р,х™0,5-
• 10~® Па-с [4, табл. 1л приложения]; рх — плотность флегмы, находят для
Лф—15,9% мае. по табл. 23 приложения; рЛ=973 кг/м®; Dx — коэффициент
диффузия этанола в жидкой фазе (ма/с); может быть рассчитан для темпе-
ратуры /“20 °C по формуле, приведенной в работе [4J:
D ___________110-*_______ / J_____।__1
Ж1ввДДУц'(7л1/э+ у МА^~ Мв'
где А и В—коэффициенты, зависящие от свойств растворенного вещества
И растворителя; для этанола Л“1,24, для воды Я“4,7; у—коэффициент
динамической вязкости воды, Па-с; при /—20вС ц=1 МПа-c; Va, Ул Мл,
Мв ~см. в п. 13.1.
D _________________1- to-»___________ /1 ~ I ~~Г"'
***“ l,24-4,7.yr(5S,5V» + 14f8Vs)V3 |/ 46,07 18,02
==1,23-10-» М2/С.
Коэффициент диффузии при / = 88,5 °C находят из уравне-
ния [4]
х,„. = 1,23-10-« 11 + 0,02 (88,5 - 20)] -2,9.1 0~« м«/с;
ь - О'-УК = .."ЛУГ =0,02,
V р у<1000
3,'Г
141
где р. и р — коэффициент динамической вязкости и плотность воды при t=
=20 °C; МПа-с; р=1000 кг/м3.
рг — 0,5‘10~3 =176-
х 973-2,9-10“» ’
Nux = 38000Ргж°’в2 = 38000-176°>82 = 937565;
— 937565-973-2,9-10“® .. а .
рх —--------р-™----------= 0,131 кмол ь/(м3 • с).
I * м V
13.3. Рассчитывают коэффициент массопередачи по форму-
ле (4-37).
Строят на диаграмме у—х кривую равновесия для смеси
этиловый спирт—вода (по данным табл. 27 приложения) —
рис. 4-22. На участках линии, например, соответствующих х—5,10,
20, 30 и 35% мол., находят т — коэффициент распределения как
тангенс угла наклона равновесной линии в данных точках. Так,
т = 2,72 для Xi—5% мол., тогда
kyi — —J--1 2 уд =0,014 кмоль/(м2 • с).
'одй’ + ’оТТзТ
Рассчитанные величины т и ky для других значений х за-
писывают в табл. 4-5.
13.4. Определяют общее число единиц переноса по уравне-
нию (4-38):
_ 0,014-23,9 —ne
ftop— 0,77-0,817 —
13.5. Находят положение рабочей линии верхней части ко-
лонны (см. п. 10.1).
13.6. Строят кинетическую кривую; для этого измеряют от-
резок между рабочей линией и линией равновесия АС: для =
= 5% мол.; AjCt—27 мм. Рассчитывают коэффициент Ф=епоу,
Ф = е0>6 = 1,64 для X].
Находят величину отрезка С^В{:
п о А.С, 27 1С -
——г—— -;—дй-— 16,7 мм,
11 Ф, 1,64
Таблица 4-5
Параметр Значение параметра при концентрации спирта, % мол.
$ 1 “ 20 30 3S
т/ 2,72 0,95 0,63 0,34 0,36
Ayl 0,014 0,017 0,018 0,019 0,019
Поу 0,5 0,64 0,68 , 0,72 0,72
ф/ 1,64 1,89 1,97 2,05 2,05
AiCi 27,5 43 50 48 46,5
CiBi 16,7 22,7 25,4 23,4 22,6
142
Аналогично рассчитывают
длины отрезков СВ для всех
концентраций.
Результаты расчета сведены
в табл, 4-5.
Откладывают величины от-
резков СВ вертикально вниз от
кривой равновесия на диаграм-
ме. Геометрическое место точек
Bi, Вг, Вз определяет положе-
ние кинетической кривой.
13.7, Находят число ступе-
нек, проведенных между кине-
тической кривой и рабочей ли-
нией в области от хл, до хн, что
соответствует действительному
числу тарелок:
пд=2,8«3 тарелки.
Аналогично производят рас-
чет числа тарелок в нижней
части колонны.
Рис, 4-22. Диаграмма х — у для
смеси вода — спирт для определения
числа действительных тарелок для
верхней части колонны с помощью
кинетической кривой (к расчету 4-19)
КОНТРОЛЬНЫЕ ЗАДАЧИ
Задача 4-1. Концентрация спирта в паре равна 35,0; 55,0;
93,5% об., в кипящей жидкости (водно-этиловый спирт) — соот-
ветственно 4,0; 10,0; 91,8% об.
Определить коэффициенты испарения спирта.
Задача 4-2. Концентрация смеси дихлорэтан — ацетон 30%
мае. (по ЛЛК).
Определить с помощью t—х, ^/-диаграммы состав равновес-
ного пара и температуру кипения смеси.
Задача 4-3. Концентрация спирта в дистилляте 70% об.
Определить, используя i—х, ^-диаграмму, концентрацию вод-
но-спиртового пара, поступающего в дефлегматор, для трех зна-
чений флегмового числа: Рф1 = 1,1; /?фа=1,5; ^Фз==2,0.
Задача 4-4. Дистиллят, отбираемый в качестве конечного
продукта, имеет концентрацию этилового спирта, равную 67% об.
Флегмовое число, при котором производят отбор дистиллята,
/?Ф = 2,5.
Определить:
концентрацию водно-спиртового пара, поступающего в де-
флегматор;
температуру конденсации пара (начальную и конечную);
концентрацию флегмы.
Задача 4-5. В конденсаторе конденсируется (?д = 1000 кг/ч па-
„ ра смеси ацетон — этиловый спирт; концентрация ацетона в дис-
тилляте 50% мол., в конденсирующемся паре — 43% мол.
Определить флегмовое число, а также количество флегмы.
нз
Задача 4-6. Концентрация флегмы смеси ацетон — дихлор-
этан 30% мол., флегмовое число равно 1,8.
Определить:
концентрацию поступающего в дефлегматор пара;
как изменится концентрация пара, если увеличить флегмовое
число в 2 раза?
Задача 4-7. Количество водно-спиртового пара, поступающе-
го из укрепляющей части брагоперегонного аппарата концентра-
цией 50% мае., 20 кмоль/ч, концентрация дистиллята 70,5% об.
Определить:
количество дистиллята;
флегмовое число.
Задача 4-8. Спиртосодержащая жидкость концентрацией
7,5% мае. поступает в брагоперегонный аппарат. В аппарате при
флегмовом числе, равном 3, производят отбор 37,5 дал/ч дистил-
лята концентрацией 88% об.
Определить количество флегмы и концентрацию спирта в ней.
Задача 4-9. В результате перегонки 300 кг смеси ацетон —
этиловый спирт начальной концентрации 20% мае. (по ЛЛК) в
кубовом остатке содержится 10% мае. ацетона.
Определить состав дистиллята и его количество.
Задача 4-10. Количество водно-спиртовой флегмы составляет
204 кг/ч, концентрация ее 20% об.; флегмовое число равно 2.
Определить количество дистиллята и его концентрацию.
Задача 4-11. Разделению подвергается 800 кг смеси ацетон —
дихлорэтан. Концентрация ацетона составляет: в исходной сме-
си— 21,8% мол., в дистилляте —80% мол., в кубовом остатке —
0,2% мае.
Определить количество кубового остатка и дистиллята.
Задача 4-12. Перегонке подлежит спиртосодержащая жид-
кость в количестве 800 л концентрацией хя=8% об. (6,44% мае.).
Получают 270 л жидкости концентрацией хд=24% об. Концент-
рация спирта в остатке (барде) хк=0,1% об. Смесь поступает на
перегонку при f=60°C, давление греющего пара ,р равно
0,15 МПа.
Определить удельный расход греющего пара.
Задача 4-13. При получении коньячного спирта простой пере-
гонке подвергались две жидкие смеси по 800 л каждая. Кон-
центрация спирта в первой составляла 8% об., во второй —
12,0% об. В обоих случаях перегонка заканчивалась при содер-
жании спирта в кубовом остатке 0,1% об.
Определить количество дистиллята и его концентрацию в
каждом случае.
Задача 4-14, По условию задачи 4-13 провести сравнительный
анализ удельного расхода пара, затраченного на перегонку в
обоих случаях. Давление греющего пара р=1,7-105 Па. Исход-
ная смесь поступает при температуре кипения.
Задача 4-1S. Удельный расход пара на установке периодиче-
ского действия при получении коньячного спирта составляет
80 кг/дал.
Во сколько раз изменится удельный расход пара на установ-
ке непрерывного действия, если производительность установка
155 кг/ч, концентрация спирта 70% об., флегмовое число рав-
но 2?
Задача 4-16. Разделению подлежит смесь вода — ацетон.
Концентрация ацетона в исходной смеси 10% мае., в дистилля-
те— 92,8% мае.
Определить минимальное флегмовое число.
Задача 4-17. В брагоперегонном аппарате получают дистил-
лят концентрацией 65% об. из исходной водно-спиртовой смеси
концентрацией 8% об.
Определить оптимальную величину флегмового числа аппа-
рата, используя метод чисел единиц переноса.
Задача 4-18. По условию задачи 4-19 определить коэффи-
циент избытка флегмы.
Задача 4-19. При перегонке смеси ацетон — этиловый спирт
концентрация дистиллята составляет 90% мае, флегмовое чис-
ло равно 3.
Определить число тарелок в укрепляющей части колонны,
приняв КПД тарелок равным 0,6 и используя кинетическую
кривую.
Задача 4-20. В брагоперегонный аппарат поступает 1200 кг/ч
водно-спиртовой смеси концентрацией 8% об.
Количество флегмы концентрацией 30% об. составляет
200 кг/ч; концентрация спирта в остатке 0,01 % об. Флегмовое
число равно 2.
Определить теоретическое число тарелок в исчерпывающей
части аппарата.
Задача 4-21. В брагоперегонном аппарате производительно-
стью 800 дал/сут по безводному спирту получается дистиллят
концентрацией 88% об. Исходная смесь поступает с концентра-
цией 8% об.; концентрация спирта в остатке 0,2% мол.; коэффи-
циент избытка флегмы 1,2.
Определить теоретическое количество тарелок в верхней
(укрепляющей) и нижней (отгонной) частях аппарата.
Задача 4-22. На дистилляцию в колонну поступает смесь аце-
тон — дихлорэтан концентрацией 10% мае., получается 200 кг/ч
дистиллята концентрацией 70% мае. Концентрация ацетона в
остатке 0,5% мае.; коэффициент избытка флегмы 1,5.
Составить уравнения рабочих линий верхней (укрепляющей)
и нижней (отгонной) частей колонны. Принять хд=(/п.
Задача 4-23. В брагоперегонном аппарате получают 200 кг/ч
дистиллята концентрацией 70% об.; флегмовое число равно 2.
Скорость пара в колонне 0,4 м/с, давление 1,2-10s Па.
Определить диаметр укрепляющей части аппарата.
Задача 4-24. При перегонке смеси вода — этиловый спирт с
начальной концентрацией 20% об. в колонне периодического дей-
ствия концентрация дистиллята составляет 85% об.; флегмовое
число равно 1,4.
10—750
145
Определить, как изменится теоретическое число тарелок, если
~ потребуется получать дистиллят концентрацией 90% об.
Задача 4-25. В двух брагоперегонных аппаратах получают по
320 кг/ч дистиллята концентрацией 90% об. Флегмовое число в
_ первом аппарате 1,2, во втором — 3,5. Концентрация спирта в
исходной смеси 20,5% об.
Определить высоту укрепляющей части. Принять КПД таре-
лок 0,5, расстояние между ними — 300 мм.
Задача 4-26. В ректификационной установке для получения
этилового спирта при флегмовом числе 2,5 получается дистиллят
концентрацией 75% об.; конечная температура дистиллята 18°C.
Охлаждающая вода в количестве 3 м3/ч с начальной темпера-
турой 15 °C проходит последовательно через холодильник, кон-
— денсатор и дефлегматор и выходит из последнего при темпера-
туре 75 °C.
Определить количество дистиллята и расход греющего пара,
поступающего в установку при давлении 1,46-105 Па. Степень
сухости пара Ч,—0,9. Потери теплоты не учитывать.
Задача 4-27. По условиям задачи 4-26 определить поверх-
ность теплопередачи конденсатора и холодильника. Принять ко-
эффициенты теплопередачи соответственно равными йк—350 и
- Ло.х=400 Вт/(м2‘К).
- ОТВЕТЫ НА КОНТРОЛЬНЫЕ ЗАДАЧИ
4-1. Ли 1=9,09; Лиа—5,90; ЛД)—1,03.
4-2. /=65,5 °C; fh>=68,8% мае.
4-3. *1 = 50,8% об.; х»—46,8% об.; х»—43,5% об.
4-4. i/n=37,5% об.; //=95,8 °C; fZ=89,4eC; хФ-17,2% об.
4-5. /?ф=0,45; Оф=433 кг/ч.
4-6. £л«27,2% мае.; уменьшится на 10%.
4-7. Сд-271,5 кг/ч; /?Ф=0,6.
4-8. ОФ=8Ц кг/ч; хф=78,8% об.
4-9. хд=39% мае.; Од=122 кг.
4-10. Од-147,7 кг/ч; хд=69,8% об.
4-11. Gk=650 кг; Од=150 кг.
4-12. d=6 кг/кг.
4-13. бД]=265 кг (276 л); хД|=23,1% об., Одг=*335 кг (351 л); хд2—
=34,4% об.
4-14. rfi=5,0 кг/кг; </а=3,1 кг/кг,
4-15. Уменьшится в 3,25 раза.
4-16. /?Ф.мВн=0,34.
4-17. ^?ф= 1,5,
4-18. Р«2,4.
4-19. л%.я=14.
4-20. /1яя=3,14; лнтг=4.
4-21. я®т=3,6; пвт1=3,4.
4-22. у=0,74 х+20,5; у =2, 1 х—0,95.
4-23. <^нол=670 мм.
4-24. Увеличится в 1,7 раза.
4-25. c/t—1,23 кг/кг; rfa-2,5 кг/кг; ЛиОД1—2,5 м; йк(и2-1,75 м.
4-26. Од-1115,5 кг/ч; 0=372 кг/ч.
4-27, Fk-9,4 ма; К>.ж=14,5 ма.
446
РЕКОМЕНДУЕМАЯ ЛИТЕРАТУРА
1. Анистратенко В. А. Прямоточные контактные устройства браго-
ректификационных установок. — М.: Легкая и пищевая промышленность,
1983. — 158 с.
2. Коган В. Б., Фридман В. М., Ко фаров В. В. Равновесие
между жидкостью и паром.— Ч. I.—М.: Наука, 1966. — 642 с.
3. Колонные аппараты. Каталог. — М,: ЦИНТИхимнефтемаш, 1978. —
30 с.
4. Павлов К. Ф., Р о м а н к о в П. Г., Носков А. А. Примеры и за-
дачи по курсу процессов и аппаратов химической технологии./Под ред. чл.-
корр. АН СССР П. Г. Романкова. — Л.: Химия, 1981. —560 с.
5. Стабников В. Н., Николаев А. П., Мандель-
штейн М. Л. Ректификация в пищевой промышленности. — М.: Легкая
и пищевая промышленность, 1982.—232 с.
6. Ц ы г а н к о в П, С. Ректификационные установки спиртовой промыш-
ленности.— М.: Легкая и пищевая промышленность, 1984. — 335 с.
7. Шейн А. Е. Дистилляционные установки коньячного производства. — *
М.: Легкая и пищевая промышленность, 1982, — 56 с.
10*
РАЗДЕЛ 5
ЭКСТРАГИРОВАНИЕ
Экстрагированием называют процессы извлечения целевых
компонентов из твердых веществ или разделение жидких сме-
сей при помощи жидкого растворителя (экстрагента), избира-
тельно растворяющего только извлекаемый компонент.
Процессы экстрагирования растворимых веществ из твердых
тел относятся к числу наиболее распространенных в пищевой
технологии — сахарной, маслоэкстракционной, крахмало-паточ-
ной, при получении растворимых кофе и чая. Экстракция в сис-
теме жидкость — жидкость меньше распространена в пищевой
промышленности.
Процессы экстрагирования целевых компонентов из твердых
тел и жидких смесей подчиняются основным положениям общей
теории массопередачи.
В процессе экстрагирования необходимых компонентов из
твердых тел извлечение вещества происходит следующим обра-
зом: извлекаемый компонент диффундирует изнутри частицы ма-
териала к ее поверхности (молекулярная диффузия), а затем, от
поверхности частицы через пограничный слой —в экстрагент
(конвективная диффузия).
ОСНОВНЫЕ ЗАВИСИМОСТИ И РАСЧЕТНЫЕ ФОРМУЛЫ
Количество вещества (в кг), извлеченного молекулярной диф-
фузией, определяется уравнением (5-1), которое для условия
экстрагирования твердых тел имеет следующий вид:
G = ^-tF(Ct—C^, (5-1)
где DSe — коэффициент молекулярной (внутренней) диффузии, м’/ч; I — оп-
ределяющий размер частиц твердого материала, м; т — длительность экстра-
гирования, ч; F— поверхность частиц, м2; Ci — средняя концентрация извле-
каемого компонента в твердых частицах, кг/м3; G — концентрация извлекае-
мого компонента в экстракте, кг/м*.
Количество вещества (в кг), перешедшего в экстракт при
помощи конвективной диффузии, составит
O=-^-rF(C,-CJ, (5-2)
где DH — коэффициент конвективной (наружной) диффузии, мг/ч; б — тол-
щина пограничного слоя, м; Cs — концентрация экстрагируемого вещества
в растворе, кг/м3.
148
Количество вещества в кг, извлеченного из твердого материа-
ла и прошедшего через пограничный слой в жидкий экстракт,
G=ktP(Ci—C^1 (5-3)
где k — коэффициент массопередачи при экстрагировании, м/ч.
Вся сложность применения уравнений (5-1)—(5*3) для рас-
чета реальных производственных процессов заключается в труд-
ности определения величин DBH, DK, Й, F и А.
Из теории процесса известно также, что соотношение избы-
точных концентраций при непрерывном экстрагировании с про-
тивоточным процессом, который предпочтителен, на любом уча-
стке кривых распределения концентраций в частицах экстраги-
руемого вещества и экстрагируемой жидкости является функ-
цией критериев Био (В1Д), Фурье (Род) и соотношения расхода
масс.
В пищевой промышленности экстрагируют многие твердые
материалы, имеющие различные физико-химические свойства, в
связи с этим существует множество конструкций, экстракторов
периодического и непрерывного действия.
Для расчета процесса экстрагирования, происходящего в
этих аппаратах, применяют следующие методы:
1) графо-аналитический;
J) метод расчета многочленных экстракторов с учетом гид-
родинамических условий процесса;
3) расчет процесса экстрагирования с применением интер-
вально-итерационного метода;
4) гидродинамический расчет экстракторов непрерывного
действия.
Графо-аналитический метод расчета. Многочисленные экс-
тракторы периодического действия нашли широкое распрост-
ранение в пищевой промышленности, особенно в одной из ее
отраслей — сахарной. П, М. Силиным был предложен графо-ана-
литический метод расчета многочленных экстракторов периоди-
ческого действия и экстракторов непрерывного действия [1,2].
Уравнение, учитывающее все основные факторы работы экст-
рактора, имеет следующий вид:
—Ц- [о,43429 In(- - !!&+ с‘ = ADh, (5-4)
где п — отбор экстракта (на 1 кг нормального сока в свекле); С2 —содер-
жание сахара в нормальном соке, % к массе свеклы; Ci — содержание са-
хара в обессахаренной стружке, % к массе свеклы; Л—экспериментальный
коэффициент, для многочленных экстракторов периодического действия Л—
«(5,1 -4-6,3) 10"4, для экстракторов непрерывного действия Л« (9,4+14,3)10~5;
D — коэффициент днффузни сахара, зависит от температуры процесса
(табл. 5-1); I — длина 100 г свекловичной стружки, м; т — длительность экст-
рагирования, мин.
Используя уравнение (5-4), можно вычислить содержание
сахара Ci в обессахаренной свекловичной стружке, зависящее
149
Таблица 5-1
°с 60 62 64 66 68 70 72 74
£М0~!, смг/мин 63 76,1 71,2 75,3 79,4 83,5 87,6 91,7
только от двух величин — п, и AlDxt а также другие параметры
процесса.
Для облегчения проведения расчетов составлена номограм-
ма (рис. 5-1), на оси абсцисс которой отложены значения
AlDr — y, а на оси ординат в логарифмическом масштабе — зна-
чения X — содержание сахара в стружке (жоме), уходящей из
аппарата, в % к массе свеклы. На номограмме нанесены кри-
вые, соответствующие процентному отбору экстракта из аппара-
та по отношению к массе свеклы.
При помощи номограммы можно определить различные па-
раметры, характеризующие работу многочленных диффузион-
ных установок и экстракторов непрерывного действия (примеры
расчета приведены в конце раздела).
Метод расчета многочленных экстракторов с учетом гидро-
динамических условий процесса. Производительность экстракто-
ров периодического и непрерывного действия, применяющихся в
различных отраслях пищевой промышленности, при определен-
ных условиях протекания процесса зависит от гидродинамиче-
ских условий — скорости экстрагента, протекающего в свобод-
ных порах слоя материала, и физических свойств экстрагируемо-
го материала и экстракта.
Скорость перемещения экстрагента (в мм/с) в свободном
объеме слоя материала
в-4-(т-^т+,)-5Т’ (5's>
где L — общая длина слоя материала во всех членах установки, м; т — про-
должительность диффундирования, ч; а — коэффициент отбора экстракта;
р — средняя объемная масса экстрагента, т/м8; q — удельная нагрузка чле-
нов установки материалом, т/м3.
Для определения производительности диффузионных батарей
сахарного производства в зависимости от качества перерабаты-
ваемого сырья составлены номограммы (рис. 5-2—5-4) [3]. Для
построения номограммы используют следующие данные. Удель-
ная нагрузка диффузора свекловичной стружкой прямо пропор-
циональна высоте диффузора и является постоянной для свек-
лы данного качества, поэтому при составлении номограммы
пользуются высотой диффузора, которую откладывают на оси
абсцисс.
На оси ординат, с левой стороны номограмм, отложено дав-
ление в одном диффузоре (в МПа, кгс/см2); с правой стороны
номограмм отложена скорость движения экстрагента в меж-
стружечном пространстве диффузора (в мм/с).
150
Кривые распределения дав-
ления по высоте диффузора в
зависимости от скорости сока
получены при максимальной
длине свекловичной стружки
для свеклы данного качества.
Изменение скорости сока в
диффузоре при одном и том же
давлении в зависимости от дли-
ны свекловичной стружки учи-
тывают при помощи пунктир-
ных линий изменения скорости
сока, нанесенных в левом углу
номограмм.
При постоянной скорости
экстрагента изменение сопро-
тивления слоя свекловичной
стружки в зависимости от ее
качества учитывают линиями
изменения давления, показан-
ными также в левом углу но-
мограмм.
Номограммы построены для Рис. 5-1, Номограмма для расчета
нормальных условий работы диффузионных аппаратов
диффузионных батарей, причем
сопротивление коммуникаций арматуры и подогревателей со-
ставляет 50% общего допустимого давления на один диффузор.
Определение коэффициента диффузии в системе газ — газ и
газ — жидкость. Коэффициент диффузии (в м2/с) газа А в газе
В (или газа В в газе Д) можно определить по уравнению [6)
£> 0,00435
“ P(Va1/8+V^
(5-6)
где Г—абсолютная температура, К; р — давление, МПаЮ"1; VA, Vb — мо-
лярные объемы газов, см3/моль; МА, Мд—молекулярные массы газов
(табл. 13 приложения).
Если известен коэффициент диффузии Dq для данной пары
газов при температуре То и давлении pOt то при температуре Т
и давлении р
»-ЖГ
(5-7)
Коэффициент диффузии газа, растворенного в жидкости при
температуре 20 °C,
АВ У(*м(Ид1/8+Ив1/»)»Т/ мА + Л/а - t5'8)
151
Рис. 5-2 Номограмма для свежей свеклы
Длина 100г стружки, м
£ /4 16 18 20 22 2k
4
\о,!6
4 OJk
|
W
& Л/
^01
&
0,06
’з
> 0,0k
«ъ
5!
п
<з v
0 1,0 2,0 0,0
высота столба стружки, ж
Рис. 5-3. Номограмма для подмороженной свеклы
где А — поправочный коэффициент для растворенного газа (табл. 50 при-
ложения); В—поправочный коэффициент для растворителя (табл. 51 при-
ложения); Изо — вязкость жидкости при 20 °C, МПа*с.
Если известен коэффициент диффузии газа, растворенного в
жидкости при температуре 20 °C (Dao, табл. 28), коэффициент
152
Рис. 5-4. Номограмма для мороженой свеклы
Скорость сока, мм/с
диффузии для другой температуры
D~Z>20[l + &(f-20)], (5-9)
u 0,2 УТчо ,
Гр ’
где Ь — коэффициент; р —объемная масса жидкости, кг/м*.
Коэффициент диффузии сахарозы концентрацией С 5—30%,
растворенной в воде при температуре 20—90 °C,
_ 2700
D = 0,422-10-5e°'0I5Ce т . (5-10)
Коэффициент диффузии сахарозы в свекловичной стружке,
предварительно плазмолизованной,
_ 2700
D = 0,283-10-* е т . (5-11)
Гидродинамический расчет экстракторов непрерывного дейст-
вия. Гидродинамический расчет работы аппаратов непрерывного
действия определяется сопротивлением слоя материала в аппа-
рате при фильтрации через него экстрагента. Это сопротивление
зависит от относительной скорости экстракта и материала в ап-
парате, физических свойств экстракта и экстрагируемых час-
тиц.
153
Удельный напор экстрагента для преодоления сопротивления
слоя материала при фильтрации (в Па/м)
(5-12)
где р< — плотность экстрагента, кг/м3; и>о — средний объемный расход экст-
рагента, отнесенный к полному сечению материала в аппарате, мэ/с; f—
коэффициент сопротивления, зависящий от качества свекловичной стружки
и скорости экстрагента в порах слоя материала; d3 — эквивалентный диаметр
пор слоя материала, м; Fa — площадь пор в сечении слоя материала, м2.
Плотность экстрагента рг (в кг/м3) при заданной температу-
ре t и содержании сухих веществ СВ (в %)
р, = р20—(0,4-J-0,0025СВ) (/—20), (5-13)
рго — плотность экстрагента при температуре 20°C (табл, И приложения),
кг/м3.
Коэффициент сопротивления фильтрации экстрагента в слое
материала диффузионных аппаратов при скорости экстрагента
до 20 мм/с является ламинарным и определяется
f = 40/Re. (5-14)
Критерий Рейнольдса
Re =-!£•, (5-15)
где v — линейная скорость экстракта в межстружечпом пространстве слоя
свекловичной стружки, м/с; v — коэффициент кинематической вязкости, м2/с.
Коэффициент кинематической вязкости экстрагента в м2/с
определяется согласно выражению
v = fi/p(, (5-16)
где р. — динамическая вязкость экстрагента, Па-с (табл. 12 приложения);
р( — плотность экстрагента, кг/м3.
Эквивалентный диаметр (в м) пор слоя материала
4.“ 4 ?1у 10 , (5-17)
где V — объем материала в единице объема аппарата, м3/м3; з — поверхность
материала в единице объема аппарата, м2/м3.
Для свекловичной стружки объем материала в единице
объема аппарата
V = (7/pp (5-18)
где q— масса стружки в единице объема аппарата, кг/ма; pi — плотность
свекловичной стружки, кг/мэ. ,
Поверхность материала в единице объема аппарата
s = qh (5-19)
где f — удельная поверхность свекловичной стружки, м2/кг.
154
Удельная поверхность свекловичной стружки зависит от фор-
мы и поперечного сечения; для пластинчатой стружки
f _ gg.4* + »> , (5-20)
pjW
где б«— толщина свекловичной стружки, м; Ь — деление свеклорезного но-
жа, м.
Средний объемный расход жидкости (в м3/с), отнесенной к
полному сечению слоя материала,
Wfi24-60-60-100р( ’ 1)
где G — производительность экстрактора по экстрагируемому материалу,
кг/сут; а — отбор экстракта по отношению к массе материала, %; pt — плот-
ность экстрагента, кг/м®.
Площадь пор (в м2) в сечении слоя свекловичной стружки
в аппарате
Л = (1-ПЛ (5-22)
где V — объем свекловичной стружки в единице объема аппарата, м3/мэ;
F —площадь сечения слоя материала в аппарате, м®.
Линейная скорость экстрагента в межстружечном простран-
стве слоя (в м/с)
v = wJF а« (5-23)
РАСЧЕТЫ
Расчет 5-1. Определить содержание сахара Ci в отработан-
ной свекловичной стружке (жоме) при работе 14-членной диф-
фузионной батареи, если оборот батареи то = 7О мин, отбор экс-
тракта а = 125°/о, длина 100 г стружки Z==20 м, температура
процесса 63 °C, коэффициент диффузии D = 69,2 м2/с, начальное
содержание сахара в свекле 17,5%.
Длительность активного диффундирования
т0(т —4)
т------п—<
где т — число членов диффузионной батареи; 4 — количество диффузоров,
не участвующих в процессе [1J.
70(14-4) ,0
т = " 14 = с>и мин.
Коэффициент А принимается в зависимости от числа членов
диффузионной батареи (табл. 5-2).
у = ADlx; у = 5,7 • 10"» 69,2 • 20 • 50 = 3,94.
Зная а=125% и у=3,94, по номограмме на рис. 5-1 находим
потери в жоме на 100 частей сахара; /=2,65%,
155
Таблица 5-2
Число диффузоров 12 14 16
Коэффициент А 6,5-10-5 5,7-10-® 5,2-10-ь
При начальном содержании сахара в свекловичной стружке
17,5% количество сахара в жоме будет
С -^'17,5 2,65-17,5 л де(у
= 100 ---100 =°>4b/o-
Расчет 5-2, Какой должен быть отбор экстракта а (в % к
массе свеклы) из 16-членной диффузионной батареи, чтобы по-
лучить содержание сахара в жоме 0,4% к массе свеклы. Сахара
в свекле 19%, длина 100 г свекловичной стружки 20 м, темпе-
ратура процесса 68 °C (£> = 79,4 м2/с), полный оборот батареи
то = 8О мин.
Продолжительность активного диффундирования
Т=М!^). т= «>(16-4) =6() мин
Для 16-членной диффузионной батареи Д = 5,2-10-5.
у-ДР/т; у = 5,2 -10-°-79,4-20-60-4,95.
Величина X на номограмме
г Л-19 0,46-100
Л~ 19 ~ ’
Из номограммы при у = 4,95 и Х = 2,42 отбор экстракта соста-
вит й= 117,5%.
Расчет 5-3. Рассчитать длительность экстрагирования т в ко-
лонном диффузионном аппарате непрерывного действия, чтобы
содержание сахара в жоме было 0,4% к массе свеклы. В свекле
18% сахара, температура процесса 70 °C, чему соответствует
£> = 83,5 м2/с, отбор экстракта а=120% к массе свеклы, длина
100 г свекловичной стружки /=10 м, 4 = 6-10-5.
Продолжительность экстрагирования рассчитывают по фор-
муле (5-4).
Обычно отбор экстракта вычисляют на 100 кг свеклы, эти
100 кг содержат приблизительно 93 кг сока. Следовательно, при
отборе экстракта а (в % по свекле) п=а/93 —120/93= 1,29
Подставляя значения всех величин в формулу (5-4), получим
, . Г0,43429 In (1,МГ& 084+0,41 = 6.10-‘ • 83,5 • 10г
или
4,44 [0,43428 In 10,89] = 0,05т,
156
откуда
4,44-1,03 П1 .с
т = л ns— == 91,46 мин.
O,Ut)
Определяют т, используя номограмму.
Потери сахара на 100 кг свеклы
0,4•100
18
= 2,22%.
По номограмме находят значение у при отборе экстракта
120% и Л = 2,22%; у=4,6. Но y^ADlx', 4,6 = 6,0- 10~s-83,5* Ют,
откуда
4,6 0
6,0-10~5-83,5-10 МИН'
Величина ошибки при решении задачи с помощью номограм-
мы должна составить
(9I,8-9L46)100 = 0>37%[
что не превышает допустимых значений.
Расчет 5-4. Производительность завода по свекле 1500 т в
сутки. Диффузионная батарея 16-членная. Вместимость диффу-
зоров 8 м3; высота столба свекловичной стружки 2,8 м. Оборот
батареи ((активное время) 60 мин. Отбор сока 120% к массе
свеклы, допустимое давление на батареи 0,32 МПа (3,2 кгс/см2).
Определить соответствие производительности диффузионной
батареи расчетной производительности сахарного завода при ра-
боте завода на свежей, подмороженной и мороженной свекле.
Расчет ведут в такой последовательности.
1. Производительность диффузионной батареи, работающей
на свежей свекле. Длина 100 г стружки 22 м.
Скорость движения сока в диффузионной батарее, соответст-
вующую производительности завода 1500 т свеклы в сутки, рас-
считывают по формуле (5-5)
2,8-14 / 1,2 0,52 . . \ 1 п.
U“ 1 (1,07 1—0,52 + 1 ) 3,6 “24 ММ/С*
где 2,8 — высота столба стружки в одном диффузоре, м; 14 — число актив-
ных диффузоров батареи. Общая длина столба свекловичной стружки в ба-
тарее 2,8-14 м; 1 — активное время оборота батареи, ч; 1,2 — коэффици-
ент отбора сока; 1,07 — объемная масса сока, т/м3; 0,52—удельная нагруз-
ка стружки в диффузорах, т/м3.
Скорость сока определена, исходя из средней удельной на-
грузки при работе батареи на свежей, подмороженной и моро-
женной свекле. Исходя из этой скорости, рассчитывают произ-
водительность батареи при работе завода на свекле различного
качества. Такое допущение объясняется тем, что средняя ско-
рость движения сока в диффузорах при одних и тех же произ-
157
водительности диффузионной батареи и отборе диффузионного
сока должна иметь равную величину.
Согласно номограмме (см. рис. 5-2) определяют давление
на один диффузор, соответствующее скорости движения сока
в батарее 24 м/с.
На оси абсцисс находят точку А, соответствующую длине
столба стружки в диффузоре 2,8 м. Из этой точки проводят
линию АВ, параллельную ординате скорости движения сока, до
пересечения ее в точке В с линией давления, соответствующей
скорости движения сока 24 мм/с. Из точки В проводят линию
BD' параллельную оси абсцисс, до пересечения ее в точке О' с
ординатой давления. Точка D' определяет давление на один диф-
фузор. Оно составляет 0,0092 МПа (0,092 кгс/см2).
Принимают сопротивление коммуникаций, арматуры и кало-
ризаторов диффузионной батареи 50% общего сопротивления
батареи. Полное сопротивление батареи
Роб£ц=Г4-0,092-^ «0,258 МПа (2,58 кгс/см9).
По условию задачи давление на один диффузор
Др=.£3® 0,0114 МПа (0,114 кгс/см9).
Определяют скорость сока в батарее при давлении на один
диффузор 0,0114 МПа.
Откладывают на ординате давлений величину 0,0114 МПа,
получают точку D'". Из этой точки проводят линию D'"B', па-
раллельную оси абсцисс, до пересечения ее с продолжением ли-
нии АВ. Точка В* определяет соответствующую скорость движе-
ния сока. В данном случае она составляет 27 мм/с — точка Е".
Резерв производительности диффузионной батареи
-Д^- = 12,3%.
2. Определяют производительность диффузионной батареи,
работающей на стружке из подмороженной свеклы. Длина
100 г стружки 20 м.
Давление на один диффузор составит также 0,0114 МПа
(0,114 кгс/см2).
Можно воспользоваться номограммой на рис. 5-3 для подмо-
роженной свеклы. На ординате давлений находят точку D, соот-
ветствующую давлению 0,0114 МПа. Проводят линию Z?C, парал-
лельную оси абсцисс, до пересечения ее в точке С с линией
максимальной длины стружки, обозначенной цифрой 24. Из точ-
ки С проводят линию CF, параллельную ближайшей линии из-
менения скорости сока при постоянном давлении, до пересече-
ния ее с линией, обозначающей длину свекловичной стружки
(20 м в 100 г).
Из точки пересечения F проводят линию FB до пересечения
ее с линией АВ. Линия BE, параллельная ближайшей линии
J58
давления, определяет в точке Е на ординате скоростей величину
скорости движения сока. В данном случае она составляет
22,4 мм/с.
Производительность батареи при этой скорости
22.4400 =93|30/о.
Определяют максимальную производительность диффузион-
ной батареи при максимальной длине стружки для свеклы дан-
ного качества.
Из точки F продолжают линию CF до пересечения ее в точ-
ке F' с линией, обозначающей длину стружки 14 м в 100 г. Из
точки F' проводят линию F'B' до пересечения ее с линией АВ'
в точке В'. Линия В'Е', параллельная ближайшей линии рас-
пределения давления по длине диффузоров, пересечением с ор-
динатой скорости в точке Е' определяет скорость сока в диффу-
зорах. В данном случае она равна 23 мм/с. Максимальная про-
изводительность батареи
23-100
24
= 95,8%.
Из расчета видно, что производительность диффузионной ба-
тареи при работе на стружке, полученной из подмороженной
свеклы, почти равна расчетной производительности завода.
3. Определяют производительность диффузионной батареи,
работающей на стружке, полученной из мороженой свеклы. Дли-
на 100 г свекловичной стружки 14 м.
Можно воспользоваться номограммой на рис. 5-4.
Как было найдено выше, давление на один диффузор состав-
ляет 0,0114 МПа. На ординате давлений определяют точку D,
соответствующую давлению 0,0114 МПа. Скорость сока в диф-
фузорах для стружки длиной 18 м в 100 г составит 16,8 мм/с
(линия DCBE); для стружки длиной 8 м в 100 г—18,4 мм/с
(линия DCFB"E").
Производительность диффузионной батареи при максималь-
ной скорости сока для свеклы данного качества
=76,80/о.
Производительность диффузионной батареи при работе на
свекловичной стружке, полученной из мороженой свеклы, почти
на 23% ниже расчетной производительности завода. Таким об-
разом, производительность диффузионной батареи соответствует
производительности завода в том случае, когда завод работает
на подмороженной свекле. При работе завода на свежей свекле
производительность диффузионной батареи может быть повы-
шена на 10—15% по отношению к расчетной производительно-
сти завода. Если завод работает на мороженой свекле, произ-
159-
водителыюсть диффузионной батареи ниже расчетной произво-
дительности завода На 20—25%
Расчет 5-5. Производительность завода 1600 т свеклы в сутки
Завод работает на свежей свекле Длина 100 г стружки 27 м
Согласно техническому состоянию батареи допускаемое давле-
ние может быть не более 0,27 МПа Отбор диффузионного сока
к массе свеклы 120% Диффузионная батарея 16-членная Вме-
стимость диффузоров 10 м3, высота столба стружки 3 и Актив
ное время оборота батареи 70 мин Удельная нагрузка стружки
0,5 т/м3
Определить производительность диффузионной батареи
Расчет ведут в такой последовательности
Скорость движения сока в батарее (в мм/с), соответствую-
щую производительности завода, определяют по формуле (5-5)
42 7 1 2 0,50 \ 1 _д ,2
1 165 (ь 1,07 1 -0,50 ) 3,6
Допустимое давление на один диффузор батареи
0,27
0,0097.
Следует воспользоваться номограммой для свежей свеклы
(см. рис 5 2) На ординате давлений определяют точку D", со-
ответствующую давлению 0,0097 МПа. Из точки D" проводят
прямую D"C' до пересечения ее с линией, определяющей длину
стружки 32 м в 100 г Из точки С' проводят параллельную ли-
нию C'F' к линии 24-К до пересечения ее в точке F' с линией,
определяющей длину стружки 27 м в 100 г.
Из точки Г' проводят линию F'E', параллельную оси абсцисс,
до пересечения с ординатой скоростей, соответствующей высоте
столба стружки в диффузоре 3 м Точка Е' определяет скорость
движения сока — 24,8 мм/с
Запас производительности диффузионной батареи
= 116,98%.
•W 1 I
Расчет 5-6. Производительность завода 1600 т свеклы в сут-
ки Завод работает на подмороженной свекле Расчетная ско-
рость сока в батарее 18 мм/с Согласно техническому состоя-
нию допустимое давление на один диффузор не должно пре-
вышать 0,009 МПа Вместимость диффузоров 10 м3, высота
столба стружки 3 м
Определить производительность диффузионной батареи и не
обходимую длину стружки
Расчет ведут в такой последовательности
Следует воспользоваться номограммой, приведенной на
рис 5-3
На ординате скоростей, соответствующей длине столба
стружки в диффузоре 3 м, обозначают величину скорости сока
160
18 мм/с точкой Е" Из нее проводят прямую Е"С", параллель-
ную оси абсцисс, до пересечения ее в точке С" с линией, опре-
деляющей длину стружки 24 м в 100 г Затем на ординате дав-
лений откладывают 0,009 МПа. Обозначают точкой D'. Из нее
проводят прямую D'F" до пересечения в точке F" с линией из-
менения давления 18 — L Точка F" определяет длину 100 г
свекловичной стружки—17 м в 100 г Производительность заво-
да при этом составляет 100%
Расчет 5-7. Определить коэффициент диффузии аммиака в
воздухе при температуре 25°C и давлении 10Б Па.
Расчет ведут в такой последовательности
Абсолютная температура Т=273+25 = 298°C; общее давле-
ние 0,1 МПа, молярные массы аммиака и воздуха Мд = 17,
Мв=29, молярный объем аммиака Ул = 15,6+3,7-3=26,7 см3/
/моль, воздуха—Ув = 29,9 см3/моль (табл, 13 приложения)
По уравнению (5-6)
п 0 00435 10-1 (273-1-25)’/« Г~\ ; Г niocm-J а/
D —----------—1-----!— 1 / -пг- + -=5- = 0,185 • 10 s ма/с.
1 29,91/я)3 у 17 29
Расчет 5-8. Определить коэффициент диффузии аммиака в
воде при температуре 25 °C
Расчет ведут в такой последовательности
Находят коэффициент диффузии аммиака в воде при £ = 20 °C,
при этом ц20=1МПа*с; Ул=26,7 см9/моль (см. предыдущий
пример); Ив=3,7-2+7,4= 14,8 см3/моль; М< = 17; Мд =18. Коэф-
фициенты А и В берем из табл. 50 и 51 приложения.
По формуле (5-8)
------ J_L°:a----------г-i/4- +-ПГ =0,277-10'8 м*/с
1 4,7 yl (26,7V 34-14,81/11)3 |/ 17 18
При 25 °C и р = 1000 кг/м®
0 = 0,244-10-»
0,21/1
10001/3
(25—20) =0,27-10-8 мг/с.
Расчет 5-9. Определить коэффициент диффузии сахарозы в
воде при температуре 70°C и концентрации 20%,
Расчет ведут в такой последовательности.
Температура процесса 7=273+70=343 °C. Коэффициент
диффузии определяют по уравнению (5-10)
2700
0= 0,422-10-’е°>01й<м 343 =
= 0,422-0,7408-0,382-10’8 = 1,195*10“® м*/с.
Расчет 5-10, Определить гидродинамическое сопротивление
свекловичной стружки в колонном диффузионном аппарате ти-
па КДА при следующих условиях его работы- производитель-
ность 0=3000 т свеклы в сутки; обессахаривается свекловичная
11-750 161
Таблица 5-3
Длина свехло- вичн-oft струж- ки, м в 100 г 9 11 13 14 10 18 21 24 26 30
Толщина, мм 2,0 1,8 1,7 1,55 1,45 1,4 1,3 1,2 1,54 1,34
стружка длиной 16 м в 100 г, нарезанная свеклорезными ножа-
ми с шагом 5 мм; отбор экстракта 120% к массе свеклы; тем-
пература процесса 70 °C; концентрация экстрагента 18%; диа-
метр аппарата £>=5 м; полезная длина (высота) экстрагирова-
ния £=16 м; удельная нагрузка единицы объема аппарата свек-
ловичной стружкой ?=700 кг/м3; плотность свекловичной струж-
ки pi = 1060 кг/м3.
