/
Текст
Л. П. ПЕРЦЕВ. Е М. КОВАЛЕВ, В.С.ФОКИН
ТРУБЧАТЫЕ
ВЫПАРНЫЕ
АППАРАТЫ
для кристаллизующихся
растворов
Л. П. ПЕРЦЕВ, Е.М. КОВАЛЕВ, В. С. ФОКИН
ТРУБЧАТЫЕ
ВЫПАРНЫЕ
АППАРАТЫ
для кристаллизующихся
растворов
МОСКВА « МАШИНОСТРОЕНИЕ » 1982
ББК 35.11
1126
УДК 542.66.048.54
Рецензент кафедры «Конструироване аппаратов химических производств»
МИХМа
Перцев Л. П. и др.
П26 Трубчатые выпарные аппараты для кристаллизующихся
растворов/Л. П. Перцев, Е. М. Ковалев, В. С. Фокин.'—ЛЕ:
Машиностроение, 1982. — 136 с. с ил.
45 к.
В книге рассмотрены современные конструкции выпарных аппаратов, приведе-
иы требования, предъявляемые к ним в процессе изготовления и эксплуатации.
Даны методы теплового, гидравлического и конструктивного расчетов выпарных
аппаратов и установок с учетом фазовых превращений, приведен алгоритм расчета
многокорпусных выпарных установок как иа ЭВМ, так н вручную.
Книга предназначена для инженерно-технических и научных работников, зани-
мающихся вопросами проектирования, изготовления и эксплуатации выпарных ус-
тановок.
П
2801020000 195
038(01)-82
195-82
ББК 35.11
6П7.1
ИБ № 3351
Леонид Петрович ПЕРЦЕВ, Евгений Михайлович КОВАЛЕВ,
Виталий Сергеевич Фокин
ТРУБЧАТЫЕ ВЫПАРНЫЕ АППАРАТЫ
ДЛЯ КРИСТАЛЛИЗУЮЩИХСЯ РАСТВОРОВ
Редактор О. В. Маргулис
Художественный редактор И. К- Капралова х
Технический редактор Н. В. Петрова
Корректоры: О. Е. Мишина и А. П. Сизова
Обложка художника О. В. Камаева
Сдано в набор 22.02.82. Подписано в печать 12.05.82. Т-05131
Формат 60X90716 Бумага типографская № 2. Гарнитура литературная Печать высокая
Усл. печ. л. 8,5. Уч.-изд. л. 8,91. Тираж 2150 экз. Заказ № 133. Цена 45 к.
Ордена Трудового Красного Знамени издательство «Машиностроение»,
107076, Москва, Б-76, Стромынский пер., д. 4
Л^осковская типография № 8 Союзполиграфпрома при Государственном комитете СССТ
по делам издательств, полиграфии и книжной торговли.
Хохловский пер., 7.
(& Издательство «Машиностроение»- 1982 i
ПРЕДИСЛОВИЕ
Процессы выпаривания водных растворов солей являются наи-
более традиционным видом получения различных продуктов в хи-
мической, пищевой, металлургической и других отраслях промыш-
ленности.
Несмотря на то, что механизмы выпаривания известны давно,
они полностью не исследованы.
Это объясняется как сложностью механизма выпаривания, так
и трудностями раскрытия закономерностей гидродинамических, теп-
ловых процессов, сопровождающихся процессами кристаллизации
как в объеме рабочих растворов, так и на теплопередающих по-
верхностях.
Процессы выпаривания исследованы и описаны многими уче-
ными: Н. И. Гельпериным, И. А. Тищенко, К. И. Лебедевым,
И. И. Чернобыльским, Т. А. Колачем, С. И. Голубом, Л. Н. Ма-
тусевичем, Л. П. Вагановым.
В настоящей книге сделана попытка обобщения современной
научно-технической информации отечественной и зарубежной нау-
чи в области техники выпаривания, выявления особенностей выпа-
ривания солесодержащих растворов, составления рекомендаций по
конструированию выпарных аппаратов и установок, разработки
методов расчета с использованием современных вычислительных
средств.
При составлении книги были использованы результаты иссле-
довательских работ, опыт конструирования, изготовления выпар-
ной техники на машиностроительных заводах и эксплуатации на
предприятиях химической, пищевой и других отраслей промышлен-
ности.
ОСНОВНЫЕ ОБОЗНАЧЕНИЯ
S — количество раствора;
G — расход;
V— объемный расход;
D — количество греющего па-
ра;
W — количество выпаренной
воды;
Е —количество экстрапара;
b — концентрация;
Ьк — концентрация насыщения
выделяемой солн;
Ybi — суммарная концентрация
компонентов в растворе;
t— температура;
f — температура раствора
после подогрева;
£пл — температура пленки кон-
денсата;
tf'n—температура конденсата
греющего пара после
подогревателей;
Д^пл — перепад температуры в
пленке конденсата;
AZ — температура перегрева
раствора;
Д/п — полезная разность тем-
ператур;
vt — температурная депрес-
сия;
— гидростатическая депрес-
сия;
t’n — потеря температуры в
паропроводе между кор-
пусами;
а'—параметр процесса выпа-
ривания;
г— теплота парообразова-
ния;
гкр— теплота кристаллизации;
с— теплоемкость;
o' — теплоемкость суспензии;
X— коэффициент теплопро-
водности раствора;
Хет—коэффициент теплопро-
водности материала стен-
ки греющей трубки;
е— коэффициент загрязне-
ния;
q — плотность теплового по-
тока;
Q — тепловой поток;
0 — теплота концентрирова-
ния;
К — коэффициент теплопере-
дачи;
(Xi — коэффициент теплоотда-
чи со стороны пара;
сс2 — коэффициент теплоотда-
чи со стороны раствора;
ссс — коэффициент теплоотда-
чи со стороны суспензии;
I — энтальпия;
qb — плотность воды;
(У — плотность суспензии;
р— динамическая вязкость
раствора;
рв — динамическая вязкость
воды;
v — кинематическая вязкость;
g — ускорение свободного па-
дения;
со — скорость движения по
_ трубкам;
со — средняя по сечению тру-
бы вскипания скорость
движения;
г3 — размер зародыша кри-
сталла;
I и d — длина и внутренний диа-
метр греющей трубки;
Втв — диаметр трубы вскипа-
ния;
бет — толщина стенкн греющей
трубки;
z— число трубок;
тв — продолжительность про-
цесса кипения;
N—число молекул кристал-
лизационной воды;
Мс — молекулярная масса со-
лн;
4
г — соотношение фаз в вы-
водимой суспензии;
f— отношение количества
исходного раствора, по-
ступающего в i-й корпус,
к общему количеству ра-
створа;
— коэффициент трения
жидкой фазы;
Хсм — коэффициент трения
двухфазного потока;
тс — касательное напряжение;
Ря — напор;
Р— давление;
Рдв — движущий напор;
ЕРтрм — потери напора на тре-
ние и местные сопротив-
ления;
Аруск—потери напора на уско-
рение в трубе вскипа-
ния;
п— отношение площади се-
чения трубы вскипания
к площади сечения гре-
ющих трубок;
— сумма приведенных к
скорости со местных со-
противлений циркуляци-
онного контура выпар-
ного аппарата;
<р—содержание компонентов
в многофазной смеси;
Рт — массовая доля твердой
фазы в циркулирующей
суспензии;
лк — число корпусов выпарной
установки;
Ал — коэффициент тепловых
потерь;
А — перепад температур в
подогревателе между ко-
нечной температурой
конденсата н начальной
температурой исходного
раствора;
а—коэффициент испарения;
а' — коэффициент самоиспаре-
ння конденсата;
р — коэффициент самоиспаре-
ння раствора;
Р'—коэффициент самоиспа-
рения раствора при из-
менении энтальпии твер-
дой фазы;
Р" — коэффициент самоиспаре-
нпя раствора при пере-
токе твердой фазы;
г’ — коэффициент самоиспа-
рения исходного раство-
ра;
N3 — расход электроэнергии;
т] - КПД.
Индексы: i — i-й корпус выпарной установки; 0 — исходный раствор; к —
выпаренный раствор; кип — кипение; гп — греющий пар; вп — вторичный пар;
общ — общее количество; р — жидкая фаза; т — твердая фаза; черта — среднее
значение параметра; "—паровая фаза; см—смесь; с — суспензия.
Признаки:
Pt = 0— температурная депрессия, определяемая по экспериментальным дан-
ным;
/-*1 = 1 — температурная депрессия, определяемая по формуле И. А. Тнщенкс,
/-*2=0— выпарной аппарат с естественной циркуляцией;
/*2=1 — выпарной аппарат с принудительной циркуляцией;
/*з=1 — используется теплота самопспарения конденсата;
Рз=0— не используется теплота самопспарения конденсата;
Р4 = 0— прямоток;
/*4=1—параллельное питание и выгрузка;
Р4 = 2— противоток;
/*5 = 0— выпаривание без выделения твердой фазы;
/-*5=1 — выпаривание с выделением твердой фазы и концентрированием не-
крпсталлизу ющейся части;
Ps —2—выпаривание с выделением твердой фазы при постоянной концент-
рации насыщения;
Рв=0— отсутствует теплота концентрирования,
Рв= + 1 — при концентрировании поглощается теплота;
Ре=—1 — при концентрировании выделяется теплота;
Р?=0—отсутствует теплота кристаллизации;
Р?= + 1 — при кристаллизации поглощается теплота;
Р?=—1 — при кристаллизации выделяется теплота;
Ps=0—экстрапар задают в исходных данных н не перерассчитывают;
Ps= 1 — принятое количество экстрапара уточняют после установления ре-
жима работы установки;
Рв = 0— отсутствуют подогреватели;
Р9=1 — подогрев раствора;
/-*10=1 — используется теплота самоиспарения конденсата греющего пара;
Рю=0— не используется теплота самоиспарения конденсата греющего пара
Глава 1
ОСОБЕННОСТИ ВЫПАРИВАНИЯ СОЛЕСОДЕРЖАЩИХ
РАСТВОРОВ
Выделение солей из водных растворов в виде кристаллов — ти-
пичный процесс химической технологии, осуществляемый при до-
стижении раствором пересыщенного состояния. В промышленных
масштабах растворы в пересыщенном состоянии можно получать
различными способами, однако наибольший практический интерес
представляет концентрирование растворов методом выпаривания.
Поскольку в этом случае выделение солей происходит при посто-
янной температуре кипения раствора, этот метод назван изотер-
мической кристаллизацией.
Величина пересыщения раствора в процессе выпаривания по-
стоянна и близка к состоянию насыщения при температуре кипе-
ния раствора.
Устойчивость пересыщенных растворов зависит от ряда факто-
ров (в том числе от химического состава, температуры, механиче-
ских воздействий) и изменяется в весьма широких пределах.
По данным Вант-Гоффа и В. М. Фишера устойчивость пересы-
щенных растворов солей возрастает с увеличением произведения
валентностей их ионов, а при постоянном произведении валентно-
стей— с увеличением числа молекул кристаллогидратной воды.
По способности веществ образовывать, пересыщенные растворы
соли условно можно разделить на четыре группы. К первой группе
относятся соли, образующие устойчивые пересыщенные растворы —
кристаллогидраты, такие как КгСО3-1,5 Н2О; ВаС12-2 Н2О;
CuSO4-5 Н2О; MgCl2-6 Н2О; Na2CO3-10 Н2О и др.; ко второй —
одновалентные безводные соли, самопроизвольно кристаллизующие-
ся (КС1; NaCl; KMgSO4; NaNO3 и др.); к третьей — труднораство-
римые соли, имеющие скрытую кристаллическую структуру (AgCl;
BaSO4; MnSO4; CaSO4 и др.); к четвертой — соли, кристаллизую-
щиеся только в присутствии ионов других солей (так, соль
К4МпС16 кристаллизуется только в присутствии ионов двухвалент-
ного свинца). Наиболее склонны к образованию пересыщенных
растворов соли первой и четвертой групп; труднее всего образуют
пересыщенные растворы соли второй и третьей групп.
Стабильность пересыщенных растворов характеризуется пре-
дельным пересыщением \b = b—b,,. При достижении раствором
предельного пересыщения (лабильная область) происходит спон-
танное образование кристаллов.
7
реальных солевых растворов:
АВ — граница насыщения; А'В' —
граница пересыщения; I и II—соот-
ветственно метастабильная и неус-
тойчивая (лабильная) зона
Если раствор находится в пересы-
щенном состоянии, но не достиг пре-
дельного пересыщения (метастабиль-
ная область), образование кристаллов
(снятие пересыщения) происходит по
истечении определенного времени,
причем продолжительность периода
до снятия пересыщения зависит от
типа соли, физико-химических свойств
раствора, режима движения раствора,
наличия готовых кристаллов и механи-
ческих примесей. В лабильной обла-
сти в растворе появляются флуктуа-
ции — отклонение физических вели-
чин, характеризующих находящееся
в равновесии молекулярное тело. При этом в солевом растворе
образуются скопления зародышей кристаллов, которые, достигая
критического размера, выделяются из раствора, переводя его в ус-
тойчивое состояние.
Метастабильное состояние раствора — это относительно устойчи-
вое состояние пересыщенных растворов, которое мгновенно пере-
стает быть устойчивым, когда в системе появляются центры кри-
сталлизации (зародыши кристаллов).
Схематически диаграмма состояний реальных солевых раство-
ров представлена на рис. 1.
Стабильной области, расположенной ниже кривой растворимо-
мости АВ, соответствует насыщенный раствор, который может
быть однофазным неопределенно долгое время. Образование заро-
дышей и их рост в таких растворах невозможны. Зона J между
кривыми АВ и А'В' соответствует метастабильному (пересыщенно-
му) состоянию раствора. По мере продвижения раствора по цир-
куляционному контуру выпарного аппарата пересыщение раство-
ра частично снимается при образовании новых кристаллов, а ча-
стично — при отложении солей на поверхности уже имеющихся
кристаллов, причем эти процессы протекают одновременно. Время
снятия пересыщения определяется типом растворимой соли, теп-
ловым и гидродинамическим режимами процесса выпаривания.
Зона выше линии А'В' абсолютно неустойчива. В этой зоне интен-
сивно выделяются кристаллы соли.
1. Механизм образования и отложения солей в процессе
выпаривания
При выпаривании насыщенных растворов кристаллы соли вы-
деляются как в объеме движущегося раствора, так и на поверх-
ностях деталей выпарного аппарата (греющие трубки, сепаратор,
отбойник и др.).
Эффективность процесса выпаривания в значительной степени
определяется отношением доли кристаллов, образующихся в объе-
8
ме раствора, к доле солей, оседающих на поверхностях выпарного
аппарата, ыпавным образом на поверхностях нагрева. В связи с
этим при выпаривании водных растворов с выделением твердой
фазы приходится сталкиваться с двумя противоположными зада-
чами: увеличением интенсивности выделения кристаллов солей в
объеме движущегося раствора и уменьшением выделения кристал-
лов соли в зоне около стенки, т. е. уменьшением скорости инк-
рустации поверхности нагрева выпарного аппарата. Для решения
этих задач необходимо знать механизм образования зародышей
кристаллов соли в пересыщенном растворе и, кроме того, условия
выделения солей в процессе кипения в объеме движущегося раст-
вора и на поверхностях выпарного аппарата.
Выделение кристаллов солей из раствора представляет собой
двухступенчатый процесс: сначала образуются центры кристалли-
зации, а затем происходит рост кристаллов. Главным процессом,
определяющим интенсивность выделения солей из пересыщенного
раствора, является процесс зарождения кристаллов.
В настоящее время нет единой теории зарождения кристаллов
соли в пересыщенном растворе. Наиболее известны флуктуацион-
ная теория Фольмера и молекулярно-кинетическая теория Стран-
ского. В основе этих теорий лежат предпосылки, разработанные
Гиббсом, согласно которым изолированная система абсолютно
стабильна, если при постоянстве энергии системы любое конечное
изменение ее состояния оставляет неизменной энтропию (или да-
же уменьшает). Если же при некоторых конечных изменениях со-
стояния (пересыщение раствора) энтропия возрастает, то система
может быть относительно устойчивой (метастабильной). Метаста-
бнльное состояние является одним из возможных устойчивых при
данных условиях состояний системы, которое не соответствует на-
именьшему значению свободной энергии. Таким образом, энтро-
пия определяет устойчивость системы и вероятность зарождения
кристаллов в пересыщенном растворе.
Как известно, в соответствии с основным законом статической
термодинамики, энтропия системы есть экспоненциальная функция
параметров системы. Этот закон указывает на то, что относитель-
но устойчивая система может быть выведена из равновесного со-
система с энтропией S/ (значение параметров рь ц2. Нз. —) пере-
Гиббс назвал эту работу мерой устойчивости метастабильной си-
стемы. При выпаривании растворов такой работой является тепло-
та, затрачиваемая на испарение части растворителя. При этом
система с энтропией S/ (значение параметров р,ь ц2, Из.—) пере-
ходит к состоянию с энтропией S2' (параметры pi+^Pi; Цг+^рг;
Рз+^цз» Вероятность образования зародышей кристаллов в
растворе
^1" ^2
k
dj— УК exp
d^id^2d^.3,
(1)
где At — нормировочная постоянная; S/ и S2' — энтропия пересы-
9
(ценного и насыщенного растворов; kx 1,38- 10~23 Дж/К— постоян-
ная Больцмана; ц2, рз—потенциалы состояния системы.
Так как при кипении температура и энергия системы постоян-
ны, то 5/—S2'=EA, т. е. б//=Л, ехр( -Дд/й7')(/ц|(/ц2^Рз, где Ел—
работа, затраченная на создание зародыша новой фазы; Т—абсо-
лютная температура раствора, К.
Л. Н. Матусевич получил для скорости образования зародышей
кристаллов солей в пересыщенном растворе следующее уравнение:
J = Aexp( —V (2)
\ 7Чц2(й/6н)
где а0' — коэффициент, учитывающий соотношение между поверх-
ностью кристалла и его формой.
Как видно из уравнений (1) и (2), для инициирования выделе-
ния кристаллов соли из раствора необходимо затратить работу
(теплоту) Е на создание зародыша новой фазы. Величина этой ра-
боты Е, преодолевающей «порог неустойчивости», зависит прежде
всего от размера зародыша, а последний—от степени пересыще-
ния системы. Гиббс показал, что для образования зародыша в пе-
ресыщенном растворе необходимо совершить работу
где о,- — средняя удельная поверхностная энергия; Si" — площадь
поверхности кристалла.
Размер зародыша зависит от свойств и состояния системы
г3=фз1-/Ис/Х’Гр1 In(Ь, Ьн), (4)
где (]—линейный размер зародыша; Мс — молекулярная масса
соли; qt — плотность соли.
Из зависимости (4) видно, что с повышением температуры
уменьшается размер зародыша. Это, в свою очередь, ведет к по-
вышению скорости образования зародышей, в связи с чем при вы-
соких температурах кипения раствора образуется большое число
мелких кристаллов, что затрудняет их дальнейшую переработку.
Для увеличения размеров кристаллов необходимо увеличить вре-
мя их пребывания в аппарате (выпарные аппараты имеют боль-
шие объемы сепаратора и обратной циркуляционной трубы),
уменьшить интенсивность процесса испарения раствора и величи-
ну его перегрева (пересыщения). Раствор должен быть перегрет
на 1—2 градуса.
Скорость образования зародыша кристаллов (снятия пересы-
щения) зависит также и от режима течения раствора по контуру
аппарата, т. е. от числа Рейнольдса Re. Чем больше число Re,
тем интенсивней процесс зарождения кристаллов. Установлено,
что чем больше пересыщение циркулирующего раствора, тем при
меньшем значении Re образуются зародыши кристаллов.
10
В своих работах Гиббс отметил, что процесс выделения твер-
дой фазы из пересыщенного раствора (снятие пересыщения) мож-
но реализовать при значительно меньшей «работе устойчивости»,
добавляя в раствор готовые кристаллы того же вещества (центры
кристаллизации). В выпарных аппаратах такими центрами кри-
сталлизации являются постоянно циркулирующие по контуру
кристаллы выделяющихся солей.
Кац отмечено, пересыщение раствора частично снимается при
образовании новых зародышей кристаллов, а частично — при от-
ложении солей из пересыщенного раствора на поверхностях уже
имеющихся кристаллов. Эти процессы протекают одновременно
до достижения раствором насыщенного состояния. Конечный раз-
мер кристаллов, образующихся при снятии пересыщения раствора,
определяется соотношением скоростей образования зародышей но-
вых кристаллов и их последующего роста. При скорости роста
кристаллов, значительно превышающей скорость образования но-
вых центров кристаллизации, получается крупнокристаллический
продукт, и наоборот.
Результаты теоретических и экспериментальных исследований
показывают, что размер выделяемых в процессе выпаривания кри-
сталлов зависит от способности соли образовывать пересыщенные
растворы, режима движения раствора по контуру аппарата, интен-
сивности кипения раствора в трубе вскипания, температуры кипе-
ния раствора, содержания кристаллов в циркулирующей суспен-
зии, перегрева раствора относительно температуры кипения при
давлении в сепараторе.
Способность соли образовывать пересыщенные растворы явля-
ется одним из основных факторов, определяющих размер получае-
мых кристаллов и интенсивность засоления поверхностей аппара-
та. Практически установлено, что с увеличением склонности соли
к образованию пересыщенного раствора, т. е. с увеличением про-
изведения валентностей составляющих соль ионов на число моле-
кул кристаллогидратной воды в ней, возрастает размер образую-
щихся кристаллов. Это вызвано двумя причинами: степенью пере-
сыщения раствора, от которой зависит скорость роста кристаллов,
находящихся в циркулирующей суспензии (рис. 2), и возрастани-
ем возможности роста блоков, т. е. сращивания зародышей с го-
товыми кристаллами (агрегатирования), с
пересыщения.
На размер получаемых кристаллов су-
щественно влияет и режим движения раст-
вора по контуру выпарного аппарата. Воз-
растание турбулентности движения потока
приводит к интенсивному перемещению
кристаллических образований, не достиг-
ших критических размеров, на соседние
участки, а это создает условия для спон-
танного образования большого числа заро-
дышей кристаллов и, как следствие, приво-
повышением степени
Рис. 2. Зависимость ско-
рости роста кристаллов
ai, от степени пересыще-
ния Ь/6о
11
дит к получению мелкокристаллической соли. Кроме того, боль-
шие скорости движения суспензии способствуют механическому
истиранию кристаллов при их трении один о другой и о стенки
элементов контура выпарного аппарата.
Интенсивное кипение раствора в трубе вскипания выпарного
аппарата (при значительном перегреве и малом диаметре трубы)
резко повышает турбулентность движения суспензии и степень пе-
ресыщения раствора. Эти явления, как уже отмечено, приводят к
резкому возрастанию скорости образования зародышей, т. е.
уменьшению размеров получаемых кристаллов. Для снижения ин-
тенсивности кипения раствора в трубе вскипания и скорости дви-
жения в ней суспензии уменьшают перегрев раствора и увеличи-
вают площадь сечения трубы.
Согласно молекулярно-кинетической теории Косселя — Стран-
ского и теории флуктуаций Брандеса качественная картина роста
кристаллов достаточно точно описывается уравнениями
=A 2г31«2 ex р (—EA(i2ikT) exp (— Е/ kT)];
[Аф 1
--7-,, ’ (5)
Г2 1п(6/Йо) J
где we — линейная скорость перемещения грани кристалла в на-
правлении нормали; А2 — нормировочная постоянная; а2'— геомет-
рическая характеристика кристалла; Ь$ — коэффициент, учитыва-
/ I
ющий форму кристалла; exp I-------I—множитель, учитывающий
\ kT /
вероятность присоединения нового слоя к периферии двухмерного
зародыша.
Из уравнений (5) видно, что повышение температуры кипения
раствора увеличивает скорость роста кристаллов. Однако при этом
необходимо учитывать, что повышение температуры кипения раст-
вора приводит к интенсификации процессов образования зароды-
шей и теплообмена, повышению температуры перегрева раствора,
поэтому, как показывает практика, размер кристаллов при повы-
шении температуры кипения уменьшается.
Концентрация кристаллов в движущейся суспензии также вли-
яет на размер и форму получаемых кристаллов. Большое содержа-
ние кристаллов в движущейся суспензии приводит к их разруше-
нию и уменьшению размеров Получаемые кристаллы имеют сгла-
женную форму с разрушенными углами и ребрами. Находящиеся
в движущемся пересыщенном растворе готовые кристаллы служат
центрами кристаллизации; выделяемая при снятии пересыщения
соль расходуется в основном на их рост. При недостаточном для
снятия пересыщения количестве готовых кристаллов образуются
новые зародыши и, как результат, уменьшаются их размеры. При
повышенном содержании кристаллов в пересыщенном растворе
меньшее количество выделяющейся соли оседает на каждом из
них, т. е. кристаллы будут мельче.
12
С учетом сказанного можно полагать, что оптимальное количе-
ство кристаллов в пересыщенном растворе зависит от свойств со-
ли, режима движения, температуры кипения и перегрева раство-
ра. Вследствие закупоривания греющих трубок и эрозионного из-
нашивания конструкционного материала количество кристаллов
соли в движущейся суспензии не должно превышать 10—20% по
массе.
Другим важным вопросом, с которым приходится сталкиваться
при выпаривании кристаллизующихся растворов, является отло-
жение (инкрустация) кристаллов солей на поверхностях выпарно-
го аппарата. При этом инкрустации подвергаются поверхность
нагрева аппарата, труба вскипания, отбойник, брызгоотделитель
и стенки сепаратора (рис. 3). Из рис. 3 видно, что отложение кри-
сталлов обычно начинается на выступающей части трубы, затем
постепенно захватывает область над верхней частью трубы и пе-
реходит во внутреннюю часть. Толщина отложения располагается
по высоте трубы неравномерно, а при выпаривании раствора по-
варенной соли уменьшается сверху вниз.
В процессе эксплуатации выпарного аппарата отложение кри-
сталлов солей в виде корки или наростов происходит также и на
внутренних устройствах и стенках сепаратора. Причинами этого
являются прилипание выбрасываемых кристаллов к шероховатой
поверхности, а также попадание на нее уносимого вторичным па-
ром раствора с последующим охлаждением его и образованием
корки.
Инкрустацию поверхностей выпарного аппарата авторы рас-
сматривают как процесс, происходящий в основном по следующим
причинам.
Отложение кристаллов солей на поверхностях нагрева и трубы
вскипания выпарного аппарата происходит вследствие того, что
для образования зародыша кристалла на стенке необходимо за-
тратить незначительную работу, зависящую от угла смачивания,
,у
Еа—— а; S, [(1 — cos 6) — sin2 6 cos 6], (6)
3
i=l
где 0 — краевой угол (угол между касательной к поверхности жид-
кости в точке соприкосновения сред и поверхностью твердого те-
ла); при 0=0 происходит полное смачивание, при 0=180° —пол-
ное несмачивание (рис. 4).
Сравнивая уравнения (3) и (6), видим, что работа образова-
ния центра кристаллизации (зародыша) па твердой поверхности
всегда меньше, чем работа его спонтанного образования в объеме
раствора, т. е. инкрустация происходит при значительно меньшем
пересыщении раствора.
Необходимо отметить, что работа образования зародышей оп-
ределяется еще и физическим состоянием твердой поверхности.
Если поверхность не полирована (реальные условия) и на ней
имеются узкие трещины, неровности, то выделение кристаллов со-
13
Рис. 3. Характер отложения
кристаллов:
а — на греющих трубках; б — на
трубе вскипания
Рис. 4. Краевой угол смачиваемой
(а) и несмачиваемой (б) поверхно-
сти
ли может начинаться даже в ненасыщенном растворе. Отсюда сле-
дует, что для уменьшения скорости инкрустации поверхности вы-
парного аппарата трубы должны быть гладкими, лишенными не-
ровностей и трещин.
При отсутствии кипения раствора в греющих трубках инкру-
стация поверхности теплообмена происходит из-за наличия в боль-
шей части солесодержащих растворов солей с обратной раствори-
мостью (CaSO4; Na2CO3, СаСО3, MgSO4 и т. д.), а так как при-
легающий к поверхности теплообмена слой перегрет по отношению
к основной массе движущегося раствора, то в нем возникает ло-
кальное пересыщение по соли с обратной растворимостью. Пере-
сыщение приводит к выпадению из раствора и осаждению на по-
верхности теплообмена кристаллов этих солей.
После того как на поверхности теплообмена осели первые кри-
сталлы солей с обратной растворимостью, вследствие межмолеку-
лярного взаимодействия начинают выпадать и откладываться в
виде блоков кристаллы других солей, растворимых в выпариваемом
растворе. Отложение солен на поверхности трубы вскипания выз-
вано также испарением прилегающего к ней слоя раствора, что
приводит к увеличению локальной концентрации солей в этом
слое. Образовавшиеся при испарении слоя раствора пузырьки па-
ра, отрываясь от твердой поверхности, оставляют на ней кольце-
образный след, состоящий из сцементированных крошечных кри-
сталлов соли. Процесс осаждения кристаллов соли протекает не-
прерывно. Выпавшие кристаллы наслаиваются один на другой и
образуют сплошную корку.
2. Методы снижения интенсивности отложения солей
на поверхностях выпарного аппарата
Промышленный опыт эксплуатации показывает, что отложение
кристалов солей на поверхностях выпарного аппарата снижает на
30—50% его производительность и вызывает ряд затруднений тех-
нико-экономического и эксплуатационного характера, поэтому
14
весьма важно применение эффективных методов снижения скорости
инкрустации поверхностей выпарного аппарата.
Одним из важнейших условий уменьшения скорости инкруста-
ции поверхности нагрева аппарата является снятие пересыщения
раствора до подхода к греющим трубкам, а также исключение по-
падания комков и наростов солей в греющие трубки.
Из анализа условий выделения кристаллов соли в зоне сопри-
косновения раствора со стенкой следует, что скорость отложения
солей на внутренних поверхностях выпарного аппарата можно
уменьшать следующим методами:
созданием высокой скорости циркуляции раствора;
выносом зоны кипения раствора (пересыщения) за пределы
поверхности нагрева;
поддержанием постоянного (10—20%) количества кристаллов
соли в циркулирующей суспензии;
подбором температурного режима процесса выпаривания;
защитой отдельных узлов выпарного аппарата антиадгезион-
ным покрытием;
снижением интенсивности охлаждения внутренней стенки сепа-
ратора выпарного аппарата.
Влияние движения раствора на скорость инкрустации. Иссле-
дования процесса отложения кристаллов соли в ламинарном слое,
соприкасающимся с поверхностями нагрева и трубой вскипания,
показали, что с уменьшением степени перегрева слоя и объема
оторвавшихся пузырьков пара уменьшается количество оставляе-
мых следов соли и облегчается их растворение при последующем
соприкосновении с ненасыщенным раствором. Уменьшения пере-
грева пограничного слоя и размеров пузырьков достигают интен-
сивной циркуляцией выпариваемого раствора. При этом, во-пер-
вых, быстро удаляются пузырьки пара с поверхности трубы вски-
пания, во-вторых, интенсивное движение раствора способствует
уменьшению толщины ламинарного слоя у поверхности нагрева и
температуры его перегрева, т. е. создаются условия для значи-
тельного уменьшения скорости инкрустации.
Таким образом, скорость циркуляции раствора определяет ско-
рость инкрустации поверхности нагрева. Увеличение скорости цир-
куляции снижает инкрустацию, что повышает коэффициент тепло-
отдачи выпарного аппарата и увеличивает время его работы между
промывками. Проведенные Ю. П. Каретниковым работы показали,
что оптимальная скорость движения раствора по трубкам 2—
2,5 м/с Такие значения скорости можно получить только в выпар-
ных аппаратах с принудительной циркуляцией. В аппаратах с
естественной циркуляцией скорость движения раствора в трубках
0,5—1,8 м/с, вследствие чего время их работы между промывками
в несколько раз меньше.
Вынос зоны кипения раствора за пределы поверхности нагрева.
Как уже отмечено, выделение кристаллов соли из водного раство-
ра возможно только при достижении им пересыщения (см. рис. 1,
зона выше линий АВ), т. е. при кипении.
15
Если вынести кипение раствора за пределы поверхности нагрЛ
ва, то выделение кристаллов соли произойдет в этой зоне, и, еле!
довательно, скорость инкрустации греющих трубок значителыцЯ
уменьшится.
Согласно уравнению Клапейрона — Клаузиуса температура кпЯ
пения раствора зависит от давления:
dp/dt = r(y"/AT, (7)1
поэтому, естественно, для того, чтобы вынести кипение раствора!
за пределы поверхности нагрева, необходимо над ней создать дав-1
ление, превышающее давление насыщения и соответствующее тем-1
пературе раствора на выходе за пределы поверхности нагрева. I
В. этом случае раствор в пределах поверхности нагрева не кипит,]
а только перегревается на некоторую величину (по отношению кI
температуре кипения раствора при давлении в сепараторе).
Кипение раствора начинается в зоне выше поверхности нагре-1
ва, где давление движущегося раствора снижается до давленияI
насыщения. Так как выделение кристаллов соли происходит в зоне!
кипения раствора, то поверхность нагрева выпарного аппарата при
этом длительное время остается чистой. Правда, полностью избе-|
жать отложения кристаллов солей на поверхности нагрева при
этом не удается из-за местного перегрева в тонком ламинарном
слое и появления зародышей кристаллов на стенке; но скорость]
инкрустации значительно уменьшается.
Для создания необходимого давления над греющей поверхно-
стью устанавливают трубу вскипания в которой и происходит ки-
пение раствора.
Подбор температурного режима процесса выпаривания. Из ска-
занного, а также из уравнений (1) и (2) видно, что скорость от-
ложения зародышей кристаллов возрастает с повышением темпе-
ратуры кипения и перегрева раствора. Это объясняется тем, что
повышение температуры уменьшает степень пересыщения, необ-
ходимую для начала кристаллизации, т. е. процесс зарождения
кристаллов интенсифицируется.