Расчет ведут в такой последовательности.
1. Плотность экстракта (в кг/м3) при температуре t—70 °C
и содержании сухих веществ (СВ) 18% определяется согласно
выражению (5-13)
р( = 1071 —(0,4 + 0,0025СВ) (70—20) = 1048,75.
2. Средний объемный расход экстракта, отнесенный к пол-
ному сечению аппарата, определяют по формуле (5-21)
______ЗЮв-120 3,6'10® 1Л-1 3/
0,864-ю». 100-1048,75 ”9,06-10» — 0,397 *10 м ^с-
3. Коэффициент динамической вязкости экстракта, концент-
рация сухих веществ которого 18%, температура 70 °C, составит
согласно формуле (5-16) по табл. 12 приложения
а, 0,65-10~4 5 * * 8 * ncto tn_e а.
v = 1048,75 ~ = °’619'10 М/С
4. Объем свекловичной стружки в единице объема аппарата
(в м3/м3) определяют по формуле (5-18):
V» 700/1060 = 0,660.
5. Поверхность свекловичной стружки в единице объема ап-
парата (в м2/м3) рассчитывают по формуле (5-19), где по усло-
виям задачи ?=700 кг/м3, f определяют по уравнению (5-20), в
котором значение величины б, зависящей от длины свеклович-
ной стружки, и деления свеклорезного ножа (в данном случае
5 мм) берут из табл. 5-3.
₽ 2(2,4-0,00145 + 0,005) _ 0,01696 „
I 1060-0,00145-0,005 0,00766 =2»10,5-
Следовательно, поверхность свекловичной стружки
5 = 700-2,183 = 1528,1 м2/м3,
162
Объем свекловичной стружки в единице объема аппарата (в
м3/м3) по формуле (5-18)
У = 700/1060 = 0,660.
Эквивалентный диаметр пор в слое материала согласно фор-
муле (5-17)
4 = 4(1-°’661” = 0,88 • 10-’.
Площадь пор (в м2) в сечении слоя свекловичной стружки в
аппарате по уравнению (5-22):
Fa = (1 — 0,660) 0,785- 5а = 6,672.
Линейная скорость экстрагента в межстружечном простран-
стве слоя (в м/с) согласно уравнению (5-23)
7= =0,0059.
Критерий Рейнольдса из уравнения (5-15) составит
Re = =0,0083-103 = 8,3.
V* LU
Коэффициент сопротивления фильтрации экстрагента в слое
стружки по формуле (5-14)
Г = -^-=4,81.
о# и
6. Удельное сопротивление согласно выражению (5-12)
л 2-1048,75-0,397®. 10-«-4,81 1590,11-10^
6,88-10’8.6,672® “ 39,173-10“8 “
= 405,9 Па/м = 41,37 мм вод. ст.
7. Общее сопротивление слоя стружки при фильтрации экст-
рагента -“’Гт
>РобЩ, = ч,
робщ = 41,37-16 = 661,92 ММ вод. ст = 0,6619 м вод. ст.
Расчет 5-11. Определить графическим способом гидродинами-
ческое сопротивление столба стружки в колонном диффузион-
ном аппарате КДА производительностью (7=3000 т свеклы в
сутки при следующем режиме работы: в аппарате обессахари-
вается свекловичная стружка длиной (=11 м в 100 г; удельная
нагрузка единицы объема аппарата свекловичной стружкой
9=700 кг/м3; отбор экстракта к массе свеклы 125%; содержа-
ние СВ в экстракте 16%; температура процесса 75°C; внутрен-
ний диаметр аппарата £> = 5 м; диаметр вала td=2 м; высота
столба стружки в аппарате L=14 м.
п* 163
Расчет ведут в такой последовательности.
1. Объемный расход экстракта согласно формуле (5-21) на
полное сечение аппарата при значении р/ определенном соглас-
но выражению (5-13)
р( = 1063— (0,4 + 0,0025 • 16) (75 — 20) = 1063—24,2 = 1038,8 кг/м®
составит
3-10е* 125 лпп 1Л-1 я,
12,0 0,864-IO»-100-1038,8 —М17-Ю М/с.
2. Площадь пор (в м2) в сечении слоя свекловичной струж-
ки рассчитывают по уравнению (5-22), V определяют по форму-
ле (5-18)
V = -^- = 0,660 ма/м3,
площадь сечения слоя материала в аппарате составит
F = 0,785 (Ж-d-) = 0,785 (25-4) = 16,485 м3,
тогда
F& «(1 — 0,660) 16,485 = 5,604.
3. Линейная скорость экстракта в свободном сечении слоя
стружки
и0,074-10-'=7,4 мм/с.
и
4. Пользуясь рис. 5-5, определяют удельное сопротивление
слоя свекловичной стружки длиной 1=11 м в 100 г при скорости
экстракта 7,4 мм/с: Др-102=3,9, или Др = 3,9-10~2 м вод. ст.
5. При высоте слоя свекловичной стружки в аппарате
L = 14 м
Робщ^АрЬ; ро6щ = 3,9-Ю-2* 14 = 0,546 м вод. ст.
Рис. 5-5. Зависимость удельного со-
противления слоя свекловичной
стружки от качества стружки и ско-
рости экстракта:
/ — длина 100 г стружки 30 м, 2—26 ы,
3-18 и, 1- 10 м, 5 — 14 м, б — II м
Расчет 5-12. Определить
максимальную длину I свекло-
вичной стружки в 100 г, кото-
рая может обессахариваться в
аппарате типа А1-ПДС-60 про-
изводительностью 6000 т свек-
лы в сутки при напоре экстрак-
та //=2 м вод. ст. при следую-
щих условиях работы аппара-
та: удельная нагрузка единицы
объема аппарата свекловичной
стружкой <7 = 690 кг/м3; отбор
экстракта по отношению к мас-
се свеклы 120%; содержание
СВ в экстракте 17%; темпера-
тура процесса 70 °C; диаметр
164
транспортирующих устройств аппарата
D=4 м; диаметр вала аппарата d=l м;
полезная длина аппарата Ь=22 м.
Расчет ведут в такой последователь-
ности,
1. Объемный расход жидкости, от-
несенный к полному сечению аппарата
при pi, рассчитанной по формуле
(5-13),
р( = 1067—(0,44-0,0025-17) (70-20) =
==» 1044,75 кг/м’,
Рис. 5-6, К расчету площа-
ди поперечного сечения
диффузионного аппарата
А1-ПДС-50
составит
0,864-10е-100-1044,75 — 7’97*Ю а М3/с
Свободная площадь сечения слоя свекловичной стружки в
аппарате
Л»~(1-У)Л
где V — объем свекловичной стружки в единице объема аппарата, м3/м3;
F — площадь поперечного сечения аппарата, м*.
Объем свекловичной стружки в единице объема аппарата
составит согласно выражению (5-18)
У^ 690/1060 = 0,650,
общая площадь поперечного сечения аппарата (рис. 5-6)
F = 2 - 0,785 (О’—d’) = 2 * 0,785 (4«— 1») = 23,55,
тогда
Fa = (1 — 0,650) 23,55 = 8,2425,
Скорость движения экстракта в межстружечном пространстве
v= -j£-; v = 7,897241ff -0,966-1О-* м/с-9,66 м/с.
Удельное сопротивление слоя свекловичной стружки в аппа-
рате в мм вод.ст. при напоре экстракта.Н=2 м вод,ст. соста-
вит
Др = 20/22 = 0,090.
Значение ординаты на рнс. 5-5 при Др = 0,090 составляет 9
т. е. х=Др-102=0,090-102 = 9.
Следовательно, при расчетной скорости экстракта в аппара-
те и = 9,66 мм/с и значении ординаты на графике х=9 в аппара-
те можно экстрагировать свекловичную стружку длиной 26—
30 м в 100 г.
165
КОНТРОЛЬНЫЕ ЗАДАЧИ
Задача 5-1. Используя уравнение (5-4) и номограмму на
рис. 5.1, определить коэффициент А для 16-членной диффузион-
ной батареи, в которой обессахаривается свекловичная стружка
длиной 17 м в 100 г с содержанием сахара 18%; отбор диффу-
зионного сока а = 115% при содержании сахара в жоме Ci =
= 0,5%, Температура процесса 70°C, полное время оборота ба-
тареи т= 100 мин.
Задача 5-2. Для колонного диффузионного аппарата с коэф-
фициентом А = 5,2*10“5 определить при помощи уравнения (5-4)
и номограммы на рис. 5-1 содержание сахара в жоме С[ при
следующих условиях работы: длительность процесса т = 95 мин,
средняя температура процесса /=71°С, отбор экстракта д =
= 125%, длина 100 г свекловичной стружки / = 12 м.
Задача 5-3. Определить отбор экстракта из аппарата непре-
рывного действия, обеспечивающий содержание сахара в жоме
0,4% к массе свеклы при. содержании в ней сахара 20%. Длина
свекловичной стружки 12 м в 100 г, температура процесса 70 °C,
£>=83,8 м2/с, длительность экстрагирования т=80 мин, А =
-6,2-104
Задача 5-4. Производительность завода 3000 т свеклы в сут-
ки. Перерабатывается свекловичная стружка, полученная из
свежей свеклы. Диффузионная батарея 16-членная, высота диф-
фузора 2,8 м. Отбор сока 110% к массе переработанной свеклы.
Допустимое давление на один диффузор 0,01 МПа, длитель-
ность экстрагирования 80 мин, удельная нагрузка единицы объ-
ема диффузора 0,6 т/м3.
Определить скорость сока в диффузорах и длину свеклович-
ной стружки, используя уравнение (5-5) и номограмму на
рис. 5-2.
Задача 5-5. На диффузионной батарее экстрагируется свек-
ловичная стружка длиной 20 м в 100 г, полученная из подморо-
женой свеклы. Расчетная скорость сока в диффузорах 16 мм/с,
допустимое давление на один диффузор 0,01 МПа.
Определить запас производительности диффузионной батареи
при той же длине свекловичной стружки, высоте диффузора 3 м
и давлении на один диффузор 0,01 МПа (номограмма на
рис. 5-3).
Задача 5-6. В 14-членной диффузионной батарее обессахари-
вается свекловичная стружка длиной 16 м в 100 г, полученная
из мороженой свеклы. Высота одного диффузора 2,8 м. Отбор
сока по отношению к массе свеклы 120%. Оборот батареи
то=90 мин. Объемная масса диффузионного сока 1,07 т/м3,
удельная нагрузка единицы объема диффузора 0,5 т/м3.
Определить скорость сока в батарее, если в ней будет обес-
сахариваться свекловичная стружка длиной 10 м в 100 г, и на
166
сколько процентов при этом повысится производительность диф-
фузионной батареи.
Задача 5-7. Определить коэффициент диффузии диоксида
углерода в воде при температуре 35 °C.
Задача 5-8. Определить коэффициент диффузии аммиака в-
воде при температуре 100 °C.
Задача 5-9. Определить коэффициент диффузии диоксида
углерода в воздухе при температуре 50 °C и давлении 1 МПа.
Задача 5-10. Определить коэффициент диффузии сахарозы в
воде при температуре 50 °C и концентрации 10% мае.
Задача 5-11. Определить скорость экстракта в аппарате КДА
непрерывного действия колонного типа. Производительность ап-
парата 3000 т свеклы в сутки, отбор экстракта 125% к массе
свеклы, температура процесса 75 °C, удельная нагрузка струж-
кой единицы объема аппарата ^=650 кг/м3, содержание сухих
веществ в экстракте 19%. Внутренний диаметр аппарата 7>=4 м„
диаметр вала d~ 1,0 м.
Задача 5-12. Определить гидродинамический напор для осу-
ществления фильтрации в наклонном аппарате С-17 производи-
тельностью 1500 т свеклы в сутки, количество отбираемого экс-
тракта в массе свеклы (Г=130%, содержание СВ в экстракте
17%, температура процесса 70°C, удельная нагрузка аппарата
свекловичной стружкой ^=580 кг/м3, длина свекловичной струж-
ки Z=16 м в 100 г, толщина — 1,45 мм, шаг ножей 5 мм. Диа-
метр транспортирующих устройств D=2,4 м, диаметр валов
rf=0,4 м, активная длина аппарата L=19 м.
Задача 5-13. В колонном диффузионном аппарате с полезной
высотой L — 16 м обессахаривается свекловичная стружка дли-
ной 1 = 14 м в 100 г; скорость сока в межстружечном пространст-
ве о = 8,2 мм/с. Определить с помощью графика на рис. 5-5
удельное сопротивление фильтрации экстракта и общий необхо-
димый напор.
ОТВЕТЫ НА КОНТРОЛЬНЫЕ ЗАДАЧИ
5-1. А=4,39-10-5.
5-2. Cj-1,8%.
5-3. а= 107,5%.
5-4, Скорость сока 23,0 мм/с, длина свекловичной стружки 25,3 м в 100 г.
5-5. 8,12%.
5-6. Скорость сона 15,8 мм/с. Производительность повысится на 2,73%.
5-7. 0=0,222 10"’ м2/с.
5-8. Z>=0,624 10-» мг/с.
5-9. Р=0,017810“* м«/с.
5-10. £>=0,85-10-» мг/с.
5-11. о=9,0 мм/с.
5-12. ров щ=2175,2 Па.
5-13. Лр^-4,2 !0~2 м вод. ст., ровш=0,70 м вод. ст.
167
РЕКОМЕНДУЕМАЯ ЛИТЕРАТУРА
1 Силин П. М. Технология сахара—М Пищевая промышленность,
1967, —624 с.
2. С а п р о н о в А. Р., Ж у иг м а н А И., Лосева В, А. Общая тех-
нология сахара и сахарных веществ, — М.: Пищевая промышленность,
1979,-464 с.
3. Гребенюк С. М. Технологическое оборудование сахарных заво-
дов.— М.: Пищевая промышленность, 1969, — 528 с.
4. Аксельруд Г. А., Лысянский В. М, Экстрагирование — систе-
ма твердое тело — жидкость, — Лг Химия, 1974. — 256 с
5. Лысянский В. М. Процесс экстракции сахара из свеклы, Теория
и расчет, — Мл Пищевая промышленность, 1973 — 224 с.
6 Расчеты химико-технологических процессов/под ред, И. П Мухле-
нова —Л* Химия, 1976,—304 с.
7, Проектирование процессов и аппаратов пищевых производств/
/под ред. В. Н. Сгабникова, —Киев: Вища школа, 1982. — 200 с.
РАЗДЕЛ 6
ГИДРАВЛИЧЕСКИЕ РАСЧЕТЫ ПИЩЕВОЙ АППАРАТУРЫ
ОСНОВНЫЕ ЗАВИСИМОСТИ И РАСЧЕТНЫЕ ФОРМУЛЫ
Расчет равновесных систем. Основой расчета обычно явля-
ется дифференциальное уравнение равновесия Эйлера:
dp =;p(Xdx-pYdy~pZdz), (6-1)
где р—давление, Па; р — плотность, кг/м’; X, Y, 2—проекции единичных
массовых сил, м/с2; х, у, г — координаты рассматриваемой точки, м.
Интегрирование этого уравнения при конкретных граничных
условиях дает распределение p=f(x, у, z) давления в равновес-
ной системе, а при dp=Q — уравнение поверхностей равного
давления.
Величину суммарной силы давления Р на плоскую поверх-
ность получают интегрированием по площади S рассчитываемой
поверхности:
Р = J Р У.2) dS = pcS, (6-2)
s
где pt — давление в центре тяжести рассчитываемой поверхности.
Сила Р направлена по нормали к рассчитываемой поверх-
ности. Глубина /1д погружения точки приложения силы Р:
/1Д = hc' -j- t (6-3)
V=Ae + -^-. (6-4)
где Лс — глубина погружения центра тяжести рассчитываемой поверхно-
сти, м; ро — избыточное давление на свободной поверхности, Па; /о—цент-
ральный момент инерции площади смоченной части поверхности относитель-
но горизонтальной оси, мА
Величина суммарной силы давления численно равна объему,
а линия ее действия проходит через центр тяжести эпюры дав-
ления (см. расчет 6-3).
Определение Р и Лд на криволинейные стенки сводится к
определению проекций Рх, Ру, Р* на соответствующие оси, ли-
ний их действия и геометрическому сложению:
*+₽/+₽?; (6-5)
Рх.у Рс^В» (6*6)
P.-pgV, (6-7)
где рс давление в центре тяжести вертикальной проекции криволинейной
169
поверхности; SB —площадь соответствующей вертикальной проекции криво-
линейной поверхности; V—объем тела давления, заключенный между кри-
волинейной поверхностью и ее проекцией на горизонтальную плоскость, для
которой можно записать ро=0 (см- расчет 6-4).
При расчете гидродвигателей, прессов, аккумуляторов, муль-
типликаторов обычно используют гидростатический закон Пас-
каля.
При некоторых расчетах следует учитывать изменение объ-
ема жидкости при изменении температуры и давления. При по-
гружении в жидкость какого-либо предмета на него будет дей-
ствовать выталкивающая сила (закон Архимеда)—см, рас-
чет 6-5.
Расчет трубопроводов. Различают три типовых задачи по
расчету трубопровода:
1) определение расхода Vc, мэ/с (см. расчет 6-6; 6-10);
2) определение энергии жидкости Н (в м) в заданном сече-
нии (обычно в начале системы)—см. расчет 6-9; 6-10;
3) определение диаметра трубопровода d, м (см, расчет 6-7).
Основой расчета является уравнение Бернулли
Я]. ==ЯП-4-hn, (6-8)
где Hi — полная удельная (отнесенная к единице веса) энергия жидкости
в начале системы, м; Иц — то ясе, в конце системы; йа — потери удельной
энергии жидкостью при переходе от первого ко второму сечению, м; равны
сумме потерь по длине /i'j и в области местных сопротивлений Лм.
Помимо типовых, могут встретиться и специальные задачи
(см. расчет 6-6).
2. Потери энергии по длине могут рассчитываться по первой
водопроводной формуле
I г.'3
= (6-9)
Таблица 6-1
Ламинар-
ный режим
</>
Переходная зона (//)
Зона гидравлических
труб (Ш)
Зона неполной шеро-
ховатости (/V)
Re<2320
(6-13)
. 64
= Re
(6-18)
2320<Re<4500 (6—14) 4500<Re<Reni_Jv RellbiV<Re<RelV_v
, 0,3164 f Д
X = 0,029+ — p-0,25 = 0,1 11,46—t- +
+ °,775(?r?Q?0)10’tnpH Re<10* (6-20) 100\0.25
(6-19) - +rt) (6-2!
Л = (1,81gRe—1,5)~2
(6-21)
170
или по второй
V 8
где X — коэффициент сопротивления по длине;
X=f(Re,A); (6-11)
Д — абсолютная шероховатость, м; k — модуль расхода, м3/с; I — длина тру-
бопровода, м; v — средняя скорость жидкости, м/с.
При расчете трубопровода формулы для определения Л мож-
но выбрать, используя табл. 6-1, с учетом величины числа Рей-
нольдса
Re=j£-, (6-12)
где V— кинематический коэффициент вязкости, м2/с.
Можно пользоваться табл. 42 приложения, позволяющей
для н = 0,0114-0,014 определять границы между зонами Rem_IV
и Rciv-v, а также величины Лу и kv для квадратичной зоны.
В табл. 42 и 43
П = 0,0395 Уд. (6-29)
Общие потери энергии в змеевике могут быть подсчитаны по
формуле
л-=Че<(1+з’54лЬ)’ f6-30»
где (им—длина трубопровода змеевика, м, £>зм—диаметр витков змееви-
ка, м.
Переход ламинарного режима в турбулентный при движении
жидкости в змеевиках происходит при ReKp>2320 (табл. 6-2).
Квадратичная зова (V) Примечание
Re>ReIV_v (6—17)
/ d \~2
^21g-^ + l,i4j
(6—23)
= где C=~R^,
у = 2,5 |//Г—0,13—
-0,75Ъ%(Уп-0,1)
Границы Rem-iv и Rciv_y определяют по формулам
о 10 / г> 191,2 / d \
Rei!’-,v = Rc'v-v w Т
(6-25); (6-27)
d d
или Rcni_lv~40-£- и ReIV_Vw500-д
(6-26); (6-28)
171
Таблица 6-2
^екр 4600 5950 6400 6600 7000 7350 7700
сСш/£зм 0,01 0,02 0,03 0,04 0,05 0,06 0,07
3. Потери энергии в области местных сопротивлений при ин-
женерном расчете трубопроводов можно рассчитать по формуле
<6-31>
где £ — коэффициент местных сопротивлений (табл. 45-47 приложения).
На предприятиях пищевой промышленности широко приме-
няют кожухотрубные теплообменники (см. расчет 6-8). Потери
энергии Амту жидким теплоносителем при его движении в меж-
трубном пространстве рассчитывают по уравнению
/"“мтр Л 2
'•«.= 2 (6-32)
i-‘
где Чмгр — скорость теплоносителя в самом узком сечении Sitrp, м/с;
(6-33)
°мтр
С/^пов.м-гр^ 1.5 ~~ поворот из наличия сегментной перегородки (аитр—
число перегородок).
Обтекание пучка труб, расположенных в вершинах правиль-
ных треугольников,
<6’34>
При шахматном расположении труб
(6'35)
‘'сМТр '
при коридорном расположении труб
inT“ RW’* 1м ’
где т — приближенное число рядов омываемых теплоносителем труб при
их расположении в вершинах правильного треугольника;
т = —/п/3; (6-37)
ii — расстояние между трубками в ряду, м.
Если направление движения омывающей жидкости не будет
перпендикулярным (аС90°) осям труб в пучке, то следует вве-
172
сти поправочный коэффициент b (табл. 6-3):
tn.T (а.0) (6'38)
ReMTP = -^-, (6-39)
Г
где </?—диаметр трубок; р — платность теплоносителя, кг/м’; ц — динами-
ческий коэффициент вязкости, Па-с; эти данные обычно берут из таблиц по
средней температуре;
?ах=ъвых~ 1,5—вход в распределительную камеру и выход
из нее, рассчитывают по скорости ипагр в соответствующих па-
трубках
упатр = ~ • (6-40)
sit/ патр
Потери энергии жидким теплоносителем при его движении в
трубном пространстве аппарата
Й,.П=ХТ ^г-^+(?и+и.) -^4- (6-41)
где &оов,т“2,5 — поворот в распределительной камере; аг — число поворотов
в трубном пространстве аппарата; ат==г—1; а —число ходов в трубном про-
странстве.
4, Если уравнение Бернулли содержит несколько неизвест-
ных, то чаще всего достаточно дополнить описание процесса
уравнением неразрывности в форме
уД « u2S2 = const, (6-42)
но иногда приходится задаваться численным значением неизве-
стного параметра, осуществляя итерационный расчет много-
кратно, вплоть до получения решения с достаточной точностью
см. расчет 6-6.
При определении расхода (тип I задач) по простому трубо-
проводу задаются сначала пятой зоной с последующей провер-
кой и уточнением зоны.
Блок-схема «I тип» дает представление об алгоритме расче-
та расхода по простому трубопроводу неизменного диаметра
(модуль «I тип»).
Таблица 6-3
а. град | 90 80 70 60 50 40 30 10
Ь 1 1 0,95 0,83 0,69 0,53 0,38 0,15 173
Модуль vc ”1тип"
Исходные данные:
Н^, Hi: I, d, A, р, V, Е, j=l~5;
d
Re, : Re, - 2320, Re, = 4500, Re, -40—, Rc„ = 500 <7/Д;
A. : A, = 64/Re, A, = 0,029 + 0,775 (Re - 2320) ' 10'*,
Aa = 0,3164/Re0’25, a4 - 0,1 (1,46 — + )0’25
C Re
d
As= <2 Ig— + 1,14) \
A
Примечание: погори энергии а местных сопротивлениях учтены коэффициентом 1,1.
Модуль Я "II тип”
1 ------------- 2
Я. = ?
Исходные данные:
Яа, /, d. Д, р, V, V? /=14-5:
Rey-. Re, = 2320, Re ,= 4500, Re3=40d/A, Re^ = 500d/ Д;
X : X, = 64/Re;
X, = 0,029 + 0,775 (Re - 2320) • 10*J;
X3 = 0,3164/Re0’25;
Д 100 n9,
Л4 = 0,1 (1,46-----+ ------ ) °’25-
d Re
d
Xs = (21g----- + 1,14)-’
Д
Примечание: потери энергии в местных
сопротивлениях учтены коэффициентом 1,1,
Если рассчитывают первоначальный запас энергии, сначала
определяют зону, а затем, зная X и £, решают уравнение Бер-
нулли (блок-схема «II тип»). При определении диаметра про-
стого трубопровода задаются рядом стандартных значений диа-
метров и, осуществляя итерационный вычислительный процесс,
останавливаются на ближайшем большем диаметре (блок-схе-
ма «III тип»).
5. При расчете простых трубопроводов, состоящих из Л’
участков труб различного диаметра, часто применяют графо-
аналитический метод, в основе которого лежит построение ха-
175
Модуль d "il> тип"
Исходные данные;
Я,, Нг. I, Д, р, е>, у0, d., (=1тМ; /=Н5;
Re-: Re, - 2320, Ксг = 4500, Re3 = 40d/4, Re, = 500^/ Д;
*r ’ X, = 64/Re,
>2 = 0,029 + 0,775 (Re - 2320) ' 10'\
X, = 0,3164/Re025
Д I GO Ci ?c
X. = 0,1 (1,46 — + -----Г’ ,
d Re
Л5 ' UH)
Д
Re ~ V d/ 4-,
Примечание. Ij < d; + 1
2) Величины dt берутся из сортамента
выпускаемых промышленностью труб.
рактерисгик отдельных участков и суммарной' всего трубопро-
вода.
Суммарную характеристику для такого трубопровода полу-
чают, суммируя потери энергии на отдельных участках труб при
нескольких одинаковых для всех участков расходах и энергию
жидкости Ян в конце системы:
(6-43)
6. При проектировании новой сисземы трубопроводного
транспорта обычно неизвестны диаметр трубопровода и энергия
176
жидкости в начале системы. Заданную пропускную способность
системы можно обеспечить по трубопроводу любого диаметра,
но напор будет тем больше, чем меньше диаметр. В этом случае
осуществляют поиск наивыгоднейшего диаметра, учитывая эко-
номический критерии оптимальности.
7. Если при расчете какого-либо трубопровода приходится
задаваться его диаметром или диаметром отдельной ветви, сле-
дует ориентироваться на данные табл. 6-4, в которой даны эко-
номически обоснованные для европейской части СССР расходы
воды (в м3/с) по изготовлеЕШым из разных материалов тру-
бам разных диаметров.
8. В блок-схеме «Р-I тип» алгоритма определения расходов
на тупиковых участках 45, 46 и 23 существующего разветвлен-
ного трубопровода при заданной высоте водонапорной башни
использованы блок-схемы алгоритмов расчета простого трубо-
провода «I тип» и «II тип».
9. при проектировании новой разветвленной системы осу-
ществляют следующее:
а) на схему наносят линейные расходы по отдельным участ-
кам основной магистрали и в ответвлениях;
б) в соответствии с табл. 6-4 задают диаметры участков ос-
новной магистрали системы и основных магистралей сложных
ответвлений;
в) по уравнениям Бернулли для отдельных участков основ-
ной магистрали системы рассчитывают, начиная с концевого
участка, энергию жидкости в узлах, от которых отходят ответ-
вления, н в начале системы (см. блок-схему «II тип»);
г) если ответвления сами являются разветвленными систе-
мами, для них выделяют основную магистраль ответвления, на-
мечают диаметры (см. табл. 6-4) всех участков основной ма-
гистрали ответвления (кроме одного, обычно примыкающего к
Таблица 6-4
мм Расход по трубам, м’/с
стальным чугунным асбоцементным | полиэтиденовим
100 0,0117 0,0094 0,0081 0,0087
150 0,0218 0,0253 0,0236 0,0259
200 0,0460 0,0458 0,0440 0,0610
300 0,1030 0,1080 0,1030 0,2410
400 0,1840 0,1970 0,2170 —
500 0,3150 0,3520 0,5050 —
12-750
177
Модуль ”Л - I тип
Исходные данные:
Нх. Яэ, Hs> Jft, ?(54)> 1(2А)’ 1&ЗУ \12)’
d (46)’ d(45)’ J(24) ’ d(23)’ rf(12) ’ Д> P’ V> V °’$’ ' = 1 ' 5
Re Re j = 2320, Re 2 - 4500, Re, = 40<?/Л. Не„= 500<//Д;
д Xi = 64/Re, = 0,029 + 0,775 (Re - 2320) 10
основной магистрали системы) и по уравнениям Бернулли на-
ходят энергию жидкости в узлах;
д) для примыкающих к основной магистрали системы участ-
ком разветвленных ответвлений и тупиковых неразветвленных
участков решают задачу по расчету диаметра простого трубо-
провода аналогично расчету 6-7 или следуют алгоритму
«тип III».
10. При расчете кольцевых трубопроводных систем, состоя-
щих из нескольких параллельных ветвей, соединяющих источ-
ник снабжения с одним потребителем, записывают уравнение
Бернулли для каждой из ветвей. Задача в конечном виде сво-
дится к расчету простого трубопровода.
Сложным является расчет систем, обслуживающих несколь-
ко потребителей, с последовательно-параллельным соединени-
ем участков при одном и, особенно, при нескольких источниках
питания1.
11. На пищевых предприятиях жидкие полуфабрикаты часто
не являются нормальными (ньютоновскими) жидкостями. Для
таких аномальных (неньютоновских) жидкостей распределение
касательных напряжений в потоке не может быть описано на
основе гипотезы Ньютона о величине сил внутреннего тре-
ния.
Для каждой аномальной жидкости получают свои эмпириче-
ские формулы для расчета потерь энергии.
При структурном движении конфетных масс:
ht = 91,6рэф°’'’г и1*» ^о,о8у^£,02( (6-44)
где Y — скорость сдвига; у—duldh, 1/с; р9ф — эффективный динамический
коэффициент вязкости, Па*с.
1 Хасилев В. Л. и др. Методы н алгоритмы расчета тепловых се-
тей.— М., 1978.
12*
179
Нэф — Нил “I 25i7 ’
Эти зависимости справедливы при с; = 0,014-0,20 м/с. г0 =
-1004-1000 Па, (0,034-0,08) м.
Потери энергии при движении по трубам пюре из моркови
--18,651\Э>“ЬОЙ Z г J?-1»7624; (6-45)
для пюре из тыквы
1+
А, = 2,0708УС0,50Ч т R-w*t (6-46)
где Т — температура, К; R^d'2.
Расчет трубопроводов (см, расчет 6-9) для транспортирова-
ния томатной пасты и яблочного пюре приходится пока делать,
основываясь на данных табл. 48 приложения, в которой
Л{ = -^- J_t (647)
1 l pg 4 !
Расчетная длина трубопровода увеличивается на 1,5 м при
повороте на 90° при Язак/d—3; на 3 м при повороте на 180° при
Z?3an/rf = 5; на 0,2 м при наличии вентиля.
Структурно-механические свойства мучных полуфабрикатов
в основном определяются их влажностью 17Л1 температурой и
избыточным давлением р. Для молочнокислой закваски и за-
варки получено регрессионное уравнение
ь __ /1 /6.250С!2 (2/?) - 26(2Л) + 1б0кСЕ
Се(2/?) И 2Z?
где
А = с,+C,1F+С.Га+СЛ+C,V+С,р+V-. (6-49)
тс — касательное напряжение сдвига у стенки, Па; значения коэффициентов
Со, ..., Св приведены в табл. 6—5.
Таблица 6-5
2,5СЛ, (6-48)
Со Cl Ct С3 Ci Сб Св Cl Св
Молочнокислая закваска
—1928,2 1,872 0,013 49,223 -0,354 10,175 —0,115 -4,096 —2,935
Заварка
—2652,5 2,249 0,000 0,126 0,508 1,925 0,000 0,000 0,000
180
Таблица 66
'Наимеиовани-е т, Па г. "С р, МПа П. ч
Молочнокислая 9,9—64,0 63-67 36-42 0-0,4 —
закваска Заварка 50—210 67,7—70,6 49—59 ——,
Ржаная заквас- 25—350 61,2-70,9 28-32 0—0,4 0,5-8,0
ка
Для ржаной закваски
. , 22а!-1 (а1+1) ^+31 »1
h^pgl-------->—------------ , (6-50)
^2 J
где
Аг = (6-51)
bc= 1,746-10’1®; 2,226; а2 = 6,930; а3 = 1,950;
«4 = 0,351; й6 = 0,159; П~продолжительность перекачивания, ч.
Уравнения (6-49) и (6-50) получены в следующих диапазо-
нах изменения факторов (табл, 6-6).
Расчет насосных установок. При всем многообразии возмож-
ных ситуаций, связанных с подбором и эксплуатацией насосных
установок, обслуживающих аппараты пищевых производств,
можно выделить типовые:
1) подбор насосов и определение их типов и конструктивных
размеров для заданных систем при известных режимах работы;
2) расчет режимных параметров данного насоса, работаю-
щего на трубопровод;
3) определение места установки насоса;
4) регулирование параметров работы системы насос — трубо-
провод.
1 . Полный напор насоса Н равен разности полных удельных
энергий жидкости после выхода из насоса Я[П и перед входом
в насос Ни (рис. 6-1).
Н-Н,„-Н„ = гш-2,,+^-^”. + а(. (6-52)
Г5 k ^5 1
Этим уравнением пользуются, когда следует получить или
уточнить характеристику насоса /7=f(Vc).
2 . Потребный напор трубопровода определяют из уравнения
Бернулли для конечных сечений рассматриваемой системы. Для
рис, 6-1 имеем:
(6-53)
г 5
где Лп.Вс, Лп нг — потери энергии во всасывающей и нагнетательной комму-
никациях, м.
181
Зависимость /Аюар яв >яе1ся характеристикой систе-
ма, в которой работает насос Для квадратичной зоны /Дотр
будет иметь вид параболы
HW^A + 13VC>. (6-54)
3 Полезная Лп и развиваемая rVJ[at мощное!и насоса:
^n=-pg7ctfU(№ (6-55)
= (6"56)
4 Коэффициент полезного действия : а; оса паспортный
ЧМо = 4г-. (6-Ь7)
фактический
где Л/V —часть мощности насоса, ^мерянная при рмуниромшш лроп^води-
тельности; N — потребляемая насосом мощность
5 Высота всасывания для лопастные ircoca hnc (в м)-
г© \ г® J
где риас —давление насыщенного пара транспортируемой жидкости при дан-
ной температуре (табл. 37 приложения); ЛЛдвп— кавитационный апас, оп-
ределяемый по соответствующей характсрисшке нт каталога нагосов в за-
висимости от величины подачи насоса
Кроме Д/гд0п=/ч(Кс) 0 каталогах приводятся характеристики
/y = /'1(Vc)j n-b(Vc) ПРН постоянной частого вра-
щения
В некоторых каталогах вместо зависимости А/’ь<>п^/,(Vc)
приводится зависимость ЯД011вак^А?(Ис). где //до„ва1! — допусти-
всасывания для воды поп тем-
пературе не выше 20 СС и ба-
рометрическом давлении 10 м
мая вакуумметрическая высота
Рис 6-1 Схема irilOCIio'1 установки
вод ст.
H'lS = д/r оп. (6-60)
ДСП pg дип \ Л
6 Подбор насосов осущест-
вляекя по заданным величи-
нам производительности V< и
потребного напора /Догр На-
сос подобран правильно, если
точка пересечения характери-
стик насоса и системы НаОтР —
~Н (рабочая точка) лежит
в области высоких (макси-
мальных) значений КПД
182
7 Подачу центробежных насосов можно регулировать мето-
дом дросселирования, устанавливая в трубопроводе дроссель
с изменяемым сопротивлением (задвижку, вентиль, кран и др.),
изменением частоты вращения, сбросом части жидкости (см.
расчет 6-12).
Суммарные характеристики нескольких насосов, соединенных
параллельно, получают сложением абсцисс (расходов) при оди-
наковых напорах. Фактический суммарный расход определяет-
ся точкой пересечения суммарной характеристики насосов с ха-
рактеристикой сети. Суммарная характеристика двух насосов,
включенных последовательно, строится сложением ординат (на-
поров) при одинаковом расходе.
8. Объемные насосы применяются для перекачивания вязких
жидкостей и в системах объемного гидропривода. Можно пред-
положить, что подача поршневых и роторных насосов в первом
приближении не зависит от развиваемого напора и пропорцио-
нальна частоте вращения
мс V—-рабочий объем насоса, мг, ш — угловая скорость, 1/с.
9. Критическая высота всасывания, увеличение которой мо-
жет привести к кавитации, рассчитывается для начального мо-
мента всасывания, когда т’вс —0, а силы инерции максимальны:
h <
'410,ьр
Рб Рнас „2^ /ас
---------— — UJ / --------- —------
Pg g *$вс
(6-62)
где Sn — площадь зеркала вытепппеля (поршня)
/п г <S rj
№; <о2г —с _ — напор,
закачиваемый на преодоление инерции жидкости во всасывающей коммуни-
кации (инерцией жидкости, находящейся в цилиндре, пренебрегаем), м
Решая это неравенство относительно со, можно получить пре-
дельную частоту вращения, при которой насос работает в бес-
кавитационном режиме,
10. Регулирование подачи объемных насосов осуществляется
изменением частоты вращения, хода вытеснителя или перепу-
ском жидкости из напорной линии во всасывающую.
РАСЧЕТЫ
Расчет 6-1. При помощи дифференциального манометра оп-
ределить давление воздуха в аппарате Б, если в аппарате Л аб-
солютное давление над поверхностью воды раО=1,2*105 Па,
верхний уровень затворной жидкости с относительной плот-
ностью 6 = 6,17 в трубке дифманометра ниже уровня воды в ап-
парате А на й = 0,25 м. Показание дифманометра ДА = 700 мм
(рис. 6—2).
183
Рис. 6-2. Схема подключения дифма-
нометра (к расчету 6-1)
Рис. 6-3. Положение продукта в
отстойной центрифуге (к расчету
6-2)
Расчет ведут в такой последовательности.
1. Составляют условие равновесия затворной жидкости:
2. Из условия равновесия находят искомое давление: pJtf~
= р^ L pgh~№bh; Раь = 1,2 -105 + 103 • 9,81 • 0,25—6170 • 9,8 К 0,7 =
-0,8-105 Па.
Расчет 6-2, Отстойная центрифуга с барабаном диаметром
Z) = 300 мм и высотой 27о--2ОО мм равномерно вращается отно-
сительно вертикальной оси с частотой п — 600 об/мин.
Какой объем продукта У2 останется в центрифуге, если диа-
метр закраины <71 — 150 мм (рис. 6-3). На какую часть высоты
барабана следует заполнить центрифугу продуктом перед ее
вращением?
Расчет ведут в такой последовательности.
1. Уравнение свободной поверхности получим, интегрируя
уравнение (6-1) при с/р-0, Х=--(й, У — ш2# и /=-—g;
бодной поверхности.
Тогда уравнение свободной поверхности примет вид:
2. Определяют глубину воронки при г = 0:
^ = 1,132 м, —0,932 м.
184
3. Находя г Го при г = 0:
(г32 - гг)
откуда г2 = 0,068 м.
4, В барабане останется объем суспензии:
^Wh,-W,
3'121°'152
4
0,014----
1 д3 _(1,13—0,2)" = 0,0108 м1
5. Барабан центрифуги следует залить на величину И
и^!-/с^^-^о.7зъна.
Расчет 6-3. Сборник патоки, имеющей относительную плот-
ность 6=1,4, снабжен шарнирным клапаном, прикрепленным
к плоской стенке аппарата верхней кромкой (рис. 6—4).
Рассчитать суммарную силу давления патоки на клапан
(аналитически и с помощью эпюр), а также определить, какое
усилие Т нужно приложить к тросу для открытия клапана, если
глубина погружения его нижней кромки Н=*2 м, высота клапа-
на й = 0,5 м, ширина 6=0,7 м. Угол между направлением троса
и горизонтом а равен 45°.
Расчет ведут в такой последовательности.
1. Определяют силу давления патоки на клапан, используя
формулу (6-2):
р = pcS = (Я—Л/2) bh;
р*= 1400-9,81 (2 — 0,25)0,7-0,5 = 8,4 кН.
2. Рассчитывают глубину погружения центра давления на
клапан по формуле (6-3):
йд Ч~ ^{Н—h/2) + -12Wi :
Ля = (2_0,25) + 1г^^Гб = 1,76 м.
3, Усилие для открытия клапана определяют из равенства
моментов:
_Т. 0m = Р. 0d; 0d = hK — (Н—h);
0d= 1,76—(2—0,5) = 0,26 м; 0m = Acos45:';
0m = 0,5 1/2/2 = 0,35 м; Т = -8’-*А— = 6,24 кН.
и r оо
185
Рис. 6-4 Сборник патоки с шарнир-
ным клапаном (к расисту 6-3)
Рис 6-5 Схема сегментного за-
твора (к расчету 6-4)
4. Находят силу Р при помощи эпюры на рис 6—4.
Р = V, = Ь№»_
где 1ГЭ — объем эпюры
Р = 0,5.0,7 = 8,4 кН.
Расчет 6-4. Сегмсшньш затвор (рис 6—5) аппарата с жид-
костью, относительная плотность которой 5 = 0,945, имеет гори-
зонтальную ось вращения, расположенную на уровне свободной
поверхности жидкости. Определить величину, точку приложения
и направление суммарной силы гидростатического давления,
если радиус затвора £-1 м, ширина затвора Ь- 2 м. гх —30°.
Расчет ведут в такой последовательности.
1. Глубина перед щиюм: И =R stti а; Н~ I-0,5 = 0,5 м
2. Горизонтальная составляющая силы Рх [формула (6-6)]'
Рх = Р^Ар гОу - pg 4
Рх - 945 • 9,81 • (0,5/2) 0,5• 2 2,3 кН.
3. Вертикальная составляющая силы Рг (формула (6 7)]
где Vabc — фиктивное тело давления (заштриховано па рисунке)
V ABC^V авъ ^ДСо “ З5о 2~[2 ~~2~
у ЛВС = ( Л- И’Р7'- О,ф) 2 = 0,08 м’;
Рг = 945-9,81-0,08 = 0,74 кН.
186
4 Суммарная сила давления
Р = J/P.’+P/;
Р = /2,32 + 0,742 = 2Л2 кН.
5 Направление суммарной силы
tg<p = -g-; 18ч> = 4Л. = 0,32; угол ф = 17’45'.
6 Для определения точки приложения суммарной силы на-
ходят координаты центра давления хл и зд. Уравнение линии
р
действия силы г-д-% подставим в уравнение поверхности ша-
i X
рового сегмента г2±х2=/?2, тогда (0,32х)2Н ~£J2, откуда хд =
- ±0,95 м, 2л=0,32.0,95=±0,3 м
Координаты точки д. х^---—0,95 м, сд =—0,3 м.
Расчет 6-5. Определить высоту Л1 цилиндрического поплав-
ка, предназначенного для автоматического поддержания уров-
ня И =-700 мм. Масса поплавка с клапаном в сборе составляет
т = 300 г, диаметр поплавка D — 300 мм, диаметр клапана dti~
= 80 мм. Поплавок погружается в жидкость плотностью р =
= 1000 кг/м3 на 4Д объема (рис. 6-6).
Расчет ведут в такой последовательности.
1 Условие равновесия поплавка с учетом закона Архимеда
. rr М? 4 , nD*
= уу К -р- ря-
2 . Рассчитывают высоту /zt
, ± рд//л4к2/4
“ 4 л/02 ;
"у 4
__ 0,3 9,81 ± 1000-9,81 0,7-3,14 0,083/4
' (4'5) (!, 14 0,За/4)~1000 9,81
Расчет 6-6. По сифонному трубопроводу (длина /=40 м,
диаметр f/ = 0,l м, шероховатость А = 0,5 мм), соединяющему два
аппарата А и Б, разность высот распо
ложспия которых Н=^5 м, протекает
вода температурой /1=20°C. Длину ни-
спадающей ветви от сечения III—III до
аппарата Б принять /ш -г-*0,35 I (рис.
6-7)
Определить предельную высоту h
подъема трубопровода над уровнем жид-
кое то в аппарате А при атмосферном
давлении, равном 760 мм рт. ст. Как из-
менится расход воды и предельная высо-
та подъема трубопровода, если темпера-
тура повысится до /2 = 30°С?