С температурой связана также растворимость солей, поэтому
скорость инкрустации поверхности нагрева выпарного аппарата
зависит от температуры, при которой протекает процесс выпари-
вания.
Скорость инкрустации можно уменьшить подбором такого тем-
пературного режима работы аппарата, при котором кристаллы
выделяются при малом пересыщении в областях прямой или ус-
ловно постоянной растворимости соли. Последнее особенно важно
при выпаривании растворов с обратной растворимостью, так как
эти растворы инкрустируют поверхность нагрева даже при отсут-
ствии кипения в греющих трубках.
Например, соль MnSO4 имеет резко выраженную обратную
растворимость при температуре выше 60°С. В пределах темпера-
тур 40—60°С растворимость соли уменьшается незначительно. Сле-
довательно, если раствор MnSO4 выпаривать при температурах
16
Рис. 5. Кривые растворимости солей:
1— СаС12; 2—К2СО3 1,5Н2О; V—КгСО3; 3—Na2SO4: 4—
ВаС12 • Н2О; 4'—ВаС12 .2Н2О; 5—NaCI; 6—Na2CO3.H2O;
6'—Na2CO3; 7—MgSO4 Н2О; 7'—MrSO,.6H2O; 8—KCI; S—
K2SO4; 10—MgCI2; 11—MnSO4
Рис. 6. Кривые раство-
римости солей:
1—Ca(OH)2; 2—CaSO.
ниже 60°С, то время работы выпарного аппарата между промыв-
ками будет в несколько раз больше, чем при температурах выше
60°С. Зависимость растворимости солей от температуры приведе-
на на рис. 5 и 6.
Для уменьшения скорости инкрустации поверхности нагрева
необходимо обеспечить минимальный перегрев в пограничном
слое. Это возможно при высокой скорости циркуляции (2—2,5 м/с),
применении коротких труб (3—5 м), небольших полезных разно-
стях температур. Выполнение этих условий позволяет уменьшить
скорость инкрустации и увеличить полезный фонд работы выпар-
ного аппарата.
Защита отдельных узлов выпарного аппарата антиадгезионным
покрытием. Наиболее интенсивно соли отлагаются на поверхностях
выпарного аппарата, соприкасающихся с кипящим раствором.
Особенно сильной инкрустации подвергаются поверхности, рас-
положенные в зоне кипения. При выпаривании рассола поварен-
ной соли при атмосферном давлении в сепараторе труба вскипания
диаметром 100 мм полностью закупоривается через 2—3 ч ра-
боты.
Скорость инкрустации трубы вскипания и частей сепаратора,
соприкасающихся с кипящим раствором, можно уменьшить, по-
крыв их полимерной пленкой с антиадгезионными свойствами.
Как известно, антиадгезионные полимерные материалы имеют
угол смачивания водными растворами 0~180°С.
Из уравнения (6) видно, что для зарождения кристаллов на
такой поверхности необходимо затратить максимальную работу.
Но так как вероятность зарождения кристаллов уменьшается с
17
увеличением работы, необходимой для кристаллизации, то вероят
ность возникновения кристаллов соли на стенке, покрытой антиад-
гезионным материалом, незначительна. Следовательно, защита аг.
тиадгезионным покрытием трубы вскипания и частей сепаратора
соприкасающихся с кипящим раствором, позволит уменьшить ско
рость их инкрустации, а значит, увеличить время работы аппара
та между промывками. Так, проведенные исследования показали
что в случае защиты трубы вскипания резиной, фторопластом,
эмалью время работы выпарного аппарата между промывками
увеличивается в несколько раз при сохранении постоянной произ-
водительности за весь цикл работы.
Снижение интенсивности охлаждения внутренних стенок сепа-
ратора. Интенсивность охлаждения попавших на стенку сепарато-
ра капель раствора определяется интенсивностью теплообмена
между стенкой аппарата и окружающим воздухом. Чем быстрее
остывает стенка сепаратора, тем интенсивнее ее охлаждение, т. е.
отложение кристаллов и образование наростов. Исключение со-
ставляют соли с явно выраженной обратной растворимостью. Для
уменьшения скорости отложения кристаллов и образования наро-
стов на стенке сепаратора нужно улучшить термоизоляцию вы-
парного аппарата.
3. Требования, предъявляемые к конструкциям выпарных
аппаратов для выпаривания растворов с выделением твердой фазы
Как отмечено выше, при выпаривании солесодержащих раст-
воров с выделением твердой фазы кристаллы соли выделяются в
виде корки и наростов на внутренних устройствах и стенке сепара-
тора. Образовавшиеся корка и наросты достигают больших раз-
меров и вследствие динамических воздействий в процессе работы
аппарата отделяются от твердых поверхностей. При попадании
отвалившихся кусков в циркуляционный контур греющие трубки
закупориваются. В связи с этим при конструировании выпарных
аппаратов для выпаривания растворов с выделением твердой фа-
зы необходимо предусматривать защиту циркуляционного контура
от попадания в него крупных корок или наростов соли.
В выпарном аппарате для выпаривания солесодержащих раст
воров в зоне кипения раствора интенсивно выделяются кристаллы
соли. При этом незначительная часть кристаллов, как отмечено
выше, оседает на поверхностях выпарного аппарата, а основная
часть остается в движущемся растворе и образует смесь твердых
кристаллов и жидкого раствора (суспензию), причем количество
кристаллов соли в объеме этой смеси обычно составляет около
30—40%.
Так как из выпарного аппарата должна выходить соль с незна
чительным количеством сопровождающего ее жидкого раствора,!:
находящиеся в движущейся смеси крупные кристаллы соли необ
18
ходимо выводить из раствора, осаждая их в определенных частях
выварного аппарата (в зонах малых скоростей движения суспен-
зии), з частично осветленный раствор направлять в греющие труб-
ки. Необходимо также отметить, что наличие в циркулирующей
суспензии мелких кристаллов соли (около 10—20%) повышает эф-
фективность работы выпарного аппарата за счет улучшения теп-
лообмена и уменьшения степени инкрустации поверхности нагрева,
укрупняет выделяемый кристалл.
С учетом инкрустации поверхностей выпарного аппарата в про-
цессе выпаривания кристаллизующихся растворов, а также необ-
ходимости осаждения кристаллов из движущейся смеси, к выпар-
ным аппаратам предъявляют ряд особых требований:
вынос кипения раствора за пределы поверхности нагрева;
защита циркуляционного контура от попадания в него крупных
кристаллов и комков соли;
обеспечение осаждения крупных кристаллов соли из циркули-
рующей смеси и создание условий для их вывода из аппарата;
ликвидация зон застоя по всему циркуляционному контуру;
установка каплеотделителей, обеспечивающих высокую степень
очистки вторичного пара от уносимых капель раствора и мелких
кристаллов соли;
установка устройств для промывки каплеотделителей и стенок
сепаратора (исходным раствором или конденсатом);
термоизоляция корпуса;
обеспечение снятия пересыщения раствора до попадания его
на поверхность нагрева;
снижение интенсивности самоиспарения раствора в трубе вски-
пания.
Размеры греющих трубок и температурный режим работы вы-
парного аппарата (давление в сепараторе, полезная разность
температур) необходимо выбирать, исходя из кривой растворимо-
сти соли. Это особенно важно для аппаратов с естественной цир-
куляцией.
Так, для солей с прямой растворимостью целесообразно приме-
нять длинные греющие трубки (/ = 6000...7000 мм), выпаривание
производить при высоких температурах кипения раствора и полез-
ной разности температур. Для солей с обратной растворимостью,
наоборот, трубки должны быть короткими (/=3000 ... 4000 мм),
температуры кипения раствора и полезная разность температур —
низкими.
Большое влияние на время работы выпарного аппарата между
промывками оказывает соблюдение стационарности технологиче-
ского режима ведения процесса выпаривания. Практика показы-
вает, что нарушение технологического режима процесса выпарива-
ния уменьшает время работы аппарата между промывками в не-
сколько раз.
19
Глава 2
НАИБОЛЕЕ РАСПРОСТРАНЕННЫЕ КОНСТРУКЦИИ
ВЫПАРНЫХ АППАРАТОВ
В настоящее время для выпаривания солесодержащих раство
ров с выделением твердой фазы в промышленности применяю
целый ряд конструкций выпарных аппаратов. Общим признаке
этих аппаратов является то, что подлежащий выпариванию раст
вор подается в трубное пространство, а греющий пар — в меж
трубное. По режиму циркуляции раствора выпарные аппарат!
можно разделить на аппараты с естественной и принудительно
циркуляцией, по конструктивному оформлению циркуляционное!
контура — на аппараты с частичным осветлением движущейся сус-
пензии и аппараты без осветления суспензии.
Рассмотрим конструкции выпарных аппаратов, нашедших наи-
более широкое применение в различных отраслях промышленно-
сти.
1. Выпарные аппараты с естественной циркуляцией
Рис. 7. Выпарной аппарат
с внутренней циркуляцион-
ной трубой
Естественная циркуляция раствора в
этих аппаратах происходит за счет раз!
иости плотностей раствора в сепаратор!
выпарного аппарата и парорастворно<
смеси в зоне кипения. Выпарной annapai
с внутренней циркуляционной Tpy6of
(рис. 7) состоит из греющей камеры /,
которая представляет собой лучок тру<1
2, закрепленных между двумя трубным.ч
решетками 3, и имеет в центральной ча-
сти обратную циркуляционную трубу 4;
сепаратора 5, установленного над грею-
щей камерой; каплеотделителя 6, кони-
ческого днища 7, служащего для частич-
ного осветления циркулирующей суспен-
зии и удаления кристаллов соли из ап-
парата. Угол наклона конического дни-
ща должен быть больше угла естествен-
ного откоса кристаллизующейся массы.
Пар для обогрева раствора подается
в межтрубное пространство и конденси-
руется, отдавая теплоту циркулирующе-
му по греющим трубкам раствору. Ис-
ходный раствор подается либо в сепара-
тор, либо в обратную циркуляционную
трубу. Образовавшийся при кипении ра-
створа вторичный пар очищается в сепа-
раторе и каплеотделителе от уносимых
20
капель раствора и выводится из выпарного аппарата. Осевшие
кристаллы солей отводятся из аппарата с заданным количеством
маточного раствора и поступают на дальнейшую переработку (на-
пример, центрифугирование).
При конструировании выпарных аппаратов данного типа при-
меняли греющие трубки диаметром 38 и 57 мм, длиной от 2000 до
4000 мм. Диаметр обратной циркуляционной трубы выбирают из
условия равенства площади ее сечения суммарному сечению гре-
ющих трубок. Основные размеры греющих камер и парового про-
странства аппаратов с внутренней циркуляционной трубой были
нормализованы (табл. 1).
Таблица 1
Номинальная поверхность нагрева FH, м2 Диаметр кор- пуса DK. мм Диаметр циркуляцион- ной трубы D , мм Длина трубок 1, мм Число трубок г, шт. Поверхность нагрева м2 °к> ММ °ц- мм 1, мм Z, шт. Лд. М>
d* = 38 ММ d" ‘ = 57 ММ
25 600 194 3600 75 27 600 194 3500 29 22
800 273 2000 146 35 800 273 2500 64 28
50 800 273 3500 146 61 1000 351 3500 102 65
1000 351 2000 240 53 1200 426 2000 152 55
100 1000 351 3500 240 35 1200 426 3500 152 95
150 1200 426 3500 386 162 1400 450 3500 226 140
1400 450 2000 512 152 1600 500 2500 318 145
250 1400 450 4000 512 242 1800 600 3500 392 245
1600 500 3000 734 264 2000 650 2500 518 232
350 1600 5000 4000 734 350 2000 650 3500 518 325
1800 5000 3000 944 350 — — — — —
* d — наружный диаметр греющих трубок.
Для уменьшения скорости инкрустации греющих трубок рыпа-
ривание солесодержащих растворов с выделением твердой фазы в
выпарных аппаратах с внутренней обратной циркуляционной тру-
бой обычно осуществляют при вакууме в сепараторе при залитой
греющей поверхности раствором высотой 300—400 мм.
Недостатки данной конструкции: низкий коэффициент тепло-
передачи [0,7—1,4 кВт/(м2-К)]; малая скорость циркуляции раст-
вора (0,5—0,8 м/с); частые остановки аппарата на промывку (че-
рез 8—20 ч) вследствие зарастания солями теплопередающей по-
верхности; жесткое крепление трубного пучка к корпусу аппарата,
что является причиной нарушения плотности вальцовочных соеди-
нений.
В старых производствах выварочной соли для выпаривания на-
сыщенных рассолов применяют выпарные аппараты с установлен-
ной во внутренней циркуляционной трубе пропеллерной мешалкой
21
пропел-
Рис. 8. Выпарной аппарат с
лерной мешалкой
Греющий
пар
Рис. 9. Выпарной аппарат с
ной греющей камерой
более высокое значение к
имеют
аппарат на рис. 7.
(рис. 8). Эти аппараты
ента теплопередачи, чем
В ряде отраслей промышленности для выпаривания электрс
литических щелоков, раствора сернистого натрия применяют вь
парные аппараты с внутренней подвесной греющей камерой (рш
9). Выпарной аппарат состоит из корпуса 1, греющей камеры
каплеотделителя 3. Греющий пар подается в камеру по трубе <
а конденсат отводится из нижней части камеры по штуцеру I
Раствор циркулирует по схеме: трубки греющей камеры — кольщ
вой канал между камерой и стенкой аппарата. Наличие на парс
подводящей трубе линзовых компенсаторов и отсутствие жестког
крепления в верхней части камеры позволяют компенсироват
разность удлинений корпуса и камеры н избежать нарушен!!
плотности в вальцовочных соединениях.
Недостаток этих аппаратов — неравномерность распределен!'
раствора по трубкам (при поверхностях более 200 м2), что прпвс
дпт к уменьшению скорости движения раствора в отдельных тру(
ках и, как следствие, к снижению коэффициента теплопередачи.
Учитывая специфические особенности выпаривания солесоде[
жащи.х растворов, для повышения экономической эффектнвиост
22
работы выпарных аппаратов были разработаны специальные кон-
струкции выпарных аппаратов с вынесенной зоной кипения. В ап-
паратах такого исполнения кипение раствора происходит не в
греющих трубках, а в установленной над ними трубе вскипания.
Выпарные аппараты с трубой вскипания имеют высокий и устой-
чивый коэффициент теплопередачи [до 0,2 кВт/(м2-К)] и длитель-
ное время работы между промывками (до 100 ч).
В промышленности применяют выпарные аппараты с соосной
п вынесенной греющими камерами. Выпарные аппараты с соосной
греющей камерой имеют меньшее гидравлическое сопротивление,
а следовательно, их удельная производительность несколько вы-
ше, чем в аппаратах с вынесенной греющей камерой. Однако при
соосном размещении греющей камеры затрудняется доступ к гре-
ющим трубкам, т. е. их чистка и ремонт. В связи с этим, если в
процессе эксплуатации аппаратов на поверхностях теплообмена
образуется труднорастворимая накипь, которую удаляют механи-
ческим, гидравлическим или гидромеханическим способом, необ-
ходимо применять выпарные аппараты с вынесенной греющей ка-
мерой.
Эти аппараты целесообразно
применять также и в случаях,
если возникает необходимость в
частых остановках аппарата на
ремонт.
Выпарной аппарат с вынесен-
ной греющей камерой без частич-
ного осветления циркулирующей
суспензии (рис. 10) состоит из
греющей камеры 1, сепаратора 2,
каплеотделителя 3, трубы вски-
пания 4 и циркуляционной тру-
бы 5. Исходный раствор в выпар-
ной аппарат подается в штуцеры
Г], Г2 или Г3 в зависимости от
температуры раствора, режима
работы аппарата. Если темпера-
тура исходного раствора ниже
температуры его кипения в аппа-
рате, то раствор подают в штуце-
ра Гу и Г2 (из условий монтажа);
в противном случае он поступает
в штуцер Гу. Если в процессе ки-
пения соли из раствора выделя-
ются и отлагаются на стенках
сепаратора, то часть раствора
(до 10%) подают через штуцер
При этом необходимо пом-
нить, что температура раствора,
Б
1 кам*
Рис. 10. Выпарной аппарат без ча-
стичного осветления суспензии
23
поступающего через верхний штуцер Г3, должна быть ниже тема
пературы кипения раствора в сепараторе. Обогрев аппарата про!
исходит греющим паром, подаваемым в межтрубное пространстве
через штуцер А. Образовавшийся конденсат удаляется через шту-1
цер В. Отсос воздуха происходит через штуцер Е.
Циркуляция раствора в аппарате осуществляется по контуру!
сепаратор — циркуляционная труба — греющая камера — труба
вскипания — сепаратор. Движущийся по греющим трубкам раст-
вор перегревается в них относительно температуры его кипения в
сепараторе и, попадая в трубу вскипания, закипает. Кипение раст-|
вора в трубе вскипания происходит в зоне, где давление достига-
ет величины, соответствующей температуре насыщения. Образую-!
щаяся в трубе вскипания парорастворная смесь вместе с кристал-1
лами соли выбрасывается в сепаратор, где разделяется на паро-1
вую, жидкую и твердую фазы. Вторичный пар, проходя сепаратош
и брызгоотделитель, освобождается от уносимых капель раствора
и выходит из аппарата через штуцер Б. Кристаллы соли вместе <1
раствором циркулируют по контуру аппарата и выводятся из ап-
парата через штуцер Д.
Недостатки выпарных аппаратов без частичного осветления
циркулирующей суспензии: уменьшение скорости циркуляции
вследствие увеличения вязкости и плотности из-за большого со-1
держания твердой фазы в контуре (30—40%); закупоривание тру-1
бок греющей камеры комками соли (см. гл. 1). Эти явления при-1
водят к снижению производительности аппаратов, уменьшению
времени их работы между промывками и усложнению процесса
промывки (необходимо промывать каждую трубку отдельно).
В связи с изложенным применение выпарных аппаратов без ча-
стичного осветления циркулирующей суспензии для выпаривания
солесодержащих растворов на стадии выделения твердой фазы не-
целесообразно.
Указанного недостатка лишены выпарные аппараты с частич-
ным осветлением циркулирующей суспензии, показанные на рис.
11—13 (позиции и назначение штуцеров—см. текст к рис. 10).
В отличие от аппарата, показанного на рис. 10, эти аппараты в
своем контуре имеют зону отстоя (солеотделитель 6). Такое реше-
ние позволяет предохранить греющие трубки от попадания ком-
ков и образования наростов, что предотвращает их закупорива-1
ние. Время работы аппаратов с частичным осветлением раствора
значительно превышает время работы аппаратов без осветления
раствора.
Выпарной аппарат со встроенным солеотделителем (см. рис.
11) наиболее целесообразно применять для растворов солей
аморфной или мелкокристаллической структуры (например,
MnSO4), требующих длительного времени (до 25 с) для снятия
пересыщения. Для выпаривания солей крупнокристаллической
структуры (например, водный раствор NaCl, Na2CO3), пересыще-
ние которых можно снять за 0—15 с, целесообразно применять вы-
парные аппараты, показанные на рис. 12 и 13.
24
*ис. 11. Выпарной аппа-
рат со встроенным со-
леотделителем
Рис. 12. Выпарной аппа-
рат с верхним солеотде-
лителем
б
| Дамки
Рис. 13. Выпарной аппа-
рат с двойным солеот-
делителем
Если из раствора при выпаривании выделяется незначитель-
ное количество твердой фазы (по условиям материального балан-
а), то вывод ее из аппаратов с солеотделителем необходимо осу-
ществлять как через штуцер Д1 (сгущенная пульпа), так и через
птуцер Д2 (осветленный раствор). Соотношение твердой и жид-
кой фаз (Т:Ж) в выводимой из аппарата пульпе составляет для
ппаратов без частичного осветления твердой фазы 1:3; для ап-
1аратов с частичным осветлением твердой фазы—от 1 : 1 до
1,5. Для обеспечения нормальной работы выпарных аппаратов
ровень раствора необходимо поддерживать в аппарате с соосной
реющей камерой по верхней кромке трубы вскипания, а в аппа-
ате с выносной камерой - по нижней кромке штуцера ввода в
епаратор парожидкостной смеси. Снижение уровня приводит к
!°тере полезного напора и уменьшению производительности аппа-
рата, а повышение — к потере полезного напора (уменьшение вы-
25
соты зоны кипения и увеличение средней плотности парорастворл
ной смеси) и вибрациям аппарата) (динамические нагрузки),
Эффективность работы выпарных аппаратов с естественной
циркуляцией зависит от полезной разности температур, конструк-
тивного оформления контура циркуляции, физико-химически!
свойств раствора, условий проведения процесса выпаривания г
его стабильности.
Минимальное значение полезной разности температур, обеспе-
чивающей устойчивую циркуляцию по контуру аппарата, в зависи-
мости от приведенных выше факторов колеблется в пределах 12—-
20 град; при этом скорость движения раствора по трубкам 1,0 -4
1,8 м/с, коэффициент теплопередачи 1,4—2,2 кВт/(м2-К).
Техническая характеристика типовых выпарных аппаратов для
солесодержащих растворов приведена в табл. 2.
Т а б л ц а 2
Типоразмер аппарата Поверхность теплообмена, ма Число грею- щих трубок, шт. Диаметр греющей ка- меры DK> мм Диаметр сепаратора Рс, мм Диаметр обратной цир- куляционной трубы D , мм Диаметр тру- би вскипания °тв' мм Общая I высота //1 мм шить
122-2857-01 50 101 600 1200 350 400 12700
122-2857-02 100 195 800 1400 500 600 12 830
122-2857-03 160 310 1000 1800 600 800 13 300
122-2855-01 122-2857-04 250 468 1200 2200 2000 7000 900 18 820 I 13 590
122-2857-05 315 626 1400 2600 900 1100 14 280
122-2855-02 122-2857-06 400 780 1600 2800 1000 1200 20 050 14 780
122 2855-03 122-2857-07 630 1250 2000 3400 3600 1200 1400 22 570 16400
Примечания: Для аппаратов всех указанных типоразмеров длин
греющих трубок 5000 мм, диаметр 38X2 мм.
2. Высота трубы вскипания для аппаратов типа 122-2857 £„ = 2550 мм, д.я
аппаратов типа 122-2895 LK рассчитывают.
Если режим работы выпарного аппарата неустойчив, т. е. по
лезная разность температур изменяется, и при выпаривании обрй.
зуется большое количество мелких кристаллов соли (размером ме
нее 200 мкм), то наиболее целесообразно применять выпарной ai
парат с двойным солеотделителем (см. рис. 13).
26
2. Выпарные аппараты с принудительной циркуляцией
Выпарные аппараты с принудительной циркуляцией широко
применяют в различных отраслях промышленности для выпари
вания солесодержащих растворов с выделением твердой фазы. Эти
аппараты имеют высокие коэффициенты теплопередачи [до
30 кВт/(м2-К)], дольше работают между промывками (до 30 сут)
I могут работать при низких полезных разностях температур, что
особенно важно при обработке больших количеств раствора, ког-
да наиболее выгодно применение многокорпусной выпарной уста-
новки.
Отличительной чертой выпарных аппаратов с принудительной
циркуляцией является то, что раствор транспортируется по тру-
пам насосом, встроенным в контур аппарата. Наличие насоса по-
воляет увеличить скорость движения раствора по контуру выпар-
ного аппарата, т. е. повысить коэффициент теплопередачи, и умень-
скорость инкрустации поверхностей выпарного
аппарата
Рис. 14. Выпарной аппарат с выне-
сенной греющей камерой без освет-
ления циркулирующей суспензии
Рис. 15. Выпарной аппарат с соосной
греющей камерой без осветления цир-
кулирующей суспензии
27
Б
Рис. 16. Выпарной аппарат с выне-
сенной зоной кипения без осветления
циркулирующей суспензии
Рис. 17. Выпарной аппарат с выпе
сенной греющей камерой с осветле
нием циркулирующей суспензии
(поверхности нагрева, стенки сепаратора, обратной циркуляцион
ной трубы, отбойника).
Оптимальная скорость движения раствора по греющим труб
кам 2,0—2,5 м/с. Дальнейшее увеличение скорости нецелесообраз
но, так как это приводит к возрастанию расхода электроэнерпп
(Аэ~ыр3) и механическому разрушению готовых кристаллов npi
почти постоянных коэффициенте теплопередачи и скорости инкру!
стации.
Выпарные аппараты с принудительной циркуляцией можно эк]
сплуатировать при полезной разности температур 5—8 град, что!
позволяет увеличить кратность использования греющего пара Д|
размер выделяемых кристаллов, а также уменьшить скорость инЦ
крустации поверхности нагрева. I
Наиболее распространенные конструкции выпарных аппаратом
28
Рис. 18. Выпарной аппарат с соосной
греющей камерой с осветлением цир-
кулирующей суспензии
Рис. 19 Выпарной аппарат фирмы
«Крепе» (Франция) для выпаривания
электролитических щелоков с выде-
лением NaCi
с принудительной циркуляцией приведены на рис. 14—20. Аппара-
ты состоят из следующих основных элементов: греющей камеры 1,
сепаратора 2, каплеотделителя 3, трубы вскипания 4, циркуляци-
онной трубы 5, циркуляционного насоса 6. Назначение штуцеров
аппаратов — см. текст к рис. 10.
В выпарных аппаратах без частичного осветления циркулирую-
щей суспензии (см. рис. 14, 15) по контуру аппарата циркулирует
большое количество кристаллов и комков соли (до 40% по массе),
что приводит к полному закупориванию солевыми комками от-
дельных греющих трубок и к интенсивному эрозионному изнаши-
ванию деталей выпарного аппарата. Например, при выпаривании
содопоташных растворов в выпарном аппарате, приведенном на
Рис. 15, за 10 смен непрерывной работы полностью закупоривают-
ся комками соды около 20—30% греющих трубок. Для промывки
таких аппаратов необходимо их частично разбирать и промывать
отдельно каждую трубку.
29
Рис. 20. Выпарной аппарат с выне-
сенной греющей камерой с осветле-
нием циркулирующей суспензии
В последнее время для прё
дотвращения закупоривания гре
ющих трубок перед греющей ка-
мерой устанавливают решетку;
Однако, как показывает практи-
ка, при наличии решетки увели-
чивается сопротивление контург
циркуляции, усложняется обслу<
живание аппаратов и не обеспе!
чивается полное предотвращенщ
закупоривания греющих трубок
Большое содержание твердой фа|
зы в циркулирующей суспензии
приводит к снижению коэффицш
ента теплопередачи (см. гл. 4),
увеличению расхода мощности
на циркуляцию, измельчению кри
сталлов соли.
В выпарных аппаратах с час!
тичным осветлением циркулирую!
щей суспензии (см. рис. 17—20)
закупоривания греющих трубок
не происходит. Это позволяв]
промывать аппараты без останов-'
ки и частичной разборки.
Наиболее крупные кристаллы
(размером более 160 мкм) и ком!
ки соли выводятся из выпарных
аппаратов с частичным осветле!
нием суспензии по вертикальному
стояку через перфорированную
трубу или экстракционную pel
щетку.
Преимуществом выпарных аппаратов с вертикальным стояком-
классификатором является то, что в них кристаллы солей разме!
ром меньше выводимых (обычно 160 мкм) восходящим потоком
уносятся в коническое днище сепаратора. Так как в зоне кониче-
ского днища постепенно уменьшается скорость движения восходя-
щего потока, кристаллы соли размером 160—180 мкм находятся
в нем во взвешенном состоянии. Под действием динамического на-
пора восходящего потока, сил тяжести и сил трения кристаллы со4
ли во взвешенном слое совершают вращательные движения и пе4
ремещения в вертикальной плоскости При этом они постоянно
контактируют с поступающим пересыщенным раствором и выде!
лившимися в зоне трубы вскипания и в сепараторе кристаллами
соли. Вследствие этого в зоне взвешенного слоя интенсивно chib
мается пересыщение раствора, и кристаллы увеличиваются дс
160 мкм и более. Это позволяет получить кристаллы требуемое!
размера и, следовательно, улучшить качество готового продукта.
Мелкие кристаллы солей (меньше
160 мкм) раствором, подаваемым че-
рез штуцер Г2, уносятся в циркуляци-
онный контур выпарного аппарата.
Так как эти кристаллы имеют макси-
мальную удельную поверхность, то они
интенсивно снимают пересыщение в
процессе своего роста, что способству-
ет снижению скорости инкрустации
поверхности нагрева выпарного аппа-
рата, т. е. удлинению срока его рабо-
ты между промывками. Кроме того
Рис. 21. Зависимость коэффи-
циента теплопередачи от со-
держания твердой фазы в цир-
кулирующей суспензии
(рис. 21), наличие мелких кристаллов
соли в циркулирующей суспензии способствует интенсификации
процесса теплообмена.
Недостатком конструкций, приведенных на рис. 17, 19, являет-
ся расположение уровня раствора в сепараторе ниже уровня вво-
да в него многофазной смеси, что приводит к дополнительным
затратам электроэнергии на циркуляцию (работа «на подъем»).
Основные размеры типовых выпарных аппаратов с принуди-
тельной циркуляцией (см. рис. 14, 18) приведены в табл. 3.
Для исключения дробления кристаллов соли в аппарате и
обеспечения более надежной работы сальникового уплотнения ча-
стота вращения насоса не должна превышать 490—590 об/мин.
Таблица 3
Типоразмер аппарата Поверхность теплообмена, м2 Число грею- щих трубок, шт. 2 Ь 2 * ММ °ц’ ММ Дтв- ММ н, мм Тип циркуля- ционного насоса
126-2858-01 126-2860-01 63 101 600 1600 400 Расчет 500 19940 16420 ОХГ6-30
126-2858 02 126-2860-02 125 195 800 2000 500 Расчет 700 20490 16770 ОХГ6-42
126-2в58-03 126-2860-03 200 310 1000 2600 600 Расчет 800 22540 17250 ОХГ6-42
126-2858-04 126-2860-04 315 468 1200 3000 800 Расчет 1000 23490 17660 ОХГ6-55
126-285805 126-2860-05 400 626 1400 3100 900 Расчет 1200 25290 17680 ОХГ6-70
126-2860 06 500 780 1600 3600 1000 1400 18690 ОХГ6-87
Примечания: 1 Для аппаратов всех указанных типоразмеров длина
' греющих трубок 6000 мм, диаметр 38x2 мм.
2. Высота трубы вскипания для аппаратов типа 126 2860 /.„=2250 мм, для
аппаратов типа 126-2858 LK рассчитывают.
31
зо
Применяют одноступенчатые, с консольным расположением рабо-
чего колеса, горизонтальные насосы типа ОХГ (ТУ 26-06-1086—77),
Основные узлы и детали насоса: корпус, камера рабочего ко-
леса, ротор, узел уплотнения, опорные стойки. В зависимости от
типа раствора детали проточной части насоса изготовляют из ста-
лей 12Х18Н10Т, 10Х17Н13М2Т, 06ХН28МДТ, 08Х22Н6Т.
Техническая характеристика циркуляционных насосов приведе-
на в табл. 4.
Таблица 4
Значения показателя цля насоса марки
Показатель ОХГ6 30 ОХГ6-42 ОХГ6-55 ОХГ6-70 ОХГ8-80
Подача, м3/ч 1180 2120 3550 6000 6000
Напор, м 4,0 3,6 3,6 3,6 7,5
КПД. % 77 78 78 78 70
Допускаемый кавитационный запас, м 6,3 5,2 5,0 5,8 7,0
Угол установки лопастей, ° 0 +2 + 1,5 0 — 1
Максимальная мощность насо- са для жидкости с плотностью 1000 кг/м3, кВт 30,2 47,5 72,6 144 255
Диаметр рабочего колеса, мм Основной комплектующий элек- тродвигатель: 300 420 550 700 700
ТИП А02-81-4 А02-91-6 A03-315S- -8V3 /03-4005- -10V3 ДА30-13- -42-ЮМ
мощность, кВт 40 55 90 132 250
частота вращения, об/мин 1500 1000 750 600 600
напряжение, В 220 380 220-380 220 '380 220 380 6000
Примечание Характеристики перекачиваемой жидкости: температура
до 160°С, плотность до 1800 кг/м3, вязкость до 20 мПа-с
Глава 3
ГИДРОДИНАМИЧЕСКИЕ ПРОЦЕССЫ В ВЫПАРНЫХ
АППАРАТАХ С ТРУБОЙ ВСКИПАНИЯ
При проектировании выпарных аппаратов для кристаллизую-
щихся растворов необходимо рассчитывать конструктивные разме-
ры аппаратов, скорость движения раствора в греющих трубах,
мощность, затрачиваемую на перемещение раствора, и оптималь-
ные размеры контура циркуляции. Решение этих задач возможно
только при условии раскрытия закономерностей гидродинамических
процессов, протекающих в выпарном аппарате, особенно в зоне
фазовых превращений — трубе вскипания. При рассмотрении этих
вопросов исходили из того, что гидродинамические процессы, про-
32
екаюшпе в выпарном аппарате, зависят от плотности, содержания
[,а3 и высоты зоны кипения в трубе вскипания.
Как уже отмечено, отличительной чертой выпарных аппаратов
। чя кристаллизующихся растворов является вынос кипения раст-
ора из греющих трубок в необогреваемую трубу вскипания, уста-
ювленную над греющей камерой. Это достигается тем, что движу-
щаяся в трубе вскипания многофазная смесь создает в греющих
рубках давление, превышающее давление насыщения, которое
^ответствует температуре поступающего в трубу вскипания раст-
,эра. Благодаря этому температура раствора превышает темпера-
ру кипения его при давлении в сепараторе выпарного аппарата,
с. раствор перегрет. По мере продвижения раствора по трубе
скипания давление непрерывно падает до давления в сепараторе
ыпарного аппарата. Интенсивность изменения давления зависит
т степени перегрева раствора, скорости его движения, физических
ройств раствора, площади сечения трубы вскипания.