Расчет ведут в такой последователь-
ности.
Рис. 6-6 Схема поплав-
кового регулятора уров-
ня (к расчету 6-5)
187
P.ic, 6-7. Схема сифонною труболро- Рис. 6 8 Схема простою трубопро-
вода (к расчету 6-6) вода (к расчету 6-7)
1. Записывают уравнение Бернулли (6—8) для сечений /—I
и II—II:
2 Предполагая наличие квадратичной золы движения с уче-
том формулы (6-29), по табл. 42 и 45 приложения л = 0,0252;
^эо° = 1,1; 1)0, тогда
v = -I /------------------------; v = 2,47 м/с.
г ЧВХ + X. “jT — 4£DOo - 4Ыл
3. Из табл. 4 приложения при Л = 20 °C’н =И,0026-10_[ Па с,
р — 998,2 кг/м3, тогда Re=--f-; Re = 246360 и ReiV_v=258230 по
И-
табл 42 приложения. Так как Rc<ReiV-v. зона не пятая.
4 Для зоны IV и, например, числа Re = 235000 по формуле
Альтшуля (табл. 6-1) л(v = 0,0296. Из уравнения Бернулли :>-=
= 2,35 м/с и RepaC4=234390. Re~ReriaG4 —можно перечодшь к
определению расхода.
5. Находят расход 1’с
Va~v~~ 2,35^^-- ===0,0181 мТс.
6. Уравнение Бернулли для сечений 1—1 и III—III-
-Рб-^h [£ 4- 2^ о 4- X JbiiL д_ а\ jL,
Pg Pg Т( 5хТ JU j 2g
Приняв paiu^Риас—2337 Па (табл, 37 приложения) и рб =
= 1,013-Ю5 Па (760 мм рт. ст.), получим предельное значение
высоты hp.
Л1< W^-_^Bx + 2^ + Z.-!bUL+a)^-; й, = 7,89 м.
7. Из табл. 4 приложения рзо =0,7977- 10-3 Па-с, р30 =
= 995,6 кг/м3. Тогда Re=308278>ReiV~v“258230. Режим будет
188
соответствовать V зоне. Расход 14 = 0,01939 м3/с, предельная вы-
сота подъема Л2< 7,633 м при Дна с 0,4241 Па.
Расчет 6-7. Определить диаметр трубопровода при заданных
шероховатости Д--0,8 мм, длине Z=150 м, расходе Vc=-
= 0,0005 м3/с, Н = & м, ро = 22ОкПа, Транспортируется масло ка-
као плотностью р = 900 кг/м3 при f = 50°C (рис. 6-8).
Расчет ведут в такой последовательности.
1 Записывают уравнение Бернулли для сечений /—/ и
11^—11
(1 \ 2
Свх 3^0° + X 4- Ux) -~ = [(d).
2. Задаваясь несколькими значениями dCT, рассчитывают
f(d) с учетом зон движения, заполняют приведенную ниже
габл. 6—7 и строят кривую Здесь ; Re=-^~-; р =
ла ст [Л
= 0,0278 Па-с — табличная величина; Xi = — по табл 6-1;
свх^0,5; ^9о° = 1,1; Свыт==1,0 —по табл. 45 приложения.
3. Откладывая по осн ординат А = /7-|- (рис. 6-9), нахо-
Р£?
дят искомый диаметр. Им будс! ближайший больший стандарт-
ный диаметр =0,025 м.
Так как взят для реализации ближайший больший стан-
дартный диаметр, то по трубопроводу пройдет расход жидко-
сти, больший заданного. Следует предусмотреть установку регу-
лирующей задвижки (вентиля), коэффициент сопротивления ко-
торой можно найти из уравнения Бернулли
/ / \ г.2
= ?.х -I 3?„„+л -у+s,„x+Ы 4 ;
712
28,45 = f (0,025) + £3-^.
Л5
Отсюда из = 63,1, что соответствует определенной степени при-
крытия задвижки.
Г а б л и ц а 6-7
‘Ст> W ОД 00 0,075 0,05 0,04 0,025 0,0! 5
V, М/С 0,067 0,113 0,255 0,398 1.02 2,83
Re 216,6 274,4 413,0 515,4 823,3 1374,3
Зона I 1 I I 5 I
к 0,295 0,233 0.155 0,124 0 078 0,047
1(a), м 0,098 0,306 1,56 3,79 25,10 194,:
(5+р4 ). М 28,45 28,45 28,45 28,45 28,45 28,45
189
’ 1 г
Рис 6 9 Зависимость f(ci)
(к расчету 6-7)
Рис 6-19 С\еиа аппаратурного
оформления термообработки сока
(к расчету 6-8)
Расчет 6-8. В кохсухотрубном аппарате проходящий по тру-
бам виноградный сок перед завершающей термообработкой по
догревается горячей водой Вода в межтрубном npocipancree
охлаждается от 7 =60 °C до /2“20°С, а проходя по змеевику
другого теплообменника, вновь подогревается до — 60 еС юря
чим соком после термообработки Циркуляция воды обеспечи-
вается лопастным насосом, компенсация утечек — расширитель
ным бачком, который но мере надобности заполняется водой
при помощи того же насоса (рис 6-10)
Согласно ГОСТ 15118—79, ГОСТ 15120—79 и ГОСТ
15122—79 кожухотрубный аппарат имеет обечайку (кожух)
диаметром 70 — 0,325 м, трубки диаметром dT 20 мм при тол-
щине 5 = 2 мм и шероховатости Дт — 0,2 мм, длиной /т = 2 м при
общем числе трубок, расположенных в углах правильных тре-
угольников, /1=100. Площадь самого узкого сечения межтруб-
кого пространства SMTp=0.011 м2, диаметры входного и выход-
ного патрубков межтрубного пространства Dn = 0,l м, число сег-
мешгых перегородок в межтрубном пространстве <2 = 8
190
Число витков змеевика н3 = 32, диаметр труб с/8=0,05 м}
диаметр витков ЕЧ=0,8 м, высота змеевика Я3^2,4 м, шерохо-
ватость Да = 0,5 мм
Насос и аппараты соединены трубами диаметром rfTP =
= 0,075 м, длиной Lh-hi=Liv-i= 12 м, с шероховатостью Ад->=
-0,75 мм Расход воды (К = 0,006 м3/с) считать не завися-
щим от температуры.
Определить:
1) удельную энергию, которую насос должен сообщить про
ходящей воде {77Погр) без учета естественной конвекции за счет
разности плотностей;
2) по каталогам найти марку и типоразмер насоса
Расчет ведут в такой последовательности.
1 И ПОТр=Лп, т е для заданной системы вся энергия, лере
даваемая воде, будет расходоваться лишь на преодоление со-
противлений
Лп = /:„ (i-п) + ^п (ii-iii) “Н^п (in-iv) + (iv-i) (см. рис. 6-10)
2 По формуле (6-30) определим сопротивление змеевика
ТО-.п^(l+ 3.54-5;);
/) = 80-4 м;
й, ~ 0>075 м—шаг змеевика;
/ТЛ О 2
!я41' + М4У2 = 0,031 (см. табл. 6-1).
\ ^3 /
Это пятой зона, так как Re3= Re3= 154950 будет
больше RciV-v^500d/A; ReIV-v = 5-104 (що°-0,6532-10^ Па с,
р о = 992,6 кг/м3, <м табл 4 приложения).
3 Рассчитываем потери энергии в трубопроводе, соединяю-
щем аппараты.
/ / 1 2 2
ТОУДТОТО'-ОЛ и.
\ “ту J
По табл 43 приложения при Д^—0,5 мм п — 0,011 Так как
ре/ким соответствует пятой зоне (Re>Re[V_v), по табл 42 при-
ложения Х= 0,0353
Re = ^nip₽. Re = 2^^-983,2 = 214400,
л - 4Ус Л - 4-0,006 1 „„ _
тр л.й2тр ’ VtP 3,14 0,075’2 м с’
191
|&c5o = 0J678-IO a Па-с; pca^ = 983,2 кг/м3 (табл. -1 приложения),
Reiv_v =97054 (табл. 42 приложения),
4V
*-=-^t=°’76M/c-
rsara,=' i-т^-) 1--£дД = °-052;
С00о=1,1 (см. табл. 45 приложения).
4 , Рассчитывают потери энергии при движении воды по меж-
груожлл пространству. Расчет осуществляют для средней rev-
пературы /гр~40°С, используя формулы (6-31)—(6-34).
h -PH \ — JJU. j / 1 nt 'i v"mip .
1Ц (Ш-1 . * ’.Ьвх I 'эвык/ yg "Г I RcM,n6i2 f Hrcn.MTp I Og >
(Ш -И ) ” 0,8 M,
^bx ” ’'5, tiiGB.M’iu №. ™> Ш 6,
Цитр — чю” ~ ИГо” 0,545 м/с, R^mtp = 16o6<),
=0.6532-10~3 Па-с; p40°= 992,6 кг/м1 (см. табл. 4
приложения); у!П1, = 0,76 м/с.
5 Рассчитывают потери энергии водой (/=-20 °C) по трубо-
проводу от кожухотрубчатого аппарата до змеевика по трубе
общей длиной Z.IV-12 м (рассматривают сразу7 два учаегка
трубопровода—до насоса и после него).
ь у/ У2шт ( Д LdV-I) i 'if- _ t
пп (i-I V) — £ cyfK ~2^~ ~r l^rp —-P d(=!)0° "Г
+Coy„. /.„(I.1V)= 0,88 м.
Re = p20; Re = 101550, что выше ReIv.v = 97054;
Изо’
Xv = 0,0353 (табл. 42 приложения); p20o = 1,0026-10“3 Па-с;
p20 = 998,2 кг/м3 (табл. 4 приложения);
^задв — 0,05 (табл. 47 приложения);
1 / 1 _43тр \ 5-/ __0 99-
£суя<” Ьсуж —
Т-* — 1 / 1___\ г* _л оу г.
*суж — ~Г( 1 дашт г <= су}К“ V>Q/U’
х/шт = 0,76 м/с; итР = 1,36 м/с; иа = 3,057 м/с.
6. Получим потребный напор:
= 36,17 + 0,77 + 0,80 + 0,88 = 38,62 м.
192
По.loop насоса осуществлен a
расчете 6-11.
Расчет 6-9. Какой напор дол-
жен развивать насос в начале тру-
бопровода (рис. 6-11), по которому
при температуре 50°C транспорти-
руете . томатная паста в количестве
3-10~3 м3/с. Длина трубопровода
60 м, ^памотр 0,1 м, вы-
сота подъема Лг-=-5 м, плотность
р-----10/О кг/м3.
Расчет ведут в
ватсльносгн.
1. Записывают
нуля г для сечений
Рис. 6-11 Схема транснорги-
та кой последо- рования томатной пас гы
(к расчету 6 9)
уравнение Бер-
1—I и П—17 с учетом напора И, развивае-
мого насосом:
Н + + W+«>-£- + + 1 -^г-~
z* о 1' S * г о
2 Расчетная длина трубопровода в связи с, наличием мест-
ных сопротивлений должна быть увеличена на 1,5 м (поворот
па 90Д, па 3 м (поворот на 180°) и на 0,2 м из-за сопротивле-
ния вешняя. Тогда эквивалентная длила 1,=^60 4 21,54-3,04-
-I 0,2 —66,2 м. По табл 48 приложения, используя линейную ин-
терполяцию, имеем \р/1~8 кПа/м
3 Подставив полученные значения в уравнение Бернулли,
найдем:
Н =5 + 8,0-~|4в* 103-5+ 50,5-55,5 м.
Расчет 6-10. Центробежный насос К 20/30 (2К-6 — см. ка-
талог «Насосы», N , 1960) перекачивает воду температурой
20'С из открытого резервуара Л с уровнем V/l=-0 в аппарат Б
с уровнем VZ>- I4 м и избыточным давлением ро-^98,1 кПа.
Определить иропзводптелыюегь (подачу) и мощность насо-
са, если Zui - 6,0 м, Л>г--“60 м, rfPf=80 мм, dilc = 100 мм, шерохо-
вагегь Л--0,2 мм, всасывающая коммуникация имеет клапан
с сеIкий и три кочена (повороты па 90°), нагнетательнаяза-
движку при сгсггепп открытия 0,3.
Расчет ведут в такой последовательности,
1. Для построения характеристики сети Япотр^НV’c) соста-
вим уравнение Бернулли для ограничивающих систему сечений:
Я .. - Л -!-/г 4--рш " — 4- , — н_[ \_£дд1_д_
/2пот1>1 “нс я нпг Г П(ЛШЧ ГЬзадв! 1
ft \ .
f I 1 I ?- ] Q? Л ) L КС I
+ J ~~2g~~ ’
/У —14! 98,1 • 103 . fa 60 v2ljrj (
ПпотРг-^-Г 98lQ 4 !Sri 0,08 +1U|“19~6~"b
(a fl \
ксг- -J- + 7 +3-0,3
13 —750
193
Здесь принято £с.к^7; £90° = 0,3;
£задв^Ю (табл. 45 приложения);
v _ .4^ . v __ .
BOi - > vnri - ,
pa _____ .^нг» ^ar . n„ t’sci ^uc
‘ v , *xeBCj — v »
R^ <in-iv>=40 4е i Re„r (Ш-пт=40 -g~= 16000;
R«W (iv-v) = 500 4Ч Re„, (iv-v) = 500 -^- = 200000;
Resc (in-iv;= 40 -^4 ReBC (1n-iv) = ~q~^~ = 20000;
R®«o (iv-V) ~ 500 —. ReBC (iv-v> = 500 ? — 250000.
Л/ рассчитывают по формулам, соответствующим найденным
зонам (табл. 6-8).
Строят характеристику сети 77поТр=/( Ус)» определяют рабо-
чую точку насоса и находят:
V(. = 7,3 103 м/с, И^7 м, Nn = р^УЛвотР^
jVn = 7,3-10*5’9,81- 108-27-10~3 = 1,934 кВт,
м------. ы — „Ь~4 2 978 к Пт
HaG (1ас " 0,65 Z’ 6 KL$r*
Расчет 6-11. В расчете 6—8 предусмотрено задание на под-
бор насосов. Это задание наряду с другим выполняется в на-
стоящем расчете.
а) По результатам расчета 6—8 (Vo=6-10~3 м?/с я Л =
= 38,62 м)„ используя сводные графики и таблицы, помещенные
в конце каталога «Насосы» (М., Энергия, 1960), подбирают на-
сос ЗК-6 (К-45/55). /7=46,0 при К — 6-10-3 м3/с, гщи—ОДЭ,
« = 2900 об/мин и /)}--192 мм.
Таблица 6-8
Щ, J0’. J 3 5 7 9
УнгЬ м/с 0,2 0,6 1,0 1 J 1,8
fact М/С 0,12 0,38 0,64 0,88 1,15
КеНг/, м/с 20 000 60 000 100000 140 000 1S0 000
Зона Ш IV IV IV IV
Иене/ 9600 28 000 47 000 65 000 85 000
Зона Ш IV IV IV IV
0,032 0,030 0,028 0,028 0,025
Хн Г1 0,03 0,026 0.026 0,025 0,024
^4потр/, М 24,13 24,6 25,8 26,26 30,16
194
Рис. 6-12. Характеристики насоса и Рис. 6-13. Характеристики пасоса и
сети (к рйстоту 6-11) сети (к расчету 6-12)
Фактический КПД при дроссельном регулировании
/, А// \ (,лп/< 46 — 38,62 \ п ЛТ
^1ф 'Ин "7/ > “Пф О | 1 j — 0, 1.
б) Подобрать насос при Рс--то8-10~3 м3/с и /7потр~30,6 м.
Используя сводные таблицы и графики каталога, выписываем
три типоразмера насосов: 6К-8 (КД60/30), 5НДв и 8Кс10Х9.
Ня рис. 6-12 нанесены характеристики насоса К160/30, пере-
черченные из каталога, и сети. При Vc = 38-10~3 м3/с насос раз-
вивает напор 27=36 м при т]1(==0,77. Фактический КПД т]ф =
Л Д#\ П776 36—30,6 \ й
=т)сг[ 1 —; 17ф^0,7/{1------зб—4=0,65.
Подобным образом и для других насосов находят фактиче-
ские КПД (табл. 6-9).
Расчет 6-12. Даны характеристики трубопровода и насоса
(кривые 2, I и б на рис. 6-13—6-15).
Необходимо провести регулирование производительности на-
соса:
1) от Ус до 1,3
2) от Рс до <1,55 Р(,
Расчет ведут в такой последовательности.
1. Единственным методом решения первой задачи является
увеличение частоты вращения от п до (рис. 6-14). Произво-
дительность в рабочей точке А Н—ФТ-ПН м3/с, Определяют
Табл и ц а 6-9
1 HdtOfa J 1 l , IU , ,v C | H, M | :ir 06/МИ1’ Д UdMC-l f! JIO- LdCTHWO ЬО -lec.j /Jj, мм
6К-8 38 36 1450 328 0,77 0,65
(KI 60/30)
5НДв 38 34,5 1450 312 0,63 0,56
8КсЮХ9 38 36 1470 216 0,66 0,57
13* 195
Рис. 6-14. Регулирование работы на-
соса увеличением частоты вращения
(к расчету 642)
Рис 6-] 5 Определение пф при
дроссельном регулировании и умень-
шении частоты вращения лопастного
колеса (к расчету 6-12)
новую производительность Ущ = 1,314=--4,7 10”3-1,3^6,11 •
•КН м3/с и соответствующий ей напор Z/^18,5 м. Через топ-
ку Ai проводят параболу II~-CiVz2 подобных режимов:
н^-суга-, с, = .(б/111?ДТ)Т = 0,498-106 С!/М6.
По данным табл. 6-10 строят параболу подобных режимов
(кривая 3 на рис. 6-14),
Новая рабочая точка — Ла (Я2=14,0 м, 17:2=5,25-10~3 м3/с).
Определяют новую частоту вращения
п п iZ-уА- : /7,- 1450 1680 об/мин.
Характеристика насоса при новой частоте вращения — кри-
вая 4 на рис, 6-14,
2. Уменьшить расход жидкости от Ус~4,7-КН м*/с до УС2 =
-4,7-КН-0,55 = 2,6-К)"3 м3/с можно дросселированием, умень-
шением частоты вращения пли перепуском жидкости (байпас-
ное регулирование).
По характеристике сото находим 7/п нр210,4 м.
2 1 Дроссельное регулирование На хараыеристнке насоса
(кривая J на рис. 6—15) находят рабочую точку 71ь через кото-
рую должна проходи/ь новая характеристика трубопровода
(Z<41= 16 м, V:- д=2,6- 10-3 М3/с, Щ;аС = 0,6).
Таблица 6-10 £
Тс 10’, | ° 1 2 3 4 5 6 7 1
Н, м 0 0,5 2,0 4,5 8,0 12,4 17,9 24,4 г
196
Дополнительное сопротивление задвижки-дросселя
А//дР = 16—10,4 = 5,6 м.
Дополнительная мощность на преодоление сопротивления
дросселя
Л^р “ Р^с/АЯдр,
АЛДр = 9810-2,6-10~3-10~3-5,6 = 0,142 кВт.
Полезная мощность насоса
= pgVcAHAi;
= 9810 - 2,6 10~3 -10'3 16 = 0,408 кВт.
Фактический КПД насосной установки
Т|ф = 0,6 -0,6 = 0,39.
2.2. Регулирование производительности насоса изменением
частоты вращения. Через точку Л2 (см. рис. 6-15) проводят па-
раболу подобных режимов (1Л2—2,6 -103 м3/с, J72^=1O,4 м).
По координатам точки Л2 находят
С2-т^; С2= 1,54- 10й cW\ Н-1,54-10й Vc2.
Задаваясь несколькими значениями расхода (табл 6-11),
проят параболу подобных режимов (кривая 4 на рис. 6-14).
Парабола подобных режимов (т]цЯГ^const) пересекает ха-
рактеристику насоса (кривая У, рис. 6-15) при частоте вращения
п~ 1450 об/мин в топке Л4 (7Д = 15,8 м, УС4== 3,3-10“?' м3/с,
Пняс -=0,67). По координатам точек Л2 и А рассчитывают новую
частоту вращения:
пх=" п j/"~]f~ ’ nx~ 1^50 = 1176 об/мин.
2.3. Регулирование производительности насоса сбросом ча-
сти жидкости через перепускную коммуникацию Для обеспе-
чения расхода И 2"-2,6-10 3 м3/с необходимо иметь напор насо-
са //?---10,4 м, при котором обеспечивается производительность
Vc5 = G,7- Ю“эм3/с (точка А5 на кривой 1, рис. 6-13). Лишний рас-
ход А Ис ~ (6,7—2,6) 10~3 = 4,1 • 10*3 м3/с необходимо сбросить по
Таблица 6-11
Kc-10J, мУс 1.0 1,5 2.0 2,5 3,0 ДО
Н, м 1,54 3,5 6,2 9,6 13,9 24,5
197
T s 6 ч и п а 6-12
1 I01 м3 с | 1 2 3 4 5
Н, м
0,62
15,8
5,57 9,9
перепускной коммуникации
ва70- па линии от
при напоре 7У2=10,4 м.
оси ординат значение
- 10~3 м3/с и получают точку Л6; через нее должна пройти харак-
теристика перепускной коммуникации, для построения которой
принимаю! режим квадратичной зоны — кривая 3 — парабола.
^-cGCWc)-.
По координатам А6 находят значение
•*т>=’б?дбТ12 с-/м\
Отклады-
и, задаваясь различными значениями расходов, определяют на-
поры (табл. 6-12).
Суммируя расходы в основной (кривая 2) и перепускной
(кривая 3) коммуникациях, получают суммарную характери-
стику, проходящую через точку Л5 {пунктирная кривая 4 на
рис (М3).
Joiepjr мощности со сброшенной жидкостью AN=^pgHcAVc-
Ф нынческип КПД насоса
’'* = 4 ”ф“0-В( = 0,233.
Из трех рассмотренных методов регулирования с целью
уменьшения расхода наиболее выгодным является уменьшение
частоты вращения. КПД при этом не изменяется (1]^=^ =
= 67%). Дросселированием КПД снижается до 39,0%, а сбро-
сом жпдкосл и — до 23,3%,
КОНТРОЛЬНЫЙ ЗАДАЧИ
Задача (М, При iидравлпческом испытании трубопровода
диашмром (I 100 мм, длиной /=-1000 м давление воды темпе*
ратурои в трубопроводе было поднято до 2 МПа. Через
30 мня оно упало до 1,5 МПа
Определить, пренебрегая деформацией трубопровода, сколь-
ко воды ДК вьнскло через неплотности.
Задача 6-2. Для контроля за количеством жидкости в каком-
либо резервуаре 2, например подземном, в него помещают труб-
ку 1 небольшого диаметра, нижний конец которой доходит до
днища резервуара (рис. 6-16). По трубке 1 подают сжатый воз-
дух, постепенно повышая его давление, измеряемое маномет-
ром 3. Когда воздух преодолеет сопротивление столба жидкости
в резервуаре и начнет барботировать через жидкость, давление
198
Рис 6 16 Схема опреде-
ления уровня жидкости
в подземном резервуаре
(к задаче 6-2)
Рис 6-17 Схема шарнирною Mian цш
(щита), соединяющего окюивнкь t
различными уровнями (к задаче 6 3)
перестает возрастать В этот момент может быть определен
уровень h и, следовательно, объем V жидкости в резервуаре Ре-
шить задачу при условии, что диаметр цилиндрического резер-
вуара Р~~1 XI, Д'В’.ОШС Ь ЖНЧКОСЫПО в щ шрвуапс р “
1,5-Юч Ид, пока,анис Muiioweipa рм — 2-11) Па.
Задача 6-3. Щит, расположенный под углом а = 30‘> к юрп-
зоптали и перекрывающий канал, который соединяет верхний
отстойник на территории завода с нижним, закреплен шарнирно
к опоре над водой (рис. 6-17),
Определить усилие Т, которое необходимо щ и южнгь ч ню-
су дли открывай гя щита, если ширина щита Ь--3 м, тлуС ша
воды перед щпюм Н}~~4 м, после щита — 2,8 м. Шарнир
расположен над высоким уровнем воды на расстоянии 7П =
--1 м. Массон Щпы I! цепнем в шарнире можно пренебречь
Задача 6-4. Определить толщину д сгспок стального трубо-
провода диаметром d-0,75 м, находящегося г. >д давлением р =
=-2 кПа Докупаемое напряжение па разрыв принять с =
= 137 МПа, коэффициент ослабления сечения грубы заклепка-
ми а ~ 1,1, запас на ржавчину р=0,08
Задача 6-5. Вода в трубе при давлении р—190 кПа стремит-
ся открыть клапан /<, который при горизонтальном расположе-
нии рычага перекрывает сечение трубы диаметром rf=24 мм.
Шаровой поплавок массой т=25 г укреплен на рычаге, плечи
которого а = 4() мм п b --20 мм
Определить радиус R поплавка из условия, что в моментот-
крыгия клапана поплавок погружается в жидкость наполови-
ну, Трением в шарнирах и массой рычат а пренебречь (рис 6-18).
Задача 6-6. По трубопроводу (рис. 6-19), состоящему из го-
ривоптальпого учгстка длиной L = 50 м при Dj -0,1 м и А =
= 0,5 мм и наклонного участка длиной /г = 50 м при Д2 = 0 2 мм,
вытекает вода температурой / = 30°С, р = 0,05 МПа, /7 = 2 м,
/1 = 30 м В конце горизонтального участка вакуум может до-
стигнуть недопустимой величины.
199
Рис. 6-18. Схема регулятора уровня
прямою действия (к задаче 6-5)
вода, состоящего из двух у заедков
труб различного диаметра (к задаче
6-6)
Рис. 6 20 Схема центробежно-
го рнзбрыз!иватсля (к задаче
6-7)
Определить диаметр d% наклонного участка и максимальный
расход по трубопроводу, а также коэффициент сопротивления
вентиля А при бескавитациошюй рабою системы.
Задача 6-7. Труба диаметром d-0,05 м н общей длиной 1=
-=5 м вращается в опорах А и А от постороннего источника
энергии (рис. 6-20) с постоянной угловой скоростью щ = 26 1/с
и разбрызгивает воду для охлаждения (/ ^80°С). Шерохова-
тость А-0,5 мм, плечо R=0,5 м, й = 4 м, /и-= 0,5 м.
Определить:
I. Каков расход жидкости при заданной со? На какое рас-
стояние L но уровню О—О может быть разбрызгана жидкость?
2 При какой угловой скорости соо в°Да перестанет вытекаю
ИЗ Jp^OKlH
> Не наступит ли в конце первого вертикального участка
кин гания ври заданной со?
Задача 6-8. Два реактора (А и 15) работают при одинаковом
давлении ро=0,]0 МПа (рис. 6-21)
По показаниям манометра Л/
можно судить о расходе воды (/™
- = 15°С) в реакторы А и />. Пост-
роить зависимости 14/, - /у(рм) и
по 5—7 значениям энер-
] ни жидкости в точке разветвления:
р.л-pgf/jj; рв~-~ (0,35-1,5) МПа.
Дано: 40 м, сШОД м; li =
= 80 м, £/1=0,075 м; —90 м; =
"0,1 м; А== А) — Дг ~'0,55 мм; //--
-12 м, а —45°.
Задача 6-9. Вода температурой
20 °C из аппарата под действием
избыточного давлеттия рч поступа-
ет в верхний открытый сборник
(рис. 6-22) по трубе диаметром
d = 50 мм, шероховатостью А =
= 0,2 мм и длиной / = 15 м.
На трубе установлен вентиль А,
200
Рис. 6 21. Схема обеспечения водои двух аппа-
ратов (к тадачс 6-8)
коэффициеш сопротивления которого при обычном его поло-
жении £=4,6.
Определи! о именно р, при расходе V< - 5 л'с Прикрывая
венjиль, можно piCbbiUdib расход.
Чему равен коэффициент сопротивления вентиля при расхо-
де К~3 л/с?
Рсьиеиие получить при Л=1 и.
Задача 6-10. Определить расход морковного пюре из гомо-
юшнатора в стерилизатор но горизонтальной трубе длиной
10 м и диаметром 0,075 м, если разность удельных энергий в
конечных сечениях гр;бы \fI--8 м, 7^288 К (схему составить
самостоятельно).
Задача (Ml. Картофельная барда (ньютоновская жидкость)
отпускается потребителям вне территории завода. Барда (р
-НПО кг/м3; т —0,143-IO"4 мй/с) транспортируется го трубоирсн
воду длиной 300 м, диаметром 0,075 м при шероховатости \ =
- 2 мм. На коммуникации установлены две задвижки, при
укладке труб пришлось сделать два резких поворота на 90\
В копие коммуникация поднимается па высоту 5 м и имеет
Ciriapi-r^ti
। растго#
(ГМ)
1 Сахарный
т pacffifcp
I (30еС)
Рис. 6-22 Схема
освобождения
нижнего аппарата
от воды (к зада-
че 6-9)
Рис 6-23 Схема теплообменника
шла «труба в трубе» (к задаче
201
-----плавный поворот на 90° при
, — ^зак==0,4 м. Расход барды
- —1 | должен составить 3-10“3
'1 м3/с.
. _ | ’ Определить потребный
7LTнапор Л/пстр, который обес-
------: j----- / пенит заданный режим ра-
—' боты отпускной коммуника-
Рнс. 6-24. Схема транспортирования 1,-ии (схему составить само-
молочнокислой закваски (к задаче стоятельно).
Задача 6-12. В теплооб-
меннике (рис, 6-23) типа
«труба в трубе» нагревается от /i~30°C до /2 = 70°С сахарный
раствор, проходящий в концентрическом зазоре между трубами
50X2 мм и 75X2 мм, шероховатость Д = 0,5 мм, диаметр пово-
рота £>=0,3 м. Длина одного элемента теплообменника Z = 5 м,
число элементов 9. По внутренней трубе движется горячая во-
да (средняя температура 7=75 °C).
Определить потерю энергии в теплообменнике потоками на-
греваемого сахарного раствора и воды.
Дано: Vc с.р==2-10~3 м3/с; Усв=4-10^3 м3/с; Vc.P=0,8-
ДО"4 м2/с; ре.р—1215 кг/м3.
Задача 6-13. Какой расход молочнокислой закваски обеспе-
чит система (рис. 6-24), характеризующаяся следующими дан-
ными: длина трубопровода 7=40 м, диаметр трубопровода d—
= 50 мм, разность уровней /1=3 м, влажность U?=-~65%, темпе-
ратура /-=38 "С, плотность р-1010 кг/м3, ро = О,35 МПа. Потерю
энергии в области местных сопротивлений принять равной 0,1
потерь по длине.
Задача 6-14. Какое давление должен развить нагнетатель,
чтобы по трубопроводу длиной 32 м и диаметром 0,1 м транс-
портировалась конфетная масса с расходом 0,28-10~э м3/с, у =
= 7,0 1/с, = ПО Па-с, то=630 Па; трубопровод горизонталь-
ный.
Задача 6-15. По системе, состоящей из трех участков труб
(рис. 6-25), вода подается из бака А в бак Б.
Рис. 6-25 Схема простою трубопровода, состоящего из трех
участков труб различного диаметра (к задаче 6 15)
202
Таблица 6 13
Vc 10Х м-’/с 4 8 12 16 20 24 28 32 >6
Н, м 100 100 100 98 95 90 82 75 65
Дано: / = 20°С, /1 = 124 м, /2-=340 м, /3=80 м, dl-0,35 м d2--=
= 0,2 м, d3 = 0,15 м.
Трубы стальные, бесшовные, чистые, ио есть данные о том,
что через 2—3 года появятся ржавчина и минералоорганиче-
ские отложения.
Величина Ро может меняться в диапазоне р0=(1,5-г
-4-3,5) Ю5 Па. Задвижка простая, проходное сечение 0,25 м;
м; ht} ц-=16 м; АЛ—15,5 м; я = 30°; /?=1,5 м. Построить
характеристик отдельных участков, суммарную характеристи-
ку системы //j=f(^c) и зависимость (для контроля
за работой системы по показаниям манометра рм).
Задача 6-16. Поршневой насос подаст воду в трубопровод с
характеристикой 7/1К,1р'~30-!-15000 К2 в количестве V-—12-
10 м3/с и работает параллельно с центробежным насосом, ха-
рактеристика KOiOporo задана (табл 6-13).
Определить производительность при работе обоих насосов и
каждого в отдельности
Задача 6-17. Определить полный напор и полезную мощность
работающего насоса, если производительность Vz -0,14 м3/с,
диаметры коммуникаций всасывающей dBC;=250 мм, иагпета-
юльиой d„i=200 мм. Показания манометра на выходе из насо-
са рм=0,85 МПа, вакуумметра па входе — р0 = О,О4 МПа. рас-
стояние по вертикали между манометром и вакуумметром
Sz = 0,3 м.
Задача 6-18. Подобрать лопастной насос для подачи воды и
определить место установки насоса по отношению к уровню во-
ды в заборном водоеме. Необходимо подать (50-480)10"’ м3/с
воды на высоту йиг=10 м под уровень в резервуар. Всасываю-
щая труба имеет /в<з = 8 м, dBC = 250 мм; приемный клапан с сет-
кой £к.с=6; одно колено £к~0,4. Нагнетательный трубопровод
имеет длину Zl!f- 1000 м при dln.=220 мм, регулирующую задвиж-
ку £зад»^0,1 (открытую), три отвода £oTB = 0,4t водомерную диа-
фрагму с отношением площадей 0,6 и Сд = 2,0 • -.пт, IX — 1. Шерохо-
ватость трубы А = 0,2 мм, температура воды 30 °C.
Задача 6-19. Подобрать центробежный насос для подачи во-
ды в количестве Vrc —5,5-10 3 м3/с при Z=20°C из резервуара с
отметкой V = 2 м ниже оси насоса в аппарат с отметкой
уровня воды V = 6 м (йпг), работающий под давлением 0,3 МПа;
барометрическое давление Рб==0,1 МПа. Длина всасывающей
трубы /вс=5 м, диаметр dBC = 0,l м, длина и диаметр нагнета-
тельной трубы /иг=25 м, dOT=0,075 м.
203
На нагнетательной трубе имеются вентиль и три колена. На
всасывающей трубе есть два поворота и сегка с обратным кла-
паном. Трубы стальные, бывшие в употреблении, абсолютная
шероховатость А = 0,2 мм.
Определить максимальную высоту всасывания.
Задача 6-20. Определить максимальную высоту всасывания
центробежного насоса с учетом кавитационного запаса Айи =
— 4 м, если насос должен подавать воду при / = 40°C в коли-
честве Ус = 6-10~3 м3/с при напоре Н = 30 м. Диаметр всасываю-
щей трубы d3c = 150 мм, длина /вс=120 м, А = 0,5 мм; есть сетка
С обратным клапаном и два поворота на 90й.
Задача 6-21. Замкнутая система из двух радиаторов =
= 10) и четырех участков труб одинаковой длины 4Z —40 м. Оп-
ределить напор и мощность насоса, если диаметр труб J =
= 0,04 м, К —3,76-10“3 м3/с. Система снабжена компенсацион-
ным бачком, //б = 6 м (рис. 6-26).
Определить наименьшую высоту расположения бачка, при
котором в системе не будет вакуума.
Задача 6-22. Роторный насос нагнетает масло из двух баков
с одинаковыми уровнями в верхний бак с избыточным
давлением 0,8 МПа. Разность уровней в баках равна 10 м
(рис. 6-27).
Определить напор насоса и потребляемую мощность для по-
дачи масла Vc = 1-10“3 м3/с, если длина всасывающей трубы
Сс j = /вс 2^4 м, нагнетательной трубы /Пг = 6 м, диаметр труб
</=20 мм, вязкость масла у = 0,5-10’1 м2/с, р = 900 кг/м3, КПД
пасоса т]ц = 0,7.
Рис. 6-26. Схема замкнутой системы
ох. а ждения и нагревания в двух ра-
диаторах (н задаче 6-21)
Рис. 6-27. Cwmi подключения ро-
торного насоса при ею питании от
двух баков |Д задаче 6-22)
204
ОТВЕТЫ НА КОНТРОЛЬНЫЕ ЗАДАЧИ
6-1. АУС= 1,96-10~1 2 3 * мэ.
6-2. А = 5 м; Г = 3,92 м3.
6-3. Т= 181,88 кН.
6-4. 6 = 7 мм,
6-5. 7?=0,3 м.
6-6. ^=0,10 м; 17=31,6-10-3 м3/с; £=11,82.
6-7. V( = 10"3-0,872 м3/с; 1=4,73 м; ю0=17,7 1/с; рл=65,2 кПа>р«.и=
= 47,3 кПа — не наступит.
6-8 Таблица для построения искомых зависимостей:
Рй, МПа 0,3 0,5 0.7 0,9 1,1 1 ,3 1.5
рм, МПа 0,376 0,759 1.И0 1,520 1,0()8 2.291 2,67,
КсыКК м3/с 10,20 18,80 24,60 29,20 33,30 36,83 40.05
Г’с2- Ю3, м3/с 20,17 37,37 48,75 58,09 66,02 73,16 79,60
6-9. рч =0,1943 МПа; £=30,7.
6-10. 17= 16,5-10~3 м3/с.
6-11. Л.ютР==8,82 м.
6-12. Ан 1 = 5,66 м вод. ст.; /incp=3,07 и сах. р-ра,
6-13. ’Л-=0,143-Ю"3 м3/с.
6-14. р=0,88 МПа.
6-15. Таблица для построения искомых зависимостей:
Ра - Ю~5 6, Па 1,5 2,0 2,5 3,0 3,5
Vc, м7с 0,0576 0,0641 0,070 0,0756 0,0806
рм- 10-5, Па 3,232 3,664 4,099 4,535 4.956
6-16. 1) УС(ц+п)^21-10-3 м3/с; Ус ч=9-10~3 ма/с; Ус.я=12.10~3 м3/с
2) К д=22-10“3 м3/с; Vc.n=12-10'3 м3/с.
6-17. 77 = 91,6 м; А= 125,8 кВт.
6-18. 1/<,тах=85-10~3 м3/с; 77=37 м; Лвг<4,9 м; насос К290/30.
6-19. Л,., = 7,6 м; насос К29О/ЗО.
6-20. А «с = 5,26 м.
6-21. /7 = 18,33 м; А=0,675 кВт; /А, = 4,50 м.
6-22. /7 = 100,6 м; А = 0,89 кВт
РЕКОМЕНДУЕМАЯ ЛИТЕРАТУРА
1. Павлов К. Ф„ Ром аиков П. Г., Носков А. А, Примеры
it задачи по курсу, процессов и аппаратов химической технологии/Под ред.
П. Г Ромапкова. — 9-е изд, псрераб.— Л.: Химия, 1981.—560 с.
2. Б аш та Т. М. и др. Гидравлика, гидромашины и гидроприводы/
/Т, М. Башта, С, С. Руднев, Б. Б Некрасов и др, — М,: Машиностроение,
1982.—424 с.
3. Знаменский Г, М. Гидравлические и тепловые процессы пищевых
производств. Избранные труды/Редакц. коллегия: В. Н. Стабииков,
В. Д. Попов, И. М. Санов и др. — М.: Пищевая промышленность, 1975,—
255 с.
4 Чисел ев П. К. и др. Справочник по гидравлическим расчетам/
II. \ Киселев, А. Д, Альтшуль, Я. В. Данильченко и др./Под ред.
П. Г. Киселева.—5-е изд. пере раб. — М.: Энергия, 1974. — 312 с.
5. Альтшуль А. Д. и др. Примеры расчетов по гидравлике'
/А Д. Счьтшуль, В. И. Калинун, Ф. Г. Майрановский, П, П. Пальгунов/Под
ред. А. Д. Альтшуля. — М.: Стройиздат, 1977. — 256 с.
6. Насосы. Каталог-справочцик/Сост,: Д. И. Азарх, Н. В, Попова,
Л. П. Монахова, А. В. Ситнова. — 3-е изд. иенр. — М.; Л.: ГНТИ машино-
строительной литературы, 1960. — 350 с.
205
РАЗДЕЛ 7
ИСКУССТВЕННОЕ ОХЛАЖДЕНИЕ
На пищевых предприятиях некоторые процессы проводят
при низких температурах, которые нельзя получить, гнюльзуя
для охлаждения воздух и воду, т, е. так называемое естествен-
ное охлаждение. В этих случаях используют искусственное ох-
лаждение. Такое охлаждение широко применяется на разных
стадиях технологического процесса при производстве пищевых
продуктов па кондитерских фабриках, на винодельческих и пи-
воваренных заводах и па других предприятиях. С помощью ис-
кусственного охлаждения обеспечивается длительное храпение
сырья и готовых продуктов с сохранением их качества. Искусст-
венный холод применяется также при кондиционировании воз-
духа.
Для получения искусственного холода (при умеренном ох-
лаждении до —100 СС) используются различные холодильные
машины: компрессионные паровые, компрессионные газовые, аб-
сорбционные, пароэжекторпые.
ОСНОВНЫЕ ЗАВИСИМОСТИ И РАСЧЕТНЫЕ ФОРМУЛЫ
Типы холодильных машин. Идеальная п а ров ая ко м п-
ресс ионная холодильная машина. Идеальная холо-
дильная машина (рис. 7-1) состоит из компрессора, конденсато-
ра, расширительной машины (детандера), испарителя. Цикл
осуществляется в области влажного насыщенного пара
(рис. 7-2).
Компрессор засасывает нар из испарителя при давящ.ин
сжимает адиабатпо до давления рц и нагнетает в конденсатор,
Температура пара при сжатии повышается от 77 до 7ф.
Чтобы процесс конденсации происходил при постоянной темпе-
ратуре, пар после, сжатия должен быть насыщенным, поэтому
в компрессор из испарителя должен поступать влажный пар
хладагента. Точка / должна лежать на пересечения адиаба-
ты 1—2 и изотермы 7’о- В конденсаторе пар конденсируется при
постоянном давлении рк и температуре Тк (линия 2—<?), отдавая
тепло охлаждающей воде. Жидкий холодильный агент из кон-
денсатора выходит при температуре кипения (точка 3} и посту-
пает в детандер, где адиабатпо расширяется до давления р0;
температура при этом понижается до 77 (точка 4). Точка 4 ле-
жит на пересечении адиабаты 3—4 и изотермы То. Из детандера
жидкий холодильный агент поступает в испаритель, где частич-
но испаряется, отнимая теплоту от охлаждаемого вещества,
и снова поступает в компрессор. Такой цикл представляет со-
206
Рис. 7-1. Схема идеаль-
ной паровой компресси-
онной машины:
} — компрессор, Н — конден-
сатор, HI — детандер, } V —
испарвтель
Рис. 7-2. Циклы идеальной паровой
компрессионной машины
бой обратный цикл Карно. На рис. 7-2 цикл показан в диаграм-
мах T—S и р—I:
1—2—адиабата — сжатие холодильного агента в компрессо-
ре от давления испарения рь до давления конденсации рк;
2—3—-изотерма и изобара — конденсация холодильного аген-
та в конденсаторе;
3—4— адиабата — расширение холодильного агента в детан-
дере от давления конденсации до давления испарения;
4—j — изотерма и изобара — испарение холодильного агента
в испарителе.
Примем следующие обозначения:
— холодопроизводительность холодильной машины —ко-
личество теплоты, подведенной к холодильному агенту в испари-
теле за единицу времени, Вт;
<7о — удельная холодопроизводительность холодильного аген-
та—количество теплоты, подведенной в испарителе к единице
массы холодильного агента, Дж/кг;
QK —тепловая нагрузка конденсатора — количество теплоты,
отдаваемой холодильным агентом в конденсаторе охлаждающей
среде за единицу времени, Вт;
qK— удельная тепловая нагрузка конденсатора — количест-
во теплоты, отдаваемой единицей массы холодильного агента в
конденсаторе, Дж/кг;
Лк и — соответственно работа в компрессоре и в детанде-
ре за единицу времени, Вт;
и ад — соответственно работа в компрессоре и в детанде-
ре на единицу массы холодильного агента, Дж/кг;
G — масса циркулирующего холодильного агента за единицу
времени, кг/с;
in iz, iz, Ц — энтальпия холодильного агента в соответствую-
щих точках цикла, Дж/кг;
Si, — энтропии холодильного агента;
8 — холодильный коэффициент цикла;
7'о и Тк— температура кипения холодильного агента и темпе-
ратура его конденсации, К.
207
Удельная холин производительное]ь холодильного агента и
хилодиириновидшельноеть холодильной машины могут быть оп-
ределены по следующим уравнениям:
i70--=t\ — г5. (7-1)
или
(7-2)
Qo^7oG- (7-3)
или
Q0=-G(ii—Q. (7 4)
Выражения для тепловой нагрузки конденсатора:
(7-3)
—VhG (7 6)
Уравнение энергетического баланса для цикла
7() Ki -- 7j; ~Ь
или
£7к""7о ” ак сУг
Обозначив «j - яЛ^п, получим
tz — c/j.—Hq, (7-/)
1Лг а -- работа за цикл.
Для адиабатного сжатия холодильного агента в компрес-
соре
(7-8)
Ля = (|а->,)0. (7-9)
Для адиабатного расширения холодильного агента в дсип
дере
Кд ~ !"з "G’ Г/-10)
Лл--Ч^)<7 (7-11)
Холодильный коэффициент холодильной машины для л кобо
го цикла определяется по формулам
пли
— ?0
(7-13)
Для цикла Карно а может быть определен также по фор-
муле
208
Рис. 7-3. Схема и цикл воз р и пл»*
холодильной машины:
! — компрессор, // — холодильник, ///—
детандер, /V — батарея лочоди.ниЫ ка
меры
Газовая (воздушная) _______ ____ __
к о м п р е г с п о н н а я х о л о-
д и л ь н а я м а ш и н а (рис.
7-3). Состоит из компрессора,
детандера (расширительной
машины), батареи холодиль-
ной каморы. Холодильным
агентом в данной машине явля-
ется воздух или другой газ с
очень низкой критической тем-
пературой. Цикл осуществля-
ется в области перегретого
пара.
Компрессор отсасывает воз-
дух из батареи холодильной
камеры при давлении р\ и температуре Т}, сжимает адиаблпо
до давления и нагнетает в холодильник при температуре Г2.
В холодильнике сжатый воздух при носгояннолт давлении
охлаждается водой до 1емпературы Г}1 затем поступает в де-
1апдер, где адиабатно (в идеальном случае) расширяется до
давления рр, юмпёрагура при этом снижайся от Гз до Г4. Но
практически иглою гея теилопритоки, поэтому расширение идет
по линии 3—4' (политропно), точка 4' лежит на той же изоба-
ре Pj. что и точка 4. Холодный воздух из детандера поступает
в батарею холодильной камеры, где нагревается при постоян-
ном давлении р] до температуры за счет притока теплоты от
ох шждасмой среды и затем снова поступает в компрессор
На рис. 7-3 ник I показан л диаграмме Т—S.
1— 2-- ади 1багное сжатие холодильного агента в компрес-
соре;
2—3 — охлаждение холодильного агента в холодильнике при
р2 = const;
3—4— адиабатное расширение холодильного агента в деыш-
дере;
3—4'—политрошюе расширение холодильного агента в де-
I а и дере,
/—7 — ши рев тине холодильного агента при р{ = сопч за
с'к'г подвода теплоты oi ох шждасмоп среды
При адиабатном расширении газа в детандере удельная холо-
до про тв од н I с л ь нос I ь хо, ю д и л ь лого а тег । т а
4с/ =й~ Ч»
(7-15)
или
q^c^Ti—T,}. (7-16)
Холодопроишодительность машины
QoT = G9oT.
(7-17)
14—750
209
При политропном (действительном) процессе расширения
7о~Ч i/ = cp(711—71/); (7-18)
Q0-q0G. (7-19)
Значение энтропии после детандера можно определить из
выражения для адиабатного КПД детандера
(7-20)
адиабатный КПД определяется экспериментально.
В холодильнике единица массы холодильного агента отдает
геплоту 7х«л (удельная тепловая нагрузка), которую можно оп-
ределить ио уравнению
^хол~г2 (77 Ts). (7-21)
Тепловая нагрузка холодильника
(Т2— Т3) = 6 (<2- /3). (7-22)
Количество циркулирующего в машине газа
Холодильный коэффициент цикла
к Xl ____________________£д12д_д".4 * * 712- (7-24)
где а=ак-йл.
Рзбо/а в детандере
ЛД “ бйд,
где йд—-работа при расширении единицы массы газа,
ад ~ h 0*з д • (7-25)
Рабоjа при сжатии газа в компрессоре
Ак — GuK G (i2 ц) Лад.и- (7-26)
На практике часто работу газового компрессора определя-
ют так:
4 = С“1п7Г- г-27)
Низ /Д
где paj--изотермический КПД компрессора.
Для одноступенчатых воздушных компрессоров ^иэ = 0,65-^
-г 0,8.
Одноступенчатая паровая компрессионная
машина. Основными элементами одноступенчатой паровой
компрессионной холодильной машины (рис. 7-4) являются
компрессор, конденсатор, регулирующий вентиль, испаритель.
210
Рис. 7-4. Схема одност)
пеячагои холодильной
машины
1 ~~ ломпреюор, 7/ — конден-
сатор, fii — регулирующий
ьеитл.ш, ! V — рипаритель
у
Рис, 7-5 Циклы паровой холодильной машины
1—2 — адиабатное сжатие imp 'Шюдигп.но.о агента в
компрессоре (от давления иенаi><.имя до л.к ,ия кон-
денсации р1 ), 2—5 — охлаждение перо регию пара хо-
иодцяьною аюъта до темпераi>рп н<иынк т i {—,
конденсация пара холодильною агента, —> -ueptox
таждение жидкого хотодильного дгенга, и— — дроссе-
лирование холодильного агента, 6—7 — нс»*’ - ч ю J-
ялыки о аге, л в испарителе да ;чсг полно пл ь ь<
от охлаждаемся о вещества, 7—2 — перегрев i ц а х о
илькою ?"cfiid в испарителе
Компрессор отсасывает пар холодильного агента из испари-
геля, сжимает его и нагнетает в конденсатор, где за счет гепло-
обмена с водой при р1% = const пар охлаждается, конденсируется,
а затем жидкий холодильный агент переохлаждается. Жидкий
холодильный агент проходит через регулирующий вентиль, где
дросселируется, а затем —в испаритель, где при Po — coiist
происходит испарение холодильного агента. Он может несколь-
ко перегреваться вследствие подвода теплоты от охлаждаемой
среды. В результате работы компрессора в испарителе подлер-
жшзаеюя давление р0, в конденсаторе — рк.
Цикл холодильной машины (рис. 7-5) осуществляется как в
области насыщенного пара, так и в области перегретого пара
Обозначим: л, г2, t3, i\, ц, ге, Ц —энтальпии холодильного
агента в соопзетствующих точках цикла. Тогда удельная холодо-
производительность холодильного агента
(7-28)
Так как 1з = Ц, то
Холодопропзводпзелыюсть холодильной машины
(7-29)
Для адиабашого процесса сжатия холодильного агента
удельная и полная работ в компрессоре
i,; (7-30)
Ar^GaT^Gu3 ~1Ц. (7-31)
Tcopeiичесг-’я мощность компрессора (в кВт)
„.г А1
* =~W (7-32)
ИЛИ
N = 1000^’' (7-33)
14*
211
Теоретический холодильный коэффициент холодильной ма-
шины
&‘~д0/(А = Q0/A\ (7-34)
ИЛП
* = (7-35)
Количество теплоты, отданное единицей массы холодильного
агента охлаждающей среде за цикл
где <?2 и /?3 — теплота, отданная единицей массы холодильного агента
охлаждающей среде, соответственно при охлаждении пара, при его ко идеи-
садим it при переохлаждении жидкости;
h' Н> ?з= Я= С 4-
Теплота, отданная охлаждающей среде за единицу времени,
Q-^qG, (7-36)
где G — производительность компрессора.
Если машина работает без переохладителя, переохлаждение
осуществляется в самом конденсаторе, тогда
q ~ Q
где Qj: — тепловая нагрузка конденсатора,
<?..= <?о-^гЕ-- (7-37)
Если машина работает с переохладителем жидкости,
Як =(?1 + 9з — h — Ч'> Qk = G(12—/4).
Тепловая нагрузка переохладителя
(7-38)
Паровая компрессионная холодильная ма-
шина с теплообменным аппаратом. В некоторых
случаях целесообразно применять дополнительное переохлаж-
дение жидкого холодильного агента перед регулирующим венти-
лем в специальном теплообменном аппарате холодным паром,
поступающим из испарителя в компрессор. Это приводит к по-
вышению удельной холодопроизводительности агента н увеличе-
нию затрат энергии. Экономично н целесообразно применять
это) цикл для фреоновых машин. Схема машины с теплообмен-
ником и ее цикл в Т — S-диаграммс показаны па рис, 7-6.
На диаграмме показаны следующие процессы:
/--2 — сжатие холодильного агента в компрессоре от давле-
ния испарения Рс ДО давления конденсации рк;
2—;]—д—5 — охлаждение пара, конденсация пара и переох-
лаждение жидкого холодильного агента в конденсаторе;
212
5—6 — переохлаждение хо-
лодильного агента в теплооб-
меннике;
7—8—9 — испарение и пе-
регрев холодильного агента в
испарителе;
9—/ — перегрев пара холо-
дильного агента а теплообмен-
нике.
Для построения цикла не-
обходимо определить положе-
ние точек 1 и 6. Точка 1 лежит
на пересечении изобары р0 и
6=coost, точка 6 — на пересе-
чении нижней пограничной
кривой и i5=const. Значения й
Рис. 7-6. Схема и цикл холодильной
машины с теплообменником:
/ — компрессор, // — конденсатор, Ш —
теплообменник, IV — регулирующий вен-
тиль, V — испаритель
и i6 определяют из теплового
баланса теплообменного аппарата.
Удельная холодопроизводительность холодильного агента
<7о«i9—или qD = i0—I?.
Если пренебречь потерями холода в окружающую среду,
уравнение теплового баланса теплообменника будет иметь та-
кой вид:
откуда получаем
Д —15.
Следовательно, удельная холодопроизводительность
9о = ц— i5.
Основные показатели работы компрессионных холодильных
машин. Действительные затраты энергии. В комп-
рессионной холодильной машине энергия в основном затрачива-
ется на сжатие холодильного агента в компрессоре. Мощность
двигателя для компрессора
^ЛРЛ|, (7„39)
где /V'1' — теоретическая мощность компрессора; rj — общий КПД;
П *= «ДЛ)
где п,--индикаторный КПД компрессора, учитывающий отличие дейстгш-
тсдьпиго процесс.! сжатия от адиабатного; тр( — механический КПД комп-
рессора, учитывающий потерн энергии на трение в движущихся частях
komi рессора, т}п"КПД передачи: — КПД электродвигателя
7слл мощность компрессора при адиабатном сжатии Л’\
мощность при neiicгнительном процессе Л’ , то
А’(740)
>де — индикаторная мощное<ь компрессора,
213
Рис. 7-7. Зависимость индикаторною
КПД аммиачных компрессоров о г
с’епепи сжатии
Индикаторный КПД зави-
сит от конструкции компрессо-
ра и 01 величины давления в
конденсаторе и в испарителе.
гр может быть определен
приближенно по эмпирической
формуле И. И. Левина
(7-4D
(7-421
где to— температура кипения холодильного агента, °C; 5 — коэффициент;
для машин аммиачных горизонтальных 5=0,002, для аммиачных вертикаль-
ных /7=0,001, для фреоновых вертикальных 5=0,0025; — коэффициент
подогрева, который приближенно определяют по формуле
К-Т^Т*.
Индикаторный КПД также можно определить по экспери-
мента эшиым данным. На рис. 7-7 показана зависимость КПД
аммиачных компрессоров от степени сжатия.
Механический КПД можно рассчитать по формуле
т]м — У,/Л'э,
где N3 — эффективная мощность компрессора (мощность на валу),
Лм определяют экспериментально. В расчетах можно прини-
мать;
для вертикальных и У-образных компрессоров qM0,85—0,9;
для горизонтальных компрессоров = 0,80к-0,85. Эффектив-
ная мощность компрессора
N
Э Пм "W
Коэффициенты полезного действия передачи и электродвига-
теля зависят от многих факторов. Для приближенных расчетов
можно принять
(7-43)
Пп = 0,95.
Холодопроизводительность. Холодопроизводитель-
ность холодильной машины Qo зависит от свойств холодильного
агента и его расхода в системе.
Для установившегося режима работы
Qo ~
где G — производительность компрессора;
где Gt —- теоретическая производительность компрессора; X— коэффициент
подачи.
Теоретическая производительность — количество пара, кото-
рое компрессор может подать при полном использовании объ-
214
ома, описываемого поршнем, без изменения состояния пара при
всасывании и при отсутствии различных потерь.
GT = ~~— htifn^Q,
где d — диаметр цилиндра; h — ход поршня; п — частота вращения вала
компрессора; т—число цилиндров в компрессоре; ро — плотность пара хо-
лодтынио агента при давлении и температуре в испарителе.
Если обозначить объем, списываемый поршнями за единицу
времени,
ю теоретическая производительность
GT^,Po.
Действительная производительность компрессора
G-W’ (7-44)
Коэффициент подачи 7. определяют опытным путем. Он за-
висит от конструкции и размеров компрессора, степени сжатия,
температур кипения и конденсации, величины вредного прост-
ранства, перегрева пара перед всасыванием, наличия устройств
для охлаждения цилиндров и от других факторов.
На рис. 7-8 приведены зависимости коэффициента подачи от
степени сжатия рк/ро, полученные по данным испытаний комп-
рессоров различных типов.
Для аммиачных вертикальных и У образных компрессоров
с охлаждающими рубашкам!! в условиях «сухого» хода коэффи-
циент подачи можно ориентировочно определять по формуле
Беды л коса:
lg X = (0,012 4- 0,473с,) (1 -РМ, (7-45)
!де со — относительная величина вредного пространств; для большинства
компрессоров =0,02-:-0,08.
Зная производительность компрессора, можно рассчитать хо-
лодопроизводительность холодильной машины
^7оРоЛ>
или
Qc = Vhq Д, (7-46)
ще г/у —удельная объемная холодопроизводительность холодильного аген-
та;
&'/ = СоРо-
Таблицы значений объемных холодопроизводительиостей для
аммиака, фреона-12 и фреона-22 даны в приложении.
215
Рис, 7-8. Зависимость коэффи-
циента подачи компрессора от
степени сжатия;
J-ш компрессоров ЛУ-200,
\УУ-4(Ю, 2 — для KOMnpoi u'pa
АУЛЗО, $--для компрссч орон
Л У 230, ЛУ-ТЗ, 4—vi’i ерслиг 1
фреоновых компрессоров, 5 для
малых, фреоновых комнрисороп
X о л t ) д о п р о из в о' штс л ь и о с н) ма-
шины в значительной степени зави-
сит от режима работы: дав пения
конденсации, давления испарения
и температуры переочлалщенья
жидкого холодильного агента.
В справочной литературе [Ц дастся
характеристика машин прт; опре-
деленных условиях: «стандартных»
или «нормальных».
Стандартные условия: Ь) —
-—15°C; Д = 30°С, ’/П-25ГС:
нормальные условия: 1п-=—1игС,
6<~25°С, /„-ISX;
6i— температура переохлажден-
ною жидкого холодильного агента
перед регулирующим вентилем.
Чтобы иолучшь формул) для
пересчета холодопроизводительности с одних условий па другие,
примем: Qo, qv и К— холоде производительное'! в машины, удель-
ная объемная холодопроизводительность холодильного агента
и коэффициент подачи компрессора при одних условия?; Q/,
if у и 7/—-то же, при других условиях.
Из уравнений
поделив первое уравнение на второе, получим
Qc _ „ Яу^
Qor Qv'^'
(7-47)
Основы расчета отдельных элементов холодильных машин.
К on дсп с а торы. Количество теплоты, проходящее через по-
верхность теплообмена конденсатора за единицу времени (гон-
товая нагрузка),
<?„- Г, + *, -=Q,-4P~. (7-48)
гз,е Q? — холодопроизводительность с учетом теплопритоков в трубопрово
дах и ар.; <р —коэффициент, учитывающий теплопритоки в трубопроводах оз
работы насосов и т, п , при рассольной системе ф=0,85-ь0,9; при непосред-
ственном испарении ср — 0,90,95.
Поверхность теплообмена конденсаторов изготавливается
как из гладких, так и из оребренных труб. Для аммиачных кон-
денсаторов наиболее часто применяются гладкие трубы, для
фреоновых — оребренные,
216
Рис "-9. Схела часni Рис. 7-10. Зависимость коэффициента
оребренной чрубы теплопередачи аммиачною горизон-
тального кожухотрубчатого конден-
сатора от скорости воды в трубах
чистых (/) и загрязненных (2)
Длч гладких труб
QK-/s;Wrjp, (7-49)
~"С " "~4~~ I :
2л?. 11 nasti2
где 4/ — коэффициент теплопередачи на 1 и, Вт/(м-К); / — длина труб кон-
дснс.’Тора, Ste; — средняя разность 1СМператур между рабочим веществом
н охлаждающей средой; «1 и а2— коэффициент теплоотдачи к внутренней
п ог наружной поверхностей труб; г/| и Ж-— внутренний и наручный диа-
метры ’руб; - ко ;фф1!Ш1сп i j евлоироводлосгл материала труб
,'1,1151 Оребр^ННЫХ ’1 руб
п__________________________________________
1 Й 1 ’
f Л ’ V/ + Ret.,
(7-50)
где Г( и /'2-- площади внутренней и наружной поверхностей трубы; си и цй —
коэффмпсШ теплоотдачи к внутренней и от наружной поверхностей, й —-
толщина сгенкп трубы
Часть стенки оребренной трубы л основные обозначении по-
казаны на рис. 7-9.
Удельные тепловые нагрузки внутренней t/t и наружной (?2
поверхностей:
п _ Qit ___________Мщ___________
71 ”’_L J 1 fi ’
«1 X ~r a2 F.,
p „ Q|( _ Д/ср
2 -I- А Л , _1_‘
«! Fx ’ X a2
217
Таблица 7-1, Примерные значения коэффициентов теплопередачи
и удельных тепловых нагрузок конденсаторов
Тип конденсатора k, Вт/(мг К) Q,, Вт('№ Wcp. К
Аммиачный 5-6 5-6
кожухотрубчагый вертикальный кожухотрубчатый горизонталь- ный 9001000 900-1000 4700—5200 4700—5200
элементный 900-1000 4700—5200 5-6
оросительный 700-900 4000—4700 5-6
испарительный 500—700 1400-2300 3
Фреоновый
кожукотрубчатый или кожухо- змеевиковый с медными ребрис- 400—470 3000-4000 7-10
тыми трубами змеевиковый оребренный воздупг- 30--35 230-300 8-10
кого охлаждения
Обозначим
К- j б i Л Г (7-51)
«1 й> 1 аг T’g
й,= 1 (7-52)
" 1 Л2 6 Д, 1 *
aJ Fl «я
где kt — коэффициент теплопередачи, , 07 несенный к внутренней поверхности
трубы; fiz — коэффициент теплопередачи, отнесенный к наружной поверх-
ности трубы (оребренной).
Коэффициенты теплоотдачи «! и аг рассчитывают па извест-
ным критериальным уравнениям (см. раздел 1),
Расчетные уравнения будут иметь следующий вид:
~ 2^СР» 0 ~53)
C^kJ^v. (7-54)
П о в ер х ио сть теплообмена
Для приближенных расчетов можно использовать практиче-
ские данные, которые приведены на рис. 7-10 и в табл. 7-1.
Значения k и qf фреоновых конденсаторов приведены в рас-
чете на внешнюю поверхность.
Расход охлаждающей среды (воды или воздуха) в конден-
саторе:
у —
И 8
PliC8 <Ali бь)
/Qlt
° СВ 1^28 “ ’
(7-56)
(7-57)
218
где — и.ютность охлаждающей среды; cs—удельная теплоемкость среды;
#2в и 6г —конечная и начальная температуры.
Практически вода в конденсаторе при прямом водоснабже-
нии нагревается на 5—6 К (иногда 8—10 К); при оборотном —
на 2—5 К.
Температура воды, выходящей из конденсатора, на 2—3 К
ниже температуры конденсации холодильного агента.
В воздушных конденсаторах воздух нагревается на 5—6 К;
выходит с температурой из Я—10 К ниже температуры конден-
сации.
Испарители рассольные. Поверхность теплообмена
испарителя может быть определена из уравнения
= и™ р»Чг- (7'58)
где Q о — тепловая нагрузка испарителя, равная холодопроизводительности
машины; А — коэффициент теплопередачи; А/ср — средняя разность темпе-
ратур между рассолом н кипящим холодильным агентом; — удельная
тепловая нагрузка испарителя.
Практически при охлаждении рассолов и других жидкостей
Atp -3—6 К-
Степки труб испарителя небольшой толщины, поэтому с до-
статочной степенью точности можно определять коэффициент
теплопередачи но формуле для плоской стенки:
1г~-------------5 Г’ (7‘Ё9)
— + -у 4- “
1-Л'^ / ы
где щ — коэффициент теплоотдачи от рассола к трубе; со—коэффициент
теплоотдачи от поверхности трубы к кипящему холодильному агенту.
Коэффициент теплоотдачи от рассола к трубе можно опре-
делять по следующим критериальным уравнениям:
Nu = 0,0231?е^Рг0-1 при Re> 10000;
Nu = 0,74 (RePr)0’3 (GrPr)0*1 при Re < 2320.
Коэффициент теплоотдачи от поверхности трубы к кипяще-
му холодильному агенту можно определить по формулам:
а) для неразвитого кипения (при Д^=0,5-ь-1 К)
для аммиака
a^lOV’2*’ Вт/(м2-К); (7-60)
для фреон а-12
о>-74<35 Вт/(м2-К); (7-61)
б) для развитого пузырькового кипения в области темпера-
тур Zo=—40-к 0 °C
для аммиака
«2 = 4,4 (1 + 0,0076,) Вт/(м2.К); (7-62)
219
Таблица 7-2. Примерные значения коэффициентов теплопередачи
и удельных тепловых нагрузок испарителей
Тип испарителя k, ВгДм1 Ю qt Вт'ма Примечание
Аммиачный
вертикалытотрубчашй 470—580 2300-2900 Д/сР=5 К
кожухитрубчатый 470-520 2300-2600 Д/ср —5—6 К
листотрубчатый 520- 580 2600—2900 Д/е.,--5 К
Фреоновый
кожухотрубчатый и кожухо- 1 змеевиковый 100—1400 5800—7000 Д(ср=5-а-6 К (по внутренней поверхности труб)
для фреона-12
«2^5,37°’° Вг/(мМ<). (7-63)
Для фреона-22 коэффициент теплоотдачи на 20—30% боль-
ше, чем для фреона-12.
Для приближенных расчетов испарителей можно использо-
вать практические данные, приведенные в табл. 7-2
Охлаждающие батареи. Поверхность теплообмена
батареи холодильной камеры может быть определена по урав-
нению
__ Qti.iM
" б ' " I. А/ »
А '•''ср
где Qu nt — тепловая нагрузка батареи камеры; определяется на основании
калорического расчета; /г — коэффициент теплопередачи; Дь Р — срешяя раз-
ность температур между охлаждаемым воздухом и испаряющими! холодиль-
ным агентом или циркулирующим рассолом (обычно 8—10 К).
Для батареи из гладких труб с достаточной для практики
точностью принимают
Д — оеГ(| ,д - б (fZj > -| с® и),
(7-64)
где (хио.|д коэффициент теплоотдачи от итдуха к батарее, е- нрдмиче-
1юш коэффициент, учнтън’ающни вчини; с снеювой «шубы* и згнрешений
на нош рхшичн груб, лраюлчсски с 0 Г 0,85, (Д>.--коэффяцш л г ^моог-
дачл тлученисм; £ — коэффициент нлаишыделеиия, учитывающий идицен-
иио к бтаре теплоту с выпавшей влакш; щ — ко/фцшцист юч w m
конвекцией,
Доэффициет теплоотдачи излучением [в Вг/(м2-Д)]
^ИЗ ”
Тв-Т
(7-65)
где Та — температура воздуха камеры; Т—температура поверхности стенки
грубы; для расчетов можно принять равной температуре хладоиосителя
в трубе.
220
Коэффициент влаговыделепия
С = 1 + . 17-66)
j(} — i
где d0—удельное влагосодержание воздуха; определяется по температуре
и относительной влажности воздуха в камере; — удельное влагосодержа-
ние воздуха; определяется при относительной влажности воздуха <р = 100%
и температуре стенки трубы.
Коэффициент теплоотдачи конвекцией из уравнения
Nu = 0,54 (GrPr)1'1.
или в упрощенном виде
«„^ПЗэМ^у'1, (7-67)
где /в и t — температура воздуха и стенки трубы, °C; d—диаметр тру-
бы, м.
В расчетах часто используют практические значения коэф-
фициента теплопередачи для батареи [в Вт/(м2-К)]:
из гладких труб — k ~6-я 14;
из оребренных труб:
для аммиака — k — 4,54-5,5;
для фреона — 4 — 4,5.
Для оребренных труб приведены значения коэффициентов
теплопередачи, отнесенные к внешней поверхности трубы.
ДАепьшие значения k соответствуют потолочным батареям
пучкового тина, большие — одно- и двухрядным горизонтальным
ба и реям.
Тепловая изоляция холодильных камер. Для
определения толщины изоляции ограждения холодильной каме-
ры используют выражение для коэффициента теплопередачи
через плоскую стенку
' "Д'1 '•+~СГ+"5Г
хде du и ац — коэффициент готоотдачи от воздуха к наружной пов.’пх.ю
пи ограждения и от внутренней поверхности его к воздуху камер,! 6„,
61, &п—толщина слоя изоляции и слоев материалов ограждения ращрьц
/in, А-i, /vn—коэффициенты теплопроводности материалов многое ютого
си рождения
Толщина изоляции
Для определения биз необходимо выбрать материал для изо-
ляционного слоя, а также наметить конструкцию ограждения
камеры.
221
Таблица 7-3. Значение коэффициента теплопередачи
дь к 50-35 35—30 30—25 2Г--20 20-15 Ы—ы | ю
ft, Вт/(м?-К) 0,23-0,35 0,4 0,45 0,52 0,58 0,65 0,7
Значение коэффициента теплопередачи через изолированное
ограждение камеры па основании практических данных: k-
= 0,23 т-0,7 Вт/(м2-К).
Рекомендуется принимать значение в зависимости от разно-
сти между температурами наружного воздуха (смежных поме-
щений, почвы) и воздуха в камере (табл. 7-3).
Значения коэффициентов теплоотдачи щг и ап принимают по
опытным данным:
для наружных стен и бссчердачных перекрытии ач =
= 30 Вт/(м2-К);
для чердачных перекрытий ап=12 Вт/мМ<);
для внутренних поверхностей огра а '>’щЯ ст = 7-:-
4- 10 Вт/(м2-К).
С ^теплой» стороны ограждения не должно быть выделения
влаги га поверхности, для этого температура поверхности долж-
на быть выше температуры точки росы С. Необходимо, чтобы
/;„(/„ /,,) sf О.РЗя,у, (7-69)
где /д — расчетный коэффициент топ попередачи через ограждение, /я — тем-
ператур 1 ьоздухи с «;сплоГ|» стороны: к— icMiicparypa воздуха в холо-
дильной камере, ап — коэффициент теплоотдачи от воздуха к ограждению
с :теп,1О'> стороны.
Значение расчетного коэффициента теплопередачи принима-
ется с запасом па ухудшение качества изоляции при производ-
стве работ и вследствие се увлажнения: /?р—1,15 k
К я дорический расчет охлаждаемого поме-
щения Выполняется с целью определения расхода холода для
помещения; состоит в последовательном учете те пл о притоков в
ох ”3 ж таемое пом еще;inc.
В установившемся состоянии в охлаждаемом помещении бу-
д, । следующие виды тепло притоков:
(?—через ограждения помещения из окружающей среды;
— от продхкюв при гх термической обработке;
fb—г наружным воздухом нрп вентиляции помещения;
(Pi — эксплуч! -Ш”онные.
Сумма всех lenuoiipuгоков определяет нагру; ,у па холодиль-
ное оборудование-
ГС=СТ + <?г + <?ЛСТ- (7-70)
1. Теплоприток через ограждения
222
Таблица 7-4. Ориентирозочные значения расчетных температур (в’С)
по климатическим зонам
Климатиче- ская зона Наружный аоздух Смежные не- ох ла ведае- мые поме- щедая Тамбуры, коридоры Почва (при углублении на 1,5-2 и) Почзт у стен подпала
Северная 25 20 10—15 10 17
Средняя 28 24 12—17 14 21
Южная 32 28 14—20 18 25
где Qit — теплота, поступающая в помещение за счет разности температур
окружающей среды и воздуха в помещении, Qic — теплота, поступающая за
счет солнечной радиации,
Теплоприток за счет разности температур
<?1T = SAF(/„-y, (7-72)
где k — коэффициент теплопередачи ограждения; Г—поверхность огражде-
ния; —расчетная температура воздуха в камере; /и — расчетная темпе-
ратура воздуха снаружи помещения;
А, = 0,«с„3-0,б;ы1„о, (7-73)
где /см н /Макс — среднемесячная и максимальная температура самого жар-
кого месяца.
Расчетную температуру и влажность воздуха можно принять
по климатологическому справочнику (табл. 7-4).
Для неизолированного, лежащего на грунте пола камеры
(7-74)
Для заглубленных неизолированных степ ^=0,5 +
ч-0,6 Bi/(m2'K).
Окончательно формула для определения теплопритока (в Вт)
Qics — 0,6Г (^п—/„), (7-75)
где Д — площадь заглубленной части стены, м2; /ц—температура почвы
у степы подвала.
Теплота, проникающая за счет солнечной радиации
Qic" р^р» (7-76)
где Z?y — расчетный коэффициент теплопередачи ограждения; Тр— поверх-
ность ограждения, подвергающаяся радиации; Д/р — дополнительная раз-
ность температур, учитывающая радиацию; принимается на основании прак-
тических данных; для плоской кровли Л/Р=15ч-2С К; для стен, обращенных
на юг и юго-запад, Д/р=Д-т10 К.
2. Теплоприток от охлаждаемых продуктов
<?г= S [(G„cn + G,cT) ((„-О!. (7-77)
где <?п — количество охлаждаемого продукта, кг/с; са — удельная тепло-
емкость продукта, Дж/(кг-К); GT — масса тары, кг/с; щ — удельная тепло-
емкость материала тары, Дж/(кг-К); iB и /к — начальная и конечная тем-
пература продукта и тары.
223
Если при охлаждении продукт изменяет свое агрегатное со-
стохилс, необходимо учесть количество выделяющейся теплоты.
3. Теплоприток с наружным воздухом при вентиляции
Q3 — cVpjt (7В д( (/-78)
где j-=L'c — ьратность замены нездуха г галере, V - объем камеры, м-.
Щ— плотность воздуха, кгууй; iu в и I, к -- энтальпия поступающего (пз-
руалюго) воздуха и воздуха в камере, Дж/кг.
В производственных помещениях дополнительно учитывают
при;ок теплоты от подачи па каждого рабочего 20 м3/ч воз-
духа.
~ .3600 Ож.п~гв.1О*
где. п — число одновременно работающих людей.
4. Эксплуатационные теилопритоки. Связаны с эксплуатаци-
ей холодильной камеры
С.: = Qa + Q/+<2Г В-... + QF- (7-80)
4.1. Теплоприток (в Вт) от освещения
Л 111
Qi -АЛ/. (7-31)
1Н А\1( — МОЩНОСТЬ светильников; Щ;пт коэффициент одновременное 1К
iv.jiO'jcinix <шгiii.'ibiiикон; Г—площадь поможешь!, м”.
Мощность светильников выбирают но специальным нормам
1з расчете па I м2 производственной площади):
для производственных помещений Лгс0"7,5 Вт/м2;
для складских помещений Л^св-'-З Вт/м2.
'Г'дн^-3,3-*- 1, при этом удельный теплоприток
Tl ^СВ П1Д1Г
При среднем зпачешш тр,Ап удельный теплоприток будет:
. :я производственных помещений — 4,5 Вт/м2,
для складских помещений—1,1 Вт/м2,
у,ля малых холодильных камер — 3,1 Вт/м2.
Тогда теплоприток определяют по формуле
(7-82)
1- 2. Теплоприток (в Вт) от электродвигателей
О/ - - Ч>дДАЦ. (7-83)
где ip,ли== 0,4-И,0-—коэффициент одновременности работы электродвигате-
лей; А — мощность электродвигателей.
4.3. Теплоприток (в Вт) от работающих людей. Тепловыде-
ление одного человека при средней интенсивности работы со-
ставляет 350 Вт.
2 ‘24
Таблица 7-5. Значения удельного
теплойритока В (в Вт/мг) в зависимости
от температуры воздуха в камере
Площадь камеры, м'1 * —18 °C 0 "С
50 7 9
100 4 5
150 3 4
Теплоприток от работающих людей может быть определен
по формуле
С/'=350щ (7-84)
4.4. Теплоприток (в Вт) через открывающиеся двери
Q/'"—BF, (7-85)
где В — удельный теплоприток, Вт/мг; В — площадь камеры, мэ.
В принимается на основании практических данных в зависи-
мости от температуры в камере и от ее размеров (табл. 7-5).
РАСЧЕТЫ
Расчет 7-1. Паровая компрессионная холодильная машина
работает по циклу Карно. Построить графики:
а) зависимости холодильного коэффициента от температуры
кипения холодильного агента для температуры от —60 до 0°С
при температуре конденсации 27 °C;
б) зависимости холодильного коэффициента от температуры
конденсации от 10 до 50 °C при температуре кипения —10 °C.
Расчет ведут в такой последовательности,
а) График строят по точкам. Для этого принимают ряд зна-
чений температуры кипения холодильного агента (в °C): —50;
—40; —30; —20; —10; —5; 0 °C. Для каждого значения темпе-
ратуры кипения и при температуре конденсации 27 °C определя-
ют холодильный коэффициент по формуле (7-14);
273 — 50
0 —5 ------... _____ _
1К (273 + 27) — (273 — 50)
— 2,9;
233
егк "" 300 — 233
__ 243 __Д9Я
300 — 243
_ 253 U
300 — 253 ~0,4’
Е — 263_________7 1*
6К 300 —263 ~''lf
Е ==______— 10 5
вк 300 — 273 ~ 1 ’
15—750
225
a
Рис. 7-11. Кривые зависимости холодильного ко
эффициеата (к расчет) 7*1):
а— от температуры кипения хо,ю шлыюго лгснм, б —
от температуры конденсации холодил 1>иого aicn га
Полученные результат сводят в табл 7-6.
По этим данным cipoai графив f ..--f (ф)) --рис. 7-И.н.
б) Аналогично строят график ги~-/Д/к)- Для этого прини-
маю г значения температуры конденсации <в °C): 10, 2fJ, 30, 40
50. Для принятых значений температуры конденсации и для тем-
пературы кипения холодильного агента —10 °C рассчитывают
значения холодильных коэффициентов по формуле (7-14):
_ 263
' 288 — 263 " Ь3,
р — 263 о о.
293 — 263
__ 263 — R R
8зк"’ 303 — 263
_ 263 _ г
313 — 263
• - 263 1 4
fc5«" 323 — 263
Полученные данные сводят в табл. 7-7.
Таблица 7-6
/о. °C —50 --40 — И) —Л) -ио
2,9 3,5 4,28 5.4 7,1 10,5
Таблица 7-7
Р<. vc 10 | 20 | 30 >0 50
ен 13 3,8 6,6 5,3 4,4
226
По эгим данным строят график е^/Д/к) (рис. 7-11,6).
Расчет 7-2. С помощью холодильной машины охлаждается
1000 л/ч виноградного сока от 30 до 0 °C. Холодильный агент
в испарителе кипит при температуре —12 °C, конденсируется в
конденсаторе при 30 °C.
Машина работает по циклу Карно. Вода в конденсаторе на-
I ревается от 20 до 25 °C.
Определить теоретические затраты энергии Мт и расход
охлаждающей воды Gs,
Расчет ведут в такой последовательности.
1. Теплота, отдаваемая соком холодильному агенту, по фор-
муле (1-2):
Qq ^с^с^с*
По справочнику [5] для виноградного сока находят удель-
ную теплоемкое! ь сока сс=3800 Дж/(кг-К), плотность сока
р< —1050 кг/м3.
Масса охлаждаемого сока
г 1000-1050 „ поо .
шхьзбоо 0,282 кг/с.
Теплота, отдаваемая соком при охлаждении,
Qo = 3800-0,282 (30—0)--32300 Вт.
2. Холодильный коэффициент
е ___________________________^61 — 6 25
к 6К —" 303 — 261 ,ZQ*
3. Затраты энергии из формулы (7-12)
лг = ~~ = 5170 Вт,
«к 6/25
4. Теоретическая мощность компрессора по формуле (7 32)
Л’Т=4®М5-17 кВт-
5. Теплота, отводимая в конденсаторе,
Qk^Qo+-4t'> 32300+ 5170 = 37470 Вт.
6. Расход воды в конденсаторе по формуле (7-57)
^в' 4187(25 —20) КГ/с,
где удельная теплоемкость воды с3 = 4187 Дж/(кг-К)
7. Объемный расход воды:
v 1,78-3600 с.
И =----iW M м /ч-
Расчет 7-3. Машина работает по циклу Карно при темпера-
туре кипения холодильного агента —8 °C, температуре конден-
сации 27 'С. Вода в конденсаторе нагревается на 6 °C.
Наити затраты энергии и расход охлаждающей воды GB в
конце» сатире холодильной машины для получения в час 400 кг
льда из воды, имеющей температуру 12 °C.
Расчет ведут в такой последовательности.
I. Количество теплоты, отнимаемое от воды при заморажи-
вании,
Qo = Ссс (/а—t3) + Gcr, = Gc [с (fH—Q + rJ.
Найдем по таблицам удельную теплоемкость воды [6]: с —
-4187 Дж/(кг-К);
удельную теплоту замерзания воды rs = 339100 Дж/кг. Коли-
чество теплоты, отнимаемое от воды,
Qe = [ 4187 (12 ~ 0) + 339100] = 43000 Вт,
2. Холодильный коэффициент
_ та 265 _ 7
ек ~ ги _ т0 ’ €« ~ 300 — 265 ’
3. Затраты энергии
Л = A =J^^5650 Вт.
Ек ’ 7,6
4. Тепловая нагрузка конденсатора
Qe==eq0_|_Л; QK= 43000+ 5650 = 48650 Вт.
Расход охлаждающей воды в конденсаторе по форму-
ле (7-57)
48650 i по . ,
^в 4187 6 “”1’93 кг/с,
. __ 0+3600 у 1 ,93-3600 ______г q мз/„
в"" Ра ’ Кя“~ юоо
Расчет 7-4. Рассчитать цикл воздушной холодильной машины
(см. рис. 7-3) при следующих условиях; сжатие воздуха в комп-
рессоре адиабатное от давления 98,1 кПа (1 кгс/см2) до
246 кПа (2,5 кгс/см2); охлаждение в холодильнике до 27 °C;
в охлаждаемой холодильной камере циркулирующий воздух на-
гревается до —10°C; адиабатный КПД детандера 0,75.
Каков будет результат, если адиабатный КПД детандера
будет 100% ?
Расчет ведут в такой последовательности.
1. Определяют температуру воздуха.
1.1. Так как сжатие воздуха адиабатное (1—2), то парамет-
ры воздуха на входе в компрессор и на выходе из него связа-
228
ны уравнением
л.=/_ЬД'‘=г.
Pi \ Л /
Для воздуха показатель адиабаты /г =1,4.
Рассчитывают температуру воздуха на выходе из компрее
сора:
1,4
245 / ?й \ 1,4-1 ф ' ,
98,1 “Д 263 ) ’ 2,0" 263 ’
I
= 263-2,5 J'5 == 263-2,5°’^;
1g Г2 - 2,45 + 0.285 0,4 - 2,543;
Рг = 342К; ^. = 69сС.
1.2. Для адиабатного расширения воздуха в детандере зави-
симость между его параметрами описывается уравнением
k
lb _ / Т, }~1~
Р4 [Т, )
Из этого уравнения определяют температуру воздуха на вы-
ходе из детандера:
1,4
245 / 300 \ 1.4-1 , п р, / 300 у.\ г 300
98,1 "( Т4 / ’ 2,0--^ Т4 j ’ 12,5°.^’
1g 2,477 — 0,114 — 2,363,
Т4 = 230 К; = —43°С.
1.3. Для определения действительной температуры воздуха
па выходе из детандера используют выражение для адиабатно-
го КПД детандера. Если принять отсчет энтальпий от абсолют-
ного нуля, а теплоемкость воздуха при расчетных условиях по-
стоянной,
Ьд “ Т3-74 ‘
После подстановки значений получают
А 7г;„ 300 -Ту
U,Z0 300 — 230 ;
247,5 К; -25,5 СС.
2. Показатели работы при политропном расширении в детан-
дере.
229
।
।
।
2.1. Удельная холодопроизводительность
q^cp(T^~T'^ 90 = 1010 (263—247,5) = 15655 Дж/кг,
где удельная теплоемкость воздуха при постоянном давлении
ср=1010 Дж/(кг К).
2.2. Количество теплоты, отдаваемое 1 кг воздуха в холо-
дильнике,
7хпл-ср(7,2-7,3): <71Ол = 1010 (342-300) =42420 Дж/кг.
2.3. Удельная работа компрессора
a^iz—i^cp{Tz— 7\); ай = 1010(342—263) = 79790 Дж/кг.
2.4. Удельная работа в детандере
% ” h h' — ср CG—Т /)’>
ад = 1010(300—247,5) =53025 Дж/кг.
2.5. Удельная работа за цикл
а = а^— ад; а = 79790 - 53025 = 26765 Дж/кг.
2.6. Холодильный коэффициент цикла
0,597.
а ' 26765 ’
3. При адиабатном КПД детандера 100% показатели рабо-
ты будут;
3.1. Удельная холодопроизводительность:
q0 ~ср (Л—Т4); qQ = 1010 (263—230) = 33330 Дж/кг;
3.2. Удельная работа в детандере:
an-=is~-h^cp(T3~Тл); ад= 1010(300-230) =70700 Дж/кг;
3.3. Удельная работа за цикл:
п = ан—ад; й= 79790—70700 = 9090 Дж/кг;
3.4. Холодильный коэффициент цикла:
9о 33330 Q йс.
&~ТГ’ 9090 --3,65-
Расчет 7-5. Для получения воздуха температурой 5°C при-
меняется воздушный агрегат, состоящий из компрессора /, холо-
дильника 11 и детандера 111 (рис. 7-12).
Воздух засасывается из атмосферы при давлении 770 мм
рт. ст., сжимается в компрессоре до требуемого давления, ох-
лаждается водой в холодильнике до 30 °C. В детандере возд\ х
расширяется до давления 107,9 кПа (1,1 кгс/см2), при этом его
температура понижается до 5 °C; затем направляется для ис-
пользования. Температура атмосферного воздуха 30°C.
230
Определить затрату энер-
гии N на получение 6000 м3/ч
воздуха, если адиабатный
КПД детандера 0,8, изотер-
мический КПД компрессора
0,6.
Расчет ведут в такой пос-
ледов a i ел ыюст и.
1. В диаграмме Г—S на
рис. 7-12 состояние воздуха в
различных местах машин обоз-
начено точками:
1 — параметры воздуха па
всасывании в компрессор —
Д—303 К; pi =770 мм рт. ст.;
2 — температура воздуха па
выходе из холодильника —
Л -303 К;
3f — параметры воздуха па
выходе из детандера — Т/ —
-278 К или 5°C, 107,9
кПа;
O)k i9 r V'M i ri цикл воздушной
холодильной машины (к расчету /-5):
/—компрессор, // — холодильник, /// —.
детандер
3 — параметры воздуха па
выходе из детандера при адиабатном расширении.
2. Давление воздуха па всасывании
770
98,1 ==102,5 кПа.