При падении давления температура раствора оказывается не-
колько выше температуры насыщения, соответствующей новому,
1олее низкому давлению, т. е. создаются условия для кипения ра-
твора.
Отличительной чертой процесса кипения раствора в трубе вски-
ания является то, что паровые пузырьки в ней возникают не
лько на твердой поверхности, но и в толще жидкости, т. е. про-
сходит интенсивное вскипание всей массы раствора. Это вызва-
•о тем, чго перегретый раствор находится в метастабильном состо-
ит!, т. е. обладает как ограниченной устойчивостью, так и нали-
жем кристаллов солей, газовых пузырей в движущемся растворе.
1етастабильное состояние раствора является причиной появле-
ия флуктуаций — отклонений физических величин, характеризую-
1их находящееся в равновесии молекулярное тело, от средних
качений.
Благодаря флуктуациям в перегретом растворе по всему сече-
ию трубы вскипания образуются скопления паровой и твердой
•аз, которые на определенной высоте от поверхности нагрева до-
• игают критических размеров и становятся устойчивыми. Обра-
щавшиеся в растворе скопления пара вместе с находящимися
перегретом растворе кристаллами солей, газовыми пузырями, ио-
ми являются центрами парообразования и вызывают вскипание
•створа При этом все сечение трубы вскипания оказывается до-
• аточно равномерно заполненным паровыми пузырями, кристал-
•ми солей и жидкой фазой. При такой структуре движущийся
1 трубе вскипания многофазный поток тормозит движение пара,
г,разуя однородную смесь, и обеспечивает невысокие относитель-
нее скорости фаз.
• Плотность многофазной смеси
Количество паровой и твердой фаз, выделившихся при кипе-
111 раствора в трубе вскипания, зависит от степени перегрева
детвора и определяет плотность многофазной смеси, распределе-
За'- 133 зз
ние фаз в ней. Зависимости для определения плотности удельно,
веса и содержания смеси в трубе вскипания при движении тре
фазного потока получены при следующих допущениях: в тру|
вскипания движется однофазный поток с переменной плотность]
уменьшающейся в направлении движения раствора (гомогенн:
модель потока); относительная скорость фаз зависит от параме
ров среды и свойств фаз раствора.
С учетом рт долей твердой фазы, постоянно циркулирующей
раствором, можно определить массу смеси, образовавшейся п|
фазовых превращениях в трубе вскипания:
GcM=(m/+gp+ot)/(1-;m.
Введя плотность смеси qcm и заменив массовые расходы koi
понентов смеси на объемные, получим
V"e" + Vp
QpH- ^tQt’ или Vcm=Gcm[qcm. I
I^cmQсм « o
1 — pT
Если взять бесконечно малый элемент трубы вскипания и рассмод
реть характер изменения объема смеси по мере продвижени.
вскипающего раствора от сечения /—I к сечению //—II, то полу
чим dECM=dV//+dVP+dVT. При этом приращение массы компе
нентов смеси dGp=t— (dW-^-dG^).
Количества выделившейся в процессе кипения твердой фазы!
выпаренной при этом воды связаны зависимостью dGT=kBd'W
где kB=bHl(\—Sbi). Следовательно, приращение массы компонеи
тов смеси
dGp=-({ + kB)dW.
Выразив приращение объема смеси через приращение м
компонентов с учетом, что qt>qp»q", получим J
е"
Приращение плотности смеси
Рис. 22. Схема к расче-
ту приращения плотно-
сти в трубе вскипания
участке трубы вскипания между сечен!
ями /—/ и //—II (рис. 22)
^QcM= - GCMrf Исм/ ИС2М. (К
Из уравнения теплового баланса дл
трубы вскипания массовый расход мне
гофазной смеси
где г'=г±ГкрЛв (здесь знаки плюс и
нус — при кристаллизации соответстве:
но с выделением и поглощением тепл»
ты); с'= (1— 0т)ср+стрт.
34
Подставив значения (8), (9) и (11) в зависимость (10), полу-
чим
<tgcM
о2
^см
с'a (xty
г'е"
(12)
Плотность трехфазной смеси в трубе вскипания изменяется от
(/ в зоне, где нет фазовых превращений, до рСм в зоне кипения.
В любом сечении трубы вскипания из (12) найдем
Qcm —
r’Q"/c'Q'
А/
(r'Q'/c'Q') 4- f d (Xt)
о
(13)
Давление на входе в трубу вскипания мало отличается от дав-
ления в сепараторе и уменьшается по мере продвижения трехфаз-
Гного потока к верхнему срезу трубы вскипания до давления в се-
параторе, поэтому можно принять
Q'=Q, [1 — & (1 — Q/Qt)J; r'e7c'e'=const.
Мгновенное объемное содержание компонентов в трехфазной
меси в любом сечении трубы вскипания
А/
f d(Xt)
1 -----2__--------; (14)
Р r'Q" С
~ + \ d (Xt)
с'е J
Так как перегрев раствора в греющих трубках определяется со-
противлением трубы вскипания, то процесс парообразования в
ней, начиная с точки начала кипения, происходит непрерывно.
Область существования функции (область ее изменения) лежит в
пределах от 0 до At. Проинтегрировав зависимости (13) и (14),
получим на выходе из трубы вскипания
At
о =_________=_____________________________________,
r'Q"/c'Q' 4- Xt ’ r'Q"/C'Q' 4- xt
V-
er
At
r’Q"lc'Q’ 4- At
(151
В зоне трубы вскипания, где отсутствует кипение, Qcm=Q/’» <Рт=
=q"=0. Плотность и паросодержание образующейся в трубе
вскипания многофазной смеси определяются количеством пара,
выделенного при самопспаренин раствора (температурой перегре-
ва раствора), и его параметрами. Изменение давления в сепара-
35
торе выпарного аппарата приводит к изменению плотности и скры!
той теплоты парообразования, температуры кипения, а следова)
тельно, плотности и теплоемкости раствора. Отсюда следует, чту
характер изменения плотности смеси зависит не только от давле-
ния в сепараторе, но и от физических свойств раствора.
Для определения параметра, учитывающего влияние давленкд,
исходим из положения, что необходимым условием возникновения
пузырьков пара внутри раствора является перегрев раствора от-
носительно температуры насыщения.
Теплота перегрева раствора затрачивается на изменение агре-
гатного состояния:
dQ=Gсыс'd (Lt}= г'dW или dQ= VQ'c'd (&t)=r'Q"d V", откуда
r'Q" dV" dV
d (&/)=—--------=a-------
c'q' V V
!сго раствора (теплота перегрева), происходит адиабатическое
,сширение потока вследствие его непрерывного самоиспарения
г,и падении давления по мере продвижения к верхнему краю тру-
,д вскипания. После того как многофазная смесь покидает тру-
• вскипания, из аппарата выводится выпаренный раствор с кри-
таллами солей и паровая фаза, а для
[охранения постоянства расхода цир-
кулирующей смеси подается исходный
<аствор, что обеспечивает непрерыв-
। 1сть протекания термодинамического
щкла в выпарном аппарате с трубой
!скипания.
Термодинамический цикл работы
(16 ыпарного аппарата в р—К-диаграм-
1 де приведен на рис. 23.
Вынос кипения раствора из грею-
щих трубок обеспечивают созданием
щполнительного давления движущей-
7 я в трубе вскипания многофазной
' Ч меси. Это давление зависит от степе-
,4 перегрева раствора и скорости его
движения, размеров трубы вскипания.
111ри движении смеси с переменным со-
Для раскрытия физического смысла параметра а подставим
его значение в уравнение Клапейрона — Клаузиуса (7):
а AT" dp r'Q
c'q" dt c'q
Из зависимости (17) видно, что параметр а — термодинамичм
ская характеристика процесса выпаривания, определяемая объем-
ной теплоемкостью суспензии (c'q'), температурой вторичного naL
ра, изменением давления и соответствующим изменением темпе!
ратуры вторичного пара. Для определенного раствора при задал
ном давлении параметр а является величиной постоянной и xJ
рактеризует условия протекания процесса самоиспарения
вскипания выпарного аппарата.
Подставив параметр а в (15), получим
до' „
бсм = —; <р =----------------.
а + Д/ а + М qt
Если выпаривание раствора происходит без
фазы, имеем
в трубё
Рис. 23. Термодинамический
цикл выпарного аппарата:
/—вход в греющие трубки; 2—
выход из греющих трубок; 3—
начало кипения; 4—выход из
трубы вскипания
держанием фаз давление складывает-
.л из потерь напора \рт от вязкостного трения при движении
смеси; гидравлического давления Lkqcm столба многофазной сре-
ды; потерь напора Лруск на ускорение за счет непрерывного па-
рообразования, т. е.
+ (20)
Для упрощения дальнейших рассуждений допустим, что в тру-
je вскипания движется смесь с некоторой постоянной по высоте
Модностью Qcm, т. е. отсутствуют потери от ускорения.
Тогда из (20)
(IS;
Ъ = —
выделения
твердой
Г Г I
с —^Р’ Q =Qp 6см =
2. Высота зоны кипения раствора в трубе вскипания
Как отмечено выше, одной из отличительных черт выпарныч
аппаратов для выпаривания кристаллизирующихся растворов яв-
ляется установка над поверхностью нагрева трубы вскипания.
Труба вскипания выпарного аппарата с вынесенной зоной ки!
пения играет двоякую роль: является «тепловым двпгателем'»|
производящим работу циркуляции раствора по контуру аппарата!
позволяет вынести кипение раствора из греющих трубок
Так как к раствору в трубе вскипания теплота не подводитея
и не отводится, то в трубе, за счет внутренней энергии поступаю-1
36
— (21)
Согласно уравнению Клапейрона — Клаузиуса для умеренных
шечных величин перегрева раствора можно принять
\p=rQ"MIAT". ( 2)
ютери напора от трения при движении парожидкостной смеси
При указанных допущениях
д ___ 7CMZ-K ысч6см
Pcp~dv^ 2g
Средние значения скорости движения и плотности многофазной
fMecii
(23)
д/
«ем = — \ QCM =
с м j а (дг) v
ы
J д(М)
(24)
37
Дня элементарного участка трубы вскипания расходы фаз и
____________ ттп nvr.no п *711 ПГЛГЛТПО'ГГ*'ГПР1IIТП ПЯРНЫ
Из условия сохранения количества движения скорость смеси ости их движения на входе в участок соответственно равны
трубе вскипания <.>См = ыРе'Мс>см- Подставив значение плотней ~ ~~ ~
смеси из (18), получим ыси=юр(а-|-Д/)Ian.
Проинтегрировав уравнение (22), найдем
<ор(а 4- ЛР2) - aQ’ In(l + Xta) -
t0CM — ’ Qcm — — —— ; ¥см — —
an At
Подставив (22), (23), (25) в (21), окончательно получим
, 427го"Д/
£,к—
F'Qcm 1 +
Лсчш2 (0,5А/ +а)2
ZgaZrt^d V z
зависимость (26) получена при определенных доц
действительная высота зоны кипения отличается]
Так как
щеннях, то
расчетной.
Сопоставление расчетных и экспериментальных данных по|
. W; GT H wp; co"; <от. На выходе из этого участка с учетом са-
онспарения части перегретого раствора соответственно имеем
G^^LdL- W-\-^-dL- GT-\--^dL
₽ 1 dL 1 dL dL
mA--^-dL- ^"+^LdL- ^+-^L-dL.
p 1 dL 1 dL T dL
при самоиспаренин происходит изменение количества движения,
внвалентное равнодействующей всех внешних сил, приложен-
ных к рассматриваемому участку трубы вскипания, т. е.
dL I' р 1 dL Г
+ ±-rfA) + k + ^^)x
dL ) \ dL /
зало достаточно близкие совпадения изменений LK в функции
q"; At; со; а, п; d, но для практического использования завися X
сти необходимо ввести поправочный коэффициент. Обозначив
выражении (26) произведение всех величин, за исключением Считая поток одномерным и пренебрегая величинами второго
эффнцнента 427, буквой С, получим для практических расчетов порядка малости, получим
% rfi=(c,T
---~dL i
dL \
£к = 325 С.
Существенно влияет на показатели работы выпарного аппа;
та диаметр трубы вскипания. Правильный выбор диаметра тру<
вскипания за счет снижения потерь напора при движении mhoi
фазного потока позволяет обеспечить максимальные скорости Д1
жения раствора при естественной циркуляции и минимальные
траты электроэнергии при принудительной циркуляции. Провед<
ные экспериментальные работы показывают, что диаметр тру'
вскипания определяется режимом выпаривания раствора и ко.'
чеством образующегося пара.
Было найдено:
79г=1,15Л-5^Г°12%
\ Wcm I
или
D.SB=dVnz, d
где /7=1,3 a-0-25.
3. Уравнение одномерного движения трехфазной смеси
Фазовые превращения в выпарных аппаратах с трубой вскип!
ния протекают в необогреваемой теплоизолированной трубе (пот^
рями теплоты в окружающую среду пренебрегаем) и вызваны с|
монспарением движущегося вдоль трубы вскипания перегрето!
раствора.
। (ц/ . (29)
1 dL 1 dL )
Количество фазовых компонентов движущейся смеси изменя-
тся вследствие самоиспарения перегретого раствора в необогре-
аемой теплоизолированной трубе. При этом согласно закону co-
ранения массы
dGp-\-dGT-\-dW=O. (30)
Подставив зависимость (29) в (30), найдем
--^-= Gp—+ Ц-
dL ₽ dL 1 dL 1 dL 1
+К - ‘»р) +К - <«р) -^1 (ЗП
dL dL ]
РВа последних члена уравнения (31) —это реактивная сила, воз-
никающая при самоиспаренин движущегося перегретого раствора
' следствие наличия относительной скорости фаз.
Из материального баланса расходы фаз, протекающих через
' ДИннцу площади поперечного сечения трубы вскипания на участ-
ке
Ор=(1—ф"—?T)Qpi«p; in=<pQ"<o".
39
38
Так как
то скорость изменения
rf<op
ОР—= 1
d 1 д , д
dL ы r)r„ dL
компонентов фаз
1 „х / - dwp
д'°т \ .
dL J ’
du" \
~дГ) ’
О
dL
dL
При самоиспарении движущегося в трубе вскипания г.срсц
го раствора происходит локальное и конвективное изменение
личества фаз, т. е.
rfGp д
I,зия на эту зону сил тяжести, давления и трения. Подставив зна.
|сния этих сил в уравнение (35), окончательно получим
перегрет^
‘ kJ
dL dQr dL dxK (I Ч’т 'P)qp4— Ш m") ~ 1 дя dL1' ~~d^ (?гел);
dW d Я
dL
VI*
Подставив (33), (34) в уравнение (31), получим уравнени»
номерного движения трехфазного потока в трубе вскипания
парного аппарата
др ,л и \ / ^“р -
+‘«р— Ч-Ч’гбч
OL \(7Tn OL /
_|_ ?"е" f — 4- ш" — Vj - г ~ А д
уравнение о
—I вь
до>,
_
Z--Г % —г
‘dL .
V» - сор) I (<р"0") + ± (?"QV)1
|r)r„ dL J
в многофазной среде твердой фазы из
чп л too) получим уравнение движения двухфазного
С. Г. Телетова
При отсутствии
НИЯ (35) --------
(35)
Уравле-
потока I
dL
<ЦЛ
Ч) [-
L- -В
Содержания паровой и жидкой фаз связаны зависимостью!
<Pt=&bq"<p'7qt- Учитывая, что &в<1, a о"2>с’т, принимаем 1— <р" 4
—<Гт=1—<р". I
Равнодействующая внешних сил, действующих на элементар-1
hvk) зону трубы вскипания, представляет собой результат воздей-
40
Правая часть уравнения (36) представляет собой потери дав-
-ения на ускорение при фазовых превращениях в трубе вскипа-
ния.
Из зависимостей (30), (31) получим уравнение неразрывности
при движении трехфазного потока с переменным содержанием
фаз
[(!-?") Qp+m-HVI +77-1(1 -<р")е₽«₽+?теЛ+<р"е"Й=о.
дт dL
(37)
Уравнения (36), (37) описывают гидродинамические процессы,
протекающие в трубе вскипания выпарного аппарата при самоис-
парении движущегося перегретого трехфазного потока.
4. Скорость движения раствора по трубкам греющей камеры
Скорость циркуляции раствора в греющих трубках имеет ре-
шающее значение для надежной работы выпарных аппаратов,
применяемых для выпаривания солесодержащих растворов, так
как определяет интенсивность теплообмена в аппарате и время его
эксплуатации между промывками.
В соответствии с законом сохранения энергии скорость цирку-
ляции в любом гидравлическом контуре определяется динамиче-
ским равновесием движущего рдв напора и потерь напора на тре-
ние и местные сопротивления ЕрТрм( а также на ускорение Друск:
РдВ = Sp-грм + Друск-
Развиваемый в контуре выпарного аппарата движущий напор
состоит из напора естественной циркуляции, возникающей вслед-
ствие разности плотностей двухфазной смеси вне трубы вскипа-
ния и трехфазной смеси внутри ее; напора, развиваемого цирку-
ляционным насосом.
Выпарные аппараты естественной циркуляции. Рассмотрим
принципиальную схему циркуляционного контура выпарного аппа-
рата с трубой вскипания (рис. 24). Как видно из схемы, контур
выпарного аппарата представляет собой сообщающийся сосуд, со-
стоящий из двух ветвей: опускной, заполненной жидкой и твердой
фазами, и подъемной, верхняя часть которой (труба вскипания)
от точки начала кипения заполнена паровой, жидкой и твердой
фазами.
41
, - i|°
в любой моме|Я()Ост1
использованием ураЯсри
Для замкнутого циркуляционного контура
времени справедливо условие f др/дх=0. С
нения (36) найдем
где тс — касательные напряжения на стенке t-ro элемента контури
циркуляции; Rx~ радиус i-ro элемента контура циркуляции. Мо.-Д
но также записать
(е'й'Рсм—Д/’уск — У Хрм) dL — у ХРм=0, (39|
где ZiApM, S/’tpm сумма потерь напора на трение и местные со-
Рис. 24. Циркуляци-
онный контур выпар-
ного аппарата
противления соответственно в трубе вскипа-
ния и в остальной части циркуляционного
контура.
Так как фазовые превращения в трубе
вскипания происходят на пути прохождения
многофазной смеси (от точки начала кипе-
ния до верхнего края трубы вскипания), то( i
проинтегрировав уравнение (39) в пределах
от 0 до А„ и подставив среднее паросодер-
жание смеси (25), получим
[1 — Д-|П(| ±M/fl) |е'£к=2АРМ+Д/>уск- (40)
Левая часть уравнения (40) соответству-
ет движущему напору, возникающему
вследствие разности плотностей смеси в раз-
ных частях контура, а правая часть — сум-
ме потерь напора из-за трения и местных
сопротивлений в частях циркуляционного
контура до начала кипения и в зоне кипе-
ния, а также ускорения многофазной смеси
в трубе вскипания.
Источниками потерь напора при движе-
нии раствора по циркуляционному контуру
выпарного аппарата являются процесс необ-
ратимого перехода механической энергии в
теплоту и изменение количества движения
в трубе вскипания при фазовых превра-
щениях.
Приведение скорости движения раствору
элементам циркуляционного контура выпарного аппарата к ско-
движенпя его в греющих трубках позволяет определить по-
напора вследствие трения и местных сопротивлений:
2 /
V „ _ г у ft+ЩД) f« у f <q 4-
i-1 1-1
I 7смДк(0,5Л^ -a)'2 In (I + Д1/Д) ] <411
+ adbtn™z™ J ’ 1 j
где d^=d\z.
Значения входящих в зависимость (41) коэффициентов сопро-
тивления определяют по формулам
1 /о 1гг 3.74, \- 2. , _____>ж,-_____
Ж'_Г g Ra J ’ см~ а-о.взз^)1-52 ’
где Ra— среднеарифметическое отклонение профиля, мкм.
Потери напора на ускорение трехфазной смеси в трубе вскипа-
ния при отсутствии относительного движения фаз
ДРусК=
(А* + а)
2^дп2
(42)
Относительное движение фаз приводит к снижению среднего
скоростного напора. При работе выпарных аппаратов с давлением
в пределах 0,01—0,3 МПа (q'7q'<C 0,005), в соответствии с дан-
ными М. А. Стыриковича, наличие относительной скорости фаз
уменьшает потери напора, рассчитанные по зависимости (42), при-
мерно на 50%:
^Q'(AZ-ra)
^РуСК . <,
(43)
При вводе многофазной смеси из трубы вскипания выше уров-
ня раствора в сепараторе на величину АН происходят потери дви-
жущего напора на подъем смеси. Величина этих потерь
(44)
Подставив потери напора в контуре выпарного аппарата (41),
(43), (44) в зависимость (40), получим уравнение движения раст-
вора по циркуляционному контуру выпарного аппарата с трубой
вскипания
[V Л. I \(d<> V е« I а> I
2 g I \ di / \ di / Qz 2a/i2
I 1
+ k»M0’5AZ a)Mn(l_.-A0a) 1 = Гi _ aln(‘ 1 A</g) 1 _д/у)o'. (45)
1 aitdnZ5z°'5 J [ Ы J
Из уравнения видно, что скорость движения раствора по цир-
куляционному контуру выпарного аппарата определяется темпера-
турой перегрева раствора, размерами трубы вскипания, условиями
43
42
проведения процесса выпаривания и сопротивлением контура. Bl
личина перегрева раствора зависит от коэффициента тсплоотдачЯ
температурного напора, физических свойств раствора и пара, дли
ны и диаметра греющих трубок:
ду (<ги~ ^кин) /II
103<oc'Q'rf +21К ' '
Размеры трубы вскипания определяют по зависимостям (26) -J
(28).
Из уравнений (26)1—(28), (45) и (46) получим функционал Л
ную зависимость скорости циркуляции от определяющих ее фагт
торов
/ jv \
‘°р=/ Хр; vp; г; q"; q'; /; d; n; V Q; P-R Ь I • (4Л
Несмотря на то, что параметры, влияющие на скорость цирку!
ляцни, известны, из-за сложности их воздействия на скорость в на-
стоящее время нет полной системы дифференциальных уравнений,
описывающих циркуляцию; поэтому нахождение скорости цирку-1
ляцни аналитическим путем невозможно.
Если не представляется возможным записать полную систему
дифференциальных уравнений, описывающих изучаемый процесс, и
известны параметры, определяющие этот процесс, то для решения
задачи можно использовать аппарат анализа единиц измерений.'
Комбинируя параметры зависимости (47), получим ряд безраз-
мерных критериев, выражающих качественную форму связи меж-'
ду скоростью циркуляции и определяющими ее параметрами. Ко-
личественную связь между критериями можно определить экспе-
риментально.
Зависимость (47) отражает качественную связь между девятью
размерными параметрами, содержащими пять единиц измерения:
©р, м/с; Д<общ, град; тр, м2/с; Хр, Вт/(м-К); г, кДж/кг; q", кг/м3;
q', кг/м3; I, м; d, м. Единицами измерения данных параметров мо-
гут быть: м//; с/тв; vxfG-, град/6г. Величины, входящие в
уравнение (47), при введении новых единиц измерения приобрета-
ют вид
o)' = (UpE/t; Д/общ= Д/о6и10; vo=vpE2/t; кр=Хр9/(7.те); r'—rqjG.,
(q"Y=q"G/L3-, q'^q'G/L3-, d'=dL.
Так как качественная взаимосвязь между параметрами урав-
нения (47) не зависит от системы единиц измерения, можно запи-
сать
Д/общ; vp: *т>; г";
к
е'; (о")'; i'\ d'-, Сз «; р„/рр
1-1
44
ЦЛИ '“(/-Дв—
(a'W; V2/tb; M *b6; 'v/G; ePG/£3; е'ДД; il-.dL-, JJcr, n-, pe/!3 .
\ * i )
(48)
Так как новая система единиц измерений выбрана произволь-
но, принимаем: Д^Общ0=1, откуда 6=1/Д/Общ; IL—X, откуда L =
= \/l; vpL2/tb=1, откуда TB=vp//2; Хд//тв6=1, откуда q=vp/Px
ХЛ6)бщ^р; q'G/L3=\, откуда G=1//3q/.
Подставив найденные выражения в уравнение (48), получим
(О, — = f(v, 1; 1;-A-Wp ; 1; 1; -L; V Q; ИЛИ Re=W;
₽ VP 7 \ 103r"Q»vp d ) Up
(W; (IXF*; (1ХВ/1ХРХ». (49)
Д^пб,цХр/Ур
Здесь A^o=——7, безразмерный комплекс, показывающий от-
ношение количества теплоты, конвективно переданной 1 м3 движу-
щегося раствора, к количеству теплоты, необходимой для обра-
зования 1 м3 пара.
Зависимость (49) не учитывает влияния на скорость циркуля-
ции относительного движения фаз и наличия возвратных потоков
у стенки трубы вскипания. Как известно, относительное движение
фаз и возвратные токи увеличивают сопротивление трубы вскипа-
ния, а следовательно, уменьшают скорость движения раствора. Но
так как коэффициенты В, Х2, Х3, Х4, Х5, связывающие скорость
движения раствора и определяющие ее параметры, определяют эк-
спериментально, то величина этих коэффициентов учитывает влия-
ние относительной скорости фаз и наличие возвратных токов.
Для нахождения этих коэффициентов в УкрНИИХИММАШе и
НИОХИМе проведен ряд экспериментальных работ. Исследования
проводили на моделях выпарного аппарата, греющая камера ко-
торых состояла из греющих трубок диаметром 25x2,5, 38x2,
38x3, 57x3 мм, длиной 3000, 4000, 5000 и 7000 мм, при различных
давлениях в сепараторе (избыточное, атмосферное, вакуум) и из-
менении рабочей разности температур (от 10 до 30 град). При
этом выпаривали: конденсат, сульфитный щелок, 60%-ный техни-
ческий глицерин, хлористый кальций, содопоташные растворы, на-
сыщенные растворы солей NaCl, Na2SO4 и MnSO4. Физические
свойства исследуемых растворов варьировали в следующих преде-
лах: коэффициент кинематической вязкости от 0,27-10 6 до ЗХ
X 10~6 м2/с; коэффициент теплопроводности от 0,45 до 0,72 Вт/(мХ
XX); теплоемкость от 2,9 до 4,2 кДж/(кг-К); плотность от 980
до 1500 кг/м3.
Влияние отдельных параметров на скорость движения раство-
ра показано на рис. 25.
Математическая обработка экспериментальных данных была
проведена на ЭВМ. Аппроксимацию проводили с помощью мето-
45
да наименьших квадратов, для чего предварительно была состав,
лена система нормальных уравнений
Из условия fix,; x0)=min, при df/dxo=O, df/dxi=0 и при на-
личии общего уравнения типа
w
^i(y-x0-x,zl)2=f(x0-, xf)
i = l
Рис. 25. Зависимость скорости циркуляции раствора от темпера-
турного напора (в) и отношения п (б):
1—давление избыточное; 2—давление атмосферное; 3—вакуум 0.1 Па
имеем
W Л'
^- = 2 V(t/—л0—хгг;)(—1)=0; 7^=2 V (у -л0-х,Л-)(—zt)=
^-*0 -вич uJC[
i = l / 1
= 0.
Для N экспериментальных
Л' N
ЛЧ+Х1 2гг=2.1л;
< 1 i=I
точек в окончательном виде имеем
Л' Л' N
2z'+2(z)2=2 Ziy‘
.-1 ll i 1
Решение системы
аппроксимированную
нормальных уравнений позволило получить
зависимость
191 ,Зя°'89П°’2а 0,45 ^0,535/ I V-08 , цв 4 0,35
— ZVr.. \0,06 ,, I ( )
(W;) \ d / \ Нр J
(50)
Промышленная проверка этого уравнения показала, что откло-
нение экспериментальных величин от рассчитанных не превышает
10%.
Выпарные аппараты принудительной циркуляции. Как отмече-
но выше, движущий напор выпарного аппарата состоит пз напора
естественной циркуляции и напора, развиваемого циркуляционным
46
ласосом. Следовательно, уравнение движения раствора при прину-
дительной циркуляции имеет вид
^см^к 2 а)
aMttn2'5zG'5
= q'(Lk-^H) 1
а 1П(1 + M/o) ] , „
St j ' Ar
(51)
При определении мощности привода насоса задаются скоро-
стью движения раствора по греющим трубкам и рассчитывают не-
обходимый напор для преодоления потерь на трение, местные со-
противления и ускорение смеси по всему контуру выпарного аппа-
рата.
Напор насоса определяют из зависимости (51).
Мощность привода циркуляционного насоса
N№=7,7- W~WzwppHfa.
Исходя из условия обеспечения минимальной скорости инкрус-
тации и максимального коэффициента теплопередачи, принимают
(ор= 1,8... 2,5 м/с.
Глава 4
ТЕПЛООБМЕН В ВЫПАРНЫХ АППАРАТАХ С ТРУБОЙ
ВСКИПАНИЯ
При проектировании выпарных аппаратов необходимо выпол-
нить тепловые расчеты для определения поверхности теплообме-
на, обеспечивающей передачу заданного количества теплоты при
установленных параметрах рабочих сред. Обычно тепловой рас-
чет выпарного аппарата проводят в такой последовательности: со-
ставление уравнения теплового баланса для определения тепловой
нагрузки или расходов рабочих сред; определение полезной разно-
сти температур, коэффициента теплопередачи, поверхности тепло-
обмена.
Уравнение теплового баланса для выпарных аппаратов с трубой
вскипания имеет вид
+ -Ч-i) ± GT/rKp ± S^b^M.
Расход пара на выпарной аппарат
£>*= (1,03... 1,05) QJr,
где 1,03... 1,05—коэффициент, учитывающий потери теплоты (3—
5е! ) в окружающую среду.
47
о,." 0,08 0,12 ОгЛ‘г1
Полезная разность температур в
выпарных аппаратах с вынесение^
зоной кипения
Д/п=(гп-Г-^-^-Д/. (52
Рис. 26. Зависимость коэффи-
циента загрязнения е от дав-
ления рс В сепараторе Входящую в эту зависимость^
температуру нагрева раствора за
один его проход по трубкам греющей камеры определяют по за-
висимости (46).
Поверхность теплообмена выпарного аппарата F=Qi/&J'Vn,
или F^Qilqt.
Определение коэффициентов теплопередачи для выпарных ап-
паратов — важнейший элемент теплового расчета — основано на
использовании теории конвективного теплообмена и теплообмена
при конденсации пара.
В общем виде коэффициент теплопередачи для нормальных
тонкостенных труб при чистой поверхности нагрева определяется
зависимостью
—
(53)
ГЦ Лет «2
В связи с тем, что при выпаривании солесодержащпх раство-
ров соли оседают на теплопередающей поверхности, действитель-
ное среднее (за время работы аппарата между промывками) зна-
чение коэффициента теплопередачи меньше рассчитанного по за-
висимости (53). Влияние загрязнения на коэффициент теплопере-
дачи при определении поверхности теплообмена можно учесть вве-
дением коэффициента загрязнения £ (рис. 26), полученного на ос-
новании опытных данных при выпаривании растворов, содержа-
щих соли NaCl, Na2CO3, Na2SO4, K2COS, MnSO4, CaSO4 и др.
Окончательно k=Ekp.
При определении конструктивных размеров трубы вскипания и
установлении режима работы выпарного аппарата необходимо
учитывать расчетный коэффициент теплопередачи.
1. Теплоотдача при конденсации пара
Обычно в трубчатых выпарных аппаратах греющий пар пода-
ется в межтрубное, а раствор — в трубное пространство. В окру-
жающем трубки пространстве пар во всех точках имеет одинако-
вое давление. При соприкосновении со стенкой трубки греющий
пар конденсируется, так как его температура выше температуры
стенки. В зоне конденсации из-за резкого уменьшения объема сни-
жается давление, что способствует перемещению пара из парового
пространства к трубке. Образующийся конденсат под действием
сил трения удерживается на стенке трубки и стекает по ней вниз
48
в виде утолщающейся пленки. Скорость стекания пленки незначи-
тельна, поэтому теплообмен между паром и стенкой осуществля-
ется теплопроводностью
В связи с тем, что теплопроводность воды в 30 раз меньше
теплопроводности коррозионностойкой (нержавеющей) стали и в
80 раз меньше теплопроводности углеродистой стали, стекающая
пленка конденсата существенно влияет на величину коэффициен-
та теплоотдачи.
Теорию конденсации пара на вертикальной трубке разработал
Нуссельт и развил С. С. Кутателадзе. Полученное па основании их
работ уравнение для определения коэффициента теплоотдачи при
конденсации пара на вертикальных трубках применяют при расче-
те выпарных аппаратов:
cti
4
= 2,04 j/'
тем-
виде
при-
где со — в Вт/(м2-К); ггп— теплота конденсации при температуре
конденсации греющего пара; рв, Хв, рв—параметры воды при
пературе пленки конденсата (£Пл)-
В упрощенном виде данное уравнение можно записать в
а1 = 2,04В/'-^)°’25.
V А^пл /
Значения коэффициента В для конденсата водяного пара
ведсны в табл. П5.
По следующим зависимостям можно с достаточной для инже-
нерных расчетов точностью определять:
температуру пленки конденсата
/пл=0,25 (3/гп +/кип+-^+^ ;
разность температур пара и стенки греющей трубки
д/________________о (f ___f ___—____ ^8сг
^Г|ГЛ-Ы,О ИгП *КИЧ „ . I •
\ Асг /
Так как в начале расчетов плотность теплового потока неиз-
вестна, то ее предварительно задают.
Ориентировочно q= 11...35 кВт/м2. Правильность принятой
плотности теплового потока проверяют после выполнения тепло-
вых расчетов. При отклонении расчетной плотности теплового по-
тока от принятой более 5% выполняют перерасчет коэффициента
теплоотдачи.
2- Теплоотдача со стороны раствора при принудительной
Циркуляции
Как уже отмечено, в выпарных аппаратах с трубой вскипания
Раствор кипит не в греющих трубках, а в установленной над нн-
W11 трубе вскипания. При этом теплота от нагретой стенки трубы
49
передается к движущемуся раствору конвекцией. Нагретые части-
цы раствора покидают горячую стенку трубы и движутся в ядро
потока. При соприкосновении этих частиц с холодным раствором
они отдают часть своей теплоты. Теплообмен между нагретыми
частицами и холодным раствором происходит до выравнивания ия
температур.
Интенсивность переноса теплоты при конвективном теплообме-
не зависит от скорости движения раствора в трубках, физических
свойств раствора, длины и диаметра греющих трубок.
Для растворов, характеризующихся числом Прандтля от 0,7 до
120 при числе Рейнольдса более 10 000 и //d>60 (реальные усло-
вия), коэффициент теплоотдачи определяют из уравнения
Nu=0,023 Re0-8 Рг°-4, +4)
откуда a2 = Nulp/c?.
Однако проведенные экспериментальные работы показали, что
зависимость (54) справедлива только для растворов, не содержа-
щих твердую фазу. Присутствие твердых частиц в циркулирую-
щем растворе существенно влияет на коэффициент теплоотдачи Д
стенки к раствору. Увеличение содержания твердой фазы в цирку-
лирующей суспензии приводит к увеличению коэффициента тепло-
передачи (см. рис. 21). Это явление объясняется тем, что опреде-
ленное увеличение количества твердой фазы приводит к турбули-
зации потока вследствие вращения кристаллов вокруг своей оси,
а следовательно, и к интенсификации теплообмена. При работе
выпарных аппаратов с содержанием твердой фазы более 20% от-
мечено закупоривание греющих трубок солевыми пробками и уве-
личение расхода мощности циркуляционного насоса.
Проведенные работы показали, что оптимальное количество
твердой фазы в циркулирующей суспензии рт= 10...20%.
Коэффициент теплоотдачи для растворов, содержащих твер-
дую фазу, можно найти по зависимости
Здесь безмерный параметр ут, учитывающий влияние твердой
фазы,
^ = [11,33,-870+ 170,6 О-0,256] Ю4.
ас-а2[1+ Reo,8(^/Op)o,42
(55)
Рис. 27 Зависимость по-
правочного коэффициента
е' от числа Рейнольдса
При расчетах по зависимостям
(54), (55) необходимо помнить, что
входящие в них физические параметры
отнесены к температуре кипения раст
вора.
В области переходного режим"
(2300<Re< 10 000) коэффициент теп
лоотдачи со стороны раствора моЖИ(
определять по зависимости (54) и по
лученное значение умножать на попр*
вочный коэффициент е' (рис. 27).
50
3. Теплоотдача со стороны раствора
при естественной циркуляции
Как отмечено выше, в выпарных
аппаратах с трубой вскипания тепло-
обмен со стороны раствора осуществ-
ляется конвекцией и определяется ре-
жимом движения раствора по грею-
щим трубкам и его физико-химически-
ми свойствами, т. е. критериальным
уравнением (54). Однако, как показа-
Рис. 28. Зависимость расчетно-
го <1р и экспериментального аэ
значений коэффициента тепло-
ли практика эксплуатации и проведен-
ные в УкрНИИХИММАШе и НИО-
ХИМе экспериментальные работы,
рассчптанные по зависимости (54) ко- отдачи от скорости движения
эффициенты теплоотдачи несколько
отличаются от экспериментальных (рис. 28), причем отклонение
возрастает с уменьшением скорости днжения раствора по грею-
щим трубкам. Различие расчетного и действительного значений
коэффициентов теплоотдачи вызвано, как показывают визуальные
наблюдения, пульсирующим характером движения. При возраста-
нии полезной разности температур увеличиваются скорость движе-
ния раствора и частота пульсаций при одновременном уменьше-
нии амплитуды колебаний.
Обработка экспериментальных данных для условий, приведен-
ных в гл. 3, п. 2, позволила получить зависимость для расчета ко-
эффициента теплоотдачи
м 1,49a°’7n0'lfio~°’45
NU = --------------7-75------
(£Г)О,°4
X Pr°<Ko'43
Промышленная проверка этого
уравнения показывает, что отклонение
экспериментальных значений от рас-
считанных не превышает 10%.
4. Теплоотдача со стороны раствора
при смешанной циркуляции
В выпарных аппаратах со смешан-
ной циркуляцией (рис. 29) раствор
Движется в обратном и прямом на-
правлениях по обогреваемым трубкам
гРеющей камеры. При движении раст-
вора вниз по греющим трубкам на по-
ток действует противоположно на-
правленный конвективный ток. Взан-
Рис. 29. Выпарной аппарат со
смешанно!" циркуляцией раст-
вора
51
модействие потоков вызывает дополнительную турбулизацию,
раствора и, естественно, повышает интенсивность теплоотдачи
('на 20%).
Проведенные экспериментальные работы показали, что ннтен
сивность воздействия конвективных токов на теплоотдачу зависит
от режима течения вынужденного потока (критерия Re). Обнару-
жено зачетное влияние конвективных токов на коэффициент теп-
лоотдачи при Re<30-103 и 2<Рг/<23. При этом уравнение для
определения коэффициента теплоотдачи имеет вид
Nu=l,05 Re°-45-Pr0’35.
При Re>30-103 силы свободной конвекции существенно не
влияют на интенсивность теплоотдачи, и значение а можно опре-
делить из зависимости (54).
Из сказанного видно, что выпарные аппараты со смешанной
циркуляцией выгодно применять при небольших скоростях движе-
ния в опускной части греющих трубок, что имеет дополнительные
преимущества в случае принудительной циркуляции (меньший
расход энергии).
Глава 5
ПРИНЦИПЫ КОНСТРУИРОВАНИЯ ВЫПАРНЫХ
АППАРАТОВ
В данном разделе рассмотрены вопросы подачи исходного раст-
вора греющего пара в выпарной аппарат, выгрузки суспензии и
слива конденсата, удаления неконденсирующнхся газов, вопросы
конструирования отдельных узлов аппарата.
1. Питание аппарата исходным раствором
Исходным раствором является раствор (суспензия), подавае-
мый в выпарной аппарат. При выборе места ввода исходного раст-
вора (суспензии) в выпарной аппарат необходимо учитывать тем-
пературу исходного раствора (суспензии); зависимость раствори-
мости солей от температуры; склонность раствора к пенообразо-'
ванию; концентрацию исходного раствора.
При подаче в выпарной аппарат перегретого раствора всле
ствие его вскипания возможны гидроудары и нарушение циркуля-
ции раствора по контуру, что не обеспечивает стационарного р
жима работы аппарата и приводит к его разрушению. В связи
этим перегретый раствор необходимо вводить либо в зону цирку»
ляционного контура, где давление превышает давление насыщс
ния, соответствующее температуре кипения вводимого раствор?
либо в паровую зону сепаратора.
При вводе перегретого раствора в циркуляционный контур
необходимо обеспечивать равномерное перемешивание исходног
и циркулирующего растворов
52
Обычно перегретый раствор подают во всасывающий трубопро-
вод циркуляционного насоса или под трубную решетку (на рас-
стоянии от решетки 1—1,5 м).
Если температура поступающего в выпарной аппарат раствора
ниже или равна температуре его кипения, штуцер ввода исходного
раствора можно располагать как на сепараторе, так и на обратной
циркуляционной трубе ниже штуцера вывода выпаренного раство-
ра.
При выпаривании ненасыщенных исходных растворов с выделе-
нием твердой фазы часть исходного раствора обычно подают в
нижнюю зону солеотделителя (см. рис. 10, штуцер Г|), а осталь-
ной раствор (до 10%)—через коллектор с форсунками на стенки
сепаратора выпарного аппарата (штуцер Г3), что значительно
уменьшает скорость их инкрустации.
При выпаривании растворов, склонных к ценообразованию, ис-
ходный раствор необходимо подавать выше уровня раствора в се-
параторе.
2. Вывод солевой суспензии
Образовавшиеся в процессе выпаривания растворов кристаллы
солей в виде солевой суспензии периодически или непрерывно вы-
водят из выпарного аппарата. Прп периодическом способе вывода
соли (в аппаратах с малыми поверхностями
нагрева, устаревших конструкций) соль выво
дят через солеотделитель, установленный сра-
зу за зоной отстоя соли в аппарате.
Такой солесборник (рис. 30) имеет сверху
и снизу запорные устройства 1 и 2. Во время
работы аппарата верхнее запорное устройст-
во 1 открыто, а нижнее 2 закрыто. При запол-
нении 3/4 объема солесборника кристаллами
солей верхнее запорное устройство закрывает-
ся, нижнее открывается, и влажная соль вы-
водится из аппарата. Уровень соли в соле-
сборнике определяют по смотровым стеклам.
После выгрузки соли из солесборника устрой-
ство 2 опять закрывается, а устройство 1 от-
крывается.
В современных выпарных аппаратах вывод
солц осуществляют непрерывно. Для этого в
выпарных аппаратах под зоной отстоя разме-
шают вертикальный цилиндрический стояк 1,
внутри или выше которого размещена перфо-
рированная труба 2 (рис. 31) или экстракци-
онная решетка 2 (рис. 32). В нижней части
Ст°яка 1 имеется штуцер для периодического
вывода из аппарата комков и наростов соли.
^Суспензия
Рис. 30. Солеотде-
литсль
53
Рис. 31. Устройство для
вывода суспензии из выпар-
ного аппарата
Рис. 32. Экстракционная ре-
шетка для вывода суспен-
зии
Такое исполнение позволяет избежать закупоривания штуцеров и
автоматизировать процесс выгрузки.
При выпаривании насыщенных растворов вертикальный стояк
служит одновременно и гидроклассификатором. Гидроклассифика-
тор имеет два назначения: восходящий поток подаваемого в ниж-
нюю часть стояка раствора уносит мелкие кристаллы солей в кон-
тур выпарного аппарата, где они служат центрами кристаллиза-
ции; в гидроклассификаторе кристаллы солей промываются исход-
ным раствором, что повышает чистоту извлекаемой соли.
Основные размеры гидроклассификатора рассчитывают по ме-
тодике, разработанной В. Г. Пономаренко, Ю. Г. Свердлиным. Ис-
ходя из необходимого гранулометрического состава классифи
цнруемой соли, задаются исходными данными, приведенными
ниже.
Параметры суспензии, находящейся в выпарном аппарате: объ
емная концентрация твердой фазы <р0; гранулометрический состав
твердой фазы /1О; Щ.о, массовые доли.
Параметры суспензии, выводимой из выпарного аппарата: объ-
емная концентрация твердой фазы <ркл; гранулометрический
состав твердой фазы Цкл, miKn, массовые доли; минимальный раз-
мер кристаллов /min, м.
Технологический параметр: производительность выпарного ап-
парата по соли GT, кг/ч;
Физические свойства: плотность соли рт, кг/м3; плотность раЛ
вора р, кг/м3; кинематическая вязкость маточного раствора '
м2/с.
Алгоритм расчета. Средневзвешенный размер соли, находящей'
ся в выпарном аппарате, /о=2/,оЩю-
54
Степень полидисперсности соли, находящейся п выпарном аппа-
рате,
„ _1Л2(Z,o—Z„)2
°о— I/ -------;— ’
V По— 1
где i=l, 2,,.., по (без фракций, у которых т10<0,02).
Средневзвешенный размер выводимых кристаллов соли
^кл == I I кл i кл •
Степень полидиспероности выводимой соли
где i— 1, 2,Мкл (без фракций, у которых mil!n<0,02).
Скорость движения раствора в свободном сечении рабочей зо-
ны гидроклассификатора
Zmln£(eT~Q)
wc > 0.0485-----— (1 - ?кл)4,
veArmln
ж Аг.,.= .
V2Q
Скорость движения средневзвешенного размера выделяемой со-
ли в рабочей зоне гидроклассификатора
<икл=%кл(1—
где 0)^=0,0485 ; Агкл=_ ^(От~о) .
Количество выводимой соли на выходе из гидроклассификато-
ра /кл = Ь)кл<Ркл-
Диаметр гидроклассификатора d— 0,00188 ]/—.
v е./Кл
Скорость движения раствора, отнесенная к полному сечению
рабочей зоны гидроклассификатора, соп=(ос (1—<ркл) -
Коэффициент Dl продольного перемешивания соли в рабочей
зоне гидроклассификатора
^=з,з%кл7кл —Re,
ст0 — °кл \ I кл /
гДе Re=tonrf/v.
Высота рабочей зоны гидроклассификатора
£ _ __________DI-_______ |ц I (?кл —?1)(?0—?2) I
(Зывкл + О>„) («Pj — -f3) I (<рк, — <P2) (?0 — ¥1) I ’
55
Расход выводимой суспензии Gcyc = GT/gT<pKJI.
Расход раствора, подаваемого в гидроклассификатор,
GrHX=0,785J4,+^(1-TJ-
Количество твердой соли в выводимой суспензии определяете;
ее текучестью. Необходимо помнить, что с увеличением содержа
ния твердой фазы в выводимой суспензии уменьшается расхо;
теплоты на получение 1 т соли и, кроме тою, улучшается работ;
узла разделения (фильтра, центрифуги). На практике из выпарно
го аппарата выводят суспензию с содержанием фаз т=1:1,!
(аппараты с частичным осветлением суспензии) и т=1 :3 (аппара
ты без частичного осветления суспензии).
Суспензию (смесь кристаллов и насыщенного раствора) выгру
жают из выпарного аппарата при помощи пульсирующего клапан:
(рис. 33) или эрлифтного устройства
(рис. 34). Пульсируют»
Рис. 33. Пульсирующий клапан
Рис. 34. Схема эрлифтного
устройства для вывода сус-
пензии
56
клапан работает следующим образом. Импульс, задаваемый гене-
ратором импульсов (или реле времени), поступает в мембранную
полость исполнительного механизма 1 (см. рис. 33) на открытие
клапана. При этом плунжер клапана 2, выполненный в форме ша-
рового сегмента или конуса, резко поднимается на высоту, равную
ходу штока 3 исполнительного механизма, открывая проходное се-
чение. В образовавшееся между штоком и корпусом пространство
протекает суспензия. После прекращения подачи импульса на от-
крытие клапана шток под действием возвратной пружины закры-
вается.
Производительность пульсирующего клапана, м3/ч
v = ft) • 3600 A. F
Гц <prQ„ V 10Q
/ Г Л' /Л'
где р-о=<Рстр/1/ 1 + С,— коэффициент расхода | Q — сумма
/ ' <=1 \<=1
местных гидравлических сопротивлений клапанного устройства;
Фетр — коэффициент сжатия струи); Гп-—время открытия клапана,
с, Гц — время выгрузки суспензии (обычно Т„!Тп=0,3 ... 0,6), с; F—
площадь живого сечения открытого клапана, м2; Н— высота стол-
ба раствора в аппарате, м; рс — давление в сепараторе, МПа.
Простой и надежный метод непрерывной выгрузки суспензии
из выпарного аппарата — использование эрлифтного устройства.
Работа эрлифтного устройства основана на уменьшении плот-
ности суспензии при смешивании ее с воздухом. При этом по за-
кону сообщающихся сосудов смесь суспензии с воздухом поднима-
ется с определенной скоростью на высоту слива. Для обеспечения
выгрузки наиболее крупных кристаллов из отстойной зоны выпар-
ного аппарата необходимо, чтобы скорость потока в сливной трубе
обеспечивала поддержание во взвешенном состоянии этих кристал-
лов. В противном случае соль будет накапливаться в сливной тру-
бе, а это приведет к нарушению работы выпарного аппарата.
При расчете эрлифтного устройства определяют необходимое
рабочее давление воздуха, подаваемого в эрлифт, МПа
рк= (0,11 ...0,12) /гжрр;
количество воздуха GB, подаваемого в эрлифт для подъема сус-
пензии, кг/с
GB = GrQvhJ[i]p In (рк/р,,)].
Значение КПД эрлифта зависит от величины 1 -\-hwlhD:
l+hn/hn 1,5 2,0 2,5 3,0 3,5 7,0
т]............. 0,39 0,5 0,57 0,59 0,605 0,7
глубина погружения эрлифта, м; hn—высота подъема жид-
кости, м; рк — конечное давление воздуха, поступающего в эрлифт-
ную трубу, МПа; р„ — начальное давление воздуха, МПа;
57
Диаметр подъемной трубы эрлифта, м
Г 0,785шэе'
где соэ=6... 8 м/с — скорость истечения эмульсии.
Наиболее эффективно эрлифт работает при Лж= (1,5... 2)/йп-
3. Удаление неконденсирующихся газов
Рис. 35. Перфорированная трубка для
удаления неконденсирующихся газов из
греющей камеры
В межтрубное пространство греющей камеры вместе с паром
всегда поступает некоторое количество неконденсирующихся га-
зов (воздух, аммиак, СО2 и др.). Особенно большое количество
инертных газов имеется во вторичном паре многокорпусной вы-
парной установки. Накапливание неконденсирующихся газов в ка-
кой-либо части межтрубного пространства приводит к значитель-
ному снижению коэффициента теплопередачи, т. е. производитель-
ности выпарного аппарата. Следовательно, для обеспечения интен-
сивной работы выпарного аппарата необходимо непрерывное
удаление неконденсирующихся газов из межтрубного прост-
ранства.
Существует несколько способов эвакуации неконденсирующих-
ся газов; применение того или иного способа определяется разме-
рами греющей камеры аппара-
та и количеством газа, посту-
пающего с паром.
Из выпарных аппаратов с
поверхностью нагрева до 400 м2
(диаметр греющей камеры до
1200 мм) неконденсирующиеся
газы можно удалять через шту-
цера, расположенные в одной
вертикальной плоскости со
штуцерами вывода конденсата
пара в верхней и нижней ча-
стях корпуса греющей камеры.
Из аппаратов, в которые с па-
ром поступает большое коли-
чество неконденсирующихся
газов, или аппаратов с боль-
шими поверхностями нагрева
(более 400 м2) неконденсирую-
щиеся газы удаляют через ус-
тановленную по центру каме-
ры перфорированную по всей
длине трубку (рис. 35) и шту-
цера, установленные в верхней
и нижней частях греющей ка-
меры.
Число отверстий по длине
58
центральной перфорированной трубки рассчитывают в каждом
конкретном случае по следующей методике.
Количество пара, поступающего к трубкам последнего по ходу
пара шестиугольника (в центре камеры),
D'—Dzlu/z,
где 2Ш —число трубок в последнем по ходу пара шестиугольнике
(для типовых выпарных аппаратов гш=6).
Количество пара, сконденсировавшегося на трубках диаметром
d и длиной I,
J~yf_
^гп
где Ксм = еВоз К — коэффициент теплопередачи парогазовой смеси
(гвоз — коэффициент, учитывающий влияние неконденсирующихся
газов на интенсивность теплообмена и зависящий от содержания
воздуха в паре).
Количество несконденсировавшсгося пара D'" = D’—D".
Количество смеси, удаляемой из греющей камеры, GCM=D///-|-
H_GB03.
Количество смеси, отводимой 1 м длины центральной перфори-
рованной трубки, 9см=бсы//.
Число отверстий диаметром t/0T на единице длины центральной
трубки
^отв — ?см/(У^О<0воз6воз) ’
для типовых греющих камер /()=3,14-10 4 м1 2; рвоз—плотность
паровоздушной смеси, кг/м3; <овоз — скорость паровоздушной смеси
в отверстиях, м/с.
<0B03 Тис (Л.р " ^Ртр)/бв>
где <рпс = 0,5... 0,7 — коэффициент истечения; рпр— общий перепад
давления; Дртр— потери давления при отводе паровоздушной сме-
си по центральной трубе длиной /цт;
Pnp=: Pi Pi+\ ^Рсю
здесь pi — давление в греющей камере, из которой отводится па-
ровоздушная смесь; pt+1—давление в греющей камере (трубопро-
воде вторичного пара), куда подается паровоздушная смесь;
ЛрсЧ — потери давления от трения и местных сопротивлений на
пути движения паровоздушной смеси.
1 k 2820^ ) 2g \ dTp /
где dT|) и /тр — диаметр и длина сдувочной линии; £— сумма ко-
эффициентов местных сопротивлений на сдувочной линии.
59
Потери давления
Ьр (_9£^у/1_|_ЗЬд_У
Р 2д \FmQj к «Ла /
здесь f/цт и /Цт — диаметр и дли-
на центральной сдувочной ли-
нии.
Для типовых конструкций вы-
парных аппаратов при диаметре
греющих камер 1200, 1400 и
1000 мм Ецт = 2-103 м2, при ди-
аметре 1800 и 2000 мм Ецт =
= 3,6-IO-3 м2.
Для исключения образования
застойных зон и обеспечения рав-
номерного подвода пара к греющим трубкам в греющей камере
оставляют незаполненное трубками пространство (рис. 36). Не-
которое уменьшение поверхности теплообмена компенсируется
интенсификацией процесса теплообмена.
Из аппаратов, работающих под избыточным давлением, некон-
денсирующиеся газы удаляют в атмосферу или в трубопровод
вторичного пара, идущего на подогрев корпуса. В первом случае
во вторичном паре, поступающем на обогрев последующего кор-
пуса, нет неконденсирующихся газов, поэтому несколько повыша-
ется общий коэффициент теплопередачи; во втором случае снижа-
ются потери пара, удаляемого вместе с газами, но одновременно
несколько уменьшается коэффициент теплоотдачи от пара к стен-
ке трубки. Если выпарной аппарат работает при давлении мень-
ше атмосферного, то необходимо штуцера эвакуации неконденси-
рующихся газов соединять с трубопроводом вторичного пара по-
следующего корпуса.
4. Ввод пара, вывод и использование конденсата
Для достижения эффективной работы выпарного аппарата не-
обходимо вводить пар в греющую камеру таким образом, чтобы
обеспечить его равномерное распределение по трубкам камеры и
турбулизацию стекающей пленки конденсата.
Для равномерного распределения пара в межтрубном прост-
ранстве греющую камеру снабжают расширителем пара, который,
кроме того, служит для компенсации разности температурных уд-
линений кожуха и трубок. Для предотвращения эрозионного изно-
са греющих трубок расширитель выполняют с отбойником.
Для турбулизации стекающей пленки конденсата штуцер вво-
да пара располагают на расстоянии 1/2—1/3 длины греющей
трубки от верхней трубной решетки. Образовавшийся в греющей
камере выпарного аппарата конденсат следует непрерывно и пол-
ностью удалять из межтрубного пространства. В противном слу-
60
чае возможно затопление
части поверхности нагрева
аппарата, что резко снижа-
ет коэффициент теплопере-
дачи и увеличивает скорость
коррозии в зоне развальцов-
ки греющих трубок со сторо-
ны межтрубного пространст-
ва. Во избежание затопле-
Рис. 37. Варианты вывода конденсата
из межтрубного пространства выпарно-
го аппарата
ния греющей камеры шту-
цер вывода конденсата сле-
дует располагать как мож-
но ближе к нижней трубной
решетке. Наиболее распространенные конструктивные варианты
вывода конденсата из межтрубного пространства показаны на
рис. 37.
Так как наиболее высокие значения коэффициента теплоотда-
чи достигаются при фазовых превращениях (конденсации), то для
обеспечения высокой производительности выпарного аппарата
обычно принимают температуру выводимого конденсата равной
температуре конденсации.
Для автоматического отвода конденсата из греющей камеры
и исключения проскока пара применяют конденсатоотводчики, ко-
торые следует устанавливать под нижней трубной решеткой, осо-
бенно, если аппарат работает под вакуумом.
Наиболее широко применяют в промышленности поплавковые
и термодинамические конденсатоотводчики.
Принцип действия поплавкового конденсатоотводчика (рис.
38, а) основан на перемещении поплавка. Смесь пара и конденса-
та поступает в корпус 1 через штуцер 2. При этом поплавок 3
Рис. 38. Поплавковый конденсатоотводчпк:
а — типовой; б — нестандартный
61
всплывает, закрывая выходное отверстие для конденсата клапа-
ном 4 Достигнув верхней кромки поплавка, конденсат начинает
заполнять его. После заполнения до определенного уровня попла-1
вок опускается, открывая отверстие выхода конденсата. Давлени-
ем пара находящийся в поплавке конденсат вытесняется из конден-
сатоотводчика и поступает в конденсатопровод. Поплавок после
удаления из него большей части конденсата всплывает, закрыв >я
клапан, и цикл работы повторяется. Конденсатоотводчик устанав-
ливают вертикально крышкой вверх.
Поплавковый конденсатоотводчик нестандартной конструкции
(см. рис. 38,6) имеет корпус 1, в котором размешен клапан, со-
стоящий из подвижной втулки 2 и трубы 3. На втулке и трубе
имеются две продольные прорези для прохода конденсата. К тор-
цу втулки крепится рычаг 4 с поплавком 5. Конденсатоотводчик
работает следующим образом. В начальный момент, когда отсут-
ствует конденсат, поплавок находится в крайнем нижнем поло-1
жении. При этом прорези на втулке перекрыты. При поступлении
конденсата поплавок всплывает, поворачивая при этом втулку.
После достижения рабочего уровня прорези на втулке совпадают
с прорезями трубы, открывая проход конденсату. Рабочее положе-
ние поплавка и втулки определяется расходом конденсата.
Пропускная способность конденсатоотводчика определяется
размерами прорезей, соответствующими разности давлений на вхо-
де и выходе из конденсатоотводчика.
Принцип действия термодинамического конденсатоотводчика
(рис. 39) основан на эродинамическом эффекте. При поступлении
в конденсатоотводчик смеси пара с конденсатом или чистого кон-
денсата тарелка 1 под действием рабочего давления отжимается
от седла 2 и через образовавшуюся щель конденсат вытекает в
дренаж или в конденсатосборник. При поступлении пара скорость
его в щели между тарелкой и седлом значительно увеличивается,
давление под тарелкой падает, и она перемещается к седлу. Кроме
того, пар, проникая в камеру под тарелкой, прижимает ее к седлу.
При снижении температуры давление в камере под тарелкой па-
дает. Она под действием конденсата сно-
ва поднимается, и процесс повторяется.
Производительность конденсатоотвод-
чиков Gh (т/ч) для выпарных аппаратов
GK=(0,005...0,006UUmax j/Дро^.,
Рис 39. Термодинамический
конденсатоотводчик
где kv max — коэффициент пропускной
способности; Ар — перепад давления на
конденсатоотводчике, МПа; qk — плот-
ность конденсата при температуре кон-
денсации, кг/м3. Производительность ти-
повых поплавковых конденсатоотводчи-
ков указана в табл. 5, значения коэффи-1
62
Таблица 5
Условный проход Dy, мм Номер седла Диаметр ! седла, мм Производитель- ность, т/ч Перепал давления Др, МПа
1 6.0 1,2 0,03—0,2
2 4,0 1.0 0,2 —0,4
20 3 3,0 0,8 0,4 —0,8
4 2,3 0.7 0,8 —1,3
5 8,0 2,4 0,03—0,2
or 6 6,0 2,2 0,2 —0,4
2Э 7 5,0 1,8 0,4 —0,8
8 3,2 1,4 0,8 —1,3
13 14,0 7,4 0,03—0,2
14 10,0 5,9 0,2 —0,4
4U 15 7,0 4,1 0,4 —0,8
16 5,5 3,3 0,8 —1,3
17 20,0 8,8 0,03—0,2
сп 18 14,0 8,2 0,2 —0,4
эи 19 10,0 6,9 0,4 —0,8
20 8,0 6,3 0,8 —1,3
циента пропускной способности Av max для термодинамических кон-
дснсатоотводчиков приведены ниже:
Dy, мм . .
7г max
15 20 25 32 40 50
0,8 1,0 1,25 1,6 2,0 2.5
На выпарных установках с незначительным перепадом давле-
ния между корпусами наиболее целесообразно в качестве конден-
сатоотводчиков применять гидрозатворы. Высота гидрозатвора
для t-ro корпуса зависит от перепада давлений между корпусами
Р, и pi+1 и потерь давления Лрпот в трубопроводах:
А=(А — А+1 — АРиоЖм-
На основании данных, приведенных в гл. 3, имеем
Для обеспечения более надежных условий вывода конденсата
Из межтрубного пространства и уменьшения необходимой высоты
63
Рис. 40. Объемный конденсатоотво ihiik
Для обеспечения нормальной
гидрозатвора часто устанавли-
вают батарею из последова-
тельно соединенных затворов;
при этом глубина погружения
затвора
д Pi Pl + 1 ^Puot
^kQt
где zK— число гидрозатворов в
батарее.
При конструировании гид-
розатворов обычно принимают
высоту h — 3000... 4000 мм и
диаметр, равный двум диамет-
рам штуцера слива конденса-.
та (см. рис. 10, штуцер В).
В качестве устройства для
автоматического отвода кон-
денсата из аппаратов большой
производительности применяют
объемные конденсатоотводчики
(рис. 40)—емкости, снабжен-
ные регулирующими устройст-
вами.
Конденсат греющего пара
выпарной установки возвраща-
ется на ТЭЦ для питания кот-
лов.
работы установки температура
конденсата (85—90° С) должна исключать возможность испарения
его в открытых резервуарах. Дальнейшее снижение температуры
конденсата неэкономично, так как при этом увеличиваются затра-1
ты теплоты на нагрев конденсата до температуры кипения его в
котле.
Охлаждение конденсата до температуры 85—90°С обычно осу-
ществляют в подогревателях раствора, что обеспечивает более ра-
циональное использование теплоты. С экономической точки зрения
количество возвращаемого в котельную конденсата должно быть
равно количеству поступающего на установку свежего пара. Так
как работа выпарной установки сопровождается потерями части
конденсата, то для их восполнения используют конденсат вторич-|
ного пара. Если при эксплуатации выпарной установки получают
абсолютно чистый конденсат вторичного пара, то в котельную ус-1
тановку направляют до 70—80% конденсата вторичного пара. Ос-
тавшуюся часть конденсата вторичного пара обычно используют
для промывки выпарной установки, центрифуг и другого технологи-
ческого оборудования.
Для извлечения максимально возможного количества теплоты
обычно конденсат из 2-го корпуса поступает либо непосредствен-
64
цо в греющую камеру 3-го корпуса, либо в испаритель, соединен-
ный с межтрубным пространством 3-го корпуса п т. д.
Если на выпаривание поступает раствор с температурой ниже
температуры конденсата, выходящего из последнего корпуса уста-
новки, то дальнейшее охлаждение этого конденсата осуществляют
е подогревателе исходным раствором.
Иногда конденсат из каждого корпуса выводят в подогрева-
тель раствора, где охлаждают до минимально возможной темпе-
ратуры. При этом в зависимости от температуры охлажденного в
подогревателе конденсата и температуры исходного раствора кон-
денсат из подогревателя направляют в общий сборник конденсата
пли в подогреватель, где температура раствора на 5—10 градусов
ниже температуры конденсата. Наиболее широко такой способ
отвода конденсата применяют в противоточных и смешанных вы-
парных установках.
5. Паровое пространство. Сепарирующие устройства
В паровом пространстве сепаратора происходит ряд физиче-
ских процессов: кипение перегретого раствора, отделение паровой
фазы от жидкой, осаждение брызг и капель раствора, уносимых
образующимся вторичным паром. Капли раствора попадают в по-
ток вторичного пара, что является причиной загрязнения вторично-
го конденсата и наружной паровой части поверхности теплообме-
на (многокорпусные выпарные установки). Эти явления крайне
нежелательны, так как не позволяют использовать конденсат для
питания котлов ТЭЦ или сбрасывать его в водоемы без до-
полнительной дорогостоящей очистки; кроме того, требуется оста-
новка выпарных установок на промывку наружной части греющей
поверхности и т. д. В связи с этим требование минимальной вели-
чины уноса является основным при конструировании парового
пространства выпарных аппаратов.
Паровое пространство выпарного аппарата должно отвечать
следующим требованиям:
ввод парорастворной смеси должен быть выполнен таким об-
разом, чтобы предотвращалось образование мелких брызг и ка-
пель, скорость витания которых меньше скорости движения пара
по сечению парового пространства (транспортируемый унос); на-
правление движения образующихся капель и брызг предпочти-
тельно в горизонтальной плоскости, чтобы они могли попасть на
етенки сепаратора;
конструкция ввода парорастворной смеси должна обеспечивать
выравнивание скорости потоков вторичного пара по сечению паро-
вого пространства для полного использования осадительного дей-
ствия гравитационных сил на капли и брызги раствора;
скорость движения пара по сечению парового пространства не
Должна превышать скорость витания основной массы образующих-
Ся капель, чтобы обеспечить возможность их осаждения.
Однако на практике из-за необходимости уменьшения размеров
3 Зак. 133 65
и металлоемкости выпарных аппаратов сложно выдержать все
указанные требования, и приходится применять дополнительные
сепарирующие устройства — каплеотделитсли для обеспечения не-1
обходимой чистоты вторичного пара. I
Размеры образующихся брызг (капель) раствора определяют-
ся физико-химическими свойствами выпариваемых растворов, осо-
бенно склонностью к пенообразованпю, характерной для раство-
ров с высокой вязкостью и низким поверхностным натяжением.
При выходе пузырьков пены из их жидкостной оболочки образу-
ется масса мелких капель, улавливание которых далее практиче-
ски невозможно. В этом случае необходимо применение аппаратов
пленочного типа, в которых разрушение пузырьков пены и разде-
ление паровой и жидкой фаз начинается уже в греющих трубках.