3. Температура воздуха после адиабатного расширения в де*
тандере
d Г/? »~>03 —- ср 278 2о
! “ “с^бз Д^тТ' W777t7~;
откуда Т3 = 271,8 К; /3 =—1,2 °C.
4. Процесс 2--3 адиабатный, поэтому
k
21 /Тг V~’
Pi 1 м
Из этого уравнения определяют давление воздуха, поступаю-
щего в детандер:
1,4
_ / 303 \ 1-4~!
’ 102,5 271,8 )
Р? = 107910-1,123’3; lgp2 = 5,03 + 3,5 • 0,05 - 5,206;
р2= 160 кПа (1,64 кгс/см2).
231
5. Затрата энергии в компрессоре
4= Al или ЛД = А_
Й Лиз К Лиз ’
где Лиз —работа компрессора при изотермическом сжатии; пиз — изотерми-
ческий КПД компрессора.
Am=GRTln-^,
где G — масса воздуха, подаваемого компрессором.
5.1. По таблице, приведенной в работе [6], определяют плот-
ность воздуха р~ 1,293 кг/м3; газовую постоянную /?==287
Дж/(кг-К); теплоемкость воздуха при постоянном давлении
Ср-1010 Дж/(кг-К).
5.2. Масса воздуха, подаваемого компрессором,
r Vp г 6000-1,293 01(. ,
G = '36O6-: ° = —3600-----=2.15 кг/с.
5.3. Мощность компрессора (в кВт)
кг , Лаз _____ 2,367? 7’ । pg
к“ Лиэ-ЮОО ~ Лиз-1000 рг ;
.. 2,3-2,15-287-303 160 1ПП
----о7б~Гмб----'Я То2Т = 122 “Вт-
6. Мощность детандера
A\^-‘V)G = MA-7V)G;
2010(303 - 278)^ = 54>5 кВг
1000
7. Затраты энергии в установке
Л7=А/К-МД; А7=-122 —54,5 = 67,5 кВт.
Действительная затрата энергии больше, так как будут иметь
место механические потери энергии в компрессоре, детандере,
передачах.
Расчет 7-6. В холодильных камерах поддерживается темпе-
ратура 0°С с помощью воздушной холодильной машины
(рис. 7-13).
Общие теплопритоки камеры 12 000 Вт. Циркулирующий воз*
дух сжимается в компрессоре I от давления 98,1 кПа (1 кгс/см2)
до 294,3 кПа (3 кге/см2). В холодильнике II воздух охлажда-
ется водой до 30 °C. Минимальная разность температур (7МИч)
батареи холодильной камеры /V 10 К-
Адиабатный КПД детандера 0,75, адиабатный КПД компрес-
сора 0,7, механические КПД компрессора и детандера 0;85.
Определить:
производительность компрессора G;
холодильный коэффициент е;
затраты энергии AL
232
Рис. 7-13 Схема и цикл воздушной холодильной машины (к расчету
7-6):
/ — компрессор, // — холодильник, /// — детандер, /V — батареи холодильной камеру
Расчет ведут в такой последовательности.
1. Температуру воздуха, всасываемого компрессором. опре-
деляют из условия работы батареи камеры:
Л/ — f ______f А/ — 1П°С
^ ‘мин 4кам z-umhh—1U
откуда
h - 4ам~ Л^вя; К ~ 0-10 ------10 °C; Л == 263 к.
2. Температура воздуха после адиабатного сжатия в комп-
рессоре
/г-1 1,4-1
Т 2 ( Р%\ 1с . Т1 _ 9RQ f 294.3 1,4
л г<т/
Т2 - 263- 3°*387;
7^ = 360 К; ^ = 87Т.
3. Температура воздуха, выходящею из детандера после
адиабатного расширения,
k~i
Тд / Рй \ Л
л ~{рг!
т _ 303 303
1 4 1,4—1 30,287 ’
/ 294,3 \ (,4
74 = 220К; f4 = —53°С.
4. Из выражения для адиабатного КПД детандера опреде-
ляют действительную температуру воздуха, поступающего из
233
детандера на охлаждение камеры:
3"".^ _ -п
t3 — £4 ‘ад-д’
но
13 “ СрТд, Z4 ” СрТ, ( t4 = СрТ\,
тогда
<7>(Л-7у) „
МЛ-Л) “ ’ад-я’
и
Ср(303 — Т^) _rt 7£
ср (303 - 220) “и,'и’
отсюда
ту-241 К; //=—32 °C.
5. Удельная холодопроизводительность:
q^c^T.—T^y 70 = 1010(263—241) =22220 Дж/кг.
6. Производительность компрессора
G~~ d0 : 22220 — °’54 кгс-
7. Удельная работа компрессора при адиабатном сжатии
^ср(Т2~-Ту аи = 1010(360—263) = 97970 Дж/кг;
при действительном процессе сжатия
а/ = а/ = = 138000 Дж/кг.
ТИД.К и >'
8. Удельная работа детандера
ад = ^(^з~'5п/); ад== 1010(303—241) = 62620 Дж/кг.
9. Удельная работа за цикл при адиабатном сжатии воздуха
в компрессоре
fl = ак—йд; а = 97970—62620 — 35350 Дж/кг;
при действительном процессе сжатия
п' = 138000—62620-77380 Дж/кг.
И). Холодильный коэффициент цикла при адиабатном сжатии
*?о
а
22220
35350 "
при действительном сжатии
а
22220 п
£ 77380 —0’2^6.
234
1L Мощность компрессора без учета механических потерь
(индикаторная мощность)
= = кВт;
с учетом потерь энергии на трение (эффективная мощность)
^., = -^- = 87,5 кВт-
Лм.и и, со
12. Мощность детандера индикаторная
.. 62620-0,54 л о о nm
л/«-« = “iooo—=’33>8 кВт;
эффективная
*э.д = ^.дЯм.д’» ^.я = 33,8 • 0,85 - 28,7 кВт,
13. Расход энергии за цикл
,V^A^K~Мэд; = 87,5 — 28,7 -58,8 кВт.
Действительный расход энергии будет больше за счет потерь
в передачах и двигателях.
Расчет 7-7. В холодильной камере поддерживается темпера-
тура 0 °C с помощью воздушной холодильной машины (рис. 7-14),
которая состоит из компрессора Л водяного холодильника II,
детандера IV, теплообменника 111, батареи в каморе V
Рис. 7-14. Схема и цикл воздушной холодильной машины
(к расчету 7-7):
1—компрессор, 11 — холодильник, /// — теплообменник, 7 V —детандер.
V холодильная камера
235
В теплообменнике воздух, поступающий в детандер, охлаж-
дается потоком холодного воздуха, идущего из батареи камеры
в компрессор.
Общие теплопритоки камеры 12000 Вт. Циркулирующий воз-
дух сжимается в компрессоре от давления 98,1 кПа (1 кгс/см2)
до 294,3 кПа (3 кгс/см2), в холодильнике охлаждается водой до
30 °C. Разность температур на «теплом» конце теплообменника
10 К, минимальная разность температур батареи камеры 10 К.
Адиабатный КПД детандера 0,75, адиабатный (индикатор-
ный) КПД компрессора 0,7, механические КПД детандера и
компрессора 0,85.
Определить:
производительность компрессора G;
холодильный коэффициент с;
затраты энергии N.
Полученные результаты сравнить с результатами предыду-
щего расчета.
На диаграмме Т—S показаны процессы цикла:
/—2 — сжатие воздуха в компрессоре;
2—3 — охлаждение в холодильнике;
5—4 — охлаждение в теплообменнике;
4— 5' — расширение в детандере;
5'— 6 — нагревание в батарее камеры;
6—/ -—нагревание обратного потока в теплообменнике;
4—5 — адиабатное расширение воздуха в детандере.
Расчет ведут в такой последовательности.
1. Температуру воздуха, засасываемого в компрессор, опре-
деляют из условия: Tj—Л=Н0 К, откуда Л = 10 = 303 —10 =
= 293 К.
2. Температуру воздуха на выходе из батареи камеры опре-
деляют из условия: Лам—Г-з= Ю°С, откуда Т6 = Г, ,м— 10--
„0—10=—10 °C. Тб = 263 к.
3 Температуру воздуха на входе в детандер определяю." из
теплового баланса теплообменного аппарата:
Gcf) (^з—Л) == &ср (Т\—Л) — Прямой и обратный потоки о дина ковы.
Если принять для воздуха c;, = const, то уравнение можно за-
писать так: Тз—Т Г ] откуда 7з+7а—7\; Ti = 303+
+263—293-273 К-
4. Температуру воздуха на выходе из компрессора при адиа-
батном сжатии определяют из формулы
/г—!
Л _ 7/ь
Л \ Pi)
1.4-1
Т2 - / 294,3 , 1,4
293 93,1 J
откуда Т2 =293'3°>287; Гг = 405К.
236
5. Температуру воздуха на выходе из детандера при адиабат-
ном расширении определяют из соотношения
i
д / М k
откуда
973
Т5 = ~, Л = 200 к.
Действительною температуру- воздуха на выходе из детанде-
ра определяют из выражения для адиабатного КПД детандера
„ Л-77 „ 273-7? „075
^ад— Ti~T5 ’ 273-200
откуда
ту = 218 К.
Выпишем значения температур:
Л -293 К; Т2-405К; 7^ = 303 К; Л-273 К;
Г5^200К; Л'-218 К; Л-263 К.
6. Удельная холодопроизводительность
7о—70== 1010(263—218) = 45450 Дж/кг.
где ср=Ю.О Дж'(кг 1<); определяют по iабл., приведенной в работе (б).
7. Производительность компрессора
Qi> z 12000 _ п .
G- , G ,,-4И — 0,264 кг, с.
<8. Удельная работа компрессора при адиабатном сжатии
а1{ = ,2 - C;t (Т.> - 7\J; — 1010 (405—2 93) = 113120 Дж/кг;
при действительном процессе сжатия
«и = т---; ак = —А~~ — = 162000 Дж/кг.
Чад.ь о • ‘
9. Удельная работа детандера
^=у(Л —Г?); 1010(273—218)-55550 Дж/кг.
10. Холодильный коэффициент цикла при адиабатном сжа-
тии в компрессоре
₽т_ ^2 р' ____45450 _ О 7R*
ак — ад ’ 113120 — 55550 ’ ’
при действительном процессе сжатия
45450 jnr
е” —дд‘: е — 162000 — 55550’ ” 0>425‘
237
1k Индикаторною мощности компрессора и детандера-
л. алС А, __Д 62000-0,264 D .
^и.к— кххГ' ^в,к юоо ^3 к^т,
Д/ ___ ЙД^ .... Д/ = в 264 — 14 б кВт
/уа.д— jooo > /Уи-Д ЮОО ~ КЬГ
12. Эффективные мощности компрессора и детандера
= ЛД,=Д1-=51 кВт.
Чм.к и - °°
^.д^иАд! ^э.д = 14,6-0,85 = 12,4 кВт.
13. Расход энергии в холодильной машине
/V=^V3.H-^; ,7 = 51-12,-1 = 38,6 кВт.
В предыдущем расчете производительность компрессора, рас-
ход энергии, холодильный коэффициент были такими: G =- 0,54
кг/с; W = 58,8 кВт; &=0,286.
Следовательно, использование теплообмена между воздухом,
идущим в детандер, и воздухом, поступающим в компрессор,
приводит к снижению затраты энергии и увеличению холодили
кого коэффициента,
расчет 7-8. Аммиачная холодильная машина имеет хододо-
произволительпоегь 30000 Вт ври температуре кипения хлада-
гента —15 °C, температуре конденсации 30 °C. В копдепсаторе
жидкий холодильный агент переохлаждается до 25'С, в компрес-
сор из испарителя поступает сухой насыщенный пар.
Определить:
холодильный коэффициент е;
количество циркулирующего аммиака G;
теоретическую мощность компрессора /V’1;
тепловую нагрузку конденсатора Q)(.
Расчет ведут в такой последовательности.
1. По заданным параметрам строят цикл в диаграмме р—i
(рис. 7-15).
2. Но таблице термодинамичес-
ких свойств аммиака (табл. 30 при-
ложения) и по диаграмме р—I для
аммиэка определяют-
а) давление в испарителе и
конденсаторе: ро^235,3 кПа (2,4
кгс/см2); рк= 1166,7 кПа (11,9
кгс/см2);
б) энтальпию и температуру па-
ра в конце сжатия (точка 2): т2 =
= 1890 кДж/кг, Н^98°С;
в) энтальпию сухого насыщенно-
го пара, засасываемого компрессо-
ром (точка /): А = 1660 кДж/кг;
4
1
1
2
Рис. 7-15. Цикл паровой комп-
рессионной холодильной маши-
ны (к расчету 7-8)
238
г) энтальпию переохлажденного жидкого аммиака (точка 5);
-536 кДж/кг;
д)
3.
плотность засасываемого пара: р0= 1,966 кг/м3.
Затем рассчитывают:
удельную холодопроизводительность аммиака
= г t—ie; (?0 = 1660—536= 1124 кДж/кг;
удельную теоретическую работу сжатия в компрессоре
а = /2—i{; а = 1890 —1660 = 230 кДж/кг;
теплоту, отдаваемую 1 кг аммиака в конденсаторе
9K = t3—15; == 1890—536= 1354 кДж/кг;
холодильный коэффициент цикла:
е— £ 4 88*
с ’ 230 4,0 ’
д) количество циркулирующего аммиака в системе
Qo ~ 30000 „ .
G- ; G— 1121.3()(Ю — 0,0-66 кг/с,
е) объем пара аммиака, засасываемого компрессором
У=С_. = О 014 м3/с
И ptt ’ 1,966 1 '
ж) теоретическую мощность компрессора
jVT = flG; 7VT = 230-0,0266 = 6,1 кВт.
а) тепловую нагрузку конденсатора
Q^-q/h Qe= 1354-0,0266 = 36,1 кВт.
Расчет 7-9. Холодильная машина, работающая на фреопе-12,
имеет холодопроизводительность 30 кВт при температуре кипе-
ния /Хладагента —15 °C, температура конденсации 30 °C.
В конденсаторе жидкий холодильный агент переохлаждается
до 25 °C. В компрессор из испарителя поступает сухой насы-
щенный пар. Определить:
холодильный коэффициент g;
количество циркулирующего фреона G;
теоретическую мощность компрессора (при адиабатном сжа-
тии) .V1;
тепловую нагрузку конденсатора QK.
Расчет ведут в такой последовательности.
1. По заданным параметрам строят цикл в диаграмме р—i
для фреона-12 (см, рис. 7-15).
2. По табл. 31 приложения и по р—i-диаграмме для фре-
она-12 определяют:
а) давление в испарителе и давление в конденсаторе: р =
= 182,6 кПа (1,86 кгс/см2); рк = 743,4 кПа (75,9 кгс/см2);
239 *
б) плотность засасываемого компрессором пара: р0 =
= 10,79 кг/м3;
в) энтальпию сухого насыщенного пара, засасываемого ком-
прессором: 6 = 567 кДж/кг;
г) энтальпию и температуру пара фреона в конце сжатия:
i2== 593 кДж/кг; /г=40°С;
д) энтальпию жидкого фреона перед регулирующим венти-
лем: 6 = 444 кДж/кг.
3. Рассчитывают:
а) удельную холодопроизводительность
^о = 6“-;в; р0 = 567— 444 — 123 кДж/кг;
б) удельную теоретическую работу сжатия в компрессоре
а = /2—6; й —593—567 = 26 кДж/кг;
в) теплоту, отдаваемую в 1 кг фреона в конденсаторе
(удельную тепловую нагрузку конденсатора)
Як — 593 — 444 = 149 кДж/кг;
г) .холодильный коэффициент цикла
л) количество циркулирующего в системе фреона
30 0f244 кг/с;
i/q J За
") объем пара фреона, засасываемого компрессором
0,0225 м’/с;
ж) теоретическую мощность компрессора
ЛГт = а’6'; = 26-0,244 = 6,35 кВт;
з) тепловую нагрузку конденсатора
СН = <7К6; £к= 149-0,244 =36,25 кВт,
Расчет 7-10. Аммиачная холодильная машина имеет холодо-
производительность 30 кВт при температуре кипения хладагента
—15"С, температуре конденсации 30°C; в конденсаторе И жид-
кий хюлодйльный агент переохлаждается до 25 °C.
Из испарителя V отсасывается сухой насыщенный пар, про-
ходит теплообменный аппарат III, где нагревается жидким ам-
миаком и поступает в компрессор I. Разность температур па
«теплом» конце теплообменника 15 К. Схема машины и цикл
работы в диаграмме р—i приведены на рис. 7-16.
Определить:
холодильный коэффициент е;
240
Рис. 7’16. Схема и цикл паровой компрессионной
холодильной машины (к расчету 7-10):
/--компрессор, И — конденсатор, Ш — теплообменник,
IV регулирующий вентиль, V—испаритель
количество циркулирующего аммиака G,
тепловую нагрузку конденсатора QK.
Расчет ведут в такой последовательности.
1. По таблице термодинамических свойств аммиака (табл. 30
приложения) и по диаграмме р—i определяют:
а) давление в испарителе и в конденсаторе: ро —0,24 МПа;
Рк= 1J6 МПа;
б) энтальпию сухого насыщенного пара аммиака, выходяще-
го ил неиарлн' ;я (шча 6): 16G0 кДж/кг;
в) энтальпию переохлажденного жидкого аммиака, выходя-
щего из конденсатора (точка 3): /й = 53б кДж/кг.
2, Рассчитывают:
а) температуру пара, выходящего из теплообменника и пос-
тупающего в компрессор (точка /):
по условию 6j—71-И5°С, откуда li = t2—15^25—15 = 10GC;
этой температуре соответствует 0 1700 кДж/кг;
б) энтальпию жидкого аммиака на выходе из теплообмен-
ника:
из теплового баланса имеем ы—/6=/3—Д,
откуда
1л = *з Ч + &в>
£^ = 536 — 1700+1660 = 496 кДж/кг;
этой энтальпии соответствует температура £4 = 1б,5°С (находим
по р—/-диаграмме);
в) энтальпию и температуру пара в конце сжатия (точка 2):
12—1960 кДж/кг; /2=130°С;
г) удельную холодопроизводительность
+ “Ц—G1 <уо = 17ОО—536 = 1164 кДж/кг;
16—750
241
д) удельную теоретическую работу компрессора
а=Да—ц; «-<1960—1700 = 260 кДж/кг;
е) теплоту, отдаваемую 1 кг аммиака в конденсаторе (удель-
ную тепловую нагрузку конденсатора)
== h—1з* <7к = 1960— 536 = 1424 кДж/кг;
ж) холодильный коэффициент цикла
1164 , -
«=£-; е=-5бГ = 4л
8 =
з) количество циркулирующего в системе аммиака
° = дг; С=ж = 0,0257 кг/с;
и) теоретическую мощность компрессора
2Vr = «TG; Л/1 =260*0,0257 = 6,95 кВт;
к) тепловую нагрузку конденсатора
QK^KG; QK= 1424*0,0257 = 36,95 кВт.
Расчет 7-11. Холодильная машина, работающая на фреонс-12,
имеет холодопроизводительность 30 кВт при температуре кипе-
ния —15 °C, температура конденсации 30 °C.
Машина имеет теплообменный аппарат Ш (см, рис. 7-16),
где происходит теплообмен между жидким фреоном, поступаю-
щим к регулирующему вентилю IV, и паром, отсасываемым
компрессором / из испарителя V, разность температур на «теп-
лом» конце теплообменника 15К. Из испарителя выходит сухой
насыщенный пар.
Определить:
холодильный коэффициент е;
количество циркулирующего в системе фреона G;
теоретическую мощность компрессора N1,
тепловую нагрузку конденсатора Qk.
Расчет ведут в такой последовательности.
1. По табл. 31 приложения и по диаграмме р—i опреде-
ляют:
а) давление в испарителе и в конденсаторе: р0= 182,6 кПа
(1,86 кгс/см2), рк = 743,4 кПа (7,58 кгс/см2);
б) энтальпию сухого насыщенного пара фреона, выходящего
из испарителя (точка б): ie = 567 кДж/кг;
в) энтальпию переохлажденного жидкого фреона, выходяще-
го из конденсатора (точка 5): —444 кДж/кг;
2. Рассчитывают:
а) температуру пара, выходящего из теплообменника и пос-
тупающего в компрессор (точка 1):
по условию /3—откуда Л — —15=25—15= 10 °C;
этой температуре соответствует Zt = 580 кДж/кг;
242
б) энтальпию жидкого фреона на выходе из теплообменника
так как
Ч *~Ч ~ ч ч*
то
h=ч—ч Н” ч;
х4 = 444—580 + 567 ~ 431 кДж/кг;
этой энтальпии соответствует температура 4=12 °C;
в) энтальпию и температуру пара в конце сжатия (точка 2):
4 = 605 кДж/кг, 4 = 60 °C;
г) удельную холодопроизводительность
70=Ч— f3; i?0—580--444 —136 кДж/кг;
д) удельную теоретическую работу компрессора
<г=4’-Ч; ат ==605-~580 — 25 кДж/кг;
е) теплоту, отдаваемую 1 кг фреона в конденсаторе (удель-
ную тепловую нагрузку конденсатора)
qK = i2—i3; <4 = 605—444 = 161 кДж/кг;
ж) холодильный коэффициент цикла
з) количество циркулирующего в системе фреона
G = G - = 0,220 кг/с;
Чо
и) теоретическую мощность компрессора
А/г = а‘Д; Ут = 25-0,220 = 5,5 кВт;
к) тепловую нагрузку конденсатора
Qk = QkG; QK = 161 - 0,22 = 35,7 кВт.
Расчет 7-12- Аммиачная холодильная машина с компрессо-
ром АУ-200 работает при температуре кипения холодильного
агента —20°C, температуре конденсации 4 = 35°C, темпера-
туре переохлаждения 4—30 °C.
Компрессор, засасывающий из испарителя сухой насыщен-
ный пар холодильного агента, имеет следующую характеристи-
ку: число цилиндров 4, ход поршня 130 мм, диаметр цилиндра
150 мм, частота вращения коленчатого вала п = 960 об/мин; ме-
ханический КПД 0,85.
Определить:
холодопроизводительность машины Qo;
холодильный коэффициент е;
эффективную мощность компрессора Уэ.
16*
243
Расчет ведут в такой последовательности.
1. По заданным параметрам процесса строят цикл работы
машины в диаграмме р—i (см. рис. 7—15).
2. По диаграмме определяют:
а) энтальпию пара аммиака на выходе из испарителя (точ-
ка 7): 6 = 1660 кДж/кг;
б) энтальпию пара в конце сжатия (точка 2): 6 = 1940 ;
кДж/кг; *
в) энтальпию жидкого аммиака перед регулирующим вентп- i
лем (точка 5): 6 = 550 кДж/кг. j
3. По табл. 30 приложения определяют давление в испари- j
теле побив конденсаторе по 7К: р0~ 190,2 кПа (1,94 кгс/см2);
Рк= 1387,3 кПа (14,1 кгс/см2).
4. Для условий работы машины по табл. 33 приложения на-
ходят удельную объемную холодопроизводительность аммиака:
4г = 1756,5 кДж/м3.
5. Рассчитывают степень сжатия компрессора:
Рк _ 1.387 I
р0 0,19025 ~ ’ ’ |
6. По графику на рис. 7-8 (кривая 7) определяют коэффи-
циент подачи компрессора: Л = 0,67.
7. По графику па рис. 7-7 определяют индикаторный КПД /
компрессора: тр=0,78.
8. Рассчитывают холодопроизводительность машины по урав- т
нению (7-46) I
9,= ^^Д..0,13-4-^-1756,5.0,67= 172 кВт. *j
9. Удельная холодопроизводительность I
<7о = 6—6; 1660--550-.-1110 кДж/кг. j'
К). Удельная работа компрессора
а) теоретическая
= 6; а1- 1940—1660 = 280 кДж/кг.
б) при действительном процессе сжатия
; Я = “078 359 кДж/кг.
11. Холодильный коэффициент цикла: ;
а) теоретический
рТ„ . рТ. .,. ИЮ - Vi;
е — ЯТ > е 280 “ d,y/-
244
б) лей ств нт единый
12. Мощность компрессора:
а) теоретическая
JV’=-§-; Л" = ЛД- = 43,4 кВт.
б) индикаторная
".=<; .Vf= «4 = 55,4 кВт.
в) эффективная
*.=£; =65,2 кВт.
Расчет 7-13. Построить зависимости холодопропзводитеяьно
ст и машины и эффективной мощности компрессора от темпера-
туры кипения холодильного агента для аммиачной холодильной
машины.
Характеристики Qo^7(/n) и Л7Э--fi (/0) построить в интервале
температур кипения от —-25 до О °C. Машина работает при тем-
пературе конденсации Д = 30пС, температуре переохлаждения
f„ = 25°C.
Компрессор АВ-100 имеет следующую характеристику: число
цилиндров 2, диаметр цилиндра 150 мм, ход поршня 130 мм, час-
тота вращения коленчатого вала Д--960 об/мин; механический
КПД —0,85.
Расчет ведут в такой последовательности.
1. По данным условия строится цикл работы в диаграмме
р—I (см. рис. 7-15).
2. Определяют объем, освобождаемый поршнями за 1 с:
тир п .
11 4 60 ’
= 0,13-2 = 0,0733 м3/с
3, Построение характеристики проводят по точкам. Для это-
го принимают значения температур кипения холодильного аген-
та: а) 25°С; б) 20°С; в) 15°С; г) /0 = —10°С;
д) /0=—5°С; е) А==0°С.
4. Для принятых значений температуры кипения и заданных
условий конденсации и переохлаждения определяют холодопро-
изводительность машины и эффективные мощности компрессора
в следующем порядке.
4.1. По табл. 30 приложения находят давление в испарителе
ра и давление в конденсаторе рк.
245
4 2. Рассчитывают степень сжатия pjpn.
4.3. По графикам на рис. 7-7 и 7-8 находят коэффициенты
подачи X и Индикаторные КПД компрессора ц .
4.4. По табл. 33 приложения определяют величину удельной
объемной холодопроизводительности аммиака
4 5 По Диаграмме р—i определяют энтальпии аммиака:
перед регулирующим вентилем i5;
на выходе из испарителя
в конце сжатия 1%
4.6. Рассчитывают:
сдельную холодопроизводительность: 7о = й—й;
удельную теоретическую работу компрессора: a"~i3—й;
теоретический холодильный коэффициент-
q0/a‘;
холодопроизводительность машины:
Qo ~ VftQ 1 >
эффективную мощность компрессора'
э етПЙМ ’
Результаты расчетов записывают в табл. 7-8.
По итоговым данным строят графики Qo^=f(to) и Лй = й(/0),
приведенные на рис. 7-17.
Расчет 7-14, Холодопроизводительность аммиачной холодиль-
ной машины с компрессором АУ-45 при стандартном режиме
Таблица 7-8
Точка и, 3 'о- °с Рц* МПа МПа Рц^О X кДж/мЗ is, кДж/кг
а -25 0,157 7,70 0,660 0,775 1442,0
б -20 0,190 6,15 0,725 0,820 1795,4
в -JS 1 НТЬЧ 0,236 4,90 0,785 0,870 2707,7 £ 17
г -10 1,166о 0 2gi 4,01 0,850 0,890 2707,7 - Эи /
д —5 0,335 3,28 0.880 0,890 3251.7
° 0.429 2,62 0,890 0,890 3951.7
Точка л. 3 ц. кДж/кг <3. кДж/кг да, кДж/кг а7, кДж/кг 8Т <2о, кВт 2VS, кВт
а 1650 1960 1113 310 3,55 70 30,0
б 1660 1920 1123 260 4,35 95 31,5
а 1664 1900 1127 236 4,80 127 37,0
г 1670 1870 1133 200 5,70 162 38,3
д 1680 1850 1143 170 6,80 200 40,0
а 1685 1822 1148 140 8,20 256 41,2
246
Рис. 7-17. Зависимости холо-
допроизводительности машины
и эффективной мощности комп-
рессора о г температуры кипе-
ния холодильного агента
(к расчету 7-13)
Q/=38000 Вт. Определить холодо-
производительность Qo машины при
следующем режиме работы:
температура кипения аммиака
35°С;
температура конденсации
= 35 °C;
температура переохлаждения
/П = 25°С.
Расчет ведут в такой последо-
вательности.
1. Стандартный режим характе-
ризуется следующими данными:
^=—15°С; С'= 30 °C; Ц = 25 °C.
1.1 . Для этого режима по
табл. 30 приложения определяют
давление в испарителе и в конден-
саторе: р0 = 0,2363 МПа, рк=
= 1,1665 МПа.
1.2 . Степень сжатия: рк/р0 =
-1,1665/0,2363 = 4,95.
1.3 Коэффициент подачи комп-
рессора определяют по графику на
рис. 7-8; Xх=0,70.
1.4 Удельную объемную холодопроизводительность находят
по табл 33 приложения: z/C-2214,5 кДж/м3.
2. Для рабочего режима /0 = —25°С; Д=35°С; /п = 30сС.
2.1. Давление в испарителей в конденсаторе: р0 = 0,1516 МПа;
рк = 1,36 МПа.
2.2. Степень сжатия: рк1ро = 1,36/0,1516=9,2.
2 3. Коэффициент подачи компрессора (по графику на
рис. 7-8): Л = 0,47.
2.4. Удельная объемная холодопроизводительность ду~
= 1411 кДж/м3.
3. Рассчитывают холодопроизводительность машины по фор-
муле (7-47):
% = 38000 2ТО77О= 15300 Вт;
ТцД — забосГ ~ 0»405, или 40,5/6.
Расчет 7-15. Холодильная машина с двухцилиндровым комп-
рессором, который имеет диаметр цилиндра 50 мм, ход поршня
35 мм, частоту вращения коленчатого вала и=1420 об/мин, ра-
ботает при температуре кипения холодильного агента t0~~~ 20 °C,
температуре конденсации Д = 40°С, температуре переохлажде-
ния С = 35 С.
247
После конденсатора жидкий \о юдильпый агент охлаждает-
ся да 15 °C в теплообменном аппарате холодным п^ром фреона,
not ooiouiHM из испарителя в компрессор.
Опредс uni, для двух вариантов работы машины- 1) id фре-
оне 1? и 2) ил фреоне 22:
м> юдонропзводительность машины Qv:
t (Спснь сжатия в компрессоре рк/ро
Рисмеа ведут в такой последовательности
1. Холодопроизводительность машины рассчитывают по фор-
муле (7-45).
Для данного компрессора
л-0,05s л о- л 1420 „ лто а,
----0,35-2—gjp =0,0033 мэ/с.
1 1. При работе на фреоне-12:
давление в испарителе и конденсаюре находят по табл. 31
приложения: ро=~0,151 МПа; рк = 0,96 МПа,
степень сжатия: рк/р0=0,96/0,151 =6,3;
коэффициент подачи компрессора по графику на рил 7-8
(кривая 4): /..— 0,54;
удельная объемная холодопроизводительность по табл. 34
приложения- i?/ = 1183t7 кДж/м3,•
х о л о д о j 1 ро и з в од и тс л ь но сть м аш ш j ы
Qo = 0,0033 -1183,7 • 0,54 2,12 кВ г.
I 2 При работе на фреоне-22:
давление в испарителе и конденсаторе по табл. 32 приложе-
ния; ро = О,248 МПа; р!С= 1,55 МПа;
степень сжатия; рЛр^ 1,55/0,248 = 6,25;
коэффициент подачи компрессора по графику на рис. 7—8
(кривая 4). Х=0,54;
удельная объемная холодопроизводительность по табл. 35
приложения: #у = 1930,2 кДж/м3;
холодопроизводительность машины:
(?0 = 0,0033-1930,2- 0,54 = 3,44 кВт.
Расчет 7-16. 100 дал/ч сухого столового вина охлаждается
в охладителе oi if = 6 °C до Г' =—4 °C с помощью фреоновой хо-
лодильной машины Машина имеет компрессор ФВ-20 со следую-
щей характеристикой объем, описываемый поршнями. 14 =
= 65,2 м3/ч при частоте вращения 960 об/мин, механический
КПД — 0,85.
Минимальная разность температур между вином и кипящим
фреоном в охладителе 5 °C. Из охладителя пар холодильного
агента выходит с содержанием жидкости 5%. проходит тепло-
обменник, где нагревается жидким фреоном, и засасывается
компрессором
248
В конденсаторе пар фреона-12 конденсируется при темпера-
туре /К = 35СС, переохлаждается до 1Ц = 29 °C и через теплооб-
менник и регулирующий вентиль поступает в охладитель вина.
Разность температур на «теплом» конце теплообменника 10 К.
Определить:
коэффициент рабочего времени компрессора ~~—;
тобщ
эффективную мощность компрессора Мэ;
теоретический ет и действительный е холодильные коэффи-
циенты.
Расчет ведут в такой последовательности,
1 Температуру кипения холодильного агента в охладителе
определяют из условия: t"—tc = 5°C, откуда —5; 4=*
=—4—5=—9°С.
2 Температуру холодильного агента на входе в компрессор
опоеделяют из условия: 4—4 = Ю°С, но 4 = 4 = 29 °C, тогда
4~4—10, г 1 = 29—10= 19°C.
3. По данным параметрам строят цикл работы машины в
диаграмме р—i (рис. 7-18).
4. По диаграмме р—I для фреона-12 определяют:
а) энтальпию холодильного агента на входе в компрессор и
на выходе из него: 4 = 589 кДж/кг; 1*2 = 615 кДж/кг;
б) энтальпию холодильного агента, выходящего из охлади-
теля: 4=565 кДж/кг;
в) энтальпию холодильного агента, выходящего из конденса-
тора' 4=448 кДж/кг;
5. По табл. 31 приложения находят давление в испарителе
(охладителе вина) и в конденсаторе: р0=0,227 МПа; рк~
= 0,848 МПа.
6. Параметры холодильного агента перед регулирующим вен-
тилем определяют из уравнения теплового баланса теплообмен-
ника:
Ч Ч<
откуда
4 == ч— (4 4)*»
4 = 448—(589— 565) = 424 кДж/кг.
Этому значению 4 на диаграмме соответствует 4 = 2 °C.
7. Рассчитывают степень сжатия: рк/ро = 0,848/0,227=3,73.
8. Коэффициент подачи компрессора определяют по рис. 7—8
(кривая 4): X —0,68
9. По табл. 34 приложения находят удельную объемную хо-
лодопроизводительность фреона-12: 9^ = 1950 кДж/м3.
10. Рассчитывают холодопроизводительность машины:
Qo= -Ц^-0,68-1550 = 24,5 кВт.
249
11, Тепловая нагрузка охладителя (требуемое количество
холода для охлаждения вина):
<?гол=б»«.^-О;
996-3,881-10 = 10,8 кВт.
12. Коэффициент рабочего времени машины:
VTo6m == Рхо.чМ; tp/Тобщ = 10,8/24,5 - 0,44.
13. Холодильный коэффициент:
теоретический
„т .... _Л ~‘Jb . Рт___ 589 — 448 _- . ф
е ~ а* ~ L, — (4 ’ ~ 615 — 589 °’*’
при действительном процессе сжатия
е = етг|г; 6 = 5,4-0,8325 = 4,5.
Индикаторный КПД компрессора предварительно рассчиты-
вают по формуле (7-41):
ЕЧ ~ Ъ == 264/308+0,0025 (—9) =х 0,8325.
14. Мощность компрессора:
теоретическая
№ = /?т = #£- = 4,55 кВт;
эффективная
л7 №" az 4,55 с. л л
**“wT : N3 — -о;8325-0,85 6,4 КбТ'
Расчет 7-17. В конденсатор аммиачной холодильной машины
из компрессора поступает 250 кг/ч пара аммиака при темпера-
туре 90°C и давлении 1 МПа (10,2 кгс/см2); выходит жидкий
Рис. 7-18. Цикл паровой компресси-
онной холодильной машины (к рас-
чету 7-16)
аммиак при температуре 20°C.
Для охлаждения используют
воду температурой 18 °C, ко-
торая нагревается в конденса-
торе па 5 °C.
Определить:
расход воды в конденсато-
ре GB;
тепловые нагрузки зон ох-
лаждения пара, конденсации и
переохлаждения;
среднюю разность темпера-
тур зоны конденсации.
Расчет ведут в такой пос-
ледов ательности.
250
График изменения темпе-
ратур теплоносителей в кон-
денсаторе и характерные точ-
ки показаны на рис. 7-19.
1 По табл. 30 приложения
находят температуру конден-
сации: /к = 25 °C.
2. По диаграмме р—i для
аммиака определяют: энталь-
пию пара, поступающего в
конденсатор, 12=1900 кДж/кг;
энтальпию жидкого аммиака
при температуре конденсации:
14 = 532 кДж/кг;
энтальпию сухого насыщен-
ного пара: /3= 1700 кДж/кг;
энтальпию переохлажден-
ной жидкости: 15 — 512 кДж/кг.
3. Рассчитывают тепловую нагрузку:
зоны охлаждения пара
Рис. 7-19. График изменения темпе-
ратур теплоносителей в конденсаторе
(к расчету 7-17)
Qi ~~ 6 (i2 (3),
= (1900-1700) = 13,8 кВт;
зоны конденсации
%-G (/,-«; (1700—532) =81 кВт;
зоны переохлаждения
<?,~G ((<-<•,); Q, = ^-(532-512) = 1,39 кВт;
конденсатора
Q« = Qi + <?2 + Qa; Qk« 13,8 + 81 + 1,39 = 96,19 кВт.
4. Рассчитывают расход воды:
/-• Qk 96,19 . г-п ,
Св~“ <+в4~ ’ Св~Х2-5 ~4’°8 кг^с*
5. Определяют изменение температуры воды в зонах:
^вй ^в! ~ —Фз . eGD ’ ^в2 1,39 4,2-4,58 = 0,07 °C;
^вз ^в2 ~ q8 ^вз ^в2 ™ 81 = 4,22 °C;
cGB ’ 4,2-4,58
^В4 ^В1" ^в4 ! ,39 = 0,71 °C
cGB ’ 4,2-4,58
251
6. Температура воды на границах зон;
£в2 = 18 + 0,07 = 18,07 °C;
Гвз= 18,07 + 4,22 = 22,29 °C;
^ = 22,29+0,71 =23 °C.
7, Средняя разность температур для зоны конденсации:
Д7ср=!_^+*Ц д/ср ~ + (25 _ =
или
л? Az6-A/M _ (25 — 18,07)-(25-22,29)
Л‘с₽" Д/б 1 ШсР 6/93 4,0 К.
2,3 Ь -тт— 2,3 1g f
“ 2,71
Расчет 7-18. Из компрессора холодильной машины в меж-
трубное пространство конденсатора 20 КТГ поступает 320 кг/ч
пара аммиака температурой 110 °C и там конденсируется. Жид-
кий аммиак отводится в переохладитель при температуре насы-
щения. Для охлаждения конденсатора подается 20 м3/ч воды
температурой 20°C.
Конденсатор 8-ходовой, 144-трубный, трубы стальные. 25Х
Х2,5 мм, поверхность теплообмена 20 м<
Количество поступающего аммиака считать постоянным.
Определить давление в межтрубпом пространстве конденса-
тора для двух случаев:
а) трубы чистые;
б) трубы загрязненные.
Расчет ведут в такой последовательности.
График изменения температур теплоносителей в конденсаторе
и характерные точки показаны на рис. 7-20.
1. Рассчитывают:
число труб в одном ходе: п — 144/8 = 18;
площадь живого сечения потока воды:
лЗ2 л-0,02я 1о лплхсл *>
s = — п .$ =---л-----18 = 0,00о64 м2,
4 4
где d — внутренний диаметр трубы, й-25— (2 2.5) =20 мм;
скорость воды в трубах:
on
v — V/st v = 7^00 0,00g64 = 0,98 м/с.
2. По вычисленной скорости воды определяют значения ко-
эффициентов теплопередачи конденсатора из графика па
рис. 7-10:
252
для чистых треб: k — 1700
Вт/(м2/К);
для загрязненных труб: k =
= 860 Вт/(м2-К).
3. Для определения энтальпии
аммиака принимаем давление кон-
денсации рк=1 МПа. По р—/-диаг-
рамме для аммиака определяют:
энтальпию пара на входе в кон-
денсатор: (2 = 1930 кДж/кг;
энтальпию сухого насыщенного
пара: г3= 1700 кДж/кг;
энтальпию отводимого из кон-
F
Рис. 7-20. График изменения
температур теплоносителей в
конденсаторе (к расчету 7-18)
денсатора жидкого аммиака: 535 кДж/кг.
4. Тепловая нагрузка конденсатора:
QK=S=G (f3—Q; QK==-~5-(1930-535) = 123,8 кВт.
5. Тепловая нагрузка зоны конденсации:
Q,=G (i3-i4); <?,=-^(1700- 535)= 104 кВт.
6. Повышение температуры воды в конденсаторе:
i / „ & / / _ 123,8-3600
яз *в1 — CbGh . M 20-1000’4,2
где cn = 4,2 кДж/(кг-К): р3==Ю00 кг/м3.
7. Температура воды, выходящей из конденсатора,
^вз—~ о,3 °C;
по условию ы~20°С;
+ 5,3; /вз = 20+ 5,3 = 25,3 °C.
8. Температура воды, выходящей из зоны конденсации,
^В2-^В1+ С£в ; ^й-20+ 20-1000’4““ ^4’46 с*
9. Для чистых труб:
средняя разность температур для зоны конденсации
л/ _ & л? — 123,8-юоо ч ог
“ fk ; ^ср 20-1700 “ 3’°
температуру конденсации определяют из уравнения
д f ___________ — Jbi) Ч~ — ^Вй)
4 сР “ 2 ” * 2~ ’
fa-20) +(/к-24,46)
откуда
= 25,83+.
253
По табл. 30 приложения для насыщенного пара аммиака
температура /К = 25,83°С соответствует давлению конденсации:
рк--1}03 МПа (10,3 кгс/см2).
10. Для загрязненных труб:
средняя разность температур для зоны конденсации
аг _ & лг - 123,8-1000
^ср — Ffr , 20-860 —6,45 к,
температуру конденсации определяют из уравнения
(/в-20) + fa -24,46) .. 6<15
откуда
+ -+8,68 °C.
Этой температуре соответствует давление конденсации по
табл. 30 приложения: рк*= 1,1237 МПа (11,46 кгс/см2).
II. Для расчета тепловых нагрузок и определения энтальпий
было принято давление конденсации рк=1 МПа.
Действительное давление при загрязненных трубах р1(~
= 1,1237 МПа. Этому соответствуют ы —1928 кДж/кг: ц—
= 550 кДж/кг.
Тепловая нагрузка конденсатора
= (1928—550)= 122,3 кВт.
Ошибка составляет
123,8 — 122,3 , то/
------------ 100=1,21%, т. е. не превышает
допустимых пределов.
Расчет 7-19. Аммиачная холодильная машина работает при
температуре кипения холодильного агента /0-~—15°C, при дав-
лении конденсации рк = 1 МПа (10,2 кгс/см2).
Поверхность теплообмена конденсатора 10 м2; коэффициент
теплопередачи £ = 900 Вт/(м2-К). Температура поступающей ох-
лаждающей воды 18°C. Сжиженный аммиак отводится при тем-
пературе 21 °C. Вал компрессора АУ-45 делает 960 об/мин.
Определить:
расход воды в конденсаторе GB;
температуру воды на выходе из конденсатора +«.
Расчет ведут в такой последовательности.
I. По табл. 52 приложения находят для компрессора АУ'45
при /1 = 960 об/мин объем, описываемый поршнями 1% = 81 м3/ч.
Цикл машины и график изменения температур теплоносите-
лей в конденсаторе показаны па рис. 7-21.
2. По табл. 30 приложения определяют:
по заданному давлению конденсации рк=1 МПа — темпера-
туру конденсации /К = 25°С;
254
Рис. 7-21. График изменения температур тепло-
носителей в конденсаторе и цикл холодильной
машины (к расчету 7-19)
по заданной температуре кипения /о =—15 °C — давление ис-
парения ро = О,236 МПа.
3. Степень сжатия рк/ро= 1/0,236 = 4,23.
4. По найденному значению pjpv определяют:
по графику на рис. 7—7 — значение индикаторного КПД
компрессора: ц; = 0,87;
по графику на рис. 7—8 (кривая 3) —значение коэффициен-
та подачи компрессора: л==0,74.