Выше перечислены общие требования к паровому пространству
выпарных аппаратов. При выпаривании кристаллизующихся раст-
воров одной из основных особенностей поведения выпариваемого
раствора является отложение солей на различных конструктивных
элементах сепаратора — инкрустация, связанная с пересыщением
растворов. Это обстоятельство определяет следующие основные
особенности (требования) конструктивного оформления парового
пространства аппаратов:
поверхность штуцера ввода
пания) следует защищать
тиадгезионным
(фторопластом,
полировать;
паровое пространство дол-
жно быть максимально свобод-
но от различных
паР°рзстворной смеси (труСы кки.
ан-
покрытием
резиной) или
л-л
Рис. 42.
«-циклонный выносной-'
онный: ? - '
б)
Каплеотделптели выпарного
аппарата:
1UH-. б—циклонный встро-'
3-— сетчатый; г—жалюзийный _1
должны быть предусмотре-
ны промывочные устройства,
Рис. 41. Зависимость допустимой
скорости пара в сепараторе от
абсолютного давления
66
обеспечивающие возможность орошения всей поверхности парово-
:о пространства, а также устройств первичной сепарации (отбой-
ники, центробежные сепараторы и т. п.);
внутренние поверхности парового пространства, отбойников не-
обходимо полировать или снабжать антиадгезионным покрытием.
На основании изложенного и литературных данных для оформ-
ления парового пространства и каплеотделителей можно рекомен-
' товать следующее:
для исключения кипения раствора в сепараторе трубы вскипа-
ния необходимо выполнять максимально большего диаметра, что-
[>ы процесс кипения в основном в них заканчивался;
для предотвращения образования капель малой дисперсности
(транспортируемый унос) приведенная скорость пара в трубе
вскипания и штуцере ввода парорастворной смеси в сепаратор
(при тангенциальном вводе) не должна превышать 15 м/с;
скорость пара по сечению сепаратора не должна превышать
2 м/с при атмосферном давлении и 7 м/с при давлении 0,01 МПа
(рис. 41);
при соосном расположении трубы вскипания и сепаратора для
первичной сепарации следует применять устройства, обеспечи-
вающие равномерное использование поперечного сечения парового
пространства;
высота парового пространства между первичным сепаратором
и каплеотделителем должна быть не менее 2500 мм; это необхо-
димо для выравнивания скорости пара по сечению парового про-
странства.
Для оснащения выпарных аппаратов применяют циклонные
выносные и встроенные каплеотделители, мелкопоточные жалю-
зийные и сетчатые. Наиболее эффективны циклонные выносные
каплеотделители (рис. 42, а). Они не загромождают паровое про-
странство аппарата, поэтому обеспечивается более полное исполь-
зование гравитационных сил для осаждения капель. Эти капле-
отделптели просты по конструкции и легко промываются. Однако
для их установки требуются дополнительные производственные
площади, что связано с определенными капитальными затратами.
Циклонные встроенные каплеотделители (рис. 42,6) наиболее
широко применяют для оснащения выпарных аппаратов. Так как
в процессе эксплуатации выпарных аппаратов происходит засо-
ление каплеотделителя, то необходимо применять устройства, га-
рантирующие их полное промывание. Обычно входные отверстия
встроенных каплеотделителей промывают струями конденсата (ис-
ходного раствора), подаваемыми из коллектора через форсунки.
Высота парового пространства сепаратора без каплеотделите-
лей должна быть не менее 3000 мм; при этом оно наиболее эффек-
тивно используется для осаждения подбрасываемых крупных ка-
пель.
Широко применяют также мелкопоточпые каплеотделптели —
сетчатые, жалюзийные (рис. 42,в, г). Для исключения попадания
мелких капель раствора эти каплеотделптели должны быть рас-
67
-
Рис. 43. Зависи-
мость потерь дав-
ления циклонного
каплеотделителя
от скорости пара
положены па высоте 2500—3000 мм от уровн,
раствора в сепараторе и снабжены эффектив-
ными промывочными устройствами.
Ниже приведены рекомендации по конст|
руктпвпому оформлению брызгоотделптелей.
1. Однослойный жалюзийный каплеотделп
тель. Скорость вторичного пара 2—4 м/с пр
атмосферном и избыточном давлении, 5
10 м/с при вакууме; при этом потери давления
в каплеотделителе не превышают 0,5 кПа.
2. Циклонный выносной каплеотделитель
Диаметр корпуса каплеотделителя опреде-
ляют в зависимости от количества W выпарен'
ной воды:
т/к=0,0188|Л1'7«)ог{>".
где о)ос — осевая скорость пара в каплеотде!
лителе ((оос = 6...8 м/с при избыточном и ат-
мосферном давлении, <<»ос — 15 м/с при ваку-'
уме).
Площадь сечения щели входа в каплеотделитель
FC=IF (3600cvBxe"),
’ojV
где <0в\ — скорость входа пара в щель каплеотделителя (овх^
= 20...30 м/с при избыточном и атмосферном давлении, совх3!
= 50 ...70 м/с при вакууме).
3. Циклонный встроенный каплеотделитель
Диаметр корпуса каплеотделителя
JK=O,O188/ltz/(%cC"),
где о>ос—Ю... 15 м/с при избыточном и атмосферном давлении,
(оог = 20 м/с при вакууме.
Скорость входа пара в щель о>Вх=15...30 м/с при избыточном |
атмосферном давлении, (овх<70 м/с при вакууме.
Потери давления при различной скорости входа пара в щель '
циклонного каплеотделителя (рис. 43) приведены ниже (давление I
>0,1 МПа):
для циклонного каплеотделителя
Скорость входа, м/с 20 25 30 35 40 45
Др, МПа 0,0245 0,034 0,044 0,049 0,0588 0,0196
Скорость входа, м/с . 50 60 70 80 90
Др, МПа .................. 0,029 0,039 0,049 0,0588 0,069
для встроенного каплеотделителя
Скорость входа, м/с 15 20 25 30 35 40
Др, МПа.................. 0,014 0,028 0,039 0,049 0,056 0,02
Скорость входа, м/с 45 50 60 70
Ар, МПа.................. 0,028 0,049 0,0686 0,088
68
По экспериментальным данным, при правильном оформлении
первичной сепарации и достаточно эффективном использовании
осадительной способности парового пространства указанные кап-
леотделители позволяют получить коэффициент очистки вторично-
го пара /(= 105... 106, где К=Ь{/Ьк— отношение концентрации со-
лей в растворе к концентрации их в конденсате вторичного пара.
6 Растворный объем
Нижняя часть сепаратора, где находится отделившийся от
вторичного пара раствор, называется растворным пространством.
Объем растворного пространства, определяемый в основном по кон-
структивным соображениям, должен быть достаточным для пол-
ного снятия пересыщения раствора после прохождения его через
поверхность нагрева. В аппаратах для выпаривания кристаллизу-
ющихся, а также накипеобразующих растворов в растворном про-
странстве дополнительно должны полностью завершиться и дру-
iiie процессы — снятие пересыщения солевого раствора, увеличе-
ние размеров (рост) выделившихся кристаллов, а также (для ап-
паратов с частичным осветлением циркулирующей суспензии) кон-
центрирование суспензии до выхода ее из аппарата. В связи с
этим в общем случае для таких аппаратов растворное простран-
ство должно иметь определенный (часто значительный) объем; в
противном случае из пересыщенного раствора выделяется осадок
в циркуляционном тракте и на греющей поверхности, а это при-
водит к необходимости остановки оборудования на промывку и
непроизводительным затратам времени.
Так как в растворном пространстве обычно находится пересы-
щенный раствор, оно не должно иметь лишних деталей и застой-
ных зон, где могут задерживаться выпадающие кристаллы, и дол-
жно иметь максимально простую конфигурацию. Эти положения
относятся к аппаратам с циркуляцией суспензии по контуру аппа-
рата (см. рис. 14), аппаратам с вынесенной греющей камерой (см.
рис. 15) и аппаратам с частичным осветлением суспензии; послед-
ние наиболее полно соответствуют требованиям, предъявляемым
к аппаратам для выпаривания кристаллизующихся растворов (см.
гл. I). Труднее выполнить в соответствии с этими требованиями
аппараты с трубой вскипания, расположенной соосно греющей ка-
мере. Одним из решений в этом случае являются аппараты с од-
носторонним конусом, позволяющим осветлять суспензию при со-
осном расположении сепаратора и трубы вскипания.
Так как степень снятия пересыщения раствора является функ-
цией интенсивности его перемешивания, а при отсутствии переме-
шивания— функцией времени контакта, то обычно объем раствор-
ного пространства рассчитывают с учетом, что время пребывания
в нем раствора 20—40 с. Из этих соображений находят и высоту
растворного объема, считая, что диаметр сепаратора определен
для получения достаточно чистого вторичного пара:
(20 ... 40) Xон-, где — скорость раствора в сепараторе, м/с.
69
В дальнейшем с целью уменьшения объема растворного прост-
ранства аппаратов для выпаривания кристаллизующихся раство-
ров следует предусмотреть циркуляцию (перемешивание) пересы-
щенного раствора и кристаллов соли в растворной части сепара-
тора.
Глава 6
МНОГОКОРПУСНЫЕ ВЫПАРНЫЕ УСТАНОВКИ
Применение многокорпусных выпарных установок позволяет
более экономично использовать теплоту за счет многократного ис-
пользования пара, уменьшить количество выпаренной воды в по-
следнем корпусе (требуются конденсатор и вакуум-насос меньших
размеров).
Для реализации многократного выпаривания соединяют не-
сколько аппаратов, давление в которых поддерживают таким об-
разом, чтобы вторичный пар из предыдущего корпуса можно было
использовать как греющий пар в следующем корпусе. При эксплу-
атации абсолютное давление в последнем корпусе (по ходу пара)
принимают 0,01.—0,015 МПа (температура насыщенного водяного
пара 46—53°С). Давление вторичного пара в первом корпусе вы-
парной установки выбирают исходя из физико-химических свойств
выпариваемого раствора, особенностей производства и давления
греющего пара.
При работе многокорпусных выпарных установок часть вторич-
ного пара часто используют для обогрева других аппаратов (по-
догревателей, отопительной системы и т. д.). Этот извлекаемый из
выпарной системы пар называется экстрапаром. Его можно вы-
водить из любого корпуса установки. При этом необходимо учи-
тывать: чем дальше от первого корпуса отбирается экстрапар, тем
меньше расход пара и, следовательно, экономичнее работает ус-
тановка.
В промышленности применяют также выпарные установки, от-
дельные корпуса которых дополнительно обогревают паром дру-
гих установок.
1. Типовые схемы многокорпусных выпарных установок
В зависимости от направления относительного движения гре-
ющего пара и выпариваемого раствора многокорпусные выпарные
установки разделяются на установки прямоточного, противоточно-
го, смешанного и параллельного тока; корпуса установки нумеру-
ют по ходу пара.
При прямоточной схеме выпариваемый раствор поступает в
первый корпус установки, проходит последовательно все корпуса
и выходит с заданной конечной концентрацией из последнего кор-
пуса. При этом пар и раствор движутся в одном направлении.
70
Преимущества прямоточной установки: движение раствора из кор-
пуса в корпус самотеком (за счет разности давлений в них); по-
нижение температуры кипения раствора по мере увеличения его
концентрации, что особенно важно для сохранения качества раст-
воров, чувствительных к действию высоких температур; снижение
потерь полезной разности температур; поступление в выпарной ап-
парат перегретой жидкости, что улучшает процесс выпаривания.
Недостатком прямоточной схемы является уменьшение по корпу-
сам коэффициента теплопередачи из-за увеличения концентрации
раствора (повышения вязкости) и одновременного снижения тем-
пературы кипения. Эти установки широко применяют для выпа-
ривания многокомпонентных растворов, в которых при повышении
концентрации одного из компонентов уменьшается растворимость
выводимой соли.
Прямоточная выпарная установка для выпаривания электроли-
ических щелоков (рис. 44) работает следующим образом. Исход-
ный электролитический щелок, содержащий 9—10% NaOH и 18%
NaCl, пройдя последовательно подогреватели П1, П2 и ПЗ, посту-
пает в корпус А1 выпарной установки и выпаривается в нем до
концентрации 11,8—12,5% NaOH. Из корпуса А1 частично выпа-
ренный щелок самотеком за счет разности давлений перетекает в
корпус А2, а затем корпус АЗ. Выпаренный до концентрации 25%
NaOH щелок вместе с кристаллами NaCl поступает на центрифу-
ги для отделения соли. Выделившаяся соль направляется на даль-
нейшую переработку, а электролитический щелок — на дальней-
шее выпаривание в аппарат А4, обогреваемый вторичным паром
корпуса А2, где выпаривается до 50% NaOH. Корпус А1 установ-
ки обогревается свежим паром, а последующие — вторичным па-
ром предыдущего корпуса. Исходный раствор нагревается в подо-
(светлые стрелки — паровая
линия)
44. Схема прямоточной выпарной установки
линия, темные — жидкостная
Рис
71
гревателях П1, П2, ПЗ конденсатом и экстрапаром корпуса А1
Вторичный пар последнего корпуса поступает на конденсацию г
барометрический конденсатор КБ.
Если при концентрировании раствора значительно возрастав!
вязкость и получается раствор заданной концентрации, но не на-
сыщенный солями обратной растворимости, применяют противоточ-
ные выпарные установки. В этих установках исходный pacTBOf
поступает в последний корпус, а выпаренный удаляется из первого,
Так как более вязкий (концентрированный) раствор имеет более
высокую температуру, средний коэффициент теплопередачи для
этих установок наиболее высокий. Недостатки противоточной уста-
новки: наличие перекачивающих насосов между корпусами для
подачи раствора из корпуса с низким давлением в корпус с более
высоким давлением; наличие между корпусами промежуточных
подогревателей для нагревания раствора до температуры кипения
в соответствующем корпусе; необходимость регулирования уровня
раствора в каждом корпусе установки.
На рис. 45 приведена схема двухкорпусной противоточной ус-
тановки для выпаривания двойных солей в производстве глино-
зема. Исходный раствор солей Na2CO3+K2CO3 поступает в по-
следний по пару корпус А2. Частично выпаренный раствор прока-
чивается насосом Н через подогреватель П, поступает в корпус
А1 и выпаривается в нем до заданной концентрации.
В некоторых производствах последний по раствору корпус ра-
ботает под давлением. Таким образом ограничивается число кор-
пусов установки и кратность использования теплоты пара. Для
увеличения кратности использования теплоты пара в таких слу-
чаях применяют выпарные установки смешанного типа. Указан-
ные установки применяют также в случаях, когда в процессе про-
Вода
Рис. 45. Схема противоточной выпарной установки
72
Рис. 46. Схема выпарной установки смешанного типа
изводства необходимо из раствора раздельно выделить несколько
солей или достичь максимальную растворимость по солям обрат-
ной растворимости (CaSO4; СаСО3 и др.). В этих установках ис-
ходный раствор поступает в один из промежуточных корпусов, а
затем перетекает по одним корпусам противоточно, а по осталь-
ным — прямоточно. Многокорпусные установки смешанного типа
имеют недостатки и преимущества противоточных и прямоточных
установок.
На рис. 46 приведена схема выпарной установки смешанного
типа для выпаривания содопоташных растворов. Согласно техно-
логическому регламенту выделение безводной соды из раствора
происходит при температуре кипения раствора 113°С. В связи с
этим, для увеличения кратности использования теплоты пара за
счет снижения температуры кипения раствора в последнем корпу-
се исходный раствор подают в последний по ходу пара аппарат
А4 выпарной установки. Частично выпаренный раствор с выделив-
шимися кристаллами соды (1\'а2СО3) насосом перекачивается че-
рез подогреватели П1, П2 и поступает в корпус А1, обогреваемый
греющим паром.
Из корпуса А1 в А2, а из А2 в АЗ раствор переливается само-
теком за счет разности давлений между корпусами. Выпаренный
до заданной концентрации содопоташный раствор с выделившими-
ся кристаллами соды из продукционного корпуса АЗ поступает на
разделенно в центрифугу.
При необходимости выделения твердой фазы из растворов кон-
хентрацией, близкой к насыщению, исходный раствор обычно по-
дается одновременно во все корпуса многокорпусной установки и
выпаривается при постоянной концентрации с выделением кри-
сталлов соли за счет удаления части растворителя при кипении.
Вторичный пар, полученный при кипении раствора в выпарном
аппарате, направляется на обогрев следующего корпуса. В выпар-
4 Зак. 133 73
Вода
Рис. 47. Схема выпарной установки параллельного тока
ных установках с параллельным питанием корпусов и выгрузкой
суспензии нет перетока кристаллизующегося раствора из корпуса
в корпус, и, следовательно, предотвращается закупоривание тру-
бопроводов и регулирующей арматуры.
Недостатками установок с параллельным питанием являются
сложность регулирования процесса (необходимо регулировать про-
цесс в каждом корпусе) и потери теплоты с уходящим раство-
ром.
На рис. 47 приведена схема четырехкорпусной выпарной уста-
новки для выпаривания насыщенного рассола поваренной соли на
кристалл. Предварительно подогретый в подогревателях П1, П2
исходный рассол концентрацией 25—26% поступает в классифика-
тор Кл. где подогревается при контактировании с выводимой из
выпарных аппаратов пульпой. Из классификатора часть исходного
рассола поступает для дальнейшего нагрева в спиральный тепло-
обменник, а часть — на питание выпаренных аппаратов Л 2, АЗ и
А4. Подогретый в спиральном теплообменнике рассол поступает и
корпус А1 выпарной установки, обогреваемый греющим паром.
Последующие корпуса обогреваются вторичным паром предыду-
щих корпусов. Выделившаяся в процессе выпаривания соль вместе
с маточным раствором выводится из каждого корпуса установки
в класификатор. Поступающий в нижнюю часть классификатора
исходный рассол поднимаясь промывает соль, растворяет и уно-
сит мелкие кристаллы (размером менее 0,16 мм). Крупные кргы
сталлы соли из классификатора поступают на центрифугирование.
Маточный рассол из центрифуги направляется снова на выпари*
вание.
Иногда для предотвращения инкрустации стенок сепаратора
прямоточных выпарных установках часть слабого исходного раст|
вора подают в каждый корпус выпарной установки. При этом уве-
личивается время работы аппарата между промывками и снижа<
ется расход теплоты на подогревание раствора в корпусе А1
74
2. Число корпусов выпарной установки
Как отмечено выше, удельный расход греющего пара (на 1 кг
выпаренной воды) можно уменьшить многократным его использо-
ванием. Это объясняется тем, что при подводе 1 кг греющего па-
ра в первый корпус в результате кипения образуется около 0,91 кг
вторичного пара, который, обогревая второй корпус, выпаривает
около 0,82 кг воды. С увеличением числа корпусов расход пара
уменьшается. В то же время увеличение числа корпусов установ-
ки при неизменной производительности приводит к ее-удорожанию
за счет увеличения поверхности теплообмена, капитальных и эк-
сплуатационных затрат.
Увеличение поверхности теплообмена при использовании мно-
гокорпусных выпарных установок вызвано возрастанием потерь
полезной разности температур из-за повышения суммы темпера-
турной и гидростатической депрессий, потерь в трубопроводах
между корпусами; наличие указанных потерь приводит к тому,
что суммарная поверхность теплообмена многокорпусной выпар-
ной установки всегда больше поверхности теплообмена однокор-
пусного выпарного аппарата, работающего при тех же парамет-
рах.
Соотношение температурных потерь и суммарной полезной раз-
ности температур зависит от числа корпусов выпарной установки.
Зависимость между поверхностями нагрева F выпарных аппа-
ратов многокорпусной установки и однокорпусного аппарата
можно представить в виде
Си Сп Vt ^гс
' МИ ‘ ОЛ ’
Сп— Сп--- У. V// — ^гс — У, Vni
1=1 1=1 ,=1
«к
Где 2'г;11 = 'г;н + 'г,/2 + 'г,/з4----
i=l
Кроме того, применение многокорпусной выпарной установки
приводит к увеличению затрат: на трубопроводы и арматуру, при-
боры КИП и автоматики, вспомогательное оборудование, опоры,
здание и т. д.; электроэнергии на перекачивание раствора и его
циркуляцию по контуру выпарного аппарата; на обслуживание *»
ремонт. В связи с изложенным оптимальное число корпусов в мно-
гокорпусной выпарной установке, при котором стоимость эксплуа-
4* 75
Рис. 48. Зависимость стоимо-
сти пара (кривая /) и эксплу-
атационных затрат (кривая 2)
от чпсла корпусов
тации установки минимальна, мож-
но определить только с помощью I
экономических расчетов. При этом
необходимо, чтобы полученная эко-
номия от снижения расхода пара
превышала суммарные затраты, воз-
растающие при увеличении числа
корпусов.
Оптимальное число корпусов ус-
тановки можно определить графо- I
аналитическим методом по точке
пересечения кривой стоимости пара
с кривой общих эксплуатационных
затрат (рис. 48).
Число корпусов можно рассчи- I
тывать как по суммарным часовым
затратам, так и по удельным, отнесенным либо к единице поверх-
ности нагрева, либо к единице массы выпаренной воды или готово-
го продукта. Так как стоимость пара, электроэнергии, воды и т. д.
на разных предприятиях неодинакова, то и оптимальное число
корпусов выпарной установки пк для конкретных предприятий так-
же различное.
Кроме того, на число корпусов выпарной установки существен-
но влияют свойства выпариваемого раствора и его коррозионная
активность. Это объясняется тем, что, как отмечено выше, макси-
мальное давление греющего пара обычно задают в зависимости от
растворимости содержащихся в растворе солей, коррозионного
воздействия раствора на металл, степени сохранения качества
продукции. В то же время для нормальной работы выпарного ап-
парата необходимо обеспечить минимальную полезную разность
температур порядка 12—15 град для аппаратов с естественной цир-
куляцией и 5—8 град для аппаратов с принудительной циркуля-
цией.
В связи с этим максимальное число корпусов выпарной уста-
новки может быть неоптимальным. Обычно для выпаривания на-
сыщенных растворов применяют выпарные установки с трех- и че-
тырехкратным использованием греющего пара.
3. Материальные расчеты многокорпусной выпарной установки
При проектировании выпарных аппаратов необходимо выпол-
нить материальные, тепловые, конструктивные и гидромеханичес-
кие расчеты.
Расчет выпарных установок начинают с определения матери-
альных потоков. При этом в зависимости от заданных параметров
определяют расходы исходного или выпаренного растворов, выпа-
ренной воды или выкристаллизовавшейся соли, начальную или
конечную концентрацию. Материальный расчет выполняют как
для отдельных аппаратов, так и для всей выпарной установки.
При составлении материального баланса выпарной установки
(аппарата) необходимо исходить из следующих основных случаев
выпаривания солесодержащих растворов.
Первый случай. На выпаривание поступает многокомпонент-
ный раствор, содержащий кристаллизующуюся и некристаллизую-
щуюся части. Увеличение концентрации некристаллизующейся ча-
сти раствора приводит к изменению концентрации насыщения со-
лей и частичному их выделению.
Задачи выпаривания таких растворов: достижение необходимой
концентрации некристаллизующейся части раствора и очистка ее
от растворимых солей; извлечение одной или нескольких солей из
раствора в качестве продукта (например, выпаривание электроли-
тического щелока с выделением солей NaCl, Na2SO4, содопоташ-
пою раствора с выводом кальцинированной соды).
Второй случай. На выпаривание поступает солевой раствор, не
содержащий некристаллизующейся части. При этом концентра-
ция раствора увеличивается только до достижения концентрации
насыщения соли. Дальнейшее выпаривание не увеличивает концен-
трацию раствора, но приводит к выделению твердой фазы. Зада-
ча выпаривания таких растворов—выделение солей в качестве
готового продукта, например выпаривание растворов солей NaCl
и MnSO4.
В общем виде материальный баланс лк-корпусной выпарной
установки для многокомпонентных растворов имеет вид
пк
50=2^+V^‘ + G^+5k, (56)
i=i
гпе пк — число корпусов установки; i=l, 2, 3,..., пк.
Если при выпаривании растворов происходит только концент-
рирэвание раствора без выделения твердой фазы, то из уравнения
(56) имеем
"к
(57)
i=i
Из закона сохранения массы для некристаллизующейся части
паствора
SK=Sobo/bK. (58)
Решив совместно зависимости (57) и (58), получим
«к
2 (59)
i=i
Для растворов, в процессе выпаривания которых выделяются
соли и некристализующаяся часть, количество выделенной соли
ч кристаллизационной воды соответственно составит
77
.у, ___ $сД|187У
Ki~ 1ОО.ИС
п
1>1 /
(61
где — концентрация солей в растворе, поступающем в i-й кор
пу(, %; Ь/ — концентрация солей в выпаренном растворе в i-M
корпусе, %.
При получении безводных кристаллов U7Ki = 0.
Совместное решение уравнений (56), (58), (60), (61) позволя
ет найти взаимосвязь между количествами выпаренной
воды,
также исходного раствора и выводимой соли:
При выпаривании двухкомпонентных насыщенных
(например, водного раствора NaCl) имеем
растворов
М1 +т) \ / j _ 1&W \1
bKj + 100т / \ Л1С ]
(63)
где T = Gri7SKi- — соотношение количеств твердой
выводимой суспензии.
и жидкой
фаз в
е ____ 100Gri
^01 — 7
t>0
(64)
Концентрации насыщения К многокомпонентных растворов на-
ходят по соответствующим таблицам (см. приложение, табл. Ш,
П?, П9) или кривым совместной растворимости в зависимости от
температуры кипения раствора в выпарном аппарате (см. рис.
5 и 6).
При определении количества исходного раствора, выделившей-
ся соли и выпаренной воды необходимо учитывать потери части
продукта (в центрифугах, фильтрах, сушилках и т. д.) и необхо-
димость выпаривания промывных вод, образующихся при промыв-
ке технологического оборудования, трубопроводов и т. д. Обычна
потери продукта и количество промывных вод составляют 10—
15% заданной производительности по выпаренной воде.
4. Тепловые расчеты многокорпусных выпарных установок
При разработке проектов многокорпусных выпарных установок
тепловые расчеты выполняют для определения количества выпа-
ренной воды в каждом корпусе; расхода греющего пара на уста-
78
ночку; тепловых нагрузок отдельных корпусов установки; распре-
деления общей полезной разности температур между корпусами,
требуемой поверхности теплообмена выпарных аппаратов. Основой
для проведения этих расчетов является тепловой баланс. Для ра-
боты выпарной установки характерны два случая: твердая фаза
вместе с некристаллизующейся частью раствора перетекает из
корпуса в корпус; твердая фаза выводится из каждого корпуса и
поступает на дальнейшую переработку.
Для первого случая тепловой, баланс i-го корпуса выпарной ус-
тановки без учета потерь характеризуется следующими показате-
лями. Приход теплоты: Dtlimi— греющего пара (/1—энтальпия
«к
пара); ^0^12^— конденсата предыдущих корпусов (12 — эн-
1=2
тальпия конденсата); 5,-_1С»_1/М1П(1-_1)—жидкой фазы (раствора),
поступающей в i-й корпус; GT(,_i) cTiKnn(,_i)—твердой фазы, по-
ступающей в i-й корпус; Ст,гкрР7 — кристаллизации;
Х/’с/ЮО— концентрирования при изменении концентрации раство-
ра от 6j-i до bt.
Расход теплоты: Will№i — вторичного пара; Ог/2,— конденса-
ты
та греющего пара; V £)(_I/2Z —конденсата предыдущих корпусов;
1 = 1
(GT(,_i) + GTi) сДкиш- — твердой фазы, выводимой из аппарата,
•S,-Cf/Kiini — насыщенного раствора, выводимого из аппарата.
Используя уравнения материального баланса и приравняв при-
ход и расход теплоты, получим
£)z(/lrni-Z2z) +
«к
Di-i(I2i_i I2i)-\-Si_l с,/КИП1-|—-j-
ii
“T GT; (ГкрР7 C;iK„nl- GTiKHnZ) Д GT(;-_J) (Ст^ИНПр —1) ст/кип1-) =
= V^(/lBni-c,/Km;).
Отсюда количество воды, выпаренной из i-ro аппарата,
”к
Wi = Di !— f2i- 4- ~ /2<---[_
1 вп I с ^кип i b 1 вп i i
i=--2
bi-\
С‘-^кип(1-1) ~ с«кип i У ]т
+«.-------------п-----7---------------+
1 1 вп i ’ с it кип
CffKI,ll(l -1> ~~ С Аип 1
b1вп I сх^кипi
ИЛИ "к
Wi = D^i + V Di^a'i + S,•_!₽,. + GT Д- Д (65)
i=2
•кип i g г^кип i
+- Ст(<-1)
вп i C i^KKn i
79
/1ГП—/2,- ,.
где а;=------’----------коэффициент испарения; а,=----------—------------
1 вп i с хДип х* 1 вв х CjZKHn I
коэффициент самоиспарения конденсата греющего пара предыду-
щих корпусов; ,4— — — --- --------—------- — коэффициент
1 B11 X ^хАхИП X
./ 1ГЪ\Е1 "Г Губкин i с rtKiln I
самоиспарения раствора; &== -------------------------
\ I 1 вп х‘ сх'^Й|1Х i
самоиспарения раствора за счет изменения энтальпии твердой фазы;
& — -г (^ип/-1--^252-) —коэффициент самоиспарения раствора при
1 вп i ^хАхип х
перетоке твердой фазы.
— коэффициент
Для удобства дальнейших записей приведем уравнение (65) к
виду
(66)
U7, = Dzax + 2 D^a Д- SQb^;,
здесь знак «плюс» при противотоке, «минус» — при прямотоке.
С учетом потерь теплоты в окружающую среду из уравнения
(66) находим:
для 1-го корпуса
u'zi=(A«i + Sub0*i) -W
для 2-го корпуса
W%= (^2a2~h 5(ДЛ2) Лц2>
где D2= — Ej=(Djtij-f-Sobok't) t^nl — Ex.
Подставив значения D2, получим
UZ2=Dj (а1а2Д/т1 Д/т2ф- a2\n2) + S060 Xn2 ф- ЛгЛп2) — Eia2An2.
Аналогично, для 3-го корпуса
М^з=={^заз-|_(^1 + Дг^з + ^о^з]
где D3=\V3 — Е2.
Окончательно
11^3= (aja^lzZjA^Azrg-i- a2a3An2A«3-[- ctja^AzZ] А«3-(-а3Дц3)-|-
4-S(Jb0 [Е (a2a3An1Azz2An34-a3AzZiArt3)4-^2a3Azz2Azz3-|-feAn i] —
— Е] (а2а3Д/г2Дп34-а3Д«3) —Е2а3Дп3.
Для 4-го корпуса
«/4=^4а4+(А + ^2 + Дз)а4+50, где W4=W3~E3.
80
Окончательно
Wi=Dl (ala2a3ai\ti1Xn2^n3Xni-lra2a,),aiSn2^ni\ni-}-a3ai^n3^n4-[-
-^-a1a4^ni^n4-}-a4Sni-}-a1a4a3\nlXniXn5-}-a1a2ailn1^n2^n/l-\-
4- + $i)b0 [&i (а2а3а4Д«4 Дга2Дд3Ага4 -J- а.<<0Л1 \n3\n4 -{-
-J- а4Дя1Дп4-|- a2a\\n-^ti2^n^ + ki (а3а4Дп2 A«3An4 а4Д«2Л/г4)+
-[ -&3а4Д«3Дга44-#4Дп4] —£\(а273а4Длг2У«зУл4+яз’-4А«зУи4-|-а4а2Дп.2Д7г4)—
— E2 (Я3Я4 ДЩ3-^4 ~f- ° —' £'за4ДИ4.
Для i-ro корпуса выпарной установки
Wi = DiXi+Yi, (67)
где коэффициенты X,- и У,-— см. табл. 6.
Во втором случае, т. е. когда твердая фаза выводится из каж-
дого корпуса, тепловой баланс t-ro корпуса выпарной установки
без учета потерь характеризуется следующими показателями.
«к
Приход теплоты: Dil\rui — греющего пара; V£>I_1/2Z_1 -—кон-
1=2
денсата предыдущих корпусов; S^Cot/—исходного раствора;
s.™boi- дерг
G^rlipP7— кристаллизации; 100 —концентрирования при из-
менении концентрации раствора от bOi до bni-
Расход теплоты: Will/— вторичного пара; 0/2,-— конденсата
«к
греющего пара; "У Di_AP2i —конденсата из предыдущего корпуса;
i=2
GTIcT4 — выводимой из аппарата соли; SKiCfti — выводимого из
аппарата насыщенного раствора.
Используя уравнения материального баланса, получим
«к
+ (68)
i = 2
Из уравнения (68) с учетом потерь теплоты найдем:
для 1-го корпуса U^1 = (DIai4-S()/p1 + GTZ?i) Ддр
для 2-го корпуса W2^(D2^2-\-Ал2.
где D2=Wl-E^{D^A^-S/\-\-G^^/)Lnv-E1.
Подставив значение D2 получим
(о’^гА^АЯг-Ь а2Ал2) -l-(^*oi?i-f-^Ti?i) (52A^iAw2)-|-
+ (•$02/2 Т^) У/12 — Ер>.2\П2-
Для 3-го корпуса и'/3=[Л>373-|-(П14-Л)2)аз4-50333-|-Ог333] Дл3,
где D3=\V2 — E2.
81
Расчетная формула коэффициента для корпуса
si X « е х е <1 О + 1J « — =' -Д- « I-L с X- Г 1 ** Л 1 + <z_^ / х - I »«uv H^o9»s. + + ('7-U) ^^п4 Я"т’Х г ЯЦ Х(’ Ъ-1 ч“я) Яил ” *« ~ 1 r„K= (Г„к ,-En^X як—2 X itn„ + un V W‘—^i) + + (S0«lt₽nh + GTnK₽/JK) 1 Лплк
•» с* X 2, * 'Ч* Z-4 е + * 8 + со * * 4г + х; X + + + a 's’ _е 4 ьу щ 5" 1 1 । ч ь £ Ь + + + + J + + ^, 21 -- xr x- ТГ CS в в XX tjJ Z—4 Z-~S v | Щ uT О ^11 + C. СЭ - W -- X , + + 5S +
со Z—' 1 £ f * + х Т + 4- 3 *« £ X <1 £ tq 1 1 < ь ь + к + £ e + + g « CO . CO e ax -75 —. <S 7 + s” 1 < °l и T - £ +
см см < v. СМ е 4* =* 3 >7 см + см е £’ щ 2, 1 j*1 i-f о X to II + CM lx. + X CM 3 /— _* CM aa- СЦ ” £> 1 < x a ii 52. CM s, +
- С* 3 JT о о co II. X + s' s •1 <S s, +
Коэффициент - X £ 2 о cn 5 । 5 cu и s X 2U *—r
82
Окончательно
Ц/3=Di 7.27.3Дп2Лл13-|- я^зД»!Д«з-[- «зД«3) +
Г l‘^oif'14" Ст1?0(я273-^л1^Лг2-^газ_1~азД«1 Д«2)4_('^02/2_ЬСт2/2) а2ДИ2Дп34-
Ч~ (‘^03^3‘Г G г3?з) Azij — El (а2а3Д«2дгаз4-я3Д«3) — Е^.^п*.
Для i-ro корпуса W, определяют по формуле (67).
Тепловая нагрузка i-ro корпуса:
при прямотоке
1^ГВП,•Scji'tj ! т^—5 ~р 777 (~7 7 I (^кши 4ши-1)~Ь
3,6 ( l| 1 Joo \ uq Ь[—I /
. / b'i-i b'i \ p<r^ , (6/-1—ц.
' \ bt / 100 100 I) ’
при противотоке
при параллельном токе
Qi=— [vr,-rBnt-+s0/[со;(/кип/-Л) + Р--— + — (%-е;)]| •
S', 3)6| , вп.Д- 0« рикши Ч . 100т+й/ I 100 К ° Jj
Расход греющего пара
(70)
количество выпаренной воды по корпусам находят по формуле
(67).
Если в прямоточной выпарной установке часть слабого раст-
вора поступает в каждый корпус (для промывки стенок сепара-
тора, выводимой соли и уменьшения расхода греющего пара), то
коэффициент самоиспарения
коэффициент концентрации
83
Параметр растворимости
Тепловая нагрузка
Рис. 49. Схема прямоточной выпарной установки:
Я—выпарной аппарат; /7—подогреватель
84
~bi
»o
(73)
^(i
Рис. 50. Схема противоточной выпарной установки:
И—испаритель; остальные обозначения — см. подпись к рис. 49
Рис. 51. Схема выпарной установки параллельного тока (обозначения см
подпись к рис. 49)
85
Количество выпаренного раствора
Sflbf,
bt
Температуру исходного раствора, подаваемого в i-й корпус вы-
парной установки, определяют в зависимости от схемы подогрева
раствора (рис. 49—51) по приведенному в п. 6 данной главы ал-
горитму. При этом необходимо учитывать, что при параллельной
подпитке поверхность теплообмена увеличивается.
5. Расчет температурного режима работы выпарной установки
В технических заданиях на разработку проектов многокорпус-
ных выпарных установок указывают параметры греюшего пара
первого корпуса и вторичного пара последнего корпуса, началь-
ную и конечную концентрации раствора, производительность по
выпаренной воде или выделившейся соли. Остальные параметры
(концентрацию раствора в корпусах, температурные депрессии,
полезные разности температур, давление, температуру кипения)
определяют при расчете, выполняемом методом последовательных
приближений.
Первоначально определяют общее количество выпаренной во-
ды по всей установке. В первом приближении количество выпарен-
ной воды по корпусам распределяют равномерно. Количество вы-
паренной воды в корпусах без отбора экстрапара
"к
W .общ ‘
W'l =---------ill---- ;
«к
в остальных корпусах 1Г,-=УГ/-|-£,-.
Температура вторичного пара по корпусам установки
/ __t I ^г.п — nk — («к - О
ГВП1-1—‘вшП-----------------------г *•
Ил
Концентрация солей по корпусам при выпаривании растворов
без выделения твердой фазы
При выпаривании многокомпонентных растворов концентрацию
определяют в такой последовательности: сначала находят отноше-
ние количества содержащейся в растворе воды к количеству де-
кристаллизующей части раствора, т. е. Ri= Wn5uii/S0b0-, по тем-
пературе вторичного пара и параметру Rt определяют концентра-
цию некрпсталлизующейся части раствора; зная последнюю, по
86
таблицам или кривым совместной растворимости систем находят
содержание остальных компонентов.
Количество выделившейся соли и поступающего раствора опре-
деляют по зависимостям (58), (60), (62), (63). Так как раствор
переходит из корпуса в корпус, то его конечные концентрации в
первом корпусе Ьг и bt равны начальным концентрациям раство-
ра во втором корпусе (соответственно bi+1 и 6,+i).
Температурную депрессию раствора выбирают по справочным
таблицам по конечным концентрациям раствора в выпарных ап-
паратах. В справочной литературе значения температурной де-
прессии приведены для атмосферного давления. Так как корпуса
установки обычно работают под давлением, отличным от атмос-
ферного, то выполняют перерасчет температурной депрессии. Для
этого можно использовать один из следующих трех методов.
По закону Бабо
(Рн —/’o.V/’H=cons/, (75)
где рп — давление пара чистого растворителя при температуре ки-
пения раствора; ро — давление пара раствора.
По зависимости (75) можно по известной температуре кипения
раствора заданной концентрации при каком-либо давлении опре-
делить температуру кипения его при любом другом давлении.
Эмпирический закон Бабо справедлив только для разбавлен-
ных растворов. Для концентрированных растворов вводят поправ-
ку, найденную В. Н. Стабниковым (табл. 7).
Таблица 7
Давление иал кипящим раствором РВИ*Ю 5, Ла, при отношении р0/Ри Поправка А/, град
0,9 0,8 0,7 0,6 0,5 0.4 0,3
0,134 0,268 0,536 0,600 0,67 0,737 0,86 0,9
0 0,067 0,268 0,47 0,600 0,67 0,737 1,8
0 0 0,134 0,368 0,402 0,469 0,536 2,6
0 0 0 0,201 0,268 0,335 0,402 3,6
Примечание. Если при растворении выделяется теплота, то поправку
берут со знаком плюс, в противном случае — со знаком минус.
По правилу Дюринга (линейность теплотехнических функций)
*2
— const,
(76)
где //—//'— разность температур кипения какой-либо жидкости
при двух произвольно взятых давлениях; —h"— разность тем-
ператур кипения какой-либо другой жидкости при тех же давле-
ниях.
87
В качестве второй жидкости, для которой обычно известны
температуры кипения при различных давлениях, является вода.
По формуле И. А. Тищенко, выведенной из эмбулиоскопиче-
ского закона Рауля и закона Бабо,
016212®^ -(273 + *') .
I
(11)
Формула И. А. Тищенко справедлива только для водных раст-
воров с малой температурной депрессией (до 15 град).
Температура кипения в корпусах выпарной установки
4ип1==4п/-{-г’п- (78)
Температура греющего пара
4nt=4iU-l !•
Далее определяют температуру пленки конденсата греющего
пара и перепад температуры в ней.
Коэффициенты теплоотдачи со стороны пара и раствора при
принудительной и естественной циркуляции, коэффициент тепло-
передачи и скорость циркуляции находят по формулам (50), (54),
(55).
Физико-химические свойства раствора принимают при темпе-
ратуре его кипения.
Гидростатическую депрессию определяют по формуле
2А" ;/ (/гц I ^кип (')
103w,c'ejd 4-2А';/
(79)
Тепловую нагрузку по корпусам рассчитывают по формулам
(69), (70), (73).
Суммарная полезная разность температур многокорпусной вы-
парной установки
«к "к «к-1
^Аюбш 411 < 4пП к 2^ Vni •
i — 1 i = 1 i =• 1
Обычно принимают
Общую полезную разность температур распределяют по кор-
пусам, исходя из равенства поверхностей их нагрева. При этом
условии обеспечивается взаимозаменяемость выпарных аппаратов,
упрощается и удешевляется их изготовление и эксплуатация:
88
Далее составляют таблицу, в которую вносят полученные зна-
чения для всех корпусов и по которой определяют температурный
режим работы выпарной установки.
Так как в техническом задании на проектирование давление
вторичного пара, а следовательно, и температура в последнем
корпусе известны, то расчет температурного режима работы уста-
новки выполняют, начиная с последнего корпуса. При этом тем-
пература кипения/киПЯк=^вПлк+г’/пк: температура греющего пара
^гпЯк=^киппк +'г’глк+ Чяг! температура вторичного пара предпо-
следнего корпуса ^вп(лк—1) ^гп(лк—1)“
После расчета параметров предварительного режима работы
выпарной установки определяют коэффициенты самоиспарения и
испарения X, и У,-, а затем количество выпаренной воды и расход
греющего пара с учетом этих коэффициентов по зависимости (70)
Далее уточняют концентрацию раствора по корпусам и выполняют
расчет второго приближения. При этом рассчитывают депрессии,
коэффициенты теплопередачи, скорости циркуляции, тепловые на-
грузки и полезные разности температур по корпусам для режима
работы, полученного в первом приближении.
По окончании расчетов составляют новый режим работы вы-
парной установки. Точность расчета контролируют по отношению
полученных значений производительностей и параметров работы
установки в первом, втором приближении и т. д. Расхождение не
должно превышать 5%. После получения требуемой точности оп-
ределяют поверхности нагрева корпусов: F\ = Qi/(7CiA/ni); F^ —
= и т. д.
6. Алгоритм теплового расчета многокорпусной выпарной
установки на ЭВМ ЕС-1022
Основные задачи теплового расчета многокорпусной выпарной
установки — установление температурного режима ее работы и оп-
ределение поверхности нагрева выпарных аппаратов. При этом
используют метод приближений: устанавливают режим работы
выпарной установки при равномерном распределении количества
выпаренной воды по корпусам без учета подогрева раствора в по-
догревателях, после чего определяют количество выпаренной воды
с учетом полученного режима, находят температуры нагрева раст-
вора в подогревателях, составляют новый режим и т. д. Расчет
прекращают, если (U7,*—IP.i-)/VV'I*^0,01.
Исходные данные для расчета (табл. 8). Для выполнения рас-
чета необходимы следующие данные:
наименование выпариваемого раствора;
схема выпарной установки—-признак Р4;
наличие подогревателей — признак Р9;
число корпусов установки, шт. — /гк;
производительность выпарной установки по исходному расгво-
РУ. кг/ч — Sc;
89
Таблица 3
Pt j P9 j Рю I«К
So 1 >o 1 bv bo' । bK' Ьв 1 гкр
1 1 1 1 1 1
^rni 1 ^ВППК 1 to 1 бет Лет 1 d
1 1 1 1 1 1
^rn 1 Ст j Ct 1 N Mc Т 1 ®
1 1 1 1 1 1
Pl(l) Pi(2) 1 P1(3) Pi (4) 1 Р>(5)
'III
p2(l) P2(2) 1 p2(3) Рз(4) 1 Р2(5)
Illi
Ped) Рз(2) 1 Ps(3) Рз(4) 1 Рз<5)
Illi
p5(l) Ps(2) 1 P5(3) Рз(4) 1 Рз(5)
Illi
Ped) Po(2) 1 Pe(3) Pe(4) 1 Ре (5)
Illi
P7(l) P7(2) 1 P7(3) Р7(4) 1 Р7(5)
Illi
Ped) P8(2) 1 P8(3) Рз(4) 1 Р8(б)
Illi
Azi| An2 1 An3 Дп4 Лл5
Illi
Pti Pt2 1 Ртз Рт4 1 Рт5
Illi
E, e2 1 E3 Е< 1 Е5
Illi
2Si — “>2 1 1
Illi
Ai A2 1 A3 Д4 1 Аз
1 1 1 1
/71 I /72 | /73 | /71 | 775 1 /76 I /77 1 /78 | 779 | /710 | 7711
1 1 1 1 1 1 1 1 1 1
fi f2 1 h К 1 /з
90
концентрация раствора, % — bo, Ьк, Ьо', Ьк;
Ь0'—Ьк' и bi'=0 при Р5 = 0;
теплота кристаллизации, кДж/кг — гкр;
температура, °C—/гп1, /В11Як, t0,
размеры греющих трубок, м — I, d, 6ГТ;
коэффициент теплопроводности материала греющей трубки,
Бт/(м-К) — лгт;
плотность твердой фазы, кг/м3 — qt;
теплоемкость твердой фазы, кДж/(кг-град);
число молекул кристаллизационной воды — N;
молекулярная масса соли — Л4Г(Л1С=1 при Ps=0);
отношение твердой и жидкой фаз в выводимой суспензии — т
(т = 0,7... 1,5 при Р4=1; т=0 при Ps=0);
скорость движения раствора по греющим трубкам, м/с — wp
(cip=2,0...2,5 при ^2=1);
метод определения температурной депрессии — признак Pi(t);
тип выпарного аппарата — признак Pi(i),
теплота испарения конденсата — признак Рз(1)\
характер процесса выпаривания — признак Ps(i)',
теплота концентрирования — признак P6(t);
теплота кристаллизации — признак Pv(i);
экстрапар — признак :
потери теплоты в окружающую среду —Дл/,
массовая доля твердой фазы в циркулирующей суспензии —
Ртг>
сумма приведенных к скорости в греющих трубках местных
сопротивлений циркуляционного контура выпарного аппарата —
для Р2 = 0; обычно ££ = 2...4;
перепад температур в подогревателях между конечной темпе-
ратурой конденсата и начальной температурой исходного раство-
ра, град — Д,- (обычно Д; = 5.. 10 град);
номер используемого подогревателя Ш (см. рис. 49—51); обо-
значение в алгоритме Ш=0 — отсутствие подогревателя в сис-
теме,
физико-химические свойства растворов — ц,- сг-, о.-, и,,- В,
bi. Ь/, б, (табл. П1—П7);
отношение количества исходного раствора, подаваемого в i-й
корпус к общему количеству исходного раствора—/,).
Алгоритм.
1. Если Р4=0 или Р4 = 2, то
£>о (1 Ч- т) \ /1 _ ISTVXl
Ьн 4- 100t / \ -Нс /]
2. Если Р4= 1, то
К1
^о6щ=50
91
"к
общ — £' i
3. W' =------------—------; f=l,...,nK.
пк
4. + r=l,...,nK.
r- . , . Kn i Ли, n,. (/!K — 1)
^bh(<—i) ^biu" H f- 1,0; i — nK,...,2.
nK
6. DbI = 1; i=2,..., nK.
4 = 1
«к-
7. Если P4 = 0, то начало k"= 1
8. Если P5(t) =0, то начало
Конец P5(i) =0.
9. Если P5(i) = \, то начало
10. По табл. П1:
—1-я итерация
4КИ1| i — 2-я и более
итераций
По табл. П2:
_ у (р *вп i — 1 -я итерация
\ кнп i — 2-я и более итерации
Конец Р5 (1) = 1.
11, Если P5(i) =2, то по табл. П7
fBn t — 1-я итерация
ъ-«и1—2-я и более итераций,
Конец Р4 = 0.
12 Если Р4=1, то начало.
13. Если P5(i)=2, то по табл. П7
__у /4Вп1— 1-я итерация
” VkhiiI—2-я и более
Конец Р4= 1,0.
итераций
92
14. Если Р^=2, то начало.
15. Если P5(i)—0, то
16. Если P5(i) = l, то начало
итераций,
По табл. П1:
/вп1--—1-я итерация
/Кип i — 2-я и более
По табл. П2:
b\=f (Ri,
tmi—1-я итерация
/КИ1| i — 2-я и более
итерации
17. Если Р5(г)=2, то по табл. П7
__уЛвп/—1-я итерация \
Н Vh-wii — 2-я и более итераций/
Конец Р4=2.
18. бвп,- = /(ZBm) ; Рвпг — f (Кй) •
19. Если Pi(i)=0, то по табл. П4: vti=f(bi> Кт) •
Конец Pi (t) =0.
20. Если Р1(г) = 1, то начало. По табл. ПЗ:
®„=0,016212-^ (273 +^"“г)-
Конец Pi (i) = 1.
21. /кип | = /вп
22. По табл. П6: v, = /(/Klin,-, ft,.); л,-=/(/кип/, b,); c~f(tKwli, ft,);
23. Если Р%(1)=0, то: цв? 7(/кипг)-
24. /гП1==/вп(г—1) 1>0.
25. Ггп г = /(/гп г)
26. Если Рп=1, то Kit vri— исходные данные.
Конец Рц = 1.
27. Если Рц = 0, то начало.
28. Если Р5#=0, то
G=cpi(i-?Ti)+cT?ri; Qi=QPi/[i — [1 — ?т,(1 •
Конец Р5(') ¥=0.
29. Если Р5О) =0, то
Qi' —0р7*
Конец Р5(/)=0.
93
30. al=rBnlQml/(c'iQ'lY, П1=1,3/(а^5.
Если и,>2,5, то принять «, = 2,5.
31. Если 1-я итерация, то qt— 17,5 кВт/м2. Если 2-я итерация,
то qi=Q,l!
32- /,|Л,-=0,25 f3/rn;+^Hn,.+^-—'j .
\ ';ст /
33. д/пл;=о,5(/ГП1-гКИП1.-?4«к
\ Аст /
ЕСЛИ Д/пчг^О, ТО Д/пл г — Д^пл(г—1)
34. По табл. П5: £г=/(ГплД ctlf=2,041,7 Гг|''103 1
\ * *^пл i i
35. Если P2(i) = 1, то начало
п ' f \°>в
Иег =--------------------------------- ;
\ vi )
0,023л,-Re. fc;v,o 10^ \о,4
а2, =------------ -2- .
d \ h J
36. Если Ps(i) =0, то aci = oi2i Конец P5(i)=0.
37. Если то начало
Г. = [11,3\,- - 873?/ + 170,63? , - 0,256] 104;
^(еХ)0’42)-
Конец P5(q#=0. Конец P2(i) = l.
oS Если Р2(0 =0, то начало
он = 191,3 (а,)0-89 [(—Y’°8 (—lin \ ),535;
\ d ]\ d J \ v,rBn /Овп i * 10® /
х'4=0,2/(а(.)°.45; х4=0,8x4=0,16/(а)г45;
Конец Р2 (г) =0.
4^1, ^СТ Ис/
Конец Р11 = 0.
Ц4
40. ®rZ=
21К j (Ли I — Лхип i)
+2lKi
«к «к як "к
=2 v‘ ‘2 ’+2 г'и‘'
i-1 i-1 i-1 i-2
общ Ani ^вплк
41. Если 1-я итерация, то
1= \,...,пк.
Q,
И^х'Снп I .
3,6 ’
42. Если 2-я и более итераций, то при Р4 —0
Конец Р4=0.
При /54=1
Q,=~ [V/‘r-' + S°iC<* ^ип; - А') 4- (0о- 6-)+СтгкрР7] ;
nK.
Конец Тэ4= 1.
При Р4—2
Qi = |^/гвпх + $0^0 I
3,Ь I I
Cp(i+1) 1 Ст / _^0
bi+1 '100 \ ьо
°i + l /Л
+(1“-
\ Cj+1
Конец —2.
। (К+1-к)
bi / 100 100
flK
^QilK-:, г=
i = nK,..., 1.
95
i Си^побщ I I Ki у . I, I—1,...,7ZK.
I \ Ki I
I \ /“1 /
А<ип< ^ВП| ^ГП< — ^Kiini 4~ ^ni ®ri’ ^вп(»‘—1)==^гп« “Ь^п/»
Z — 1,..., ZZK.
43- /iral=/(U /1т,=/(/Вп,-); ^rn!=f(truiy,
''вп i f (^bii i )» ' 1,.... ZZK.
ai~(^rni ^2rn,-)/(/1,^, cpzAamf)> Z= 1,..., ZZK.
45. Если P3(i)=0, to a/=0. Если P3(t)y=0, то начало
a; = —2r^1-/2f11-' ; z=l,...,zzK.
И rn t Cp/ZKWI j
Конец Pb(i) =7^=0.
4G. Если P4 = 0, то начало
RR=P6(z)(6,._1 -e,.); Z= i,..., zzK.
Если P6(i)=0, то PP=/=0. Если Pe(i)^0, to PP^=0;
Конец P6(z) =#0.
47 По табл. П6: co=f(feo; /о); Ct=f(bi-, ti).
48. Если 1-я итерация, то ti'=to и РР1=со^о-
49. Если 2-я и более итераций, то РР1 =с4_[/кип г-ь
й ср/^кип< — PPI + RR
j. z=2 ------------------------------------- *
П вп / бр ;£кип i
, Р6(Г)Ь0
Ср <^кИп i — C()t; + —- (60 — 6;)
1 ии . ч
Т=------------ _ -------------; z= 1,..., пк.
1 JBn I Lp /*КИП I
Конец Р4 = 0.
50. Если Р4=1, то начало
^=p6W^(6o-M; г=Е...,пк.
Если P6(t)=0, то РР = 0. Если P6(z)=/=0, то 0о=/(^о); 6i=/(bj).
Конец P£(z) 5^0.
51. По табл. П6: c0=f(b0, to) •
52. Если 1-я итерация, то ti' = t0’, RR\ — coto. Если 2-я и более
итераций, то RRl=cotj'.
„ Ср iZKlln i — RR\ + RR .
53. B; =----------------------- ; z=l,...,/2K.
11 вп i Ср Z^khb i
Конец P6((‘) #=0.
Конец P4-=l.
96
54. Если Р^=2, то начало
W=P6 & (б‘+1 ~ i= 1’”” п-‘
1 ии
Если P6(i)=0, то RR=0. Если Рб(0¥=0. то 6i=f(fe,); Oi+t=f(bi+i).
Конец P6(t) #=0.
55. По табл. П6: с0=/(Ь0; /о); ci+i = f(bi+i\ ti').
56. Если 1-я итерация, то RRl=coto. Если 2-я и более итера-
ций, ТО RR1 =Ср((+1)^киП(г+1)-
г-7 ч срАш1« — RR1 + RR 1
57. 3; = —-------— -------, I—
< 1 ин I ср /*кип i
Конец Р4 = 2.
58. Если Z’s(i) =0, то р/ = 0.
59. Если P5(t)¥=0, то
, Ст^кнп Z “ Ср/^кип г 4“ ^?Скр , ,
=--------------------------; i = I,•• , пк.
* 1 вп I — с р г кип i
Конец Рр=#0.
60. Если P5(t)=0, то pf" = O.
61. Если Ps(i) ¥=0 и Р4=0, то начало
о" С-г (Кип i — ^кипО-П . . .
Oj — , I/ - 1р.«, /Рц-
711Ш1 СрАсии/
Конец Р4=0.
Если Р4=Е то р"=0. Конец Р4=1.
Если Р4=2, то начало
__ сг (Кип i ’ Кип / +1)
11 вп i Ср /Кип i
Конец Р4=2.
Конец Pj(i) =/=0.
62. Если Р8(0 = 1> то начало.
63. Если Р4 = 0, то начало при 1-й итерации Ej = 0; //=0.
При 2-й и более итераций — расчет подогревателей (поз. 87)
Конец Р4=0.
64. Если Р4=1, то начало: 6H<=/(^Kimi); по табл. П6: Coi—f(bHi,
6>пп i) •
т‘ [ J8W \ / ЬИк + 100т , \
11 —------ -------------— 1 — т
к Л4С Д /
с г' ( ^н| + Ю0т\ ._____________.
•Joi — Gri I 7~ I’ 1—*’•••» пк‘
\ м J
Е _ 5О.со, (^п, -^вг1(,-+1) . z= J 5 йк
f вп i
Конец Р4= 1.
97
G6. Если Р4=2, то начало.
Если P;.(i) =0, то
[‘-h/'iZr+D 7 (Ами’" 'AamO+l) А,)1 , /=1,...,ИК.
гвп i L ®i+l J
Конец Pj (i) =0.
67. Если P5=l, то
г? __ I с „ { ______^0 \ ( Ь®___(1 _________1 д у
I‘^(r'pG +1) I > 1лл1\ L L J Ивп/ 4Кип(/+1)
Gm i L \*/+1 100/ \ Яд Ь[ 4-1 /
Конец Р?,(1) = 1. Конец Р4=2. Конец Р8=1.
68. Если Р8 = 0, то Ef — исходные данные. Конец Р8=0.
69. Если Р4=0, то начало.
70. Если P5(i)=0, то i=!,..., nK.
Конец Р5(<) =0.
71. Если P5(j) = l, то
, fiz; . , ...
bo
Конец Ps(i) = 1. Конец P4=0.
72. Если P4=2, to начало.
73. Если P5(i) =0, то
Конец P5(t) =0.
74. Если P5(i) = h to
, ?i ₽; (ь'1+1 b' \ ₽; / ь'о ь\+х \
k;=------1----|----------4-------------------I i t=
6l + 1 ' 100 \ i; + 1 bt ' 100 \ «о *i+l /
Конец Рб(«) = 1- Конец P4=2.
75. Если P4 = 0 или P4=2, to начало.
76. Если Ps(t)=/=2, то при nK=l: Xi=aiA«i; t/i=i—So&ofe/Az?!.
Конец nv = 1.
При 7?k=2
л2=а1аЛп1 Дп2+Рюа2Дл21
у^~ — Syba (Л;а2Д/г1Лп2+— Pi«2An2-
Конец =2.
При «к=3
х3=а1а2а3Дп1Д/г2ДПз4-а2азДл2Алз+а1азДл1Длз+Р10азДлз;
98
Ц3= —(<Х2®3Д^1Дл2Дл l4" «3Дл1 Длз) '*' k^L^Xtl'^ll^ -}- Л3Д/?з]
— fj (а2а3Дп2Апз+а3Дп3) — Е2а31п3.
Конец нв=3.
При пк=4
х4=а1а2а3а4Дл1Дп2Дп3Дп4 4- а2а3а4Дл2ДлзДл4 4~ а'3а4\п31п4~[-
—|— сц<х4Д/г 3Дп4—]— Р 4дИ4Д/14 —j- ctjCtjCtg ДД|Дл4Дл.3—(• cZj(12g4 Д/цЛл2Д//4—|—
4-а'а4ДЛ1Дп4.
у4 = —*Sq^q (<х2<13(24Д/£| Дл2Д zz3 A/z4 4~ л3л4Дл1 \п3^п4 4~ а4Д«! Л//4 |
4- а2а4Дп1Д/г2Дп4)+ k'2 (а3а4Дя2Дп3Ал44-а4Д«2Дл4)4' ^3и4ДлзДл4 4“
+ ^Д«41 — f 1 (а2а3а4Дп2д«зДл4+аза4ДлзДл4+а4Дл4+а4а2Дл2Дл4) —
— Е2 (а3а4кп3&п4+а4д «л) — £3а4Д/г4.
Конец п1: = 4.
При л,, = 5
л’3=-=сцс12^зл4л5Дл1 Дл2 Длз Дл4 Дл5Ч~л2лзл4О3 A^Zj Д^£3Д^£4 ДЛ54~^4оС4Дл54_
-|- сцсцс^а'Д/Zj Дп3Дп4Ди5 + а1а'а2а5Дл1 Дл2Дл4Дл5+а2а4а5Дп2^«4А«5 “Ь
4- aja2a3a' i\nx Дл2Дп3Дп54- ^3а5^п3^п5-\- а2а3а'Дп,Дп3Дп5 4-
-\-а1а'3а'5^п1^п3^п5-\-а'3а4а5^.п3^п4^п5-\га'4а5^п4\п5~\-а'2а'5^п2^п5-]-
4- а1а5а4Дл1 Дл5Дя4 4- сца^Д пх Д п5;
у5= —SQb0 [£j (а2аза4а5Дп1Дп2ДпзДп4Дп54-а2а4а5^Л1^п2^Л4Дл5+
4-а'а4а5Дп1Дп3Дп4Дп54-аза5^«1ДлзДл5+а5Ал5Дл1+а2а5Дл1Ап2Лл5+
—j— Ct4Cl3Д। Д/Z4Д/Z3 tt2Ct3CtgAД/Z2Д/13Д/25) ~|— k2 {pt^t4p>^\Tl2^Fi3^lt4\tl^ I
-]-а4а5Дп2Дп4Дп54-а3а'Дп2Дп3Дп5+а5Д«2Дп5) 4-^3(«4л5ДлзДл4 Длб+
4- а' Дп3Дп5) 4- ^а5Дп4Дп54- £'Дп5] — Е1 (а2а3а4а5Хп2Хп3^п41Пг, 4*
4- а2а'а5 Д/г2 Дл4Дп5 4- а'а4а5Дл 3 Дл4 Дл5 4- а^а'Д л3Дл5 4- а' Хп5 4-
4-а2а5Дп2Дп54-а'а5Дп4Дп54-а2аза5Дл2ДлзДл5) ~Е2 (аз«4а5ДлзДл4Дл5+
4-а4а5Дл4Д7г5-г-а3а5ДИзДл5+а'Дп5)—£,3(а4а5Дп4Дп54-а5Дп5)—£4а5Дл5).
Конец як—5. Конец Р4=0, Р4=2 и P5(i)#=2.
77. Если Р4=1 и 7Э5(0=2> то начало при пк=1:
x^a^rti, ух=— (501?14-О1?1)Дп1.
Конец n„=l.
78. При «к=2
л2=сцаоД «, Дп2 4- Р1(|а2 Д/г2;
t/2— —(*^01?1 + ^Т1?1) а2Дл1 Дл2 — (*502?24- От2/2) Дл2 /?1а2Дл2'
Конец цк=2.
99
101
•5V_—eue^=e“j •O==EV ‘°;=Eua; ox ‘°7>f,a;
-Bj=dEj эьвни ?Q= [ \jj ndii o=d63 ox ‘g=Hu hlw.j
Ej=d£j эьвни *o=dej ox ‘0=9// uxotj
\Х7ЪС7+г/й + 1Л1==гМ1 эьвни ‘0=г'ЛА ox ‘0=9// ВД3
•g—«г/ HoHo\j
0^0^ lua_/
iuuj <7 ? / ’ Av — —Iua;) °3°s
[z"“;dz7 + (’"^ — iujj) '”<7 + 'ztt| Z8I‘t 4-
Z"aj
!------------------= z7
(sv— °; — г™;) “□‘’j
ov_Zv + ^_
— r,a^—ina^ ;Zy—гиа^=г™^ ;д = г^ ;°у=ги“^ ox ‘°/^>гия7 иь’ЭЗ
zj=cizj эьвни !q= \\И и du 0= dz3 ox ‘S = !!?/ niroq
•3g=dzj эьвни *.Q = dzj ox ‘0=^11 иеэд
/(7+Izn=/lZtt эьвни ;0=7Л1 ox ‘0 = g// их-эа
•l = 3IW H?HO)i
030o Iu«y
_____________________Li7 = i7 ‘------------------= ,7
l">d'a/8rt4- i,,ajdig “ 1 р7_1?_1и«^оэо5
°зОс
‘ ____________________- Д- о? ==3 17 ‘ IV7 — O7 — lua7 == lira*
(’"j? —IUJ;) ^czzs! 4
’j=dIj эьвни -0= 11£Z 11С1Ц 0= d’J °x ‘l=Hw ив-эн
IC7=d,C7 эьвни“о=5// Hdii 0 =
=dI(7 -lJ = dIJ эьвни ‘o = [// ndu 0=dIJ :о1гвьвн ox ‘[ = (j)3j нгэд
•0=(.!)8d ^HO>1
•ЭНППВИ
ЭНН1ГОХЭИ — ox ‘0=(?)8d И1ГЭ2 ои-вьвн ox ‘o = *d иь-эд /g
I =otj ПЭНО>1
fdlH J
’ (>“; - EU<9) („,<7 - „a — ,a - 'a) zsi ‘t-
gllHj
(Ea“; — S"8^)(„a — ;(7 — ’(7)Z81‘t
Z"« J I“«y
• (zu“7 —i'ia?)(,(7 — 1(7)zsi‘fr ’ (Iua;— IUJ;) ’(77814
OITBhBH ox *J=OIj И1ГЭЭ <)8
0 = я</ пэноМ
0=7//,(7=///(7=//(7=/(7 ox ‘0=0lJ nrayj ’98
:';v'By = '^ -^9
•’’W..[=? :'/’ + '>''<7 = '^l ‘vKd—m9Ozn) = ,(7 ’£8
001
!r^=3 ‘’^=v -?g
л« л«
'[ = *</ Пэно'Я g = (?)SJ ПэноЯ ’g = :iw Пано}!
‘-USj^g — (-V^o - -UXlHX5ox'o) ez/ — (swv4 4
4 S7/VSWV®KeZ) -|- SW\7,’W\7Sk4 -|- VSK{’KEe) ZZ[ — ^V^U^U^O^O 4
4 ^и^и\^о\о 4- sv\zu^sozo 4 SW v% 4 5u^u V^o^o 4 su\:t"u^eiiX7svt'o^ -|~
43У V^/V7y У34кги 4 s?/v!’wvEwVz?/VSk1'kEcZc) }3f — SWV (^D 4 s£s0S‘) —
—swvl'wvM!f-]l'J'D4l4wS’) — (3у?еу?3» -^-u\fu\£-uxQ-oto') (^E1r>4e3E0S’) —
—(swvzw\7^o-|-37/\7Еи\7г7/\7'Кек45у V^WV^V3^ 4Sw V^y VEyV‘WVScf’KEc) X
X (^zlf?4_zd4_zos) —(f,wvEwvZwvI^v!cEcZiD+swvf’wvIwvSKf’c +
-|-SWVZ7/VIWV^Z'C 4 -uxxu\s,n 4?wvEwvIwvs’A-|-s7/vtwVEwvTwvSEf’c!c 4
4swvf’yvzyvIyvSK^zz>4syvl'yvEyvzyvIyvSsf’z'EKZiD)(^I1o4_Id,nS')—=3^
'.-И^х11^охо-\-5и^^\1и^с^охо-[-
-1- sw vzwv3z>zz> -|- swv{'WV°Btx) 45У7*У VEy Vs®*®!» -|-SWVEWVI7/V^»E»1» 4
4 sT/VEwvZwV^nEn^n4 sw Vewv!»e»4 sw?Ew V^v1 wv^»Enz»In4
4 swvf’77vzwvIwvs»^»z»1» 4 Swvl'wvZwvSn!D^»+swvt'wvEwvlwvE»e»f’»1» 4
4 3^7^»01(У 4 S7/Vf’wvEwvs«V5»f’»Enz» 4 s^vl'wvEwvzw v1 w Vs»l'»e»z»1»=sx
д = «м ndjj 18
•^==«u Пано)!