5. По табл. 33 приложения находят удельную объемную
холодопроизводительность аммиака: ^ = 2261 кДж/м3.
6. Рассчитывают холодопроизводительность машины:
(?о ~
Qo = (83/3600)-0,74-2261 = 37,7 кВт.
7. По диаграмме р—i для аммиака определяют;
энтальпию сухого насыщенного пара при всасывании в комп-
рессор: ij = 1665 кДж/кг;
энтальпию пара после сжатия в компрессоре: 12 = 1875
кДж/кг;
энтальпию сухого насыщенного пара при температуре кон-
денсации: £з = 1700 кДж/кг;
энтальпию кипящего жидкого аммиака при давлении конден-
сации: ц = 533 кДж/кг;
энтальпию переохлажденного жидкого аммиака: i5 = S16
кДж/кг.
8. Удельная холодопроизводительность аммиака:
7o = (i —t?0~1665—516--1149 кДж/кг.
9. Удельная работа компрессора:
теоретическая
^ = 7, — ^ ат = 1875—1665 = 210 кДж/кг;
действительная
„ ат 210 г... „ .
а = а = о^г=241 кДж/кг-
255
iv. 1\иы1йчес1ни циркулирующего аммиака:
6—6=^- = 0,0328 лгг.
<?0 ' 1И9
И. Индикаторная мощность ко.мпрессора
N^aG; Nt ==241-0,0328 = 7,9 ьг.
12. Тепловая нагрузка конденсатора
= + Qk = 37,7-р7,9= 45,6 кВт.
13. Средняя разность температур в конденсаторе
А/ - - . д / . 45’6-1000 _ - „у OQ
Шср Fk ’ ШСР" 10 900 ~э’и/ с-
14. Тепловая нагрузка зоны переохлаждения
Qs=(i4~QG; Qg = (533—516)0,0328 = 0,57 кВт.
15. Тепловая нагрузка зоны конденсации
<?2=(й~й)<3; Q2={ 1700—533) 0,0328 = 38,2 кВт
16. Температура воды на входе в зону конденсации
^b2^bi + *7%~- (а)
17. Температура воды на выходе из зоны конденсации
(б)
где Св и 6е— удельная теплоемкость воды и ее расход.
18, Средняя разность температур зоны конденсации
Л/ _ ^Вй) "Ь ^>з)
шср =- 2~ ~ ।
откуда
^4-^ = 2(/й-Чр). (в)
19. Совместное решение уравнений (а), (б) и (в) приводит
к выражению
9 ft—Д/ 1 — t , 4- 4-1 ,4- —-4-
Afc^ “B1 ф caGB h cBG„ cBGB ’
откуда
r_________2Qa + <?a
2cB(^-A/cp-fw) *
jr, 2-0,57 4 38,2 n л !
2 4,2 (25 — 5,07 — 18) = 2,4 KI^C‘
256
20. Р;к считывают темпера пру воды на выходе из конденса-
тора из выражения Q)4~cBG^(fB4—/в1):
Z«=Ifi+7TZT = 184-4,5- 22,5 С.
Расчет 7-20. Холодильная машина с компрессором АУ-200,
конденсатором 65КТГ работает при следующем режиме: темпе-
ратура кипения холодильного агента /0 = —10 °C; частота вра-
щения коленчатого вала п=960 об/мин; в конденсатор подается
40 м3/ч воды при температуре 20 °C; жидкий аммиак отводится
при температуре кипения; коэффициент теплопередачи конден-
сатора 1000 Вт/(м?-К); Flt = 65 м2.
Определить:
давление в конденсаторе рк;
температуру воды, выходящей из конденсатора, tsS.
Расчет ведут в такой последовательности.
Для решения задачи необходимо найти температуру конден-
сации холодильного агента tK.
Для конденсатора можно написать два уравнения:
= (а)
Св2 ^В1)> (б)
где Gn — масса воды, подаваемой в конденсатор за единицу времени; св —
удельная теплоемкость воды, и i»i—начальная и конечная температура
воды, Д/ср — средняя разность температур в конденсаторе;
Л/ ___/
Lucp—*К р •
Из уравнения (б) выражение для ZB2:
1м=ы+А-
Ub^B
Подставим его в уравнение (а)
Qk
(t 1 / \ | U1 “Ь 1вт
Ь-------------
После преобразований получим
<?Х = --ТГ (4-1,,)•
2+«Л
Это уравнение назовем характеристикой конденсатора,
После подстановки значений величин
Фк — юоо-65-3600 ~~ = 38400 (fK £в1). (I)
2 + 40-1000-4200
17—750
257
В уравнении (I) два неизвестных, поэтому необходимо напи-
сать второе уравнение
& = <2o+^. (Н)
Назовем его характеристикой компрессора.
Данные уравнения решаются графически. Для этого необхо-
димо построить две кривые (характеристики) в координатах
QK—fK, точка пересечения кривых — рабочая точка.
]. Характеристики компрессора и конденсатора строят по
точкам; для этого принимают следующие значения температуры
конденсации (в °C): 22, 25, 27, 30 и 32. Для этих значений ц
определяют тепловые нагрузки конденсатора в следующем по-
рядке.
По табл. 52 приложения находят объем, описываемый порш-
нями компрессора АУ-200: 528 м3/ч.
По табл. 30 приложения определяют давление в испарителе
рп и давление в конденсаторе рк.
Рассчитывают степень сжатия: рк/ро.
По графику па рис. 7—8 определяют коэффициенты подачи
компрессора л.
По табл. 33 приложения находят величины удельной объем-
ной холодопроизводительности qv.
Рассчитывают холодопроизводительность холодильной ма-
шины
= 3600*
Строят цикл холодильной машины в диаграмме р—i
(рис. 7-22).
По диаграмме р—i определяют энтальпию пара аммиака
на выходе из испарителя — z'i, из компрессора — i2 и энтальпию
жидкого аммиака на выходе из конденсатора — i3.
По графику па рис. 7-7 находят значение индикаторного
КПД компрессора тр.
Рис. 7-22. Цикл паровой компрес-
сионной холодильной машины
(К расчету 7-20)
Рис, 7-23. Характеристики комп-
рессора и конденсатора (к расче-
ту 7-20)
258
Таблица 7-9
io. °C рн, МПа PVJ?O к (lv, кДж/мЗ Qo. кВт 6 <3
кДж/хг
22 0,915 3,14 0,87 2741,3 350 1670 1825 440
25 1,003 3,55 0,845 2707,7 337 1670 1835 445
27 1,068 3,67 0,835 2684,7 327 1670 1850 446
30 1,167 4,00 0,825 2650,4 321 1670 1862 448
32 1,232 4,25 0,815 2624,0 315 1670 1870 451
/о, °C <? а G, кг/с QI{
кДж/кг кВ г
22 0,876 158 1230 0,284 51,3 401,3
25 0,875 168 1225 0,275 52,7 389,7
27 0,872 185 1224 0,273 58,0 385,0
30 0,870 197 3222 0,265 60,0 381,0
32 0,860 220 1219 0,259 66,0 381,0
Теоретическая удельная работа компрессора
Дг = 12 Ц,
Удельная холодопроизводительность аммиака
Производительность компрессора
Индикаторная мощность компрессора
Тепловая нагрузка конденсатора
2. Все расчеты делают для каждого из принятых значений
температуры конденсации 1К- По условию: =—10°C; р0 =
^0,29 МПа. Результаты сводят в табл. 7-9.
3. По полученным данным строят характеристику компрессо-
ра (рис. 7-23, кривая 2).
4. Характеристика конденсатора У —прямая линия. Для ее
построения находят две точки, через которые проводят прямую,
4.1. Принимают QK=400 кВт, подставляют в уравнение (I):
400000 = 38400 (Гк—20), откуда ^ = 30,5°C.
4.2. Принимают QK~370 кВт, тогда 370000 = 38400 (/й—20),
откуда /к = 29,64 °C.
4.3. По полученным значениям tK строят прямую 1 на
рис. 7-23.
17
259
5. Точка А пересечения двух линии не рис 7—23 является
рабочей точкой; для нее QK = 381 кВт, 4 = 29,64.
6. По найденному значению 4=30 °C по табл. 30 приложения
определяют давление в конденсаторе: рк = 1,166 МПа.
7. Рассчитывают температуру воды на выходе из конденса-
тора:
/ — / „и , / of) । 381-3600 по л op
3“ *В1 г GbCb , fD2—ZU"t“ 40000.4(2 ~ Z0>Z b.
Расчет 7-21. Пенобетонная стена отделяет помещение, где
температура воздуха 4 “25°C и влажность 80%, от охлаждаемо-
го помещения с температурой 4=0 °C.
Определить толщину стены б, необходимую для недопущения
конденсации влаги на ее поверхности.
Расчет ведут в такой последовательности,
1. Чтобы не допустить конденсации водяного пара, темпера-
тура поверхности стены /ст со стороны теплого помещения долж-
на быть выше температуры точки росы; 4т>4-
1.2. На основании практических данных принимают:
коэффициент теплоотдачи от теплого воздуха к стене щ--=
= 8,7 Вт/(м2-К);
коэффициент теплоотдачи от стены к воздуху в охлаждаемом
помещении -8,1 Вт/(м2-К).
2. По табл 36 приложения находят значение коэффициента
теплопроводное hi пенобетона: Л=0,17 Вг/(м-К).
3. По диаграмме i— d для влажного воздуха температурой
Л =25 °C, относительной влажностью 80% определяют значение
температуры точки росы: 4=21 °C.
4. Удельный тепловой поток от теплого воздуха в стене опре-
деляется выражением
Я = Й1 (4 ^п)’
Исли /ст--=4, то <7 = ai(4-—/р).
Удельный тепловой поток через стенку определяется выраже-
нием
<7=/е(4~ 4).
При установившемся режиме
(4~4W(4~4)>
или
<4 (4 ~ / р) ~ ”§ J (4 4) *
аг ~ X а3
Подставляя значения величин в полученное уравнение,
8,7 (25 - 21) = —----j-------- (25 _ Q),
ЧТ/Г + “б^ + 8,1
и решая его, получим 6=0,057 м = 57 мм.
260
Следовательно, чтобы не допустить конденсации пара со
стороны теплого помещения, толщина стены должна быть боль-
ше 57 мм.
Расчет 7-22. По трубопроводу, наружный диаметр которого
z/H = 57 мм, протекает холодный пар аммиака при температуре
t0——45 °C. Трубопровод проходит в помещении, температура
воздуха в котором 4 =30 °C, относительная влажность ср1=75%.
Определить необходимую толщину теплоизоляционного слоя
биз из сегментов минеральной пробки.
Расчет ведут в такой последовательности.
1. Чтобы не было конденсации водяного пара на поверхности
изоляции, температура ее /Из должна быть выше температуры
точки росы воздуха в помещении; tK3>tp-
2. По i—d-диаграмме влажного воздуха определяют точку
росы по условию; 4=30°C, ср] = 75%; tp — 25,2°C.
Минимальная толщина изоляции должна соответствовать ус-
ловию: /н3=?р.
3 Определяют удельный тепловой поток на 1 м трубы.
3 1 Из \равнения
qf (4—Q,
___1 V , J 1___’
Пь/и/А__________________________________________ri1S 2,73Хст g dBH
d,i — наружный диаметр изолированно]! трубы, си и etg—коэффициенты
теплоотдачи от воздуха к поверхности изоляции и от внутренней поверхно-
сти тр>бы К аммиаку, и оГ!ГГ—наружный и внутренний диаметры трубы;
Лг и — коэффпцяыпы теплопроводности материала трубы к изоляции.
Термические сопротивления стенки трубы и теплоотдачи от
стенки к аммиаку
2, / jidWJcx2
очень малы и ими можно пренебречь, тогда
3.2. Из уравнения теплоотдачи
^=«1^(4—^. (б)
4. На основании практических данных коэффициент теплоот-
дачи от воздуха к поверхности изоляции принимают а; =
= 6,95 Вт/(м2-К).
По табл. 36 приложения определяют коэффициент теплопро-
водности минеральной пробки: Хкз = 0,08 Вт/(м-К).
261
5 После подстановки в уравнения (а) и (б) найденных зна-
чений, получают
,_____________30 - (—45)_______________________75__________
1 1 t/цз 1 dif3 '
л^-6,95 + 2,73 0,081 lg ”6,057 21,8с7из + 4 ’52 ,g оГббГ
q’ = 6,95 (30- 25,2) = 1 (Ыщ.
6 . Уравнения (а) и (б) решаются графически. Для этого
необходимо построить по уравнениям кривые в координатах
q'—da3: точка пересечения кривых — точка А— определит значе-
ние dK3,
6.1. Принимают значения dK3 и определяют значения q'.
сначала из уравнения (а)
( dK3, м 0,1 0,15 0,20 0,25 0,30
Вт/м 48 34,1 28 24,4 22
Поскольку уравнение (б) — уравнение прямой линии, поэто-
му достаточно двух значений 4?из и q'\
М 0 т 1 0 3
Вт/м 10.4 31,4 ’
6 2. По полученным результатам строят кривые (рис. 7—24)..
7 Из графика определяют </нз —242 мм (точка А), тогда
А ^из
Чп - ' 2 ’
с 242 — 57 пп _
биз =----------92,5 мм.
Плиты минеральной пробки имеют толщину 50 мм, поэтому
изоляцию необходимо сделать в два слоя «К.-----50-2 —100 мм.
В этом случае г/из = 100-2-|-57=257 мм.
8 С помощью кривой / находят, что (ft/=23,5 Вт/м при (/из =
= 257 мм.
9 . Из уравнения (б) определяют температуру поверхности
( изоляции:
*7р = (^|““^иэ)’
23,5 = 6,95 • 3,14 -0,257 (30—Q, откуда /из = 25,8 °C,
Эта температура выше температуры точки росы
t„3—tp =* 25,8—25,2 = 0,6 °C,
что обеспечивает отсутствие конденсации пара на поверхности
изоляции.
Расчет 7-23. Для охлаждения кондитерских изделий требует-
ся 5000 м3/ч воздуха при температуре /2 = 5°С. Для этой цели
262
Рис 7-24. Кривые зависи-
мости теплового потока от
толщины слоя 1ВОЛЯЦИИ
(к расисту 7 22)
л — построена по сравнению теп
.юиередави, 6 •— построена по
уравнению тси.юот ичи
Рис. 7-25 К графическому опре-
делению параметров воздуха
(к расчету 7-23)
воздух засасывается вентилятором из атмосферы (температура
^ = 15°С, относительная влажность q>i = 70%) и подается в труб-
чатый воздухоохладитель, где за счет кипящего фреона его тем-
пература снижается до требуемой величины.
Охладитель воздуха выполнен из оребренных труб. Мини-
мальная разность температур между воздухом и кипящим фрео-
ном 8°C, коэффициент теплопередачи (отнесенный к наружной
поверхности труб) /г=14 Вт/(ма-К).
Определить'
поверхность нагрева воздухоохладителя F;
количество конденсирующегося пара из воздуха GBi.
Расчет ведут в такой последовательности.
1. Температуру кипения фреона в воздухоохладителе опреде-
ляют из условия
А^мпя ' ^2 ^1)’
откуда
/О=^-А/Мян; /й-5~8~—3°С.
2. Средняя разность температур между воздухом и фреоном
д f (G — ^о)
2.31g
^2 — ^0
А<ср = " 18 К-= 12,4 °C.
2,3 1g 4-
263
3 Тепловая нагрузка воздухоохладителя
s "с G — масса охлаждаемого воздуха, ь и 1г— -те ,ьр ’г ?p’u пья « j
хо ла входе в охладитель и на выходе из него
Величины удельной энтальпии воздуха определяют по с—
^-диаграмме влажного воздуха
3 1. Состояние воздуха, поступающего в воздухоохладитель
из атмосферы (точка /), определяется на диаграмме пересече-
нием изотермы /1 = 15°С и линии ф1 =70% (рис 7-25)
Для этого воздуха tj = 34 кДж/кг св ; + = 7,3 г/кг с в
3.2 Состояние воздуха, находящегося около поверхности
трубы охладителя, определяется точкой <?, расположенной на
линии ф3=100% при температуре поверхности трубы
Практически С — ^Н‘0,7; /3 = —3+0,7=—2,3 °C
3 3. Практически можно считать, что воздух, выходящий из
воздухоохладителя, представляет собой смесь воздуха двух сос-
тояний: исходного (точка 1) и охлажденного до температуры
поверхности трубы (точка 3); по правилу смешения точка 2
должна находиться на прямой 1—3 при пересечении ее с изотер-
мой +=5°С.
По диаграмме определяют параметры воздуха, выходящего
из воздухоохладителя (точка 2): t2=17,6 кДж/кг с.в; + = 5 г/кг
с. в.
Рассчитывают тепловую нагрузку воздухоохладителя:
= Q_- -°^-0'-29 (34—17,6)~29 кВт.
OU VIJ
4. Внешняя поверхность трубы
Р — ®_____ F — 1000 «= 1RO м2
? Шср ’ ? 14-12,4 1ЬУ М .
5. Количество конденсирующейся влаги
(?пп = Ир(+ d2)',
<?ял = 5000-1,29(7,3 — 5) = 14800 г/ч = 14,8 кг/ч.
(
КОНТРОЛЬНЫЕ ЗАДАЧИ
Задача 7-1. Вычислить холодильный коэффициент холодиль-
ной машины, работающей по циклу Карно, если температура
кипения холодильного агента —20°C, температура конденсации
20 °C.
Задача 7-2. Холодильная паровая компрессионная машина
работает по циклу Карно.
Определить-
теоретические затраты энергии;
расход воды в конденсаторе, если вода в нем нагревается
от 20 до 25 °C.
264
Расчет сделать для дв\х вариантов работы: холодоироизво-
диюльность 50 и 75 кВт, температура кипения холодильного
агента —15 и —35°C, температура конденсации 30 и 35 °C.
Задача 7-3. Холодильная машина работает по циклу Карно
Условия работы машины, температура кипения холодильного
агента —20 °C, температура конденсации 30°C, расход воды в
конденсаторе 25 м3/ч, температура воды на входе в конденсатор
19°C, на выходе 24 СС
Определить-
затраты энергии;
холодопроизводительность;
холодильный коэффициент.
Задача 7-4. В пепарнюле хилсди шнои машины олыждкчс”
3 м3/ч воды от 2и то ГС Охчаждаюшси средин в контенп i qo
является воздух, шязрый поцаеюя вентилятором производно 1
нослыо 42 000 и ", в( Mjx в кондешаюре нагревается с 2* «о
29СС. Машина рабом ei »ю ци^лх Кшмю при icvnopaiype кт е
пин хо.ю L’i н и 1 о шегта - б С
(’пред 1 т*
11paIы > < " in.
’Minра ।юш ю i (ни, чиццлпою мены,
' }.ю U! !ЬЯЬ1 I XU )ффшшен 1
Задача 7-5. В компрессора вомушнои ко толильной машпч>'
воздух сжпмаыся адиаоагио от давления 9,81 * 104 Па (1 кгс/см )
до 29,24-ICO Па (4 кгс/см3), затем в холодильнике охлаждается
водой до 30 =С; в детандере расширяется до давления 11,8Х
ХЮ4 Па (1,2 кгс/см2). поступает в теплообменный аппарат, где
за счет подвода теплоты о г охлаждаемой среды нагревается до
—10X, и снова поступает в компрессор.
Определить холодильный коэффициент машины, если адиа-
батный КПД детандера равен 0,7.
Задача 7-6. Воздушная холодильная машина используется
для замораживания продуктов. Холодный воздух после детанде-
ра подается в камеру, где нагревается до температуры —20СС
при давлении 10,38-104 Па (1 кгс/см2). Компрессор отсасывает
воздух из камеры, сжимает адиабатно до 39,24-104 Па
(4 кгс/см2) и нагнетает в холодильник, где воздух охлаждается
во юй до температуры 27 °C.
Определить
холодильный коэффициент машины,
температуру воздуха после сжатия в компрессоре и после
расширения в детандере, если снижение давления в детандере
от 59,24-10' до 10,8 Па происходит при адиабатном КПД, рав-
ном 0,75
Задача 7-7. Воздушная холодильная машина с компрессором
и детандером используется для поддержания в камере темпера-
туры —25 °C Холодный воздух из детандера поступает в бата-
рею камеры, где нагревается до —35°C. Затем отсасывается
компрессором, адиабатно сжимается в нем от давления 9.8IX
265
ХЮ4 Па (I кгс/см2) до 58,86-104 Па (6 кгс/см2). В холодильни-
ке воздух охлаждается до 25 °C, затем поступает в детандер, где
адиабатно расширяется до давления 10,87-104 Па (1,1 кгс/см2),
КПД детандера равен 0,7; общие теплопритоки в камеру состав-
ляют 20 000 Вт.
Определить:
холодильный коэффициент машины;
затраты энергии.
Задача 7-8. Конденсатор сублимационной сушильной уста-
новки охлаждается холодным воздухом, поступающим из детан-
дера воздушной холодильной машины. В конденсаторе воздух
нагревается от температуры —60°C до —50°C, а затем при дав-
лении 0,108 МПа поступает в компрессор, где сжимается до не-
обходимого давления. В конденсаторе намораживается 20 кг/ч
влаги, поступающей из сублиматора. Адиабатный КПД детан-
дера равен 0,8, индикаторный (адиабатный) КПД компрессо-
ра — 0,7. Воздух в холодильнике охлаждается до 27 °C. Приток
теплоты через изоляцию конденсатора принять в размере 25%
теплоты, выделившейся при намораживании. Удельную теплоту
сублимации принять равной 2870 кДж/кг.
Определить:
холодильный коэффициент холодильной машины;
затраты энергии.
Задача 7-9. В конденсаторе аммиачной холодильной машины
20 м3/ч охлаждающей воды нагревается па б^С. Теоретическая
мощность компрессора составляет 24 кВт.
Определить.
холодопроизводительность машины;
холодильный коэффициент.
Задача 7-10. Аммиачная холодильная машина имеет при
стандартных условиях холодопроизводительность 232 кВт.
Определить:
л явление в конденсаторе
давление в испарителе р0;
.холодильный коэффициент в;
часовой объем засасываемого компрессором пара V;
теоретическую мощность компрессора Аг;
температуру аммиака па выходе из компрессора t%;
расход воды в конденсаторе Gti при нагревании ее в нем па
6 °C.
Задача 7-11. Паровая компрессионная холодильная машина
работает при температуре кипения холодильного агента % =
= — 10 °C, температуре конденсации fK=-35°C. В компрессор по-
ступает сухой насыщенный пар холодильного агента.
Определить:
теоретический холодильный коэффициент е,;
степень совершенства цикла е/ег;
температуру пара на выходе из компрессора i%.
Расчет сделать для двух вариантов работы машины:
266
а) на фреоне-12;
б) на аммиаке. s
Задача 7-12. Аммиачная паровая компрессионная машина
имеет холодопроизводительность 100 000 Вт при температуре кн- ‘
пения холодильного агента —15°C и температуре конденсации ;
30°C. Температура жидкого аммиака перед регулирующим вен- >
тилем 25 °C. Из испарителя в компрессор поступает сухой пасы- I
щенпый пар. I
Определить: I
теоретические затраты энергии Л7т; ?
количество циркулирующего в системе аммиака G;
расход воды в конденсаторе С?в при нагреве ее в нем от 20 ?
до 25 °C.
Задача 7-13. Паровая компрессионная холодильная машина, ।
работающая па фреоне-12, имеет холодопроизводительность J
10 000 Вт при температуре кипения холодильного агента —15°C, 1
температуре конденсации 30 °C. Температура холодильного аген-
та перед регулирующим вентилем 25 °C. Из испарителя в ком- i
прессор поступает сухой насыщенный пар.
Определить:
теоретические затраты энергии /V1;
количество циркулирующего холодильного агента G;
расход воды в конденсаторе при ее нагревании от 20 до
25 °C.
Задача 7-14. Рассчитать теоретические затраты энергии АС,
расход воды в конденсаторе аммиачной холодильной машины
при получении 600 кг/ч льда из воды, имеющей температуру
18 °C.
Температура кипения холодильного агента —10°C, тем- ;
пература конденсации /К=25°С. Переохлаждение жидкого ам- ?
миака составляет 5СС. Из испарителя пар аммиака выходит пе* |
регретым на 4 °C. Вода в конденсаторе нагревается с 18 до 23 °C. ?
Задача 7-15. 300 дал/ч сухого столового вина охлаждается ;
от 10 до —4 °C в охладителе кипящим фреопом-12. Минималь- i
ная разность температур теплоносителей в охладителе состав- 1
ляет 4°C. Пар фреона-12 из охладителя выходит с содержанием ;
жидкости 5%, проходит через теплообменный аппарат и пере-
гретым поступает в компрессор.
В конденсаторе хладагент конденсируется при температуре !
6с=30°С и конденсат переохлаждается на 5°C. Затем жидкий
хладагент поступает через теплообменник и регулирующий вен-
тиль в охладитель вина. В теплообменнике жидкий фреон ох-
лаждается до 10 °C.
Определить:
теоретические затраты энергии ,VT;
холодильный коэффициент е;
тепловую нагрузку фреонового теплообменника Q7;
расход воды в конденсаторе GB, если она нагревается в нем
на 6 °C.
267
Задача 7-16. В испарителе компрессионной холодильной ма-
шины фреон-12 кипит при температуре —20 °C, в конденсаторе
конденсируется при 30°C и переохлаждается до 25 °C.
Определить параметры холодильного агента после компрес-
сора (рк, ts), перед регулирующим вентилем (f3) и холодильный
коэффициент а для двух режимов работы:
а) в компрессор из испарителя поступает сухой насыщенный
пар;
б) в компрессор поступает пар, перегретый на 20 °C; пере-
грев происходит в теплообменнике за счет теплообмена с жид-
ким фреоном, поступающим из конденсатора.
Задача 7-17. Фреоновая холодильная машина используется
для получения 500 кг/ч холодной! воды температурой 1 °C; на-
чальная температура воды 16 °C Фреон кипит в испарителе при
— 8 °C, конденсируется при 43°C, переохлаждается до 40 °C.
Охлаждающий воздух в конденсаторе нагревается от 30 до 35°C.
Определить расход воздуха, подаваемого для охлаждения
конденсатора.
Задача 7-18. Холодильная машина с компрессором ФВ-6 ра-
ботает на фреоне-12 при температуре кипения холодильного
агента в испарителе —20 °C, температуре конденсации 30 °C.
В конденсаторе жидкий фреон переохлаждается до 25 °C.
Харакк'ристика компрессора: ’тело цилиндров 2, ход порш-
ня 50 мм, диаметр цилиндра 67,5 мм, частота вращения колен-
чатого вала 1440 об/мин, механический КПД. 0,85, КПД переда-
чи 0,9, КПД элеы родвигатсля 0,95.
Из испарителя выходит сухой насыщенный пар, в компрессор
поступает нар, перегретый на 15°C за счет теплообмена с жид-
ким фреоном в теплообменнике.
Определить:
холодопроизводительность машины Qo;
холодильный коэффициент е;
эффективную мощность компрессора Ад;
мощность электродвигателя У.
Задача 7-19. Холодильная машина с компрессором ФУ-12,
работающая на фреоне-12, имеет при стандартном режиме холо-
допроизводительность 9,3 кВт.
Определить холодопроизводительность машины при работе в
режиме: температура кипения —25°C, температура конденсации
35 °C, температура переохлаждения 28 °C. В компрессор посту-
пает пар, перегретый на 20 °C.
Задача 7-20. Холодильная машина с 4-цилшщровым компрес-
сором, у которого диаметр цилиндра 67,5 мм, ход поршня 50 мм,
частота вращения коленчатого вала 1440 об/мин, работает при
температуре кипения холодильного агента —25 °C, температуре
конденсации 35 °C, температуре переохлаждения 30 °C. После
конденсатора жидкий холодильный агент в теплообменном аппа-
рате переохлаждается до 15 °C паром, поступающим из испа-
рителя в компрессор.
268
Определить холодопроизводительность машины для двух ва-
риантов работы:
а) на фреоне-12;
б) па фреоне-22.
Задача 7-21. Фреоновая холодильная машина с компрессо-
ром ФУ-12 используется для охлаждения 100 дал/ч сухого вино-
градного вина от 5 до —5 °C. Минимальная разность температур
между вином и кипящим фреоном в охладителе (испарителе) —
6 °C.
Из охладителя холодильный агент выходит с содержанием
жидкости 5%, проходит теплообменник, где нагревается жид-
ким фреоном, и засасывается компрессором. В конденсаторе хо-
лодильный агент конденсируется при температуре 30 °C, переох-
лаждается до 24 °C, затем через теплообменник и регулирующий
вентиль поступает в охладитель вина. Разность температур на
«теплом» конце теплообменника 12°C. Компрессор имеет сле-
дующую характеристику: число цилиндров 4, ход поршня 50 мм,
диаметр цилиндра 67,5 мм, частота вращения коленчатого вала
1440 об/мин, механический КПД 0,85.
Определить коэффициент рабочего времени компрессора и
его эффективную мощность.
Задача 7-22. В конденсатор аммиачной холодильной маши-
ны из компрессора поступает 300 кг/ч пара аммиака при тем-
пературе 120°C и давлении 1,17 МПа (11,9 кгс/см3). Из конден-
сатора жидкий холодильный агент выходит при температуре
25 °C. Для охлаждения используется вода температурой 22 “С.
Определить;
расход воды GB, обеспечивающий среднюю разность темпера-
тур теплоносителей для зоны конденсации 6 °C;
температуру воды на выходе из конденсатора.
Задача 7-23. В конденсатор холодильной машины из компрес-
сора поступает 400 кг/ч пара фреона-12 при температуре 45°C
и давлении 0,74 МПа (7,6 кгс/см2). Из конденсатора жидкий хо-
лодильный агент выходит при температуре 26 °C. Для охлажде-
ния используется вода температурой 23 °C, которая нагревается
в конденсаторе на 5 °C.
Определить:
расход воды;
среднюю разность температур теплоносителей для зоны кон-
денсации.
Задача 7-24. Аммиачная холодильная машина имеет горизон-
тальный кожухотрубчатый конденсатор (99 труб, 9 ходов), тру-
бы стальные 25X2,5 мм, длиной 2,3 м. Из компрессора в кон-
денсатор подается 300 кг/ч пара аммиака с температурой 120 °C.
Начальная температура охлаждающей воды 22°C. Жидкий ам-
миак отводится из конденсатора при температуре кипения в пе-
реохладитель.
Определить давление конденсации двух расходов охлаждаю-
щей воды:
269
a) 22000 кг/ч;
б) 12500 кг/ч.
Считать трубы загрязненными, производительность компрес-
сора постоянной.
Задача 7-25. Аммиачная холодильная машина с компрессо-
ром АВ-100 работает при температуре кипения холодильного
агента —15 °C, при давлении в конденсаторе 1 МПа (10,2
кгс/см2). Поверхность нагрева конденсатора 32м2, коэффициент
теплопередачи 950 Вт/(м2-К), начальная температура охлаж-
дающей воды 18°C, жидкий аммиак выходит из конденсатора
при температуре 21 °C.
Частота вращения коленчатого вала компрессора 960 об/мин.
Объем, описываемый поршнями компрессора АВ-100 при 960
об/мин, 264 м3/ц.
Определить:
расход воды в конденсаторе G0;
температуру охлаждающей воды на выходе из конденсатора.
Задача 7-26. С помощью фреоновой холодильной машины с
компрессором ФВ-12 (и —720 об/мин) в холодильной камере
поддерживается температура 0°С.
Машина работает при следующих условиях:
поверхность охлаждающих приборов камеры 120 м2;
коэффициент теплопередачи 12 Вт/(м2-К);
температура наружного воздуха 25°C;
общая поверхность ограждений камеры 800 м2;
коэффициент теплопередачи ограждений 0,6 Вт/(м2-К);
температура конденсации 30°C;
в компрессор поступает пар, перегретый на 15 °C за счет
теплообмена с жидким фреоном.
Определить:
температуру кипения холодильного агента;
температуру, которая установится в холодильной камере при
непрерывной работе компрессора.
Задача 7-27. По трубопроводу с наружным диаметром 56 мм
протекает рассол температурой —15 °C- Трубопровод проходит
через помещение, температура воздуха в котором 25 °C, относи-
тельная влажность 80%.
Определить необходимую толщину теплоизоляционного слоя
из минерального войлока.
Задача 7-28. В межтрубном пространстве кожухотрубчатого
испарителя 90-ИКТ кипит аммиак при температуре —20°C. Ис-
паритель установлен в помещении, температура в котором 25 °C.
Относительная влажность 75%. Наружный диаметр испарителя
800 мм.
Определить необходимую толщину слоя тепловой изоляции
из минеральной пробки для испарителя.
Задача 7-29. Для охлаждения кондитерских изделий требует-
ся 6000 м3/ч воздуха при температуре 5 °C. Для этой цели воздух
засасывается вентилятором из атмосферы (температура 20 °C,
270
относительная влажность 80%) и подается в трубчатый возду-
хоохладитель, где рассолом охлаждается до необходимой тем-
пературы.
Охладитель из гладких труб с поперечным обтеканием воз-
духом. Коэффициент теплопередачи 40 Вт/(м2-К). В охладите-
ле рассол нагревается от —8 °C до —6 °C.
Определить:
расход рассола;
количество конденсирующейся из воздуха влаги;
поверхность теплопередачи воздухоохладителя.
Задача 7-30. Для работы воздухоохладителя используется
фреоновая холодильная машина.
Воздухоохладитель из оребренных труб с поперечным обте-
канием воздухом; коэффициент теплопередачи (отнесенный к
наружной поверхности труб) 15 Вт/(м2-К).
В воздухоохладитель поступает 6000 м3/ч воздуха при темпе-
ратуре 20 °C и относительной влажности 70%, выходит воздух
при температуре 5 °C.
Условия работы холодильной машины: температура кипения
холодильного агента —6 °C, температура конденсации 35 °C.
После конденсации жидкий фреон переохлаждается в теплооб-
менном аппарате обратным потоком пара фреона до 10 °C. Вода
в конденсаторе нагревается от 24 до 30 °C.
Из воздухоохладителя пар фреона выходит с содержанием
5% жидкости.
Определить;
хо л одо 11 роизво д ите л ыюсть м а ш и п ы;
эффективную мощность компрессора;
расход охлаждающей воды в конденсаторе;
поверхность теплопередачи воздухоохладителя.
ОТВЕТЫ НЛ КОНТРОЛЬНЫЕ ЗАДАЧИ
7-1. 8И = 6,6.
7-2. Лг=8,75 кВт; Gn=2,8 кг/с.
jV=22 кВт; = 3,68 кг/с.
7-3. М=24 кВт; Qo = I20 800 Вт; е=5,08.
7-4. #=11,3 кВт; 6, = 40 °C; е=5,8.
7-5. 8 = 0,94
7-6. 8=0,545; Г2=373 К; Л'^227,3 К.
7-7 8 = 0,333; #=60 кВт.
7-8. 8 = 0,102; #=196 кВт.
7-9 Qo= 116 кВт; g=4,8.
7-10. ро=0,24 МПа (2,4 кгс/см2); p!t=l,17 МПа (11,9 кгс/см2); е=4,9;
/2=98°С; #,.=47 кВт; У=350 м3/т; Оо=11,1 кг/с.
7-11, а) /2=45°С; 8=4,75; с/е1( = 0,82;
б) /2=100°С; 8 = 4,85; e/8h = 0,835.
7-12. Ga=0,088 кг/с; #т = 20 кВт; Ов=5,75 кг/с.
7-13. 0 = 0,83 кг/с; #т=22,5 кВт; GO=5,9 кг/с.
7-14. #г=10,3 кВт; Gs=8,9 кг/с.
7-15. Qo=44 кВт; eT«6,l; Ов = 2,43 кг/с; #т=7,2 кВт.
7-16. а) ег=4; /2=41 °C; р2=0,74 МПа; /а = 25°С;
б) 8т=4,26; *2 = 62°С; р2 = 0,74 МПа; 73=12,4°С.
271
1-М 6- = 2,1 кгЛ
7 18. Q -5,68 кВт, .Vt = 1.9 нВт; гт = 4,25, .V = 2,2 нВт
7 19. Q =4,5 кВт
7-20. a) Qj = 8,42 кВт;
6) Qo=13 8 кВт.
7 21. 6 = 0,46; Л6==5.6 кВт.
7*22. Ga = 6,93 кг/с; zr=26(660C
7-23 65 = 0,805 кг/с; Д/в= 4,5 SC.
7 24, a) pi: = 1,1 МПа;
б) р, =1,18 МПа
7-25. G =10,55 кг/с; /,— 21,7 °C.
7-26. /3 = —12,2 °C; /,..„,«-2,6 °C.
7 27. 6,п>70 мм
7-28. дц^Э! мм
7'29. Gj =98,1 кг с. А=8.5 мг.
7-30. Q =58,5 кВт, Л- —13,4 кВт; 6,-2 8 кг/с; /7=210 м1 2 3 * 5
р в КОЛ4 г: и;», у г м а я ли т е р ат у р л
1. Кочсн.ов Н. Д. Холодильная техника—,Т/ Мтяингк'. рос с г-,
1966.—ЮЗ с.
2 К; рыл ев Е С, Герасимов II. Л Примеры, расчеты и , а 0 ч р
то] лые работы по холодильным установкам --Л: Маишвос ч ре-, ui,.\ 1971 —
256 с.
3. К У Р ь1 л <г ji Е. С., Герасимов Н. А Холодильные ссiа,' зкп -- Т :
M-'iujwhocj potHHe. 1970. — 607 с
4 Ci о р д ( о н Г. 3, Яинсль В. К. Курсовое н д-'-ломпое нроемгр > и-
яке1 холодильных установок и установок ковдиниони; оваиия ха - ’Л •
Пнчхеиля промышленность 1972,--- 382 с
5. Чубик 11 Л, Маслов А. Л1 Спрлиочлнк по '1 сп чехри ,л ч< t к,.к i он-
понтам ы11'Н’П1,:\ г peen к 1 ол л пилх фабрика i и1'. М. Пишеш”, глышиг ‘л,-
шхть, 1965.- 156 е
0 И а в а о с, [\ Ф Ром а и ко в П, Г, Носков А А. Преторы г
г.,Ч1< по мрсу ч'а'КкЛ'Ов и аппаратов химической технелон'и —?4 , Д - - Хц-
Ш1я, Г3"1 —С3*< с
ПРИЛОЖЕНИЕ
г г 1 hi , ™т, с мпл) при различных Т а б : л да 1 Модуль упругости воды £ (в млат г г температуре и давлении
1ежг <jtv П.. £ — — ’ • _ МНа Давление, , „ . т
0,5 1/ 2,0 - 0 3.0
п 1 опп 10ЛП 1420 1950 1980 0 1890 1Уии 1У/и 9П7П 1930 1950 1970 2°™ 10 1950 1970 2010 РЛОП 9170 15 1970 2000 2030 20 1980 2020 2060 2120
Таблица 2. Коэффициент температурного расС,”1рения воды
при различных давлении и температуре, Х*0®, К
1 сиг.'; V -1, — МПа Давление, t— . Г у 20 1 50 1 90 0,1 н> 20 3 !
10 14 43 72
20 150 165 183
70 422 422 426
70 556 548 539
100 719 704 69!
149
236
429
523
661
229
289
437
514
621
Таблица 3. Динамический коэффициент вязк**™ Н некоторых пищевых
продуктов при различной температуре, Па-с ______________________
_
.£<шпература
f Трх 1 кт 20 40 50 70 100
Патока 80 !'О СВ, 18% РБ 81% СВ, 39 % РВ 82% СВ, 43% РВ Масло какао 22,5 37.6 153. G 0,0383 1,50 I ,75 5,7 0,02/8 0,40 0,5 1,0 0,0158 0,12 0,2
Таблица 4. Физические параметры воды
i Л °C | г-г кг/м3 i Ю -з, Дж/кг с Ю- з, Дж/(кг IJ X юз. Dt/im К1 Л03- Jia с V'10'Т, \<2/С ₽ 10 0 1/к Рг
f. )ППа п / .)> 55 i 1790 1,70 — 0,63 1.3,7 . S ° ?7" 57 5 I310 I.31 -;А’0 9.52 20 99S 83’8 4’19 59’,9 1000 М2 %02 30 996 126* 4Д8 61’8 894 °’8* 3’21 <42 40 992 168 4,18 63,4 °-88 ^87 4 о. 30 988 210 4.18 64,8 4,49 3,о4 рл Qfi^ оц 1 J । q 14 U 0,4 / о 5.11 2, v> о 70 078 293 4’19 66 8 406 °-415 5,70 2,55 Ян О"? 4 9 67 6 355 0,365 6,32 2,21 од 965 4’ 0 Й’О ЗИ 0,326 6-95 3’95 1(0 958 419 4 23 68 2 283 0,295 7,52 1,75 20 043 502 4 27 68 5 238 °’252 8-84 I-47 140 926 590 4^7 68^ 201 3-217 9-72 1,26
18—750
273
1 аблицз 5 Атомная теплоемкость xir:i{ :сгг(их элементов, кДж(хаг.)м-К)
'? МСИ 1 '1 my? iov С АГ Ы. ’hi1 1 ЖД1 ЧЛЛ- Гвердг!’ 'ОС ГЛ ЧJI J1O * ; |УЧ+ , t Л с
СОъ ГО<Ш14С
с 7,5 И ,7 1; 20,95 1
н 9.6 13.0 1 22,0 И ,9
в 11,3 19,7 S 22,6 ГЛ 1 , /
Si 15,9 24,3 Остальные 26,0 »> S , •?
О 16.2 25,1
Таблица 6. Физико-химическая депрессия сахарных растворов, °C
'1е'.Н1е'.)(1ту|>а в плдсоковом nyoi: ])'Ч1стяе „шиа и. I а.
CI:
. <*< lj 1 /0 60 65 70 75 80 85 00 9j 100 105 | IJ0 из г or-1 123 130
И) 0,1 0,1 0,08 0.090,09 0,09 0,09 0,1 0.1 0,1 0,1 0.1 0,1 0.1 0,1 13 0,15 0,2 0,2 0,2 0,2 0,2 0,2 0,2 0,2 0,2 0,3 0,3 0,3 0.3 0,3 20 0,3 0,3 0,3 0,3 0,3 0,3 0,3 0,3 0,3 0,3 0,4 0,4 0,4 0.1 0,4 25 0,4 0,4 0,4 0.4 0 4 0,5 0,5 0,5 0.5 0,5 0,5 0,5 0,6 0.6 0,6 30 0,5 0,0 0,6 0,6 0,6 0,6 0,7 0,7 0,7 0,7 0,7 0,8 0.3 0У 0,8 35 0,7 0,7 0,7 0,8 0,8 0,8 0,8 0,9 0,9 0,9 1,0 1,0 1,0 1,0 1,0 10 0,9 1,0 1,0 1,0 1,0 1,1 U 1,2 1,2 1.2 1,3 1,3 1,3 1,4 — 45 1,3 1,3 1,3 1,4 14 1.5 1,5 1,6 1,6 1,7 1,7 1,7 1,9 — — 50 1,6 J.6 1,7 1,7 1,8 1,9 1,9 2,0 2,0 2,1 2,2 2,2 2,3 — - 55 2,0 2,1 2,2 2,2 2,3 2,4 2,5 2.5 2,6 2,7 2,8 2,9 — - — 60 2,6 2,7 2,7 2,8 2,9 3,0 2.1 3,2 3,3 3.4 3,6 3,7 - — — 65 3,3 3,4 3.5 3,6 3,8 3,9 -1,0 4.1 4,3 4.1 4,6 — — — — 70 4,2 4,3 4,4 4,8 4,8 4,9 5,1 5,3 5,4 5,6 5,8 - — - -
Г а б л п ц. а 7. Критические температура, давление и идеальный объем
некоторых веществ
Вещество ’С ЛЧУО В 1Ь Г,ф, м*'кг
Ртуть 1450 9,8-Ю1 о,3
Вода 374 2,2-Ю1 3,1
Бензин 288,5 4,67-103 3.3
Хлористый углерод 283 4,5-Ю3 1,8
Спирт 243 6,39-103 3,6
Эфир 194 3,63-103 3,8
Сернистая кислота 157 7,85-102 1,95
Хлор 144 7,65-Ю3 1,75
Аммиак 133 1,14-10*
Сероводород 100 9,02-103
Ацетилен 36 6,28-103 4,3
Диоксид углерода (углекислота) 31 7,35-10» 2,15
Кислород — 119 5,0-10s 2,33
Оксид углерода — 139 3,52-103 3.2
Азот — 147 3,4-103 3,2
Водород —240 1,29-10» 32,3
Гелий -268 2,28-102 15,2
274
I </ ! . h , i;;/’! . JMHiSI f ' f Я?’ jv«)pu!.\ ПОДЛЫХ p.U IBO.KI
млряцих иод J:месф<рдь:м l..11л 4 при различных тсмги-рл 1 vp-sx
Темперит ’ ра кипении, °C Hc’LT^peuHoe ,1. . . n ) !. It
KNOT | Ю'~| |
CaCk кон | KCi КаСА
101 5,66 4,49 8,42 10,31 13,19 4,67 1 . 1 '
(02 10,31 8,51 14,31 18,37 29,66 8,42 < >'
ЮЗ 14,16 11,97 18,96 24,24 32,23 11,66 10, ! <
104 17,36 14,82 23,02 28,57 39,20 14,31 12. >«
105 20,00 17,01 26,57 32,24 45,10 16,59 01, > .
107 24,24 20,68 32,62 37,69 54,65 20,32 18,
НО 29,33 25,65 43,97 65,34 24,41 23,ir
115 35,68 31,97 -.1—- 50,86 79,53 29,49 26,?'
120 40,83 36,51 56,04 mH 33,07 33,7/
Ю5 45,80 40,23 60,40 — 36,02 37,58
140 57,89 48,05 - 38,61 48,32
160 68,94 54,89 — — —1 60,1 '
180 75,85 60,41 —— — — — 69,97
200 64,91 — - — — — 77,73
220 — 68,73 — - - —*— 1— M ,03
240 72,16 —, — — ~— 88,89
200 — 75,; 6 — — 93,02
280 - 78,95 — K- — — 93,9:?
J00 <81,63 — — Ю .17
Ряс 1 горелое вещества
! ewe,1 J t' ’Ла
кипси я, “G NaCi t Na NO;] j Na3<Od НазСОз GiSOd ZnSO,j NIhNOn ! NHjCl
101 6,19 8,2u 15,26 9,42 26,95 20,00 9,09 0,10
102 11,03 15,61 24,81 17,22 39,98 31,22 16,66 il ,35
103 14,67 21,87 30,73 23,72 40,83 37,89 23,89 15.96
104 17,69 27,53 29,18 44,47 42,92 29,08 19, >0
105 20,32 32,43 33,86 •— 46,15 <34,21 22,8l?
107 25,09 40,47 — — 42,53 28. 1/
НО —~ 49,87 -I— — 51.92 35.93
115 * — 60,94 - - 63,24 46,95
5 20 — 68,94 - - Ш- — 71,26
125 * II— — —- — 77,11
140 * — -^-1 - 87,09 —
160 — — — I— -- 93,20 —
180 — - . —_ — -- 96,00
200 — - —-* - 97.61 —-
220 — — —- - 98,84 —
240 — — - ** 1,1 iM —.
260 — — - - — .—„ —
280 —- ——
300 -—1- - —— -— —- —•
Таблица 9. Плотность некоторых жидкостей и иодных растворов, кг/м3
Вещее! до Концен- трация, % Температура. ’С
—20 С 20 40 60 { 80 100 120
Азотная кислота 100 1582 1547 1513 1478 1443 1408 1373 1383
50 II 1334 1310 1287 1263 1238 1212 1186
Глиперин 50 — 1136 1126 1116 П06 1006 996 986
П[Ю ) dJ'LCHM
Всщестно ПНЯ, % ~Й0 I ° i 30 40 | (.0 [ е.О ! J 120
Раствор хлорида 25 1248 1239 1230 1220 1210 1200 1 ICO 1180
кальция Метиловый спирт 100 828 810 ”92 774 756 736 714 690
Этиловый спирт 100 823 806 789 772 754 735 79; 693
80 ''* 857 ЫЗ 828 813 797 1 й j 708
60 — 904 891 878 861 849 8 С 820
40 ——- 947 935 923 910 897 8x5 872
20 977 969 957 946 934 922 910
Раствор гидроксида 50 — 1540 1525 1511 1497 1483 1469 1454
натрия 40 — 1443 1430 1416 1403 1389 137 5 1360
30 —- 1340 1328 1316 1303 1289 П76 126)
20 1230 1219 1208 1196 1183 1170 1155
10 — 1117 1109 1100 1089 1077 ИМ 1049
Раствор хлорида нат- 20 —— 1157 1145 1139 ИЗО 1120 11 to 1IOO
рил Сер;tan кислота 98 .—. 1857 1837 1817 1798 1779 170! 1742
02 1866 1845 1824 1803 1783 1765 1744 1723
75 1709 1689 1669 1650 1632 1614 1597 1580
60 1532 1515 1498 1482 1466 1450 1431 1418
Соляная кислота 30 1173 1161 1149 1138 1126 1115 110 i 1090
Уксусная кислота 100 1072 1048 1027 1004 981 958 922
50 —► 1074 1058 1042 1026 1010 991 978
Таблица Ю. Удельная теплоемкость некоторых жидкостей и водны*
растворов, нДж/(кг.К)
Концепт- TtMnepniypd, С
Вещество рация, % -20 0 20 | 40 со со too 120
Азотная кислота Глнпсрии 100 50 50 1,738 1,750 1,760 1,780 1,80 1,82 1,84 3,06 3,10 1,86 3,18
2,79 3,56 2,83 2,88 3,56 3,52 3,01 3,52
Раствор хлорида 25 2,84 2,89 2,94 3,03 3,06 3,10 3,14 3,18
кальпйя
Метиловый сирт 100 2,38 2,47 2,57 2,67 2,76 2,86 2,96 3,07
40 — 3,52 3,56 3,6 3,6 3,64 3,68 3,72
Этиловый спирт 100 2,12 2,29 2,48 2,72 2,96 3,21 3,51 3,80
80 — 2,68 2,83 3,01 3,22 3,43 3 64 3,90
60 — 3,06 3,14 3,31 3,48 3,60 3,7? 3,98
40 — 3,44 3,51 3,64 3,69 3,81 3.94 4,02
20 3,81 3,85 3,90 3,93 3,98 4,06 4,10
Раствор гидроксида 50 "—► 3,23 3,22 3,21 3,20 3.19 3,18
нагрия 40 — 3,38 3,41 3,46 3,48 3,49 3,49 3,49
30 , 3,45 3,52 3,59 3,62 3,64 3,64 3,64
20 3,53 3,56 3,66 3,69 3,71 3,72 3,72
10 — 3,69 3,77 3,82 3.84 3,87 3,88 3,89
Раствор хлорида нат- 20 — 3,94 3,92 3,91 3,90 3,89 3,86 3,86
рия
Сериал кислота 98 — 1,41 1,46 1,51 1,57 1,62 1,58 1,73
92 1,47 1,53 1,58 1,63 1,67 1,73 1,78 1 ,83
75 1,80 1,87 1,94 2,0 2,07 2,14 2.2! 2,27
60 2,11 2,20 2,28 2,36 2,45 2,54 2,61 2,70
Соляная кислота 30 1 2,3 2,47 2,64 2,80 3,01 ЗД8 3,35
Уксусная кислота 100 —- 1,88 1 ,99 2,10 2,21 2,3! 2,42 2,53
50 3,06 3,10 3,14 3,18 3,26 3,30 3,45
276
Таблиц И Плотность л сахарных растворов в зависимоеih
от содержания СВ при температуре 20 'С
f+, j । Р<(., 'Л1 + ( о, , . 1
10 1038 55 ] 2dP
15 1059 60 1286
20 1080 65 1316
25 1103 70 1347
30 1127 75 1378
35 1151 80 14(1
40 1176 85 1445
45 1202 90 1479
50 1230 95 1515
Примечание. При температуре, отличной от 20 СС. плотность оастпоров опреде-
дяется по уравнению Р^Рм—0.4+0,0025 СВ (/—20).
Таблица 12. Динамическая вязкость ц водных растворов
чистой сахарозы при различных температуре и концентрации
Температу- ра вс Вязкость ц-10» (в Па-с) при концентрации раствора. %
16 18 20 30
30 1.24 1,37 1,51 2,44
40 1,02 1Л 1,21 t ,90
50 0,84 0,91 0,98 1,50
60 0,70 0,77 0,82 I ,22
65 0,66 0,70 0.74 1,12
70 0,62 0,65 0,69 1,02
75 0,57 0,60 0,64 0,92
80 0,52 0,55 0,59 0,81
85 0,51 0,53 0 )б5 0,77
90 0,50 0,52 0,53 0,71
95 0,48 0,49 0,50 0,66
100 0,46 0,46 0,47 0,27
Примечание При рясчсЫл часю приходится иметь дело с кивелглтлческой
вр <ос:ь о V (в мг/г), которая представляет собой отношение динамической вялости к
тпогнпгти раствора г --р/р.
Таблица 13, Атомный обьем, мольный объем и мольная масса
некоторых веществ
Вещее! во Атомный ПЛИ МОЛЬ- НЫЙ объем, СМЗ/МОЛЬ Мольная масса Вещество Атомный или МОЛЬ- НЫЙ объем, см3/моль Мольная масса
Углерод 14,8 12 Азот 31,2 28 Хлор 24,6 35 Диоксид углерода 34 44 Водород атомар- 3,7 1 Аммиак 25,8 17 НЫЙ Вода 18,8 18 Водород 14,3 2 Хлор 48,4 70 Воздух 29,9 29 Бром 53,2 160 Кислород 25,6 32 Кислород (с дву- 7,4 16 мя насыщенными связями)
1 <i 0 ? , Р 14 ПЛОТНОСТЬ (в I 1Л 3; некоторых ЖИДКССПЙ и водных
пастверов при различной темпера гуре
Гемперг-тр’з ЛС
9 „ГСг j -so 1 <J 5 20 I 40 61 1 ъО j wo j J 20
Ацетон 835 813 791 768 746 "19 693 С 65
Дихлорэтан 1310 12? 2 7’54 1224 1194 1163 1138 1102
?пмсн ый спирт кон- iefirpa,iieii °'- мае 1 823 806 789 772 754 735 71С 683
80 857 843 828 813 797 783 768
59 1— 904 891 878 864 849 835 820
4 0 947 935 923 910 897 885 872
20 977 %? 957 946 934 922 910
Во ЦТ — 1000 998 typ 08.3 972 958 943
Гоблина 15 Удельная теплоемкость (в кДж/м К) иодно-спиртовых
растворов при разных температуре и концентрации спирта
Kcnir - 1 i Цг'" L 1Ир , и % ьыс 1, MJieji л ура С по
40 >0 / 0 70 но ад 100 |
5 4,23 4,27 4,27 4,27 4,27 4,27 4,27 4,27
10 4,27 4,27 4,31 4,31 4,31 4,31 4,35 4,31
20 4,31 4,31 1,31 4,31 4,31 4,31 4,31 4,31
30 4,27 4,29 Д у; 4,43 4,52 4,5С 4,60 •1,67
40 4,10 4,187 4 ,“0 4 ,35 4,39 4,4 4 д ,48 ? Дт’2
50 3,89 4,02 -1,10 4 .23 4,31 4,10 4,48 1 56
1,0 3,60 3,61 •1,93 4,10 1,23 4,35 4 48 4,60
70 .3,39 3.68 1.77 3,93 4 ДО 4,27 4,41 4,60
80 3,14 3,22 3,43 3,64 3,85 4,06 4,27 4,48
90 2,85 2,93 3,14 3,34 3,56 3,77 3,98 4 15
100 2,59 2,72 2 8з 2,97 3,10 3,26 3,43 3,60
1а> вина 16 Удельная теплоемкость |п кДжДкг К)} ацетона
и дихлорэтана при различной темпсра1уре
.Пл 1 1 1 i мнечьл vpd, ’С
-20 j 20 40 GO SO 100 120
Ацетол
Ди сюрэтлц
2,055 2,И8 2,150 2,240 2,501 2,365 2,432 2,495
0,970 1 000 1,248 1,940 1,327 1,420 1,510 1,600
Таблица 17 Динамический коэффициент вязкости водно-спиртовых
растворов, ц-10", Па с
vt чаиее erV; га. % мае I ( ми^рат»p? "C
10 20 00 40 00 60 70 7 j
10 2,162 1,548 1 ,353 0,896 0,725 0,602 0,509 0,481
20 3,235 2,168 1,539 1,144 0,896 0,728 0,606 0,578
30 4,095 2,670 1,894 1,353 1,038 0,826 0,677 0,625
40 4,355 2,867 1,941 1,455 1,116 0,887 0,724 0,665
50 4,774 2,832 2,001 1,475 1,136 0,840 0,739 0,600
278
i [V lii
спирта, % N<i".
10
чи < i, C
St! | V (bl | tl 1
60 3,787 2,642 1,906 1,426 1,109 0,887
70 3,268 2,369 1 ,744 1,328 1,044 0,841 0 '
80 2,663 1,998 1,519 1,18! 0,950 0,778 0,64 П,61Г
90 2,048 1,601 1.270 1,02? 0,835 0,695 0,580
100 1,480 1,221 0,997 0,824 0,695 0,590 0,506 —
i
Гс ]I KdlHIC 1 п 1рГЗ, v ас Температура, JC
0 [ 20 40 j 80 SO
Таблица 18. Коэффициент теплопроводности водко-спиртовых растворов,
В1/(м-К>
0 0,550 0,597 0,632 0,657 0,672
25 0,432 0,453 0,474 0,496 0,518
38 0,380 0,450 0,403 0,415 0,426
30 0,334 0,344 0,346 0,353 0,359
6'5 0,278 0,283 0,286 0,290 0,293
80 0,223 0,225 0,226 0,226 0,225
94 0,185 0,183 0,179 0,177 0,174
98 0,175 0,170 0,165 0,160 0,154
100 0,169 0,163 0,159 0,154 0,148
Таблица 19. Коэффициенты вязкости ацетона, дихлорэтана и этиловое»
спирта при различной температуре, ц-Ю’, Па*с
В' щи тау Температура, “С ° f0 20 30 40 ( 60 60 : 70 30
Ацего» Дихлорэтан Этиловый спирт 0,397 0,361 0,325 0,296 0,271 0,246 0,228 ~ 0 - ?1?!? ?’S2 °’730 °’644 0,568 0,519 0,469 0,417 1,773 1,466 1,200 1,003 0,834 0,702 0,592 0,504 0,471
Таблица 20. Физические свойства некоторых жидкостей
Вещество Мольная мас- са, кг/кмоль Давление насыщенного пара при 20“С мм рт. ст J кПа Температура кипе- ния при р=- “0,098 МП. сС
Ацетон Дихлорэтан 58,08 98,97 186 65 24,73 8,61 56,6 ЯЯ 7
Спирт этиловый 46,07 44 5^85 7Q Ч
Вода 18,02 17,54 2,33 г О 99 0
279
Таблице 21 Тешцпа испарения некоторых жидкостей при различной
температуре, кДж/кг
>К I пСС-1 ь Tr-.’nepa'i vpa °C
0 20 40 GO J 80 100 J JJJ | 149
Ацетон 565,2 552 7 535,9 519,2 494,0 473,1 445 0 418 7
Этилоэый 921,8 913.4 879,9 812,9 — 7123
спирт
Вода 2493,1 2446,9 2359,0 2258,4 2149,5
Та б 1 и и а 22 Энтальпия водно-спиртовых паров при температуре
конденсации я давлении Ю5 Па
Содержание спиртi и па >е, ic Температу- ра КОНДв! «.аник. 'С Энта ли шя жилкг>ста i' кДж/кг Тепл п i и< и icn а я (.« с 1. । 1 к Ьк к» Ji ta тьп ы па- ра С кД» /к: П ОН ость пци р кг/ч?
9 100 418,70 >250,7 2и75 0,559
5 99,4 421,56 21Н, б 2Ы0 0,620
10 15 98,8 98,2 426,24 423,3 ?)И,4 2043,0 2510 2466,5 0,613 0,667
20 97,6 420,79 1972,1 2192,9 0,694
25 97,0 420,37 1902,9 2383,4 0 722
30 96,0 417,86 1833,9 2250,5 0 /50
35 95,3 406,97 1762,7 2169',7 0 785
40 94,0 397,34 1691,5 2087,2 0,8’7
45 93,2 Зя2,27 1624,5 2006,8 0 /34
50 91 9 369,29 1553,4 1922,6 0 887
55 90,6 336,73 1484,3 1841,0 О 9 3J
60 89,0 342,91 1415,2 1758J 0 9/6
61 87,0 322,81 1346,0 1668,9 1,025
70 85,1 306,48 1277,0 1585.2 1,033
5 82,8 284,29 1210,0 1494,3 1 1 *5
80 80 8 260,01 1141,0 1403,0 ) ,214
85 79,6 249,% 1071,8 1321,8 1 , "95
00 78 / 237,40 996 5 1233 9 1 , 186
05 78,2 78 3 222,74 925 1 1148,0 1 48Г)
[н0 209 76 854,1 U16* 9 1 5%
1 а б j п ц а 23 Соотношение объемных и массовых процентов,
ппотнесть водно-спиртовых смесей
% об % мз С ПЛОТНО/ Th ,1 КГ/м-J I % об % мае. 1 Пло inn ть, К! 1 % об % мае Г1 'ОТПОИТЬ. К Г/мо
0 0,00 99^ 10 8.01 985 20 16,21 973
.1 0,79 996 11 8,83 933 21 17,04 972
2 1,59 995 12 9,64 982 22 17,88 471
3 2,38 993 13 10,46 981 23 18,71 970
4 3,18 992 14 11,27 980 >4 19,54 969
5 3,98 991 15 12,09 978 25 20,38 %з
6 4,78 990 16 12,91 977 26 21,22 966
7 5,59 988 17 13,74 97G 27 22,06 965
§ 6,40 987 18 14,56 975 28 22,91 964
9 7,20 986 19 15,39 974 29 23,76 963
280
30 24 61 902 54 16,22 922 78 1 1 i i
31 2 7,ч6 961 5о 47,18 9-0 79 I
32 26,32 959 56 48,15 918 80 7 >, Г i
33 27,18 958 57 49,13 916 81 ~4 61 it.
34 28,04 957 58 50,11 914 82 75,81
35 28,91 955 59 51,10 911 83 77,00 чбО
36 27,78 954 60 5\09 909 84 78,19 ' 17
37 30,65 952 61 53,09 907 85 79,40 ! 1
38 31,53 951 62 54,09 904 86 ч0,6Й н
39 32,41 949 63 55, Н 902 87 81,86 •ч ч
40 33,30 948 64 55 13 899 88 83,11 Н )
41 34,19 946 65 57,15 897 89 84,38
42 35, Q9 914 66 58,19 895 90 85,66 SJI
43 33,90 943 G7 59,23 892 91 86,9' <25
44 36,89 °41 68 60,27 890 92 88,20 822
45 V 80 939 69 61,33 888 93 89,f> ? 319
46 38,72 937 70 62,39 885 94 91 00 45
47 39 69 935 7! 63,40 883 95 92,41 >’ 1
48 40,36 934 72 64,54 880 96 93 М '07
49 Л,49 932 73 65,63 878 97 95,30 '03
30 12,43 931 71 66,72 875 98 96,?! <99
5! 43 37 928 75 67,83 872 99 99 1^ 734
52 14 31 920 76 68,94 8'0 ЮО 100 ?б9
53 15 26 924 и 70,06 867
I а и л и и a 24 Равновесные составы жидкости и пара температура
кипени" сч и ацетон -- вода при давлении р -0,098 МПа
1 у % vo л t ч f, % ' Ы1 1 V т ’’Э ।
1,15 27,91 92,0 72,57 87,90 *714
2.21 41,88 85,2 76,29 88,71 “Л )
6,38 68,09 2,1 82,08 90,37 58
11,64 17,77 65,? 86,55 92,08 )7 "
17,27 80,73 62,7 90,04 93 , 53 5” 6
30 85 83,09 60,9 92,37 94,72 5" ”
41,39 <1,21 60,3 93,83 95,62 57 П
50,96 85,24 59,8 96,38 97,15 4 '
52,28 85,12 59,6 97,47 97,93 56/
62,32 8f? аз 59,4 96,40 98,44 56 5
68,29 87 93 58 8
Т а б 1 и и ’ _5 Равновесные составы жидкости и пара, температура
кипении смеси ацетон — дихлорэт ан при давлении /7 = 0,098 МПа
», % Ми / i MOI
0,0 0,0 82,4 сЯ.Ч 86 9 f ч
26,8 52,0 73,3 86 7 95,0 )
53,5 75,8 67 0 100 0 100,0 * 7 }
Я!
Г; бд >J >t.<i 2L Ранноиесные составы жидкости и пара, температура
ХИ! с”’ч смеси ацетон — атиловый cjmpt при давлении р —(1,098 МПа
А /С ? У, % мот 1 °C 4 °', МО 1 1Л Ч МО l * гс
0,0 0,0 78,3 40,0 60,5 63,6
5,0 15,5 75,4 50,0 67,4 61,8
10,0 26,2 73,0 60,0 73,9 60,4
15,0 34,8 71,0 70,0 80,2 59,1
20,0 41,7 69.0 80,0 86,5 58,0
25,0 47,8 67,3 00,0 92,9 57,0
'10,0 52,4 65 9 100 0 100,0 56,1
35,0 56,6 64,7
fa блин а 27. Равновесные составы жидкости и нард, температура
кипения смеси этиловый спирт — вода
Содержать С!Ь Р i Н T.K.J к Гемпе- чятура КИП11Г',Я, Ср v спирта >1 в 1 , !К. С 1 <- |)Л <1 н н Uin . Ml ! ин 1
% МЖ % мол “С % МЯС % мо 11 % мае % мол
I 2 3 4 5 1 2
1 IVI 1 0 1- С 1 Ч<1 М(^]П!С
1 у рс< КИ- С! '1)111111 1'4
левая, Т % м‘‘ !% МО-'.
• г ...
3 1 j ->
0,01 0,004 9°,9 0,13 0,053 25 00 11,53 83,7 68, b 46,08
0,10 0,04 91,8 /3 0,51 26,00 12,08 83,4 (10, J 4и, 90
0,15 0,055 99,7 I ,95 0,77 "7,00 12,64 85,2 69,8 47,49
0,20 0,08 96,6 2,6 1,03 28/7) 13,19 85,0 70,3 48,08
9,30 0,12 99,5 3,8 1,57 29,00 ) 1,77 84,8 70,8 48,68
0,40 0,16 99,4 4,9 1 /38 30 00 1/35 84,7 7/3 49,30
0,50 0,19 99,3 6,1 9Л8 31 00 11,95 81,5 7/7 49,77
0,60 0.2,3 99,2 7,1 2,90 12,00 /// 81,3 72,1 50,27
0,70 0,2/ 99,1 8,1 3,83 33,00 16,15 84,2 72,5 50,78
0,80 0,31 0'0,0 0 0 3,785 34,00 16,77 83,85 72,9 51 ,27
0,35 98,9 9,9 4,1? 35,00 17,41 83,75 73,2 5/07
1,00 0,39 98,75 10,75 4,51 36,00 18,03 83,7 73,5 52,04
2,00 0,79 97,65 19,7 8,76 37,00 18,68 83,5 73,8 О‘/43
3,(Х> I 19 96,65 27,2 12,75 38,00 10,34 ? 3,4 74,0 52,63
4,00 // 95,8 33,3 16,34 39,00 20,00 8 5, * 74,3 .13,09
5,00 2,01 94,% 37,0 18,68 40,00 /),6Ь 83.1 /4,6 5/4б
5,00 2,4 > 91,15 4/1 21,45 41,00 21,18 32/5 7/8 53/6
7,00 2,86 93,35 44,6 23.96 42,00 2/0/ 82,78 75,1 54,1'
8,00 3,29 92,6 47,6 26,21 4/00 7/79 82,65 % ,4 54,51
9,00 3,73 9/9 50,0 28,12 44 00 23,51 82,5 75,6 54,80
'0,00 4,1(3 91 ,3 52,2 29,% 45,00 24/25 82,15 75/1 55,32
И,00 4,6! 90,8 М,1 31,56 46,00 '>3,00 3‘/55 76,1 55,18
12,00 б ,07 90,5 55,8 33,06 17,00 25,? , 82 1 76,3 55,74
’3,00 5,51 89,7 57,4 34,51 48,00 ’(>,51 8/15 76,5 5б 01
И,00 5,98 89,2 58,8 15 /В 4-/00 2/ ,3‘> «/0 76/ 56,41
15,00 0,46 89,0 60,0 36,9', 50,00 28,U 81 ’9 77,0 56,71
16,00 6,86 88,3 6!, 1 38 06 5/00 %,93 81 ,8 77 ’ 57,12
17,00 7,41 87.9 62/' 39,1Г> S'5,со 29,10 81 ,7 77,5 57,41
18,00 7,95 87,7 6/ > 40/8 53,00 30,61 81,6 77,7 57,70
19,00 8,41 87 1 64,3 11/7 5/00 31 47 81,5 78,0 58,11
20,00 8,92 81,0 65,0 4‘> ,иу 55,00 81 ,4 78,2 58,39
21,0 9,42 86,7 65,8 42,94 56,00 33,24 81,3 78,5 58,78
22,0 9,93 86,4 66,6 43,82 57,00 34,16 8/25 78,7 59,10
23,00 Ю,48 86,2 67,3 44,61 58,00 35,09 81,2 79,0 59,55
24,00 1! ,00 85,95 68,0 45,11 59,ОС 36,02 8/1 79,2 59,84
262
’У сдс.'усгнш
Со" ’Л)л uiivc »n J т 1пгс\ Г Г^пергп}- ра кипенья, С 3 1 Ct/jKDJhcHiv t; С-д.р снирга в .j спи, паре | ж» л чГ 1 1 К Г 1 f 1 пик- (ел'ггеяатч - 1 'ы ра кипения , ' Ч’е х , — _ % '*-< „ Ч-5Л
% м С % '•°" 2 % мае’% % M.k % ’-’ОТ
I 2 3 j 4 I 5
60,00 30,98 81,0 79,3 00,29 78,00 61,ОС 37 97 80,95 79,7 60,58 79,00 62,00 38,95 80,85 10,0 61 0? 80,00 63 00 -10,70 80,73 £0,3 61,4-1 8J,00 61,00 41 03 80,65 80,5 61 /6 82,00 65.00 42,09 80,6 сОД 62,22 83,00 66,0013,17 80,5 81,0 62,52 84,00 67,00 44,27 80,-15 81,3 62,99 85,00 68,004541 804 81,6 63,43 86,00 69 00 46,55 80 3 81,9 63,91 87,00 70,(0 17,72 80,2 82,1 64,21 88,00 71 00 4л 02 80,1 82,4 64,70 89,00 72,00 50,16 80,0 82,8 65,34 90,00 7 1 30 51.56' 79,95 83,1 65,81 91,00 1 <’0 52,08 79,85 63,4 66,28 92,06 75,00 54,СП 79,75 82,8 06,93 93,00 75,00 55, 14 79,72 84,1 67,42 94,00 77,00 76,71 7'67 84,5 68,07 95,00 95,57 1 а 6л ни i 78 Коэффициенты диффузия не 58,11 79,65 84 9 68,76 59,55 79,55 85,4 69,59 01,02 79,5 85,8 70,29 62,52 /9,4 86,3 71,14 64,05 79,3 86.7 71,86 65,64 79,2 87 2 72 71 67,27 79,1 8/,7 "3,01 68,92 78,95 88.3 74,69 70,62 78,85 88,9 75,81 72.36 78,75 89,5 76,93 74,15 78,65 90,1 ?8,00 75,99 78,6 90,7 "9 26 77,88 78,5 91,5 80,42 79,82 78,4 92,0 81,83 81,82 78,3 92.5583,15 83,87 78,27 92 Д ,84,70 85,97 78,2 94,2 86,40 88,15 78,18 95,05 88,25 89,41 78,15 95,57 89,41 которых газов, м!/с
,4, Г1 и тифф>з 1И Па. ;^й=С) Д, ИА
ПГ’Г ЛГТффА
1—... - -
с 1 в СО*ь S в н» Ui=~ Г1
^301 0,132 0,146 0,67-1 ! ,П4
Oi-.сид jiao rd 0,145 — — 1 51
Диела ид а юга 0,119 — 1 76
Аммиак 0,198 U} 7 -to
\hcich 0,082 — 1 ,03
Бсизол 0.ГГ7 0 033 0,295 ——
Вода (пар) 0. ’20 0,1 19 0,752 5^13
Водород Днэтлоиый )фяр 0 ОМ 0,07- 0,550 0,055 0,296
Кислород 0 1^ — 0,697 I
Метан 0 ?‘>3 0.153 0,625 2 06
Метадол 0,132 0 088 0,506 1 28
0,089 0,063 0,360
Диоксид серы 0,122 — 0,480 J 47
0,094
I ол уол 0,071 —
Углеро’1 лчуокись 0,138 '—- и, ььо 1 -
Углерода окись 0,202 0 137 0,051 I 19
Уксусная кислота 0,103 (J, 072 0 416 0 88
Хлор 0,121 — — 1 22
Хлористым водород 0,130 — 0,712 2 64
Этанол 0,102 0, Оби 0, 175 1,00
Эгиланстат 0,072 9,049 0,273 —
Этилен 0 152 — 0,48 1 59
283
Табл и-Au- ?9. Карактеристика растворов хлорида натри,'!
Содержа-
ние NsCl,
_ Удельная
Темпера гу- тешкэем-
ра затвер- K0CTbi
девания, °C кдг!С/(ад, К)
Содержа- Плот-
ине №С I, ность.
% кгря»
(I еыперяту-
ра аатвер-
! даяния, 11 с
Удельная
теплоем-
кость ,
кД-кДьг I-1
0,1 1000 0 4,191 13,6 1100 -9,8 3,588
' .5 iOiO —0,9 4,074 14,9 1110 — 11,С 3,5&0
2,9 1020 — 1,8 4,002 16,2 1120 —12,2 3,513
4,3 1030 —2,6 3,940 17,6 ИЗО -13,6 3,475
5,6 1040 -3,5 3,88! 18,8 1140 -15,1 3,441
7 ,0 1050 —1,4 3,82/ 20.0 И50 -16,6 3,408
<3,3 1060 —5,4 3,772 21,2 изо -18,2 3,374
9,6 1070 —6,4 3,7’22 22,4 1170 -20,0 3,341
11,0 1080 7,5 3,676 23.1 11 >5 - 21 ,2 3,324
12,3 1090 - 8,6 3,630
Таблица 30. Термодинамические свойства аммиака
7'емпер .ту- ра Hai'i.'bfc- ни?.. "Г, Длялен;:!.’ ] 1 .WIIIOC1 h, кг/*'1 In юга ис- 1Ю"Ч IIIе'* tn i : кг
МП 1 j к[ riV »’ ”
—70 0,0108 0,111 725,3 0,111 Иь'1,6
—64 0,0168 0,171 718,4 0,105 1414,9
-00 0,0219 0,723 713,8 0,212 1440,9
-55 0,0321 0,327 706, 7 0,304 1420,0
-50 0,0408 0,416 702,0 0,381 1414,3
—45 0,0571 0,532 696,0 0,488 1401,2
—40 0,0717 0,732 690,0 0,644 1387,0
-35 0,0932 0,950 603,9 6,822 1372,8
-30 0,1195 1,219 677,1 1,038 1358,6
—25 0,1516 1 ,546 671,4 1,297 1343.7
—20 0,1902 1,940 665,0 1,604 1328,4 .
—15 0,2363 2,410 658,5 1,966 1312,7
— 10 0,2908 2,966 652,0 2,390 1296,4
--5 0,3549 3,619 645,3 2,883 1279,5
0 0.4294 4,379 638,6 3,45'2 1262,1
6 0,5344 5,450 630,3 4,250 1240,9
10 0,6139 6,271 624,7 4,859 1223,2
14 0,7044 7,183 619,0 5,527 1210,8
20 0,8571 8,741 610,3 6,694 1187,2
25 1,0027 10,225 602,8 7,795 1166,7
30 !,1665 11,895 595,2 6,034 1145,5
36 1,3891 14,165 585,9 10,731 ШК,0
40 1,5545 15,850 579,5 12,005 1100.5
46 1,7315 17,657 569,6 14,1-10 1072,7
50 1,9345 19,720 262,9 15,750 105?,7
Таблица 31. Термодинамические свойства фреона-12
Температу- ра пасшие- пня, °C Давлен!!*? 1 П.-'ТПШСТЬ, кг/м3 IСГ’ЛПТ» ис- парсп.'я К-Т Ж ! Г
МПа | Kjc/cv’ i жидкости | пара
-70 0,0122 0,1238 1604 0,888 180,0
-65 0,170 0,1721 1590 1,189 178,62
—60 0,0227 0,2315 1575 1,564 177,19
284
Продолжение
' М J . Y [I <' Д яв.'п-))/!' >' 1,70 ГГОС 1 f 1сп\ла иг- ~ i: j р ел гы* " <Л - j кДж':;!-
МП-., к г с/С к' г
—55 0,03006 0,3065 1551 2,028 175,39
— 5-) 0,03922 0,3999 1546 2,595 173,84
— ч > 0,0510 0,5150 1532 3,279 172,21
—40 0,00424 0,655! 1517 4,097 170,87
—35 0,080/9 0,8208 1502 5,069 169,15
— 30 0,1004/ I,0245 1487 6,200 167,98
*25 0,12369 1.2616 1472 7,513 165,09
-20 0.15098 1,5896 1455 9,034 163,54
... j 5 0,182G2 J, ?-З.Г 144! 10,79 '61.49
-Ю 0,21910 2,9342 1425 12,80 !09,40
— о 0,26087 9,6602 1410 15,08 157,18
0 0,30856 3. : £65 1394 ’7,65 151,BS
Л 0,36427 3,695) 13/8 20,36 152,49
10 0,42301 4, 7135 ;з&2 23,79 149,98
15 0 49301 5,0076 1345 27,41 147,34
20 0,53669 5, /786 1329 31,50 144,58
25 0,652/3 6*6363 1311 36,07 141,69
30 0,74345 7,5810 1293 41,1! 138/Л
15 0.84789 8,6261 1274 46,81 135.37
01 0,95816 9,7707 1255 53 J 3 132,02
40 I,09800 И ,0230 1234 60,33 128,42
<>0 1,2146 12,3860 1213 68,56 124,56
I а б ". и ц а 32. Термодинамические свойства фреона-22
1 CMiirp;, j y- pj насыще- ния eC Давление WtOTHOCTb, Kt/M3 I Tcti i<jia ис- парения, j nJx'Ki
МПа ЖИ It IH.l
—70 0,0206 0,2.088 1489 1,061 250,59
—64 0,0-300 0..Д ill 14/5 1 ,55! 247,28
—60 0,03/7 0,3820 1-165 1,869 245,06
- 3 i 0 0528 0,5 Ho 1450 2,515 241.71
- 0.0525 0,6; wo 5 439 3,0Л 23’), 19
—44 0,0980 0,99i 1422 4,093 233,03
—40 0,1074 1,0/3 1411 4,878 233,84
—34 0.1406 ’ . И 4 1391 6,3'19 230,0!