#йе2/—(i'?/v!n4l,?/vE?/vl'nEn)z2/—(f’wv!»4f’7/vzyvz»!»41''wvPwv’’»!»4
41 wvEw vzwvf’»E»z») v 4 ^WS) — *'и?с'У\’,’п (egelO 4 Ecz0S’' —
— (f’wvzwv^»4f’7/vEyvEyvf’»En) (^zlo4£s0S') — (,,wvzyvlyv!»z»4
4’’yvIwv!“4f’7/v''yvIyvt»!»4i’7/vEwvzyvIwvf’»E»z»)(IsIJ'o 4I3TOs)— =f,/’
‘.{’WVZW V tD^n + Vzy V xv\i,’Dz’Dl’D 4 vEy V1 wvEnf’D1D+V1 и V*’»1» 4
4 f’»vEwvf’»E» 4 ’’y v!«°’c/4x ЕУ V7w Vl'»E»^» 4 ’’У Vе У Vzy V :y v’’nE»z»1»=
^=^11 ndLi -0У
•g= lu пано>[
ewyzT3zg — (EwvEo 4еу Vzy VEnrn) xg — eu\ +E3f ’S’) — zv\zvVе» X
X C^o+^'S1^ — (^'уг’уг!»4syv^v’wv8»2») (4 ilq4~— efi
4 Ey v ’y v!»17i 4Ey vzy vE»>» 4 E?/vzy v ln vEnz»T»=Ex
8=^ Hdu ’6Z
f___1 | “ЗрЛшЗ - 4, 187 (^12^в.,2 + £3ptB1|3)
з—r0-i ;
SoCO
$осо (fBu2 — 4
C2=------------------------------ ;
' B1I2
/ / I £2гвп2 .
•8qc0
' 4,187£>1P (irnl — /гп1)
z2 = t3 H----------------------------
•\)C0
Г-. __ ^oco (1 — /з) (fBBl — 4 — -^1)
Cj = ----------------------------------
^Bnl
Elr Hni
•VoU — /з)
£ = t2=t2 -]-
Конец /.'к=3.
Если /77 = 0, то W"i23=0; иначе
uz;23= Wi + V72+IT3+D’ + D" 4- D'".
Если /78=0, то £4p=0; иначе £4р=£4.
Если «к=4, то £4p =0 при /711=0; иначе £4р = £4.
ЕСЛИ ^вп4*\^01 ТО /Вп4==^0’ -^4 —
/вп4 —/Вп4 4 ^4»
/виз=/Впз /B.i4 “h А4 — Д3;
Квп4 ^0 • А4) .
. £4Ргвп4 - -1.187 (1Г123 /вп3 + £4р /вп4)
м—го“| z-----------------;
•^осо
Ел— 5°С|) (^вп3~^~ Аз) . । £з'~,„13.
Gmi3 ^0^0
Е2 = 5°С° (*вп2 ~ ^4 — Л2) ( I — /4) e t' =t' \ £2^2 .
/’вп2 (1 — /4)
. 4,187D1P (/гп1 -/г1,1) 80с0(1 — /з—/4) рвв1 — 4—А])
71 — 7з Н---; с 1 --------------------------------------------;
soco(l — /з — /4) 7В„1
4=/;= /; д-------fed-------.
•$0^(1 — /з— Л)
Конец /<1:=4,
Если /79=0, то £5р = 0; иначе £5p=£s.
Если/710=0, то U7'234=0; иначе ^1234= 1^1 +^2 + ^3+ ^4+^'+
4-£),, + D'".
102
gCJ1Ii zzK=5, то £5p=0 при /711=0; иначе E5p =E5.
ЕСЛИ ^вп5<С^0’ TO Ami5 — ^0» ^5
^вп5r= ^вп5 ^0 “ ^5’ 7Вп4 == ^вп4 ^в»5 ~Ь *\> ^4’
77 0 (^вп5 — -^5 ^о)
^5— ’
^*вп5
__. । £5ргвп5 4-4,187 [tT1234Z„„4 + £5/r„5] _
^ОСО (^Bll4 -^4 ^5)
с4=------------------------;
^вп4
S0c0(ZBtl3—Д3 — <5)(1— /5)
£3—
г впЗ
*$0С0 (^вп2 — ^2 ^4) (1 — /4 — /б)
^вп2
/___± I Т?4 Гвп4 е
5“ 5 * * 8 ' Sr ’
°осо
i j* 1 7?з/"впЗ
г 4 — 5 । ' >
' Soco(l—/5)
/ 7 1 Т?2^впЗ
13 = 1л Ч---------------------
50с0(1-/з-/4-/5)
4.187Р1р(/гп1-4п1) .
3 5ОСО(1 —/з— /4“ /5)
•$осо (1 /з f A fs) (^вп! -^1 ^2)
г вп!
1 —42— 2 3 * I С 7\ 7 7 ТС •
^осо (1 — f 3—f 4—fs)
Конец Р4=0. Конец Ре (i) = 1-
88. Если ^4=1, то начало £>ip=0 при 771=0; иначе Dlp=Di.
8е*. Если пк=1. то £ip=0 при /76=0; иначе £lp=£i.
Если /77=0, то £ip=0; иначе £1р=£1.
Если /вп1<0, то /вп1=/0; Ai = 0; 4,1 = /вп1-/0—At;
/1=А)4-------(Р\рг Bill 4“4,187 [£1р/вп1-|-/Л (/ml — 4nl)]}.
S{jco
Конец пк= 1.
90. Если «к=2, то Ц71/=0 при /75=0; иначе И710/= W^D'.
/-2р = 0 при /76 = 0; иначе E^—Ei-
/ 2р=0 при £7=0; иначе £2Р=£2-
ЕСЛИ /ап^С/о» "40 /вп = /о, ^2~=^i /ви2==/вп2 ^0 ^2*
Л>п1=/в„1 /вп2 + ^2 — -^1:
/2=/о4“ 7— [Ргр^впгЧ^Лв/ (Р'гр/виг-!-U^i/bui)] ;
__,' । 4,187£>ip (/Гц1 ^Гп1)
103
КОНСЦ Лк = 2.
91. Если /72 = 0, то £2р=0; иначе £2р=£2.
92. Есчи пк=3, то U7j2=0 при /75=0; иначе U7'2=U7i +^2
4-£)' + D".
£3р = 0 при /76=0; иначе £зР=£з-
£г„=0 при /77 = 0; иначе £3р=£з-
ЕСЛИ /впЗ^/о’ Т0 /впЗ=£; -\з=0; /Вц3 = /вп3 А) Кз! /вп2 = /ви2 —
— ^пизЧ -^з—/з=/о+-5“—[£з₽гвпз+4,187(£зр/ввз + ^12/В112)] ;
*^0С0
/' /’_1_ £зрГвп3 . /' / । ^2Tb1i2. ' . 4,187DiP (<Гп1 — <ГП1)
*3= ГзН-------, /2= Гз+ —----, ti= ГгН--------—---------•
*^0С0 *^о2со *^01^0
Конец лк = 3.
93. Если /73 = 0, то £3р=0; иначе £3р=£3.
94. Если пк=4, то Й7123=О при 775=0; иначе U7123=U714-U72+
+ U73+D' + D"+D'”.
*"4р=0 при /76 = 0; иначе £4р=£4.
£4р=0 при /77=0; иначе £4р=£4.
Если /вп4</0. то /вп4=/0: А4 = 0;
/4
^вп4 ^Вп4 4 ^4j ^впЗ--^впЗ ^вп4 ~Г ^4
/4 = /0 -- [^4РГнп44“4,187 (£4Р/В114-Ь 12з/вв3)] ;
soco
iGhiI. j.' / 1 ^З^нпЗ. /'_____/' | 7?2Твп2 .
---- ОЗ = Г4 + — , f2—Гз+ ,
^o3cO---------------------^02c0
4,187£>ip (rrni — ^rni)
^olco
So4c0
Конец /.’к=4.
95. Если /74 = 0, то £4р=0; иначе £4р=£4.
96. Если пк
= 5, то V7j234=0 при /75=0; иначе UZi234=UZ1-|
£5р=0 при /76=0; иначе £5P=£g.
£бр =0 при /77=0; иначе £5р=£5.
Если /вп5</0. то /в1,5=/0; Д5=0;
/Вп5 = /вп5 ^0 ^5’ ^ви4 = /Вп4 /вп5 “Ь ^5 — А4!
/5 — ^о + “7-Г^5Ргвпб+4,187 (£5р/вп5-|- ^/12з4^вп4)];
*^осо
/4= /з-]-
7^4 твп4
Sq4co4
/___7?зГштЗ
3—r4-p------- ; /2=/3_]__-------- .
°о2С03 йо2Со2
104
z / I 4,187D]P (trni *rni)
71= Z2 H--------------------
*01^01
Конец /?ц=5. Конец P4=l.
9". Если P4=2, to начало £>lp = 0 при /71 = 0; иначе
^lp=^l; *Irn=(7rnl Ent \).
Eip=0 при 772=0 иначе Eip = E}
98. Если nK=l, то £lp=0 при 7711 = 0; иначе E'ip=El.
Если /вп1</0, то 7вп/ = 0; Aj=O;
7ви—7ВП /0 Ajj ti — /0 — [ДргВЛ1 + 4.187 (£1Р/ВП1-|-791р7г,|)].
^осо
Конец лк= 1.
99. Если 773=0, то !Е/ = 0; иначе Wl'=Wl-j-D'.
Если 774=0, то £2р = 0; иначе Е2р=Е2.
100. Если nk=2, то £2р=0 при /711 = 0; иначе £2р=£2.
7вп2—7в„2 7о А2; 7Вп1 = /в1[] —7вп2-{-А2 — Aj;
^2=7о+— - [f2prBti2 + 4,187
\fo
t __t I £]ГВ11| i-4,187 [D (Zri,i — /BII1—Д])]
'I -* i-i.ttO “1------------------------------
Конец nK=2.
101. Если 775 = 0, то 11712=0; иначе Wn-=W^W2-\-D'EE.
.ели 776 = 0, то £3p=0; иначе £3p = £3.
102. Если ок=3, to £3p=0 при /711 = 0; иначе £3p=£3.
Если /вп3</0, to /впз=/о> дз= 0;
/впз = /впз=4) A3; 7b112 = /bii2 — /в11з~|- A3 — Д2;
7з = /о_Ь-^ [^ЗрГвпЗ-Е 4,187 (£зр/впз4- W 12/вп2)];
Z__/ I ^2гви2
*2—tкипз H 7------------;--------—- ;
1 1 ( ло M
0 °C° L*3 100 \ bB b2 /
|_ Т^1,'вп2 4" 4,187 [£)jp (Zrili — ^Bni—-4)]
Г 1 . ’ / 6,1 Ml
Д(А)с2 , E . I II
b2 100 \ be b2 ' J
Конец «к=3.
—Зак 133
105
103. Если /77 =0, то 117123=0; иначе 11Л12з — ^3~F
+ П' + /У'+П'".
Если /78 = 0, то £4р = О; иначе £4р=£4.
104. Если як=4, то £4р=0 при /711 = 0; иначе £4р=£4.
Если /В1,4</0. то £„4=/о; \=0;
/»п4—7вп4 /q Д4, /впз — 7В113 /вп4~]—Д4 Д3,
/4=£-|-—------- [£4ргвп44~ 4,187 (£4I/Bn4_h W 12з£пз)];
Дос0
/__j । ______________^З^впЗ_______
3--Мкип4 I г- , ,
J___, 1 / Ь0 °4
Ас4К 100 \ ье ~ ь4
^2 — ^кипЗ Н"
^2^вп2
., Г(А
“ Л [ *з юо V ье ьл I
71 = 7кип24
£1ГВВ1 + 4,187D1P (<гв1 — /в„1 — Д|)
^о^0с2
1 1
Ь2 + 100
/ _^о
\ Ьй
62
^2
Конец лк=4.
105. Если /79=0, то 1^1234 — 0; иначе Wzi234= ^з4~
+ l^4+D' + 1У' + D"' + D"".
Если /710 = 0, то £sp=O; иначе £5Р=£3.
106. Если пк=5, то £4Р=0 при /711 = 0; иначе £4р=£4.
Если /вп5<4, то A,n5=zo; Дй=0;
7вп5—7вп5 7q Д5, /вм4 £п4 ^впз|^5 ^4’
75 = 4_Ь"7------ [Е5ргвп5“Ь 187 (£5р/вп5-|- !
$0с0
^4—7кип5 +
^4о/гвп4
•$о^ос5
1 j_/A
ь5 + 100 \ ь0
7з — А<1Ш4 “F
^Зр^впЗ
•S0&0f?4
1 А
Ь4 100 \ ье
106
^2ргвв2
12—?кии.з I-----------7--------------;------;—
at. 1 * / *0 bi \
° °Сз 63 + 100 \ b0 bs )
' ^Кип2 4"
F\\)fвп! + 4,187 [Djp (irill — ZB1I1 — Aj)]
1 1 (
_ b± 1 100 \ 60 Ьч
Конец /гк=5. Конец P4=2.
107. Если
Wj-Wj-i
Wj
>0.01, то перейти к п. 8.
Конец
>0,01.
108. Если
Wj — Wj^
Wj
0,01, то начало.
109. Если T*4 = 0 или 7*4 = 2, то
При T*5(i) = 1
Wj-Wj-i
5(A>c2 , + .
Конец Р4=0 или Р4=2.
НО. Если 7*4=1, то 5Сг=(1+т) GTi.
Конец 7*4= 1.
1110=110-01; /=1.........пк.
112. Д/н,- = 2иГ/; /=!,..., лк.
113. Выдать на печать в последовательности:
сбир ^гп I, ^кип i 1 ^вв । > *^i,
t’i; D - S- SC1; W- Ori-,
K;\ <«,•; Q,; Fi\ XtKi, aci,
ah nit b-^biEj.
5*
107
Глава 7
ВСПОМОГАТЕЛЬНОЕ ОБОРУДОВАНИЕ ВЫПАРНЫХ
УСТАНОВОК
1. Конденсаторы
В промышленности для повышения суммарной полезной разно-
сти температур и увеличения кратности использования пара, а
также в соответствии с технологическими требованиями раствор
часто выпаривают под вакуумом. В таких условиях работают мно-
гие однокорпусные выпарные установки и последние корпуса мно-
гокорпусных выпарных установок.
Для получения вакуума в выпарных аппаратах вторичный пар,
образующийся при выпаривании раствора, необходимо конденси-
ровать. Для этого необходимо либо соприкосновение пара с ох-
лаждающей поверхностью, либо непосредственное его смешение с
охлаждающей водой. В первом случае конденсация пара происхо-
дит в поверхностных конденсаторах, во втором — в конденсаторах
смешения.
Поверхностные конденсаторы представляют собой горизонталь-
ный или вертикальный теплообменник, поверхность теплообмена
которого выполнена либо нз листов (пластинчатый), либо из труб
(кожухотрубчатый). Поверхностные конденсаторы сложны по уст-
ройству, металлоемки, имеют высокую стоимость и обладают боль-
шим гидравлическим сопротивлением. К недостаткам поверхност-
ных конденсаторов относится также и то, что для обеспечения их
стабильной работы на охлаждение необходимо подавать чистую
воду. В противном случае происходит инкрустация поверхности
теплообмена, что вызывает резкое уменьшение коэффициента теп-
лопередачи. Кроме того, снижение интенсивности охлаждения при
инкрустации поверхности теплообмена вызывает неустойчивую
работу вакуумной системы, а следовательно, выпарной установки.
Поверхностные конденсаторы наиболее целесообразно приме-
нять в случаях, когда необходимо получение абсолютно чистого
конденсата вторичного пара, когда в паре содержатся агрессив-
ные вещества, загрязняющие промышленные стоки, и в случае,
если в качестве охлаждающего теплоносителя используют исход-
ный раствор. В остальных случаях наиболее целесообразно при-
менение конденсаторов смешения. Эти конденсаторы более просты
по конструкции, имеют меньшие размеры и менее металлоемки,
отличаются простотой ремонта и эксплуатации. В конденсаторах
смешения меньше расход охлаждающей воды, так как они обес-
печивают возможность получения более высоких температур сме-
си (конденсат, охлаждающая вода). Это объясняется тем, что
разность между температурой конденсации вторичного пара и ко-
нечной температуооп выходящей смеси в конденсаторе смешения
2—3 град, а в поверхностных конденсаторах 7—10 град. Однако
конденсаторы смешения требуют более высокого расхода электро-
108
энергии на удаление инертных газов, так как помимо газа, содер-
жащегося в паре и попадающем через неплотности в воздухе, до-
полнительно выделяется воздух из охлаждающей воды (в 1 л
воды при температуре 20° С содержится около 25 мг воздуха).
Для оснащения выпарных установок, упаривающих солесодер-
жашие растворы, наиболее широко применяют конденсаторы сме-
шения.
Согласно ОСТ 26-716—73 для оснащения выпарных установок
применяют кожухотрубчатые (рис. 52), пластинчатые конденсато-
ры (рис. 43) и конденсаторы смешения (рис. 54).
На рис. 52 приведена типовая конструкция кожухотрубчатого
конденсатора. В зависимости
от потребностей предприятия
такой конденсатор изготовля-
ют в вертикальном и горизон-
тальном исполнении. Поверх-
Рис. 53. Пластинчатый конденсатор:
/—опорная стойка; 2—пакет пластин
Рис. 54. Конденсатор
смешения
1 Ис 52. Кожухотрубчатый конденсатор
с расширителем
109
___________________Таблица
Диаметры штуцеров, мм, нля
1 Ориентировочные значения расхода приведены для вторичных паров, содержащих не более 0.2% нскондепспрующихся газов
Примечание Температура конденсации 313—318 К (40—45° С).
по
ность теплообмена конденсатора выполняют из труб диаметром
25 X 2 мм длиной 3000, 4000 и 6000 мм. Для равномерного под-
вода вторичного пара к трубкам конденсатора устанавливают рас-
ширитель на корпусе или устраняют часть трубок в зоне входа
пара. Штуцер отвода неконденсирующихся газов в кожухотрубча-
тых конденсаторах располагают со стороны, противоположной
штуцеру подвода пара.
Параметры и основные размеры типовых кожухотрубчатых
конденсаторов приведены в табл. 9.
В последние годы для конденсации вторичного пара выпар-
ной установки применяют разборные пластинчатые конденсаторы,
отличающиеся высокой интенсивностью теплообмена, компактно-
стью, доступностью для очистки поверхности теплообмена от на-
кипи. Параметры конденсаторов пластинчатых разборных приве-
дены в табл. 10.
Таблица 10
Испол- нение контен- сато, а Площадь поверх- ности теплооб- мена пластины, м2 Поверхность конденсации условная, м2 Температура конденсации, К(°С) Расход кои те ней ру е мого пара, кг/ч
1 2 0,2 3; 4; 5; 6; 3; 8; 10 3; 4; 5; 6; 3; 8 3; 4; 5 12,5; 16; 20; 25 10; 12,5 6,3; 8; 10; 12,5 373(100) 343(70) 313(40) 373(100) 343(70) 313(40) 375—3150 400—1800 150-630 1500 -3000 1400—1750 300—630
3 0,5 10; 12,5; 16; 20; 25 10; 12,5; 16; 20; 25 10; 12,5 10 373(100) 1250—3150 1400—1750 Не более 500
0,63 343(70) 313(40)
4 0,5 10; 12,5; 16; 20; 15 10; 12,5 16; 20; 25 12,5; 16; 20; 25 343(70) 313(70) 343(70) 313(40) 1400—3550 500—630 2240—3550 630—1000
0,63
5 6 7 8 0,5 0,63 0,5 31,5; 70 31,5; 40; 50; 63; 80 31; 50; 40 50; 63; 80; 100; 125; 140 150; 160 373(100) 4000—5000 6300—10 000 4000- 5000 6300—18 000 19 000—20 000
0,63
Тепловой и гидродинамический расчеты пластинчатых конден-
саторов при объемном содержании неконденсирующихся газов от
10 до 70% выполняют по РТМ 26-01-84—76 «Конденсаторы пла-
111
стинчатые для парогазовых смесей. Метод теплового и гидроме-
ханического расчета», а при объемном содержании этих газов ме-
нее 10% ’—по РТМ 26-01-107—78 «Теплообменники пластинчатые.
Метод теплового и гидромеханического расчета».
На рис. 54 приведена типовая конструкция конденсатора сме-
шения. Параметры конденсаторов смешения и основные их разме-
ры указаны в табл. И.
Таблица 11
Диаметр корпуса контенса- т°ра О„н, мм Расход пара, кг/ч Высота Н. мм Масса контеиса- тора (ориенти- ровочно), кг Диаметры штуцеров, мм, тля
пара (А) ВОТЫ (Ь) воты (В) иapoгазо- вой смеси (Г) воддуха | (Д)
600 800 1000 1500 2510 2650 500 700 300 350 159 150 100 25
200
1000 2500 3980 930 500 200 150 50
1200 4000 4815 1415 600 300
1400 6000 5839 2230 700 250 350 200 65
1600 8000 6529 2910 800 300 400 250
2000 14 000 8053 5150 1000 350 500 300
Примечания: 1. Для конденсаторов, указанных в таблице, давление в ниж-
ней ступени 98 Па, температура конденсации 318 К (45° С), температура воды,
поступающей в конденсатор, 293 К (20е С).
2. Конденсаторы диаметром 600 и 800 мм изготовляют с фланцевым разъ
емом.
3. Пример условного обозначения конденсатора барок етрического с диамет-
ром корпуса 1200 мм: конденсатор барометрический КБ 1200, ОСТ 26-715—73.
Для оснащения выпарных установок большой единичной мощ-
ности можно использовать нестандартные конденсаторы смеше-
ния, например разработанный УкрНИИХИММАШем на произво
дительность 28000 кг/ч (рис. 55). Диаметр конденсатора 2600 мм
Принятая конструкция распределителя 1 охлаждающей воды и
применение сдвоенных полок 2 позволили увеличить допустимую
скорость пара по сечению конденсатора до 60 м/с. Замена вынос-
ного циклонного каплеотделителя встроенным сетчатым каплеот-
делителем 3 обеспечила увеличение степени очистки отсасываемо-
го воздуха и уменьшение размеров аппарата Разработанный кон-
денсатор смешения в 2 раза производительнее типовых однопо-
лочных конденсаторов.
112
2. Вакуум-насосы
Для удаления пеконденсирующих-
ся газов из конденсаторов применяют
вакуум-насосы водокольцевые или
вращательные с жидкостным поршнем
и пароэжекторные.
Водокольцевые вакуум-насосы от-
личаются простотой устройства, удоб-
ством сборки и ремонта в условиях
эксплуатации; их можно применять
для откачки взрывоопасных и ядови-
тых газов. Эти вакуум-насосы снаб-
жены автоматически действующими
саморегулируемыми гидравлическими
уплотнениями, исключающими проник-
новение газа из рабочей камеры и вы-
текание уплотняющей жидкости из
системы.
Согласно ОСТ 26-12-1113—74 ха-
рактеристика вакуум-насосов типа
ВВН приведена в табл. 12 и показана
на рис. 56.
При эксплуатации водокольцевых
вакуум-насосов необходимо наблю-
дать за показаниями контрольно-изме-,
рительных приборов и периодически
подтягивать сальниковые уплотнения.
Наиболее рационально менять уплот-
нения 2 раза в месяц. Для обеспече-
ния нормальной работы вакуум-насо-
сов необходимо следить за подачей
воды для образования жидкостного
кольца. Рекомендуемая температура
воды — не выше 15°С. В противном
Рис. 55. Двусторонний конден-
сатор смешения конструкции
УкрНИИХИММАШа
случае снижается производительность
вакуум-насоса. На работу вакуум-насо-
са существенно влияет и давление во-
ды, подаваемой для создания жидко-
стного поршня. Отклонение давления от 202 кПа приводит к сни-
жению производительности вакуум-насоса.
При откачке из конденсаторов агрессивных газов для защиты
вакуум-насоса от коррозии его либо изготовляют из кислотостой-
кого материала, либо защищают кислотостойкими материалами.
Кроме того, перед насосами необходимо устанавливать уловители
газов
Кроме водокольцевых вакуум-насосов для откачки инертных
газов и паров из конденсаторов широко применяют пароэжектор-
ггые вакуум-насосы. Они отличаются простотой конструкции и эк-
113
Таблица 12
Марка насоса Номинальная производи гель- иость, м3 'мии Максимальный наьуум, % Удельный расход волы при нормальных условиях, м3/м3 Мощное гь электродвигателя . кВ г
ВВН-1,5 2,5 90 0,006 4,0
ВВН-3 3,0 0,011 7,5
ВВН 6 6,0 95 0,018 18,5
ВВН-12 12,0 0,03 22
ВВН-25 25,0 96 0,05 38
ВВН-50 50,0 95 0,084 110
Примечание. При номинальной производительности вакуум 70%.
сплуатации (в связи с отсутствием движущихся частей), долговеч-
ностью, незначительными размерами и невысокой стоимостью. Кро-
ме того, пароэжекторные вакуум-насосы позволяют получать бо-
лее глубокий вакуум (до 99%).
Схема простейшего двухступенчатого пароэжекторного вакуум-
насоса приведена на рис. 57.
Для оснащения выпарных ус-
тановок согласно ТУ 26-04-598—
78 применяют типовые конструк-
ции пароэжекторных вакуум-на-
сосов производительностью от 10
до 1250 кг/ч отсасываемой газо-
вой смеси.
Расчетные параметры паро-
эжекторных вакуум-насосов, ре-
гламентируемые техническими ус-
ловиями, приведены в табл. 13.
Значения производительности
и нормы расхода пара и воды
типовых пароэжекторных ваку-
Рис. 56. Характеристика вакуум-на-
сосов ВВН-25 и ВВН-50 (Q — пода-
ча; 1V — мощность; Л —вакуум в %)
Пар
Рис. 57. Схема вакуумной установки:
1 и 2—сопло первой н второй ступени: 3—
конденсатор; 4—барометрическая емкость
114
Таблица 13
Параметры Величина параметра
номинальная минимальная макси.ма1ьиая
Давление рабочего пара, МПа 1,о 0,6 0,98 0,58 1,1 0,7
Температура рабочего пара, К, при абсолютном давлении, МПа: 1 0 0,6 452 431 451 430 523 483
Температура охлаждающей воды, К 301 Не ограничена 301
Давление на выходе эжектора ступе- ни (абсолютное), МПа, при остаточ- ном давлении на входе, кПа: 0,13—10,4 210 0,11 0,13 0,1 0,12
Средняя молекулярная масса некон- денсирующихся газов в откачиваемой смеси 30 20 50
Содержание водяного пара в отсасы- ваемой смеси по массе, %, при аб- солютном давлении рабочего пара, МПа: 1.0 0,6 20 или 40 0 или 20 10 или 30 0 или 20 30 или 50 20 или 40
ум-насосов, применяемых для комплектации выпарных установок,
приведены в табл. 14.
Как видно из таблицы, в зависимости от давления рабочего
пара и содержания пара в откачиваемой смеси выпускают четыре
типа пароэжекторных вакуум-насосов:
1—на давление рабочего пара 1,0 МПа и номинальное содер-
жание водяного пара в смеси 20% по массе;
II — на давление рабочего пара 1,0 МПа и номинальное содер-
жание водяного пара в смеси 40% по массе;
III — на давление рабочего пара 0,6 МПа и при отсутствии
водяного пара в смеси;
IV — на давление рабочего пара 0,6 МПа и номинальное содер-
жание пара в смеси 20% по массе.
Для обеспечения нормальной работы многоступенчатых паро-
эжекторных вакуум-насосов между ступенями сжатия устанавли-
115
Таблица 14
Абсолютное Коли- Расход пара, кг/ч (не более)/расход воды, м3/ч (не более)
давление чесгво «ля вакуум-насоса типа
у входа, смеси,
кПа кг/ч 1 11. VI
10 56 2,5 47 2 80 3 70 3
16 90 3,5 75 3 130 4 НО 4
25 140 5 115 4 200 6 170 6
40 225 8 185 7 320 9 270 9
5,3 64 360 13 300 10 510 14 440 14
100 560 20 460 16 800 22 680 22
160 900 32 740 26 1280 35 1100 35
250 1400 50 1150 40 2000 55 1700 55
400 2250 80 1850 64 3200 90 2700 90
640 3600 130 3000 100 5100 140 4400 140
1000 5600 200 4600 160 8000 220 6800 220
20 90 2 80 2 135 2 120 263
10,6 32 145 3 130 3,2 210 3,2 185 3,5
50 225 4,5 200 5 330 5 290 5,5
80 360 7,5 320 8 530 8 470 9
125 560 12 500 13 820 13 730 14
200 800 18 800 20 1320 20 1160/22
320 1450 29 1280 32 2100 32 186Э 55
500 2250 45 2000 50 3300 50 2900,55
800 3600 72 3200 80 5300 80 4700 88
1250 5600 113 5000 125 8200 125 7300 138
40 140 2 120 2,5 220 2 185 2,5
21,2 64 230 3 190 4 350 3 300 4
100 350 4,5 300.5,5 а40 4,5 460 5,5
160 560 8 480 9 870 8 740 9
250 880 12 750 14 1350 12 1150 14
400 1400 19 1200 22 2200 19 1850 22
640 2250 30 1900 35 3500 30 2950 35
1000 3500 45 3000 55 5400 45 4600 55
вают промежуточные конденсаторы, в которых конденсируется ра-
бочий пар предыдущей степени; в результате в последующую сту-
пень поступают только неконденсирующиеся газы с незначитель-
ным содержанием водяного пара.
Для быстрого достижения вакуума при пуске выпарной уста-
новки применяют пароэжекторные вакуум-насосы, совмещенные с
водокольцевым вакуум-насосом.
Как отмечено, вакуумные насосы необходимы для удаления
из системы неконденсирующейся парогазовой смеси, образующей-
ся вследствие: выделения воздуха и других неконденсирующихся
газов из раствора при выпаривании; подсоса воздуха снаружи из-
за негерметичности разъемных соединений, смотровых стекол и
т. д_; выделения воздуха из охлаждающей воды в конденсаторам
смешения.
116
Общее количество парогазовой смеси, которую необходимо уда-
лить из системы,
GC4= G1+G2+G3-I-G4,
где Gi — количество неконденсирующихся газов в парогазовой
смеси; G2—количество водяного пара; G3 — количество воздуха,
попадающего через неплотности разъемных соединений, смотро-
вых стекол и т. д.; Gt — количество воздуха, выделяющегося из
воды в конденсаторах смешения.
По данным Э. Гаусбранда вторичный пар содержит от 2 до
2,5% (по объему) воздуха и других газов (аммиак, СО2 и т. д.),
т. е. количество неконденсирующихся газов (кг/ч) Gi= (0,000025.
...0,00003125) W. Меньшие значения коэффициента соответствуют
условиям выпаривания без выделения неконденсирующихся газов.
Количество воздуха, поступающего через неплотности разъем-
ных соединений, смотровых стекол и т. д., составляет в среднем
0,01 кг на 1 кг выпаренной воды, т. е. G3 = 0,01 W.
Количество воздуха, поступающего с охлаждающей водой при
использовании конденсаторов смешения, можно определить по за-
висимости G4=0,000025 GB.
Содержание (кг/ч) водяного пара в откачиваемой смеси на ос-
новании закона парциального давления и средней молекулярной
массы неконденсирующихся газов определяют по формуле
G2= 18(4- С,л -4 \ ,
\Л1ср 28,86 / рк — урн
i
где Afcp= M.Xt — средняя молекулярная масса откачиваемых
i-1
неконденсирующихся газов (Л1, — молекулярная масса входящего
в смесь газа; х,— содержание входящего в смесь газа);
= Рн/Рк — относительная влажность смеси; рн — давление насыще-
ния водяного пара, соответствующее температуре откачиваемой
смеси; рк>—давление смеси на выходе из конденсатора.
Температуру откачиваемого воздуха определяют в зависимости
от типа конденсатора.
Для конденсаторов смешения
(воз= (н+4-|-0,1 (Д—(„),
где tH и (к—начальная и конечная температуры воды.
(„ = („ас — (2 ... 3);
здесь („аС — температура насыщения пара при давлении в конден-
саторе.
Для поверхностных конденсаторов (111И.
117
3. Подогреватели
Для обеспечения эффективной работы выпарных установок
раствор перед поступлением его в выпарной аппарат необходимо
подогревать до температуры, близкой к температуре кипения его
в данном аппарате. Раствор подогревают в теплообменных аппа-
ратах различных типов. В промышленности для подогревания
раствора применяют кожухотрубчатые, пластинчатые и спираль-
ные теплообменники.
При выборе типа и конструкции теплообменника учитывают:
физикохимические свойства раствора (вязкость, плотность); со-
держание растворимых солей в растворе и характер образуемого
ими осадка; содержание механических примесей в растворе; аг-
регатное состояние теплоносителя (пар, конденсат); требуемую
поверхность на-грева; перепад давлений; конструкционный ма-
териал.