— 30 0.1 I.7-) I 182 '~,W 227,66
’ — 1: 0,2- .4 1,140 1363 9,259 223.08
—20 O.24M) /, 510 1350 10,709 220,95
— 14 0,3'098 3,! 10 133! 13,320 217,05
- -10 0,3589 3,636 1318 15,290 214,37
0,4393 4,460 1299 18,650 210,02
0 0.3020 5,100 1285 .г 1,230 205,96
0,5 /26 5,820 1371 21,010 20 \ 0'9
l(i 0,6674 6,990 !249 28,900 198,29
) I 0.7737 ~, 870 1235 32,570 194,5"
20 0.9188 9,370 7213 38,760 188,41
24 i .0' o7 10,450 1198 43,486 154 05
30 1,2(40 '2.260 1176 51,530 - 77.2,7
я 1,33-Д) 13,600 И 58 57,470 1 2 50
40 1 .55(1 15,790 1132 67,57 164 75
44 ’./0/0 17,390 1114 75,19 159 5^
э0 1.9660 20,03 1084 88,50 151 J 5
285
Таблица 33. Теоретическая удельная объемная холодопроизводительность
аммиака, кДж/м’
Температу- ра кипения Температура перед регулирующим вентилем, *С
°C К -10 1 0 5 ю 15
—70 203,1 133,15 130,63 128,13 125,61 123,10 120,17
-65 208,1 187,16 183,39 180,04 176,27 172,92 169,15
—60 213,1 259,28 254,57 249,55 244,52 239,50 234,47
—55 218,1 351,77 345,01 338,31 331,61 324,91 318,21
—5Q 223,1 471,04 462,24 453,45 244,66 435,87 426,66
-45 228,1 621,35 610,05 598,32 586,60 574,87 562,73
-40 233,1 807,67 793,02 778,36 763,29 748,22 733,14
—35 238,1 1037,12 1018,28 999,44 980,18 930,92 941,66
-30 243,1 1316,81 1293,00 1269,0 1245,2 1245,2 1196,6
-25 248,1 1654,30 1624,60 1594,8 1564,7 1534,1 1504,0
-20 253,1 2057,50 2020,60 1983,8 1946,5 1909,3 1871,6
-15 258,1 2535,60 2490,80 2445,6 2400,0 2353,5 2307,9
—10 263,1 3043,90 298S,7 2933,4 2877 ,7 2821,6
- 5 268,1 —w™. 3622,6 3555,6 3488,6 3420,8
0 273,1 —— — — 4277,9 4197,5 4116,2
Темпера гу- ра кипении Температура пепед регулирующим вентилем, °C
°C К 20 ( 25 1 30 | 35 40
-70 203,1 117,65 115,14 112,21 109,70 107,19
-65 208,1 165,39 161,62 158,27 154,50 [50,31
—60 213,1 229,45 224,45 219,40 213,96 208,93
-55 218,1 311,51 308,81 297,70 291,00 238,88
-50 223,1 417,86 408,65 399,44 390,23 381,02
-45 228,1 550,69 538,45 526,31 514,16 502,02
-40 233,1 717,65 702,16 686,67 671,18 655,27
~35 238,1 922,40 902,72 882,62 862,94 842,42
-30 243,1 1171,9 1147,2 1122,1 1097,0 1071,4
-25 248,1 1473,0 1442,0 1411,0 1379,2 1348,4
-20 253,1 1833,5 1795,4 1756,5 1717,5 1678,1
-15 258,1 2261,4 2214,5 2167,2 2119,0 2070,9
-10 263,1 2264,7 2707,7 2650,4 2591,7 2533,1
— 5 268'1 3352,5 3283,4 3214,4 3144,4 3073,3
0 273,1 4034,2 3951,7 3868,8 3784,6 3700,0
Таблица 34. Теоретическая удельная объемная холодопроизводительность
фреона-12, кДж/м3
Температу- па кипения Температура перед регулирующим вентилем, °C
°C ' К -10 1 -» 1 0 & 13 | 15
—70 203,1 115,6 111,5 107,4 103,2 98,8 94,6
—65 208 J 157,3 151,9 146,4 140,8 135,2 129,4
—60 231,1 210,9 203,7 196,4 189,1 181,7 174,2
—55 218 J 278,5 262,2 259,8 250,3 240,7 230,7
-50 223’,1 362,6 350,8 338,7 326,6 314,0 301,5
286
j (, ЧKICJ ап- ;м кллеияя Кмьни j ,< перед рс!улигующйм вентилем (
=с К -10 -5 | 0 | 5 ] 10 lb
-45 228,1 466,4 451,4 436,3 420,8 405,3 389,4
-40 233,1 592,9 574,0 555,2 532,9 516,3 496,6
—.-5 2^,1 /46,1 722,7 699,2 675,4 651,0 626,8
-30 243,1 92/,8 899,4 870,5 841,6 811,9 781,7
- 25 248,1 1143,0 1108,7 1073,5 1038,4 1002,4 965,9
-20 253,1 1395,9 1354,9 1313,0 1270,3 1227,2 1183,7
— 15 258,1 1693,2 1644,2 1594,0 1543.3 1492.2 1139,9
-10 263,1 — 1982,5 1923.1 1862,8 1S01 41 1738,9
— 5 268,1 —• —- 2226,6 20’6,3 2'’'’3,3
0 273,1 — 2648,7 2565.3 24.41,4
TV ![iepaty- ,ы м:мевпя 1 Темпер..") г I. род ' (j улиру(ощнм венiилем, ‘С
JC К 20 25 | 30 | 35 40
-70 203,1 90,4 85,8 81,65 —
—65 208,1 123,5 117,6 111,8 -
-60 231,1 166,2 158,7 150,7 — — W
-55 218,1 220,6 210,6 200,6 — , 1 1
-50 223,1 288,9 275,9 262,9 - J 1»
-1 1 228,1 3?3,0 356,7 340,4 — -
-40 233,1 4/6,5 456,0 435,4 414,9
— 35 238,1 601,7 577,0 551,4 525,5
-30 243,1 751,6 721,0 689,6 658,2 и
—25 248,1 929,1 892,2 854,6 816,5 748,2
—20 253,1 1139,3 1094,3 1049,3 1003,6 956,7
—15 253,1 1386,7 1333,6 1279,5 1224,3 1169,0
— 10 263,1 1676,5 1613,2 1548,8 1484,3 1118,6
- 5 268,1 2009,8 1934,3 1°59,0 1881,6 1703,7
0 273,1 2393,7 2306,G 2217,8 2127,4 20J6.6
Т а б л п ц а 35, Теоретическая удельная объемная холодопроизводительность
фреона-22, кДж/м3
Температу- ра кипения Тс*'пе >ai)pa перед pel улпрующии вентилем, °C
°C К -10 5 1 0 б 1 ‘° is
-70 203,1 197,2 190,9 184,6 177,9 171,1 161,5
-65 208,1 266,7 258,8 250,4 241,6 232,4 223,2
-50 213,1 355,5 345,0 334,1 322,4 310,7 298,1
—55 218,1 458,0 452,2 439,6 422,9 409,5 393,6
- Oi) 223,1 602,9 586,2 569,4 548,5 531,7 510,8
—45 228,1 774,5 753,7 732,7 707,6 682,5 657,4
—40 233,1 979,8 950,4 925,3 891,9 858,3 829,0
—35 233,1 1231,0 1193,3 1159,8 1122,1 1084,4 1042,6
—30 243,1 1519,9 1478,0 1436,1 1355,9 1339,8 1293.5
—25 243,1 1850,7 1800,4 1750,2 1695,7 1637,1 1578,5
—20 253,1 2256,8 2198,2 2135,4 2068',4 1997.2 1930 2
—15 258,1 2721,6 2650,4 2575,0 2495,5 2415,9 2328,0
-10 263,1 3278,4 3190,5 3102,6 3006,3 2910,0 2809,5
— 5 268,1 — 3801,8 3697,1 3584,1 3471,1 3358,8
0 273,1 -— — 4392,2 4262,4 4128,4 3990,2
287
П родолжение
Температу- ра кипения Температуре перед регулирующим вентигем, СС
°C Ls_ 20 1 25 ( 30 [ 35 { 4U
—70 203,1 157,4 149,9 142,8 135,2 128,1
-65 208,1 214,0 203,9 194,3 184,2 174,2
-60 213,1 286,0 273,0 260,0 247,0 234,1
-55 218,1 377,7 360,5 343,8 327,0 309,8
-50 223,1 489,9 468,9 448,0 427,1 403,6
-45 228,1 628,1 602,9 537,6 548,5 519,2
-40 233,1 795,5 762,0 728,5 595,0 661,5
-35 238,1 1004,9 963,0 921,1 879,3 833,2
-30 243,1 3243,5 1193,2 1143,1 1088,6 1038,4
-25 248,1 1519,9 1457,1 1398,5 1335,7 1272,8
-20 253,1 1859,0 1783,7 1708,3 1632,9 1557,6
-15 258,1 2244,2 2156,3 2068,4 1980,5 1888,3
-10 263,1 2709,0 2600,1 2495,5 2390,8 2286,1
— 5 268,1 3236,6 3106,8 2985,3 2859,7 2734,1
0 273,1 3847,9 3701,3 3554,8 3408,2 3257,5
Таблица 36. Плотность и коэффициенты теплопроводности некоторых
материалов
Материал р, кг/м^ К, Вт/(м-К>
Асбест 600 0,1 51
Ас бикартон 1000—1400 0, 157
Асбоцементные плиты 300 0,087
Асфальт 1800—2000 0,07—0,08
Бетон 1900—2200 0,9-1,3
Битум 950-1000 0,302-0,348
Бумажная изоляция 200-250 0,07-0.08
Бутовая кладка 1700-2200 0,9—1,4
Стекловата 130 0,038
Вата минеральная Войлок 200 0, 052—0,064
минеральный 200 0,064
строительный 160 0,046- 0,058
Газобетон теплоизоляционный 400-600 0,110-0.6
Дерево 500—800 0,14-0,23
Железобетон 2200—2400 1,4—1,5
Земля и насыпи 1600-1800 0,7—0,93
Камышит в щитах 250-300 0,07—0,09
С свел нт 450 0,097
Текстолит 1380 0 24
Шлакобетон 1000—1500 0,4—6,7
Цементная штукатурка 1800 0,99—} J6
Алюминий 2700 20’
Кладка кирпичная обыкновенная Кладка из кирпича 1700 0,696—0,812
огнеупорного 1840 1,044
изоляционного 600 0,116—0,2088
Лед 920 2,32
Опилки древесные 250—300 0,09—0,12
288
Продолжение
Материал J 0, кг/м3 X, Вт/(м К)
Пенобетон 550—570 0,14—0,17
Пеностекло 200-400 0,12-0,15
Плиты
пробковые 150-180 0,045—0,06
минераловатные 350 0,075
древесноволокнистые 400 0,054
Минеральная пробка 325 0,064
Пенопласт 30 0,0464
Рубероид 600—800 0,14-0,17
Бронза 8,000 63,8
Латунь 8500 92,8
Медь 8800 383
Сталь нержавеющая 7900 17,4
Чугун 7500 46,4-92,8
Таблица 37. Водяной пар в состоянии насыщения (по температуре)
i, °C р. i0“3, Па г, кДж/кг 1, кДж/кг г’, кДж./кг р, кг/mJ
1 i2 3 4 5
10 1,23 2476,9 2518,7 41,99 0,0094
1) 1,31 2474,3 2520,4 46,19 0,0100
12 1,40 2472,3 2522,5 50,38 0,0106
13 1,50 2469,7 2524,2 54,57 0,0113
14 1,59 2467,6 2526,3 58,75 0,0120
15 1,71 2465,1 2527,9 62,94 0,0128
16 1,82 2462,6 2529,6 67,13 0,0136
17 1,94 2460,1 2531,3 71,31 0,0144
18 2,06 2457,6 2532,9 75,50 0,0153
19 2,19 2455,5 2535,0 79,68 0,0163
20 2,34 2453,0 2536,7 83,86 0,0173
21 2,49 2450,5 2538,4 88,04 0,0183
22 2,64 2448,4 2540,5 92,22 0,0194
23 2,82 2445,9 2542,2 96,41 0,0205
24 2,98 2443,8 2544,3 100,59 0,0217
25 3,17 2441,3 2546,9 104,77 0,0230
26 3,36 2438,8 2547,6 108,95 0,0243
27 3,56 2436,7 2549,7 113,13 0,0257
28 3,78 2434,2 2551,4 117,31 0,0272
29 4,00 2432,1 2553,5 121,48 0,0287
30 4,24 2429,6 2555,1 125,66 0,0304
31 4,46 2427,0 2556,8 129,84 0,0320
32 4,86 2424,9 2558,9 134,02 0,0338
33 5,10 2422,4 2560,6 138,20 0,0356
34 5,33 2419,9 2562,3 142,38 0,0376
35 5,63 2417,8 2564,3 146,56 0,0396
36 5,95 2415,3 2566,0 150,74 0,0417
37 6,27 2412,8 2567,7 154,92 0,0439
38 6,63 2410,7 2569,8 159,09 0,0462
39 6,99 2408,2 2571,5 163,27 0,0486
40 7,35 2405,7 2573,1 167,45 0,0511
41 7,75 2403,6 2575,2 171,63 0,0538
19-750
Продолжение
• °C p 10“”, Па г, кДж/кг i, кДиикг i', кДж,'кг P, КГ/М*
J 2 3 4 5 6
42 8,20 2401,1 2576,9 175,81 0,0565
43 8,64 2398,6 2578,6 179,99 0,0594
44 9,10 2396,1 2580,2 184,17 0,0623
45 9,5/ 2393,6 2581,9 188,35 0,0654
46 10,10 2391,0 2583,6 192,53 0,0636
47 10,62 2383,9 2585,7 196,71 0,0721
48 11,15 2386,4 2587,4 200,89 0,0756
49 11,75 2383,9 2598,0 205,07 0,0792
50 12,35 2381,8 2591,1 209,26 0,0830
51 12,99 2379,3 2592,8 213,44 0,0869
52 13,61 2376.8 2594,5 217,62 0,0911
53 14.40 2,374,7 2596,6 221,80 0,0953
64 15,01 2372,2 2598,2 225,98 0,0997
55 15,75 2369,7 2599,9 230,17 0,1043
56 16,38 2367,6 2602,0 234,35 0,1092
57 17,30 2365,1 2603J 233,54 0,1141
58 18,20 2362,6 2605,4 242,72 0,1193
59 19,05 2360,1 2607,0 245,92 0,1246
60 19,92 2357,6 2603,7 251,09 0,1301
61 20,84 2355,0 2610,4 255,28 0,1359
62 21,81 2,352,5 2612,1 259,46 0,1419
63 22,81 2350,0 2613,7 263,65 0,1481
54 23,88 2347,5 2615,4 267,84 0,1545
65 25,01 2345,0 2617,1 272,02 0,1611
b6 26,20 2342,5 2613,8 276,21 0,1681
67 27,38 2340,0 2620,4 280,40 0,1752
j3 28,31 2337,5 2622,1 284,59 0,1826
j9 29,80 2335,4 2624,2 289,78 0,1902
70 31,10 2332,9 2625,9 292,97 0,1979
71 32,45 2330,3 2627,6 297,16 0,2063
72 34,10 2327,8 2629,2 301,36 0,2147
73 35,45 2325,3 2630,9 305,55 0,2234
74 37,00 2322,8 2632,6 309,74 0,2325
75 38,45 2320,3 2634,2 313,94 0,2416
76 40,17 2317,8 2635,9 318,13 0,2514
77 41,90 2315,3 2637,6 322,33 0,2614
78 43,60 2312,8 2639,3 326,52 0,2716
79 45,50 2310,3 2640,9 330,72 0,2823
30 47,40 2307,7 2642,6 334,92 0,2929
81 49,40 2305,2 2641,3 339,U 0,3045
82 51,49 2302,7 2646,0 343,31 0,3162
^3 53,40 2300,2 2647,5 347,51 0,3281
84 55,70 2297,7 2649,3 351,71 0,3406
85 57,60 2295,2 2651,0 355,92 0,3531
86 60,20 2292,7 2652,7 360,12 0,3665
87 62,40 2290,2 265*1,3 364,32 0,3800
88 65,00 2287,6 2656,0 368,53 0,3941
89 67,50 2284,7 2657,3 378,73 0,4085
90 71,00 2282,2 2658,9 376,94 0,4229
91 72,70 2279,7 2660,6 381,15 0,4386
92 75,70 2277,2 2662,7 385,36 0,4543
93 78,40 2274,7 2664,4 389,57 0,4705
94 82,50 2272,2 2666,1 393,78 0,4871
f
290
npotht > > щи
i. °C р-10-з Па г, кДж/кг i, кДж/кг >1 h 1
} 2 3 4 5 <>
95 84,50 2269,2 2667,3 397,99 0,5039
96 87,70 2266,7 2669,0 402,20 0,5218
97 91,00 2264,2 2670,7 406,42 0,5400
98 94,30 2261,7 2672,3 410,63 0,5586
99 97,70 2258,8 2673,6 414,85 0,5777
100 101,30 2256,3 2675,3 419,06 0,5974
101 104,99 2254,6 2677,9 423,28 0,6177
102 108,78 2252,0 2679,5 427,50 0,6384
ЮЗ 112,67 2249,3 2681,0 431,73 0,6597
104 116,68 2246,6 2682,6 435,95 0,6817
105 120,80 2243,9 2684,1 440,17 0,7036
106 125,04 2241,3 2685,7 0J273
107 129,41 2238,6 2687,2 448,63 0,7510
!08 133,90 2235,9 2688,8 452,85 O', 7754
109 138,52 2233,2 2690,3 457,08 0,8004
110 143,26 2230,5 2691,8 461.32 0,8254
111 148,14 2227,7 2693,3 465,55 0,8523
112 153,(6 2225,0 2694,8 469,78 0,8793
113 158,32 2222,3 2696,3 474,02 0,9070
114 163,61 2219,5 2697,8 478,26 0,9354
115 169,05 2216,8 2699,3 482,50 0,9635
116 174,64 2214,1 2700,8 486,74 0’9942
117 180,38 2211,2 2702,2 490,98 1,0248
118 186,26 2208,5 27Q3,7 495,22 1 0561
119 192,33 2205,7 2705,2 499,47 1 0882
120 (98,54 2202,9 2706,6 503,7 1,1(99
121 204,91 2200,1 2708,1 508,0 1'1547
122 211,45 2197,3 2709,5 5(2,2 1 ,1892
123 218,15 2194,4 2710,3 516,5 1 ,’2244
124 225,03 2191,6 2712,3 520,7 1'2606
125 232,09 2188,8 2713,3 525,0 1'2969
126 239,32 2186,0 27(5,2 529,2 1 3354
127 246,74 2183,1 2716,6 533,5 I ’3742
128 254.34 2180,1 2717,9 537,8 1 ’4138
129 263,13 2177,3 2719,3 542,0 1 '4543
130 270,12 2(74,4 2720,7 546,3 1'4959
131 278,30 2171,5 2722,1 550,6 I 5383
132 286,68 2168,6 2723,4 554,8 1,5817 1,6261 1,6715 I 7179
133 134 295,27 304,06 2165,7 2(62,7 2724,8 2726,1 559,1 563,4
135 313,06 2159,7 2727,4 567,7
136 322,27 2156,8 2728,8 572,0 1’7653 1,8138 1 8632 J 9139 I 9656 2 0184 2’0723
137 331,71 2153,9 2730,1 576,2
138 341,37 2(50,9 2731,4 580’5
139 351,25 2147,9 2732,7 584,8
140 361,36 2(44,9 2734,0 589,1
141 371,70 2141,8 2735 2 593,4
142 382,28 2138,8 2736 5 597,7
143 383,11 2135,8 2737,8 602,0 o’1275 2’1838 o’249!
144 404,18 2132,7 2739,0 606,3
145 415,50 2129,7 2740,3 610,6
146 427,07 2126,6 2741,5 614,9 2’2999 2'3598
147 348,90 2123,5 2742,5 619,2
19'
29S
Продолжение
f, °C р 10~3, Па г, кДж/кг i, кДж/кг Г, кДж/кг р, кг/м-’
1 2 3 4 5 6
1 48 450,99 2120,4 2743,9 623,5 2,4209
149 463,34 2117,3 2745,1 627,8 2,4833
150 475,97 2114,1 2746,3 632,2 2,5471
151 488,87 2111,0 2747,5 636,5 2,5121
!52 502,05 2107.9 2748,7 640,8 2,6783
153 515,52 2104,7 2749,8 645,1 2,7460
154 529,26 2101,5 2751,0 649,5 2,8150
155 543,31 2098,3 2752,1 653,8 2,8855
156 557,64 2095,2 2753,3 658,1 2,9573
157 572,28 2092,0 2754,4 662,4 3,0305
158 587,22 2088,7 2755,5 666,8 3,1051
159 602,48 2085,5 2756,6 671,1 3,1813
J60 618,04 2082,2 2757,7 675,5 3,2589
161 633,93 2079,0 2758,8 679,8 3,3381
162 650,14 2075,6 2759,8 684,2 3,4188
163 666,68 2072,4 2760,9 688,5 3,5010
151 683,55 2069,0 2761,9 692,9 3,5847
165 700,75 2065,7 2763,0 697,3 3,6702
166 718,30 2062,4 2764,0 701,6 3,7573
167 736,20 2059,0 2765,0 706,0 3,8460
168 754,45 2055,6 2766,0 710,4 3,9364
169 773,05 2052,3 2767,0 714,7 4,0284
110 792,02 2048,9 2768,0 719,1 4,1222
17) 811,39 2045,4 2768,9 723,5 4,2176
172 831,06 2042,0 2769,9 727,9 4,3148
173 851,14 2038,5 2770,8 732,3 4,4140
174 871,61 2035,1 2771,8 736,7 4,5149
175 892,46 2031,6 2772,7 741,1 4,6176
176 913,70 2028,1 2773,6 745,5 4,7236
377 935,34 2024,6 2774,6 749,9 4,8286
178 957,39 2021,0 2775,3 754,3 4,9374
179 979,84 2017,5 2776,2 758,7 5,0474
180 1002,70 2014,0 2777,1 763,1 5,1596
Таблица 38. Водяной пар в состоянии насыщения (по давлению)
р-10-з, Па t, °C 6 кДж/кг Г, кДж/кг кДж/кг р-10-3, Па t. °C кДж/кг г, кДж/кг 1’, кДж/кг
J 2 3 4 I 2 3 4 5
1-'* 10 45,83 2534,4 2392,6 191,84 21 61,15 2611,5 2355,6 255,89
]) 47,71 2587,8 2388,1 199,68 22 62,16 2613,2. 2353,1 260,14
12 49,45 2590,9 2384,0 206,94 23 63,14 2614,9 2350,7 264,24
13 51,06 2593,7 2380,0 213,70 24 64,08 2616,6 2348,4 268,18
14 52,58 2596,4 2376,4 220,03 25 64,99 2618,1 2346,1 271,99
15 54,00 2598,9 2372,9 225,98 26 65,87 2619,7 2344,0 275,68
16 55,34 2601,3 2369,7 231,60 27 66,72 2621,1 2341,9 279,24
17 56,62 2603,6 2366,6 236,93 28 67,55 2622,6 2339,9 282,70
18 57,83 2605,7 2363,7 242,00 29 58,35 2624,0 2337,3 286,05
19 58,98 260?,4 2360,9 246,83 30 69,12 2625,3 2336,0 269,31
20 60,09 2609,6 2358,1 251,46 32 70,62 2627,8 2332,2 295,55
292
Продолжение
₽ fC-з, Па t. °C нДж/кг г, кДж/кг И, кДж/к^^' /. °C кДж/кг rt к Дж/кг кДж/кг
1 2 3 4 6 1 1 2 3 4 6
34 72,03 2630,3 2328,8 30) ,48 200 120,23 2706,9 2202,2 504,70
36 73,37 2632,5 2325,4 307,12 210 121,78 2709,2 2197,9 511,3
38 74,66 2634,7 2322,2 312,50 220 123,27 2711,3 2193,7 517,6
40 75,89 2636,8 2319,2 317,65 230 124,71 2713,3 2189,6 523,7
42 77,06 2638,8 2316,2 322,60 240 126,09 2715,3 2185,7 529,6
44 78,19 2640,7 2313,3 327,36 250 127,43 2717,2 2181,8 535,4
46 79,28 2642,5 2310,5 331,95 260 128,73 2719,0 2178,1 540,9
48 80,33 2644,3 2308,9 335,35 270 129,98 2720,7 2174,5 546,2
Б0 81,35 2646,0 2305,4 340,57 280 131,20 2722,3 2170,9 551,4
55 60 83,74 85,95 2650,0 2653,6 2299,4 2293,7 350,61 359,93 290 300 132,39 133,54 2723,9 2725,5 2167,4 2164,1 556,5 561,4
65 88,02 2657,0 2288,4 368,62 310 134,66 2727,0 2160,8 566,2
70 89,96 2660,2 2283,4 376,77 320 135,76 2728,4 2157,5 570,9
75 91,78 2663,2 2278,8 384,45 330 136,82 2729,8 2154,3 575,5
80 93,51 2666,0 2274,3 391,72 340 137,86 2731,2 2151,3 579,9
85 95,14 2668,6 2270,0 398,63 350 138,88 2732,5 2148,2 584,3
90 96,71 2671,1 2265,9 405,21 360 139,87 2733,8 2145,3 588,5
95 (00 98,20 99,63 2673,5 2675,7 2262,0 2258,2 44,49 417,51 370 380 140,84 141,79 2735,0 2736,2 2142,3 2139,4 592,7 596,8
1 ю 102,32 2680,0 225>,2 428,84 390 142,72 2737,4 2136,6 600,8
120 104,81 2683,8 2244,4 439,36 400 143,62 2738,5 2133,8 604,7
130 107,13 2687,4 2238,2 449,19 410 144,52 2739,7 2431,2 606,5
140 109,32 2690,8 2234,4 458,42 420 145,39 2740,7 2128,4 612,3
150 160 111.37 113,32 2693,9 2696,8 2226,8 2221,4 467,13 475,38 430 440 146,25 147,09 2741,8 2742,8 2125,8 2123,2 616,0 619,6
170 115,17 2699,3 2216,3 483,22 450 147,92 2743,8 2120,6 623,2
180 116.93 2702,1 2211,4 490,70 460 148,73 2744,8 2118,1 626,7
190 118,62 2704,6 2206,8 497,85 470 149,93 2745,8 2115,7 630,1
Таблица 39. Психрометрическая таблица для определения относительной
влажности воздуха (у^2,5 м/с)
Там пер а тур а сухого термометра 0, °с
40 42 44 46 48 50 52 64 | 56 58 j 60 [ 62 6* | вб
0 100 100 100 100 100 100 100 100 100 100 100 100 100 100
0,5 97 97 97 97 97 97 97 97 97 97 97 97 97 97
1,0 94 94 95 95 95 95 95 95 95 95 95 95 95 95
1,5 91 91 92 92 92 92 92 92 92 92 92 92 93 93
2.0 88 89 90 90 90 90 90 90 90 90 90 90 91 9i
2.5 85 86 87 87 87 87 87 87 87 87 88 88 88 88
3,0 82 83 84 84 84 84 84 84 85 85 86 86 86 86
3,а 79 80 81 81 81 81 82 82 83 83 83 84 84 84
4,0 77 78 79 79 79 79 80 80 81 81 81 82 82 82
4,5 74 75 76 76 76 76 78 78 79 79 79 80 80 80
5,0 71 72 73 74 74 74 75 76 77 77 77 78 78 78
6.0 66 67 68 69 70 70 71 72 73 73 73 74 74 75
/,о 62 62 63 64 65 66 67 68 69 69 70 70 71 71
8,0 55 58 59 60 61 62 63 64 65 65 66 67 67 68
9,0 10,0 52 48 53 49 54 50 55 51 56 52 58 54 59 55 60 56 60 57 61 58 61 58 62 59 63 60 63 61
2 1 44 45 46 47 48 50 51 52 53 54 55 56 57 57
293
Продолжсниь
Температуря сухого термометра, fc, ‘С
40 42 44 46 48 j 50 52 54 % 5S 1 60 । 62 1 °4 1 66
12 40 42 43 45 46 47 48 49 50 51 52 53 54 54
13 36 38 39 41 42 44 45 46 47 48 49 50 51 52
14 32 35 Зв 38 39 41 42 43 44 45 46 47 48 49
15 29 31 33 34 3S 37 38 39 41 42 43 44 45 46
16 25 28 30 31 33 34 36 37 38 39 40 41 42 43
17 23 25 27 28 30 31 33 34 35 36 37 38 39 40
18 19 22 24 25 27 29 30 32 33 34 35 36 37 38
19 17 19 21 22 24 26 27 29 30 31 32 33 34 35
20 14 16 18 20 22 24 25 27 28 29 30 31 32 33
21 11 13 16 17 19 21 22 24 25 27 28 29 30 31
22 8 11 13 15 17 19 20 22 23 25 26 27 28 2е»
23 ™— —— 10 12 14 16 10 20 21 22 24 25 26 27
24 — —• 8 10 12 14 16 18 19 20 22 23 24 25
25 —— -—*• 10 12 14 16 17 18 20 21 22 96
26 —* — Г 8 10 12 14 15 17 18 19 20 22
27 -— -— — —’ — 10 12 13 15 16 17 18 20
28 — —• — —* 8 10 12 13 14 16 17 18
29 —- — —•"Ч — 8 10 11 12 14 15 16
30 — -1— “— —* 7 8 9 11 13 14 15
32 — —— —- _ —™ — — — — 9 10 И 12
34 — —— —— —» —— —— —- —— — •— —• — 10
36 — — — — — — —
38 •— — — — —' "— -— —*
40 *" 1 , ,ы_
Продолжение
Температура сухого термометра tc, °C
68 | 70 ! 72 74 1 76 | 78 1 80 ( 82 84 S6 | 90
0 100 100 100 100 100 100 100 100 100 100 100 ] 00
0,5 97 97 97 97 98 98 98 98 98 98 98 98
1,0 95 95 95 95 96 96 96 96 96 96 9b 96
1,5 93 93 93 93 94 94 94 94 94 91 94 94
2,0 91 91 91 91 92 92 92 92 92 92 92 92
2,5 88 88 88 89 89 90 90 90 90 90 90 90
3,0 84 84 84 87 87 88 88 88 88 88 88 88
3,5 84 84 84 85 85 86 86 86 86 86 86 86
4,0 82 82 83 84 84 84 81 84 84 84 85 85
4,5 80 80 81 82 82 82 82 82 82 82 83 83
5,0 78 79 80 80 80 80 80 80 80 80 8' 81
6,0 75 75 76 76 77 77 77 77 77 78 78 79
7,0 71 72 72 73 73 73 73 74 74 74 75 75
8,0 68 68 69 69 70 70 70 7! 71 72 72 72
9,0 64 64 65 65 66 66 66 67 67 68 69 69
10,0 61 61 62 63 64 64 64 65 65 66 66 66
11 58 58 60 60 61 61 61 62 62 63 63 63
12 55 55 56 57 58 58 53 59 59 60 61 6!
13 52 52 53 53 54 55 55 56 56 57 5~ 58
U 49 49 50 51 52 53 54 54 51 55 55 56
15 46 46 47 48 49 50 50 51 51 52 52 53
16 44 44 45 46 47 48 48 49 49 50 50 51
17 41 41 42 43 44 45 45 46 46 47 48 49
294
П родолжение
i 1 М1 41 < xni j s' МО MCI ра /с. ”С
W да '' 1 ,< ! 7Ь | 7К { Л0 82 84 6b 'JC
18 39 39 40 41 42 42 4 3 44 44 15 46 17
19 36 17 38 39 40 40 41 42 43 ,3 14 45
20 35 35 36 37 38 38 39 10 41 42 42 43
21 32 33 34 35 36 36 37 38 38 39 40 41
22 30 31 32 33 34 34 35 3G 36 37 38 39
23 28 29 30 31 32 32 33 34 34 35 36 37
24 26 27 28 29 30 31 31 32 32 33 34 35
25 24 25 26 27 28 29 29 30 30 31 32 33
26 23 23 25 25 25 26 27 28 28 29 30 31
27 21 21 23 23 24 25 26 27 27 28 29 30
28 19 20 21 22 23 24 25 26 26 27 28 29
29 17 18 19 20 21 22 23 24 24 25 26 27
30 16 17 18 19 20 21 22 23 23 24 25 26
3’ 13 14 15 16 17 18 19 20 20 21 22 23
32 11 12 13 14 15 15 15 17 18 19 19 20
33 — 9 10 И 12 13 14 15 15 16 17 18
34 -— — —* — 11 12 13 13 14 15 16
35 *— — —— — 11 11 12 13 14
Таблица 40. Удельный обьем влажного воздуха
Vu, м3/кг
/ °C Относительная влажность вочду\а ср, %
0 j 5 1 10 20 30 4G
0 0,7893 0,7895 0,7897 0,7902 0,7907 0,7912
5 0,8037 0,8041 0,8044 0,8051 0,8058 0,8065
10 0,8182 0,8187 0,8192 0,8202 0,8212 0,8222
15 0,8326 0,8333 0,8340 0,8355 0,8369 О;8384
20 0,8471 0,8481 0,8491 0,8511 0,9531 о;8551
25 0,8515 0,8629 0,8643 0,8670 0,8698 0,8727
30 0,8760 0,8778 0,8797 0,8835 0,8873 0,8912
35 0,8904 0,8929 0,8955 0,9006 0,9058 0,9112
40 0,9049 0,9082 0,9116 0,9186 0,9255 0,9326
45 0,9193 0,9238 0,9283 0,9375 0,9468 0,9563
50 0,9398 0,9396 0,9455 0,9576 0,9700 0'9827
55 0,9482 0,9558 0,9635 0,9794 0,9957 1,0125
60 0,9627 0,9725 0,9824 0,0030 1,0245 1,0469
65 0,9771 0,9896 1,0025 1,0292 1,0573 1 ',0870
70 0,9916 '1,0075 1,0239 1,0583 С 0961 1,1345
75 1,0060 1,0261 1,0469 1,0912 1,1394 1,1919
80 1,0105 1,0456 1,0720 1,1289 1,1920 L2625
85 1,0349 1,0662 1,0995 1,1725 1,2558 1 3515
90 1,0494 1,0882 1,1300 1,2237 1;3342 1,4662
95 1,0638 1,1117 1,1641 1,2849 1,4332 1'6197
99,4 1,0765 1,1341 1J980 1,3482 I,5451 1’8055
100 1,0783 1,1359 1,1999 1,3519 1,5473 1'8078
110 1,1072 1,1662 1,2318 1,3876 1.5880 1’8550
120 1,1361 1,1966 1,2638 1,4234 1,6287 1 9024
130 1,1650 1,2259 1,2958 1,4593 1'6696 1 9498
140 1,1939 1,2573 1,3278 1,4951 1,7102 I’9972
150 1,2288 1,2877 1,3598 1,5310 1,7512 2’0448
160 1,2517 1,3180 1,3918 1,5667 1 ,'7921 2 0921
170 1,2806 1,3484 I,4238 1,6029 1,8331 2,’1401
295
Продал м ни.
С С 01111)1 1! Ж!’<1СГЬ 105,1.5 Ч , i
0 5 1 н 1 | kl |
180 1,3095 1,3788 1,1559 1,6388 1,8741 2,1378
190 I,3384 1,4092 1,4879 1,6748 1,9151 2.2359
200 1,3673 1,4396 1,5199 1,7108 1,9562 2,2833
Относительная е ла жкость роздуха <P, %
I, °C 50 60 | 70 80 | SO j 1 <:i!
0 0,7925 0,7922 0,7927 0,7932 0,7937 0,7941
5 0,8073 0,8080 0,8087 0,8094 0,8101 0,310b
10 0,8233 0,8243 0,8453 0,8263 0,8274 0,8284
15 0,8398 0,8413 0,8427 0,8442 0,8457 0,8472
20 0,8572 0,9592 0,8613 0,8633 0,8654 0,8675
25 0,8755 0,8783 0,8812 0,8841 0,8870 0,8899
30 0,8951 0,8990 0,9030 0,9070 0,9110 0,9151
35 0,9164 0,9217 0,9272 0,9327 0,9382 0,9438
40 0,9398 0,9471 0,9545 0,9620 0.9697 0,9775
45 0,9660 0,9759 0,9860 0,9963 1,0068 1.0175
50 0,9957 1,0050 1,0228 1,0368 1,0513 1.0662
55 1,0300 1,0480 1,0667 1,0860 1,1060 I '268
60 1,0702 1,0946 1,1201 1,1458 1,1748 1,2239 1,2041
65 1,1170 1,1)70 1,1514 1,1866 1,3059
70 1,1754 1,2222 1,2713 1,3244 1,3820 I,4448
75 1,2494 1,3126 1,3824 1,4600 1,5466 I,6441
80 1,3417 1,4313 1,5336 1,6513 1,7885 1,9500
85 1 ,4628 1,5938 1,750'2 1,9401 2,1759 2,4762
90 1,6268 1,8264 2,0812 2,4176 2,8824 3,5664
95 1,8612 2,1863 2,6476 3,3529 4,5662 7,1448
99,4 2,1700 2,7167 3,6277 5,4498 10,9192
100 2,1726 2,7198 3,6310 5,4554 10,9251
110 2,2290 2,7899 3,7248 5,5943 11,2026
120 2,2855 2,8602 5,8183 5,7342 11,4801
130 2,3422 2,9308 3,9117 5,8741 11,7576
140 2,3990 3,0015 4,0059 6,0140 12,0403
^56 2,4558 3,0723 4,0999 6,1547 12,3220
160 2,5128 2,1433 4,1944 6,2956 12,6000
170 2,5698 3,2144 4,2889 6,4370 12,8828
180 2,6270 3,2958 4,3830 6,5790 13,1655
190 2,6842 3,3571 4,4787 6,7216 13,4483
200 2,7414 3,4285 4,5735 6,8636 13,7361
Таблица 41. Трубы стальные бесшовные
Наружный Толщина Наружный Толщина Наружный Толщина
диаметр, мм стенки, мм диаметр, мм стенкн, им ( диаметр, мм 11 стеяки, мм
Горячекатаные (ГОСТ 8732— -58}
25 2,5-8 68 3—16 127 4-30
28 2,5-8 70 3-16 133 4—22
32 2,5-8 73 3— !9 140 4,5—36
38 2,5-8 76 3-19 146 4,5-36
296
П родолжение
Наружный диаметр, мм Толщина стенки, ММ | Нар\л<рыП диаметр, мм Толщина । стенки, мм Наружный диамецэ, мм Толщина стенки, мм
42 2,5-10 83 3,5—19 152 4,5—36
45 2,5-10 89 3,5-24 159 4,5—36
50 2,5—10 95 3,5-24 168 5-45
54 3—И 102 3,5-24 180 5—45
57 3—13 108 4-28 194 5-45
60 3-14 114 4-28 203 6-50
63,5 3-14 121 4-28 219 6-50
Холоднотянутые и холоднокатаные (ГОСТ 8734—58)
8 0,25—2,5 36 0,4-8 85 1,4-12
9 0,25-2,8 38 0,4-9 90 1,4-12
10 0,25-3,5 40 0,4-9 95 1,4-12
и 0,25—3,5 42 1-9 100 1,4-12
12 0,25-4 45 1-10 110 1,4-12
14 0,25-4 48 1-10 120 1,6—12
16 0,25—5 50 1-12 125 1,8-12
18 0,25-5 53 1-12 130 2,5—12
20 0,25-6 56 1—12 140 3-12
22 0,4—6 60 1 — 12 150 3-12
25 0,4-7 63 1-12 160 3,5-12
28 0.4—7 65 1-12 170 3,5-12
30 0,4—8 70 1-12 180 3,5-12
32 0,4—8 75 1-12 190 4—12
34 0,4-8 80 1,4-12 200 4-12
Таблица 42. Величины Zv, /Ст (м3/с) И граничных чисел Рейнольдса
Не:и-tv и Reiv-v для различной шероховатости п
г/, ММ Xv при п KV'l0s, м’/с при п
0,011 0,012 0,013 0,014 0,011 | 0,012 0,013 0,014
15 0,0415 0.0559 0,0741 0,0972 0,4708 0,4058 0,3524 0,3075
25 0,0362 0,0483 0,0633 0,0821 1,8056 1,5650 1,3663 1,1991
40 0,0320 0,0422 0,0548 0,0703 6,2197 5,4193 4,7559 4,1980
50 0,0302 0,0396 0,0511 0,0655 11,188 9,7721 8,5881 7,6061
75 0,0272 0,0353 0,0452 0,0571 32,537 28,544 25,552 22,421
юо 0,0252 0,0325 0,0414 0,0520 69,321 61,054 54,113 48,265
125 0,0237 0,0305 0,0386 0,0483 124,80 110,14 97,86 87,47
150 0,0226 0,0289 0,0365 0,0455 201,7 178,3 158,77 142,18
200 0,0209 0,0266 0,0334 0,0413 430,17 381,48 340,67 306,10
250 0,0197 0,0250 0,0312 0,0384 773,8 687,9 616,0 554,72
300 0,0188 0,0237 0,0295 0,0362 1250 1114 1000 902
400 0,0174 0,0218 0,0270 0,0329 2666 2383 2144 1941
500 0,0165 0,0205 0,0252 0,0306 4796 4298 3876 3519
О, мы Re1H„lv при л у при n
о,ол 0,012 0,013 j 0.0Л 0,01} 0,012 0,013 0,014
15 2320* 2320* 2320* 2320* 30 156 15119 8288 4638
25 4500** 2320* 2320* 2320* 53 760 27 641 14 949 8407
40 4500** 4500** 2320* 2320* 91 560 47318 25 710 14 540
297
Продолжение
Reiu-w при /I [ R^iv- V лря -7
Л им а,он 0,012 0,013 0,014 | 0,011 0,012 0,0’3 j 0,014
50 5669 4500** 2320* 2320* 117 880 61 055 33 254 18 885
75 9010 4960 4500** 2320* 186515 97 054 53 109 30 242
too 12 519 6892 4500** 4500** 258 230 134 834 74008 42 279
J 25 16158 8895 5114 4500** 332 500 174 920 95 731 54 834
I5Q 19 906 10959 6338 4500** 408 800 214 386 118160 67 816
200 27 649 J 5 223 8798 5288 567950 297 591 164 685 94 670
250 35 670 19635 Ц 357 6826 728700 384170 213 004 122 960
300 43 935 24 190 13 988 8408 896 000 473 185 262906 (52 077
400 61 057 33 626 19 440 11685 I 240750 657 587 366507 212600
500 78 805 43 388 25 091 15 082 1 597 050 849 735 474 117 275 717
* Переход из зоны IV п ламинарную зону I при йе~2320,
*' Переход hi зоии IV в переходную зону 15 при Re=4500.
Таблица 43. Шероховатость стальных труб
Параметр Новые Чистые Грязные Очонь грязные
п 0,011 0,012 0,013 0,014
А, м 0,4710-» 0,79-10-® 1,27-10-® 2,00-10'3
Таблица 44. Предельные значения эквивалентной абсолютной
шероховатости
Трубы Состояние мм
Стеклянные и из цвет- Новые До 0,002
ных металлов Стальные бесшовные Новые, чистые 0,01—0,02
Стальные сварные После нескольких лет эксплуатации Новые, чистые С. 15—0.30 0,3—1,0
Чугунные Заржавевшие, с отложениями Новые, асфальтированные 2,0—4,0 До 0,16
Бетонные Новые, без покрытия Бывшие в употреблений Очень старые Новые, из предварительно напряжен- 0,2—0.5 0,5—1,5 До 3,0 До 0,05
ного бетона Новые из необработанного бетона 1,0—3,0
Таблица 45. Коэффициенты местных сопротивлений
Местное сопротив- ление Схема Коэффициент
Вход в трубу из •ill 1 |‘ 1 1 1 £ = 0,5
резервуара - - — - - _ — _
298
1]/ин ’< >(",i mti
№е£тное солроти» лен не Схемл Коэффицненг
£=1,0
Выход из трубы в
резервуар
Резкий поворот
трубы круглого се-
чения на угол а
ta ~ (I—casa) — форм ла Альтшу-
ля АД
D, мм S0 25 31 39
W 1,7 1,3 1.1 1,0
При больших диаметрах м<нкно при-
нять £#0" = 1,0 -- 1,1
Плавный поворот
грубы круглого се-
ЧРПИЯ
1
fea — ?во°й > $#о° •—:
Трубы £адО при
1 2 j 3 (,
Гладкие 0,22 0,14 0,11 0,08 Шерохо- 0,52 0,28 0,23 0,18
ватые
Если а<90°, о = sina—формула Ми
лорадовнча
Если a>90°, а ~ 0,7-j-0,35а/90' —
формула Некрасова
Внезапное суже- нке •трубопровода , Сш.с= G/e- 1)* L„
, j *— m 0,1 0,4 0.6 0,8 I
e 0.613 0,631 0,656 0,713 1
п Г Постепенное су- жепие трубопрово- JXL- да ; _£_ _ £пост,с = ?Bir,c^
~7 a 10° Д- — 20° 1 40’ 60
К 0,4 0,25 0,20 0,20
a | 80’ !C0° j (45°
К 0,3 0,4 0,6
299
П родолжение
Местное сопротив-
ление
Схема
Коэффициент
Внезапное расши-
рение трубопрово-
да
Постепенное рас-
ширение трубопро-
вода
^ПОСГ, р --
а 4° 8° 15J
К 0,08 0,16 0,35
<х 80е 60°
Л 0,8 0,95 1 07
Примечание, Для кожухотрубчатых аппаратов:
поворот на 180’ между ходами 2,5;
поворот на 180° через перегородку в межтрубном пространстве 1,5;
поворот на 90° а меж тру биом пространстве 1,0;
поворот на 180" в секционном теплообменнике 2,0
Та бл и на 46. Коэффициент сопротивления клапанов
Клапан d, ММ
20 50 75 100 150 200 250 300 400 500 700
Всасываю- 12 10 8,5 7,0 6,0 5,2 4,4 3,7 3,1 2,5 1,6 щий с сет- кой Обратный — 18 И 8,0 6,5 5,5 4,5 3,5 2,5 1,8 —
Таблица 47. Коэффициент сопротивления задвижек
Тил задвижки Степень открытия
од I 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 | 0,7 0,8 0,9 1,0
Простая в круглой трубе — 35 10 4,6 2,06 0,98 0,44 0,17 0,06 0,05
Простая в пря- моугольной трубе Параллельная чугунная 193 44,5 17,8 8,12 4,02 2,08 0,95 0,39 0,09 0,05
при Оа/£>= -1,0 200 35 11 4,7 2,4 1,35 0,69 0,33 •*“» —_
при Da/D= =* 1,25 225 40 14 6,0 3,0 1,6 0,95 0,50 0,23 0,20
при = 1,5 250 80 30 14,5 7,5 4,5 2,8 1,65 0,60 0,30
«Москва» 1000 180 65 33 19 12 7,4 4,0 1,8 0,75
300
Таблица 48. Потери давления на 1 м длины трубопровода, кПа/м
Расход, мЗ/с Диаметр труб, м
0,032 0,04 0,05 0,08 0,100 0,150 0,200
< Томат-паста
Температура 10 °C
0,00139 69,0 50,0 35,6 16,6 11,6 6,34 4,40
0,00278 74,0 55,6 41,0 20,0 13,9 7,01 4,60
0,00444 80,0 58,0 43,0 22,3 15,5 7,65 5,00
Температура 33°C
0,00139 52,0 38,0 26,4 11,0 8,03 3,56 2,06
0,00278 59,0 44,5 31,5 13,5 9,50 4,50 2,56
0,00444 64,0 48,0 <34,0 15,3 10,4 5,25 3,00
Температура 72°C
0,00139 0,00278 36,2 43,0 26,6 18,2 6,90 32,0 20,0 8,80 4,65 5,50 2,00 2,60 1,20 1,50
Яблочное пюре
Температура —1 °C
0,00139 6,65 4,20 1,60 1,09 м 1
0,00278 — 8,55 5,40 2,04 1,32 — —*
Температура 30°C
0,00139 5,3 3,2 1,90 0,73 — «о
0,00278 7,3 4,3 2,60 0,90 — —-*
Таблица 49. Средние значения КПД различных типов тарелок
Аппарат Тип тарелки п
Брагоперегонный
бражная колонна Двойного кипячения 0,6
Одинарного > 0,5
спиртовая » Двойного » 0,5
лютерная » » » 0,6
Кубовый ректификационный Многоколпачковая 0,5
Брагоректификационный
бражная колонна Двойного кипячения, ситчатая 0,5
эпюрационная » Многоколпачкоаая 0.7
ректификационная » 0.5
Таблица 50. Значение коэффициента А, учитывающего отклонение
от нормы растворяющегося вещества
Растворяющееся вещество Растворитель
Вода Мета изд Этанол
Амиловый спирт 1,16 1,29 1 ,31
Метанол 1,19
Пропанол 1,16 —-
Этанол 1,24 — —
301
Таблица 51. Значение коэффициента Л',
учитывающего отклонение от нормы растворителя
Растворитель 1 В
Амилазын спирт Вода Метанол Пропагюл Этанол 1,14 4,70 2,00 1,36 2,00
Г а б л н и а 52. Краткая техническая характеристика одноступенчатых
компрессороз
Марка компрес- сора Число цилиядрср Ход порш- ня, ММ Диаметр цилиндра, мм Частота вра- щения ко- ленчатого вала, об/мин Объем, опи- сываемый поршнями, ма/ч Холодоцро- ЛЗНОДИТвЛЬ- [ЮСТЬ при стандартном режиме, кВт
АВ-22 2 70 80 960 40,5 19
1440 60,8 27
АУ-45 4 70 80 960 81 38
1440 121,5 54
АУУ-90 8 70 80 960 162 75
1440 243 ИО
АВ-100 2 130 150 720 198 87
960 264 116
АУ-200 4 130 150 720 396 174
960 528 232
АУУ-400 8 130 150 720 792 348
960 1056 465
АО-600 2 220 280 500 1585 665
АО-1200 4 220 280 500 3170 1300
ФВ-6 2 50 67,5 960 20,6 5,2
1440 30,9 7
ФУ-12 4 50 67,5 960 41,2 9,3
1440 61,8 14
ФУУ-25 8 50 67,5 960 82,4 18,5
1440 123,6 28,4
ФВ-20 2 70 101,6 960 65,2 17,5
1440 97,7 26,8
ФУ-40 4 70 101,6 960 130,5 36
1440 195,5 53,5
ФУ У-80 8 70 101,6 960 261 70
J440 391 105
ФВ-85 2 130 190 720 318 815
960 424 110
ФУ-175 4 130 190 720 636 140
960 848 220
ФУУ-350 8 130 190 720 1272 326
9950 1696 440
ФУБС-13 4 50 67,5 1440 61,8 14
ФУУБС 8 50 67,5 1440 123,6 28,4
302
Таблица 53. Трубы стальные вэдогазопроподныс (ГОСТ 3262—62 j
Условный j Наружный дна- ) (йшачс.ве.ипае Vi >i ii >
проход, мм 1 метр, им Толщина стенки, мм
6 10,2 1,8 2,0
8 13,5 2,0 2,2 2,8
10 17,0 2,0 2,2 2,8
15 21,3 2,5 2,8 3 2
20 26,8 2,5 2,8 3,2
25 33,5 2,8 3,2 4,0
32 42,3 2,8 3,2 4,0
40 48,0 3,0 3,5 4,0
50 60,0 3,0 3,5 4,5
70 75,5 3,2 4,0 4,5
80 88,5 3,5 4,0 4,5
90 101,3 3,5 4,0 4,5
100 114,0 4,0 4,5 5.0
125 140,0 4,0 4,5 5.5
150 (165,0) 4,0 5,5 5,.'
ОГЛАВЛЕНИЕ
Предисловие Раздел I Теплопередача в пищевой аппаратуре .... Основные зависимости и расчетные формулы Расчеты Контрольные задачи Ответы на контрольные задачи Рекомендуемая литература Раздел 2. Выпаривание Основные зависимости и расчетные формулы .
1г KOI Расчеты Контрольные задачи Ответы на контрольные задачи ......
Рекомендуемая литература
КО Раздел 3, Сушка .
Основные зависимости и расчетные формулы Расчеты
Контрольные задачи Ответы на контрольные задачи
Рекомендуемая литература
Раздел 4. Перегонка и ректификация
VB Основные зависимости и расчетные формулы Расчеты . ,
Контрольные задачи Ответы на контрольные задачи
Рекомендуемая литература
1С lC ?Е Раздел 5. Экстрагирование . Основные зависимости и расчетные формулы Расчеты Контрольные задачи
Ответы на контрольные задачи
>> Рекомендуемая литература Разделб. Гидравлические расчеты пищевой аппаратуры . „
>Е Основные зависимости и расчетные формулы
>1 Расчеты . . Контрольные задачи . .
Ответы на контрольные задачи . Рекомендуемая литература
>Е Раздел 7. Искусственное охлаждение
Основные зависимости и расчетные формулы Расчеты
Контрольные задачи Ответы на контрольные задачи
Ь К Рекомендуемая литература Приложение . . 304