Наиболее широко в качестве подогревателей применяют кожу-
хотрубчатые теплообменники (рис. 58). Преимущества их по срав-
нению с другими конструкциями: простота обслуживания, долго-
вечность и надежность в эксплуатации, возможность работы при
высоких давлениях и температурах.
Согласно ГОСТ 15122—79 и ОСТ 26-716—73 кожухотрубчатые
теплообменники изготовляют с неподвижными трубными решетка-
ми и с температурным компенсатором на кожухе. В зависимости
от условий эксплуатации и размещения выпарной установки ко-
Рис. 58. Кожухотрубчатый теплообменник
Рис. 59. Пластинчатый подогреватель ис-
полнения I
118
жухотрубчатые теплообменники можно устанавливать как гори-
зонтально, так и вертикально.
Основные параметры и размеры типовых кожухотрубчатых
теплообменников приведены в табл. 15.
Таблица 15
Основные параметры и размеры Значения
Диаметр кожуха DBK, мм Температура теплообмениваюшихся сред, °C Условное давление в трубном пространстве и кожухе, МПа Размер труб, мм: 159—1200 (—30) — (4-350) 0,6; 1,0; 1,6
диаметр X толщина длина 20 X 2; 25 х 2 1000, 1500, 2000 3000, 4000, 6000 9000
Поверхность теплообмена, м2 До 964
В последние годы начали для подогревания растворов приме-
нять пластинчатые теплообменники, характеризующиеся интенсив-
ностью теплообмена, простотой изготовления, компактностью,
удобством монтажа и очистки поверхностей нагрева от отложе-
ний.
В зависимости от свойств раствора и режима работы пластин-
чатые теплообменники могут быть разборными, полуразборными,
сварными. Разборные и полуразборные теплообменники применя-
ют при давлении до 1,6 МПа и температуре до 180°С, а сварные —
при давлении до 4,0 МПа и температуре до 400сС.
Согласно ГОСТ 15518—78 пластинчатые теплообменники из-
готовляют в четырех исполнениях: I — на консольной раме (рис.
Рис. 60. Пластинчатый подогреватель исполнения II
119
Рис. 61. Пластинчатый подогреватель исполнения III
120
59); II—на двухопорной раме (рис. 60); III — на трехопорной ра-
ме (рис. 61), IV — на двухопорной раме с промежуточной плитой
(рис. 62).
В некоторых отраслях промышленности для подогрева раство-
ров применяют спиральные теплообменники (рис. 63) из двух спи-
рально изогнутых листов, закрытых с торцов специальными крыш-
ками. Спиральные теплообменники компактны, имеют малый рас-
ход металла на единицу поверхности теплообмена, малый удель-
ный объем (на 1 м2) теплообменной поверхности. Недостатки
спиральных теплообменников: сложность изготовления, трудность
чистки, ненадежность торцового уплотнения листов. Основные па-
раметры спиральных теплообменников — см. ГОСТ 12067—80.
Для экономии греющего пара раствор, как правило, подогре-
вают конденсатом греющего и вторичного паров, экстрапаром, от-
бираемым из соответствующих корпусов. Теплоноситель выбирают
в зависимости от температурного режима работы выпарной уста-
новки, температуры исходного раствора, схемы выпарной уста-
новки.
При этом необходимо учитывать следующее: температура по-
ступающего раствора должна быть близка к температуре кипе-
ния раствора в соответствующем корпусе; температура конденса-
та греющего пара, направляемого в сборники конденсата котель-
ных установок, должна быть 85—90°С; температура конденсата
вторичного пара должна быть не выше 40°С.
4. Насосы, трубопроводы, арматура
Нормальную работу выпарной установки обеспечивают ком-
плектующие ее насосы (перекачивание исходного и выпаренного
растворов, солевой пульпы и отфильтрованного маточного раство-
ра, конденсатов греющего и вторичного пара), система технологи-
ческих трубопроводов и необходимая для поддержания заданного
режима запорная и регулирующая арматура.
Насосы. Для питания выпарных аппаратов установки исходным
раствором и откачки выпаренного раствора, солевой суспензии,
конденсатов греющего и вторичного пара применяют центробеж-
ные насосы.
Для оснащения выпарных установок широко используют цент-
робежные насосы следующих типов: X — химический консольный
на отдельной стойке; АХ — химический консольный на отдельной
стойке для перекачивания растворов, содержащих до 4% по массе
твердых частиц размером до 1 мм; ХП — химической погружной;
ХПА—химический погружной для перекачивания растворов, со-
держащих до 4% по массе твердых частиц размером до 1 мм;
'ПХП — химический погружной с выносными опорами для пере-
качивания суспензий, содержащих до 30% по массе твердых ча-
стиц размером до 1 мм.
J2I
Насосы типа X, ХП, ХПА выполняют как без обогрева, так и
с обогревом корпуса. В последнем случае к обозначению типа на-
соса прибавляют букву О (ХО, ХПО, ХПАО).
Согласно ГОСТ 10168—75 центробежные насосы изготовляют
с мягким сальником, торцовым уплотнением, а насос ПХП с ман-
жетом. Промышленностью выпускаются центробежные насосы с
подачей от 2 до 530 м3/ч при напоре от 18 до 143 м. Допускаемый
кавитационный запас в этих насосах колеблется от 3,5 до 10 м.
Для откачки конденсата из выпарных аппаратов, работающих
под вакуумом, используют конденсатные насосы отличительной
чертой которых является минимальный кавитационный запас. Со-
гласно ГОСТ 6000—79 промышленностью освоен выпуск конден-
сатных насосов типа Кс с подачей от 12 до 1600 м3/ч при допуска-
емом кавитационном запасе 1,6—2,8 м.
Необходимые для комплектации выпарной установки насосы
выбирают по каталогам в соответствии с заданной подачей и рас-
четным значением напора.
Напор рассчитывают по зависимости
Н—Р«— Ры ,47 ,, IV/, - I. V h
11— ‘‘вс , /'магТх_'/тр
би
где рп, рвс — абсолютное давление на свободную поверхность ем-
костей всасывания и нагнетания, МПа; Qn~~ плотность перекачи-
ваемого раствора (суспензии), кг/м3; Нвс — геометрическая высо-
та всасывания, м; Ниат — геометрическая высота нагнетания, м;
Хйтр, Х/1м —потери напора на трение и местные сопротивления,
м; плюс — при установке насоса выше уровня раствора во всасы-
вающей емкости, минус —при установке насоса ниже уровня раст-
вора во всасывающей емкости.
Для обеспечения бескавитационной работы насоса при выборе
его необходимо обеспечивать условие соответствия допускаемого
кавитационного запаса Д/гд0п насоса кавитационному запасу А/гСИст
системы, в которую устанавливают насос, т. е. /гдоп^Л/гсист, при-
чем ДЛдоп определяют по характеристике насоса.
Кавитационный запас системы, м
\/, — Рн" — (-гН ) — v h — V/г
*^'‘сист- \ — 1 1 ъс) ПТр.ВС — /ЛМ.ВС»
Qk
Г'пр Рнп — давление насыщенных паров перекачиваемого раствора
при рабочей температуре, МПа; Х/гтр.вс, ХЛм.вс — потери напора на
трение и местные сопротивления на всасывающей линии, м.
Потребляемая перекачивающим насосом мощность, кВт
N
3690-102v;
где Gi — подача насоса, м3/ч; ц— КПД насоса.
Так как большая часть солевых растворов агрессивна и может
содержать до 5О°/о по массе твердой фазы, то насосы для перека-
чивания таких растворов (суспензий) изготовляют из коррозион-
122
по- и эрозионностойких металлов (сталей 12Х18Н10Т,
10X17H13M3T, 08Х22Н6Т, титана и др.).
Трубопроводы. Для подвода к выпарным аппаратам греющего
и вторичного пара, транспортирования раствора (суспензии) и
поддержания заданного технологического режима элементы обо-
рудования выпарной установки соединяют между собой системой
трубопроводов. В зависимости от коррозионного и эрозионного
воздействия транспортируемого продукта (пар раствор, суспен-
зия, конденсат и т. д.) трубопроводы изготовляют из углеродистых
и легированных сталей, титана, свинца, стеклопластика, резины
и т. д.
При определении диаметра трубопроводов исходят из условия
обеспечения минимального расхода металла и минимального со-
противления (потерь напора в трубопроводе).
Согласно рекомендации Н. И. Гельперина, с учетом найденной
авторами поправки диаметр трубопроводов для пара можно опре-
делить по зависимости
^„=0,0038 ] IT, }4/q".
При определении диаметра трубопроводов для транспортиро-
вания конденсата, воды, раствора и суспензий исходят из допус-
каемой потери напора на пути их движения. Обычно принимают
следующие значения скорости движения жидкости по трубопро-
воду: при принудительной подаче w= 1,5 ...3,0 м/с; при движении
самотеком за счет перепада давления со=0,5...0,75 м/с.
Диаметр трубопровода для жидкостей можно определить по
формуле d=0,0188 /(сер), где d- в м.
Многолетняя эксплуатация выпарных установок позволила
выявить ряд требований, которые необходимо выполнять при мон-
таже для обеспечения надежной работы установки:
паровые трубопроводы необходимо укладывать с минимально
возможным числом поворотов, застойных зон, в которых может
накапливаться жидкость;
необходимо обеспечивать слив жидкости из мест ее скопления,
для чего в этих местах устанавливают сливные штуцера с арма-
турой;
следует рассчитывать паропроводы на самокомпенсацию и ус-
танавливать компенсаторы;
трубопроводы для конденсата, воды и раствора, не содержа-
щего твердой фазы, необходимо укладывать с уклоном 3—5°, а
трубопроводы для солевых суспензий — с уклоном более 30°.
Промышленностью освоен выпуск труб стальных бесшовных
горячедеформированных, холодно- и теплодеформированных из
коррозионностойкой стали, стальных электросварных прямошов-
ных. Диаметр этих труб колеблется от 8 до 1620 мм, а толщина
от 1 до 75 мм.
Арматура. Для включения и выключения оборудования, а так-
же регулирования количества подаваемого или отводимого пото-
123
Рис. 64. Пруток для очистки отверстия в арматуре
ка на трубопроводах устанавливают запорную и регулирующую
арматуру. Запорная арматура служит для полного или частично-
го перекрытия трубопровода; ее подразделяют на приводную и
автоматическую.
Открытие и закрытие запорной арматуры происходит под дей-
ствием внешних сил (вручную, электродвигателем, соленоидом,
гидро- или пневмоприводом). В автоматической арматуре это про-
исходит под действием транспортируемой среды.
Для оснащения выпарных установок применяют краны, венти-
ли, задвижки, затворы.
При выборе той или иной конструкции запорного устройства
необходимо исходить из температурных условий протекающей
среды, давления, коррозионной и эрозионной способности среды,
наличия суспензий; при этом предъявляют следующие требования:
арматура должна быть цельнометаллической, не иметь «застой-
ных зон» (где могут задерживаться кристаллы), т. е. должна быть
прямоточной. При этом необходимо предусмотреть возможность
промывки, пропарки или прочистки металлическим прутком (рис.
64).
Если позволяют температурные и другие условия, то можно
применять резиновую шланговую арматуру.
5. Отстойник-сгуститель
Выходящая из выпарного аппарата пульпа поступает в отстой-
ник-сгуститель (рис. 65), из которого сконцентрированная до 50%
по массе суспензия поступает на дальнейшую переработку (цент-
рифугирование, фильтрация), а осветленный раствор — на выпари-|
ванне.
Размеры отстойника-сгустителя рассчитывают в следующем по-
рядке.
Сначала по методике расчета гидроклассификаторов (см. гл.
5, п. 2) определяют количество /кл выводимой из отстойнпка-сгу4
стителя соли. Затем находят диаметр (м) отстойной части:
4(7 г . ,2
збооле,7кл
где di;— диаметр внутреннего патрубка, м.
124
При этом диаметр от-
стойника d0?=dt + 2Ь, где
Ь — ширина сливного кана-
ла.
Для обеспечения равно-
мерного слива раствора в
верхней части сливного кар-
мана выполняют прорези
треугольной формы с углом
при вершине ср = 60 или 90°.
Высота прорези
Л =(-----------V'5,
р \ 3600qc„z' '
где Soc = Sg т Сун, кг/ч
(S3 — количество жидкой
фазы в осветленной суспен-
зии); бун — количество со-
ли, содержащейся в освет-
ленной суспензии); сп — по-
стоянная; z' — число проре-
зей по периметру сливного
Рис. 65 Отстойник-сгуститель
кармана.
Так как в процессе эксплуатации отстойника поверхность про-
резей покрывается солью, то расчетную высоту прорези увеличи-
вают на 20—30%.
Высота залива сливного штуцера, м
^ос
/?3=(-----------I2
\lo946gmK/K
где Soc — в кг/ч; тк — коэффициент расхода; /к — площадь сече-
ния сливного кармана, м2.
Для обеспечения полного слива раствора из кармана он дол-
жен быть выполнен под углом. Угол наклона
г 2d сл лг/От,
где t/CJI=0,0188) Sot (QwCJ), м; шсл —скорость раствора в сливном
штуцере м/с.
Для исключения осаждения кристаллов соли в сливном кар-
мане необходимо соблюдать условие
ШСЛ= 0,139-10-3 ^-0,3 м с.
с Qbh
125
Глава 8
ПЕРСПЕКТИВЫ РАЗВИТИЯ ВЫПАРНОЙ ТЕХНИКИ ДЛЯ
СОЛЕОБРАЗУЮЩИХ РАСТВОРОВ
К выпарным аппаратам для солеобразующих растворов, как
и для всей выпарной техники, предъявляют одинаковые требова-
ния — уменьшение металлоемкости, снижение стоимости и удель-
ного расхода металла оборудования (на 1 т выпаренной воды или
1 т получаемой соли). Однако способы ведения процесса выпари-
вания и различные конструктивные решения следует выбирать с
учетом особенностей процесса выпаривания с одновременной кри-
сталлизацией.
Основными и оптимальными типами выпарных аппаратов, ис-
пользуемых для обработки растворов с выделением кристалличе-
ской фазы, являются аппараты с вынесенной из греющей поверх-
ности зоной кипения, с принудительной или естественной цирку-
ляцией раствора. В этих аппаратах теплообмен имеет конвектив-
ный характер, характеризующийся при небольших скоростях дви-
жения раствора (>1—1,5 м/с) сравнительно невысоким коэффи-
циентом теплоотдачи от поверхности нагрева к раствору. С другой
стороны, при выпаривании солеобразующих растворов высокая
полезная разность температур (более 10—15 град) нежелательна
по многим причинам, в том числе из-за более интенсивной ин-
крустации поверхности нагрева и, следовательно, необходимости
более частых остановок оборудования для промывки (уменьше-
ние времени полезной работы). Увеличение скорости циркуляции
раствора в трубках в аппаратах естественной циркуляции требу-
ет повышения температурного напора, что, как указано выше,
нежелательно, или увеличения затрат энергии в аппаратах с при-
нудительной циркуляцией. Но повышение скорости циркуляции
увеличением расхода энергии (в аппаратах с принудительной цир-
куляцией) вызывает при выпаривании кристаллизующихся раст-
воров повышенное изнашивание, а следовательно, и снижение дол-
говечности греющей поверхности (греющих трубок). В связи с
этим наиболее важна интенсификация процесса выпаривания —
увеличение коэффициента теплопередачи при сравнительно не-
больших температурных напорах, а в случае принудительной цир-
куляции при сравнительно невысоких скоростях вынужденного
движения.
Как известно, выпарные аппараты с вынесенной зоной кипения
имеют определенные недостатки, в частности слишком большую
высоту (за счет трубы вскипания) при избыточном давлении и
большую металлоемкость (для аппаратов большой единичной
мощности) и др.; поэтому очевидна необходимость разработки
модификаций этих аппаратов без указанных недостатков.
Очевидна необходимость применения в конструкциях аппара-
тов для солеобразующих растворов материалов, обладающих ан-
тиадгезионными свойствами, а также устройств, интенсифицирую-
126
ших процесс снятия пересыщения раствора при удалении части
растворителя. Рассмотрим каждое из указанных направлений.
Одним из способов интенсификации теплопередачи для аппа-
ратов и естественной, и принудительной циркуляции является при-
менение для создания поверхности нагрева греющих трубок с про-
дольным наружным рифлением (рис. 66,а). В этом случае обра-
зующаяся на поверхности трубок пленка конденсата греющего
пара втягивается во впадины между выступами, причем послед-
ние оголяются. Таким образом, на значительной части наружной
поверхности трубок происходит капельная конденсация, характе-
ризующаяся, как известно, более высоким коэффициентом тепло-
отдачи [порядка 10—50 кВт/(м2-К)] по сравнению с его значени-
ем [5—6 кВт/(м2-К)] при пленочной конденсации на гладких тру-
бах. При увеличении коэффициента теплоотдачи от греющего пара
возрастает общий коэффициент теплопередачи примерно на 20—
30%• При этом максимальное увеличение отмечено при достаточ-
но высоком коэффициенте теплоотдачи от стенки к раствору (при-
нудительная циркуляция); меньшие значения характерны для ес-
тественной циркуляции.
Для аппаратов с естественной циркуляцией и вынесенной зо-
ной кипения способом интенсификации
может быть поддувка воздуха (пара)
в трубу вскипания (рис. 67). В этом
случае уменьшается масса столба
раствора над греющей поверхностью
и стимулируется начало кипения пе-
регретого раствора, поступающего из
греющих трубок. При поддувке можно
увеличить высоту и уменьшить массу
образующегося в трубе вскипания
столба парорастворной эмульсии, уве-
личить напор в циркуляционном кон-
Рис. 66. Греющие трубки с продольным
наружным рифлением (а) и спираль-
ными проволочными вставками (б)
Рис. 67. Выпарной аппарат с поддувкой
воздуха (пара) в трубу вскипания
127
туре, а следовательно, и скорость циркуляции в трубках, что уве-
личивает коэффициент теплопередачи. Особенно эффективна под-
дувка при вакуумных режимах, что естественно, так как воздух
занимает при этом большой объем. Этим способом, как показыва-
ют эксперименты, можно увеличить теплопроизводительность ап-
парата на 50—100% (последнее — к вакуумным режимам); рас-
ход воздуха при этом составляет 3—5% по массе от количества
потребляемого греющего пара. Недостаток данного способа — за-
грязнение воздухом вторичного пара, что усложняет его использо-
вание в многокорпусных установках; это препятствие преодолимо
при эффективной дегазации греющих камер. В общем случае ука-
занный способ следует применять в однокорпусных выпарных
установках или в последних корпусах (по ходу пара) многокор-
пусных выпарных установок.
Заслуживает внимания интенсификация теплообмена способом
турбулизации пограничного слоя жидкости установкой в трубках
спиральных проволочных вставок (рис. 66,6). Коэффициент тепло-
передачи увеличивается примерно на 15—20% при приемлемой
величине потерь движущего напора (порядка 0.2—0,3 м, что не
выходит за пределы значений напора, развиваемого типовыми осе-
выми насосами,—3—8 м). Преимуществами применения вставок
являются также простота конструкции и изготовления (проволока,
навитая по спирали), возможность легкого монтажа на существу-
ющих аппаратах, удобство извлечения при необходимости меха-
нической чистки. Наличие подобных вставок не вызывает дополни-
тельной инкрустации; применять их следует при выпаривании раст-
воров, выделяющиеся соли которых удаляют промывкой.
Сочетание указанных способов интенсификации (вставки, под-
дувка воздухом) с использованием греющих трубок с наружным
продольным рифлением позволит увеличить общий коэффициент
теплопередачи на 50—100% и тем самым значительно уменьшить
поверхность нагрева (снизить металлоемкость и удельный расход
металла).
Выпарные аппараты с вынесенной зоной кипения при всех сво-
их несомненных преимуществах (отсутствие кипения на поверх-
ности нагрева, высокие коэффициенты теплопередачи) имеют и
существенные недостатки. При избыточном давлении в сепараторе
необходимая высота трубы вскипания 5—7 м, что приводит к уве-
личению высоты аппарата; при создании аппаратов большой еди-
ничной мощности значительно возрастают размеры циркуляцион-
ных труб, что приводит к увеличению размеров и металлоемкости
аппарата. Для обеспечения необходимой скорости принудитель-
ной циркуляции в аппаратах большой единичной мощности тре-
буются насосы очень большой производительности.
В связи с указанным перспективны выпарные аппараты с так
называемой обращенной циркуляцией и аппараты со смешанной
циркуляцией раствора, представляющие собой модификации вы-
парных аппаратов с вынесенной зоной кипения. Раствор в этих ап-
паратах циркулирует как под действием теплового напора, так и
128
от циркуляционного на-
соса: последнее предпоч-
тительнее, так как гаран-
тирует циркуляцию при
любых возможных нару-
шениях технологическо-
го режима.
Принципиальная кон-
струкция аппаратов со
смешанной циркуляцией
приведена на рис. 68. Ап-
парат имеет меньшую
высоту, чем обычный ап-
парат, примерно на поло-
вину длины / греющих
труб; у аппарата нет
опускных циркуляцион-
ных труб, их функцию вы-
полняют периферийные
греющие трубы; благода-
Рис. 68. Выпарные аппараты с вынесенной зо-
ной кипения, со смешанной и обращенной цир-
куляцией (йт и hc — высота соответственно зо-
ны кипения и парового пространства)
ря двухходовому движе-
нию раствора производи-
тельность циркуляцион-
ного насоса может быть
уменьшена вдвое.
В аппарате с обращенной циркуляцией перегретый раствор
выходит из нижней части греющей поверхности, где начинается
труба вскипания, расположенная параллельно греющей поверхно-
сти. Благодаря этому резко уменьшается высота аппарата.
Применение аппаратов со смешанной циркуляцией особенно
перспективно при создании аппаратов большой единичной мощно-
сти вследствие их меньшей высоты, отсутствия опускных циркуля-
ционных труб, меньшей производительности (следовательно, и га-
баритных размеров) циркуляционного насоса. Применение аппа-
ратов с обращенной циркуляцией перспективно в условиях избы-
точного давления в сепараторе выпарного аппарата, когда в обыч-
ном аппарате требуется труба вскипания очень большой высоты.
Недостатком аппаратов с обращенной и смешанной циркуля-
цией является возможность осаждения крупных кристаллов соли
па верхней трубной решетке, поэтому, как правило, такие аппа-
раты следует разрабатывать с учетом предотвращения этого яв-
ления, т. е. с предварительным осветлением раствора в аппарате
до поступления в опускную часть поверхности теплообмена. Прин-
ципиально конструктивное оформление аппаратов такого типа,
при условии применения их для выпаривания кристаллизующих-
ся растворов, показано на рис. 69, 70.
Для растворов, агрессивных или содержащих различные по
физико-химическим свойствам соли (многокомпонентные), пер-
129
спективно применение выпарных аппаратов погружного горения,
где необходимую теплоту подводят барботированием продуктов
сгорания жидкого или газового топлива через выпариваемый раст-
вор (рис. 71). Благодаря простоте конструкции (емкость) и отсут-
ствию поверхности нагрева выделяющиеся кристаллы солей нахо-
дятся в объеме жидкости, откуда их можно извлечь последующи-
ми операциями (отстаивание, центрифугирование, кристаллиза-
ция и т. п.).
131
Таблица 113
Температурная депрессия:
хлорид натрия (NaCl)
Ьг % 20 25 28 30
и*,, град 7,6 7,8 8,0 8,2
хлорид калия (KCI)
% 5 10 15 20 25 30 35 40 45
град 0,55 1,375 2,3 4,82 5,2 5,6 7,0 8,25 9,5
Таблица П4
Зависимость температурной депрессии oti
электролитического щелока от температуры
вторичного пара tBn ,
% Значения грат, при температуре, К (°C)
313 (40) 333 (60) 353 (80) 373 (100) 393 (120) 413 (140) 433 (160)
9,38 9,0 7,0 9 10 11,5 13,6 15,65
21,3 16 12 14,5 15,5 18,27 20,7 23,5
28,95 19,5 18 19,8 20,2 25,1 28,5 32,7
39,68 26 30 33 31,8 43,1 43,1 43,1
50,2 44 44 45,5 46,5 46,5 46,5 46,5
Таблица П5
Зависимость коэффициента В от
температуры пленки /Пл •
'пл- к (°C) 313 (40) 333 (60) 353 (80) 373 (ЮС) зпз (120) 413 (140) 433 (160) 453 (180)
В 139 155 169 179 188 194 197 199
132
Таблица П6
Физические свойства раствора
электролитического щелока
Свойства при температуре кипения. К (°C)
% 313 ззз 35л 373 3‘«3 413 433
(40) (60, (80, (WO) (121 ) (140) (160)
Теплопроводность к, Вт/(м К)
10 0,582 0,613 0,619 0,629 0,640 0,651 0,654
20 0,602 0,642 0,652 0,665 0,677 6,688 0,691
30 0,616 0,658 0,670 0,686 0,695 0,702 0,704
40 0,628 0,666 0,678 0,693 0,704 0,707 0,708
50 0,636 0,673 0,682 0,697 0,705 0,708 0,708
Теплоемкость с, кДж/(кг К)
10 3,42 3,46 3,50 3,53 3,57 3,65 3,68
20 3,38 3,41 3,45 3,48 3,51 3,58 3,62
30 3,34 3,37 3,40 3,43 3,46 3,52 3,55
40 3,30 3,32 3,36 3,38 3,41 3,46 3,48
50 3,26 3,28 3,31 3,33 3,35 3,39 3,42
Кинематическая вязкость v. О6, м2/с
20 1,7 1,2 0,7 0,5 0,4 0,3 0,3
20 3,5 2,0 1,3 0,8 0,7 0,55 0,5
30 6,7 3,3 1,8 1,2 0,8 0,8 0,8
40 10,6 4,9 2,5 1,5 1,1 1,0 0,9
50 14,9 6,9 3,2 1.8 1,4 1,2 1,3
Плотность КГ/М3
10 1240 1231 1222 1208 1204 1186 1175
20 1286 1277 1268 1246 1250 1233 1226
30 1346 1337 1328 1396 1310 1293 128 >
40 1420 1412 1403 1380 1385 1397 1359
50 1513 1505 1496 1474 1478 1460 1461
Таблица П7
Концентрация насыщения хлористого натрия
'кип. к<"с> 323(50) 333(60) 353(80) 373(1ии) 3(12") 403(1 )
*н/. 26,9 27,1 27,5 28,13 28,9 29,3
133
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1 Бунин Л В., Берлин Б М, Рудько Л М. Трубчатые теплообменники.
М.: ЦИНТИХИМНЕФТЕМАШ, 1975. 30 с. (Серия XM-I).
2. Бэмфорт А. В. Промышленная кристаллизация. М.: Химия, 1969. 240 с.
3. Гельперин Н. И. Выпарные аппараты. М.: Госхимиздат, 1947. 380 с.
4. Гухман А. А. Введение в теорию подобия. М.: Высшая школа, 1973.
296 с.
5. Касьяненко М. К. Теплоотдача и гидравлическое сопротивление при те-
чении двухфазных потоков. Черкассы: РЖ ВИНИТИ. Механика, 1973, № 12,
с. 104.
6 Каретников Ю П., Тарасов В Н. Влияние движения среды на инкру-
стацию при кристаллизации солей. ЖПХ, т. 34, 1961, № 2, с. 282—287.
7. Каталог-справочник. Промышленная трубопроводная арматура. М.:
ЦИНТИХИМНЕФТЕМАШ, 1970. 126 с.
8. Каталог-справочник. Центробежные насосы типа АХ. М.: ЦИНТИХИМ-
НЕФТЕМАШ, 1976. 16 с.
9. Ковалев Е. М . Фокин В С., Коваль И. М Выпаривание растворов соли
с кристаллообразованием в аппаратах с естественной циркуляцией и вынесенной
зоной кипения. — Химическое и нефтяное машиностроение, 1965, № 10, с. 19—21.
10. Ковалев Е. М_, Фокин В. С., Коваль И. М. Испытание выпарного аппа-
рата с вынесенной зоной кипения. Химическое и нефтяное машиностроение,
1967. № 5, с. 13—15.
II. Ковалев Е. М. Повышение допустимой скорости в сепараторе и выбор
типа ловушки. — Химическое и нефтяное машиностроение, 1967, № 6, с. 12—15.
12. Ковалев Е. М., Костенко 3. Ф. Тепловой расчет выпарных аппаратов
с обращенной и смешанной циркуляцией. — Химическое и нефтяное машино-
строение, 1975 № 6, С. 19—21.
13. Коваленко Е. М.. Никитин О. М. Новые конструкции теплообменного
оборудования из листовых материалов. М.: ЦИНТИХИМНЕФТЕМАШ, 1971.
30 с (Серия ХМ1).
14. Кутателадзе С. С., Стырикович М. А. Гидравлика газожидкостных сис-
тем. М.: Госэнергопздат, 1958. 232 с.
15. Ландау Л. Д., Лившиц Е. М. Статистическая физика. М.: Наука, 1964
567 с.
16. Матусевич Л. Н. Кристаллизация из растворов в химической промыш-
ленности. М : Химия, 1968. 304 с.
17. Пономаренко В. Г., Свердлин Ю. Г. Уравнение для расчета сгущения
суспензий — В кн.: Повышение эффективности, совершенствование процессов
п аппаратов химических производств (тезисы докладов). Харьков: ХПИ, 1976.
132 с.
18. Сенеш Э„ Надабан П. Процессы выпаривания в пищевых производ-
ствах/Пер. с венгерского Под ред. П. В. Серегина. М.: Пищевая промышлен-
ность, 1969 310 с.
19. Свердлин Ю. Г Исследование процесса кристаллизации из растворов
в кристаллизаторах с накоплением твердой фазы в контуре циркуляции сус-
пензии. Автореф. дис. на соиск. учен, степени ка.цд. техн. наук. Харьков: ХПИ,
1978, 25 с.
134
20. Тищенко И. А. Теория и расчет многокорпусного выпарного аппарата.
М.: МИХМ. 1935. 38 с.
21. Уравнение одномерного движения многофазной смеси в цирк.ляцион-
ном контуре выпарного аппарата/Л. П. Перцев, В. С. Фокин, Е М. Кэвалев,
А. Е. Щербаков. — В кн.: Химическое машиностроение. М. НИИХИММАШ,
1977, К° 7, с. 18—23.
22. Успенский В. А., Кузнецов Ю. М Струйные вакуумные насосы. М.: Ма-
шиностроение, 1973. 320 с.
23. Удыма П. Г. Аппараты с погружными горелками. М.; Машиностроение,
1973. 270.
24. Фокин В С., Петрухина Л. Е. Получение кристаллического сернокислого
марганца в аппарате с вынесенной зоной кипения и естественной циркуляцией.
Химическое и нефтяное машиностроение, 1969, № 8, с. 15—16.
25. Фокин В. С., Жукова 3. А. Касьяненко М. К. Исследование естествен-
ной циркуляции в выпарных аппаратах с соосной греющей камерой и трубой
вскипания. — В кн.: Процессы и аппараты в содовой промышленности. Харьков:
НИОХИМ, 1972, с. 42—46.
26. Фокин В. С., Саакянц И. С., Касьяненко М. К. Исследование процесса
упаривания содопоташного раствора. — В кн.: Процессы и аппараты в содовой
промышлености. Харьков : НИОХИМ, 1972, с. 38- И.
27. Фокин В. С., Лебедев К. И., Перцев Л. П. Исследование процесса вы-
паривания кристаллизующихся растворов. М.: МИХМ, 1972, № 42, с. 57—60.
28. Фокин В. С., Перцев Л. П., Лебедев К. И. О влиянии давления на ра-
боту выпарного аппарата с трубой вскипания. — В кн.: Химическое машиностро-
ение, Киев: Техника, 1972, № 16, с. 59—61.
29. Фокин В. С., Лебедев К. И., Петрухина Л. Е. Обобщенный метод рас-
чета скорости циркуляции в выпарных аппаратах с трубой вскипания. — В кн.:
Химическое машиностроение. Киев: Техника, 1971, № 14, с. 55—57.
30. Фокин В. С., Аносов К). Н., Жукова 3. А. Исследование теплообмена в
выпарных аппаратах с трубой вскипания при естественной циркуляции. — В кн.:
Химическое машиностроение. М.: НИИХИММАШ, 1973, К» 62, с. 60—71.
31. Фокин В. С., Лебедев К. И., Голоьченко О. А. К расчету гидравлическо-
го контура выпарного аппарата с трубой вскипания. — Теоретические основы
химической технологии, 1973, № 5, с. 778—781.
32. Фокин В. С. Расчет многокорпусной выпарной установки для упарива-
ния насыщенных растворов. — Химическая технология. Киев: Наукова думка,
1974, № 1, с. 40—42.
33. Фокин В. С., Перцев Л. П., Лебедев К. И. Плотность трехфазной смеси
в трубе вскипания выпарного аппарата. — Теоретические основы химической
технологи, 1976, № 6, с. 143—145.
34. Чернобыльский И И. Выпарные установки. Киев: Впща школа, 1970.
240 с.
35. Хамский Е. В. Кристаллизация в химической промышленности. М : Хи-
мия, 1979. 342 с.
ОГЛАВЛЕНИЕ
Предисловие . 3
Основные обозначения 4
Глава 1 Особенности выпаривания солесодержащпх растворов
1. Механизм образования и отложения солей в процессе выпари-
вания .... ................ 8
2. Методы снижения интенсивности отложения солей на поверх-
ностях выпарного аппарата ... .... 14
3 Требования предъявляемые к конструкциям выпарных аппара-
тов для выпаривания растворов с выделением твердой фазы 18
Глава 2 Наиболее распространенные конструкции выпарных аппаратов 20
I Выпарные аппараты с естественной циркуляцией 20
2 . Выпарные аппараты с принудительной циркуляцией 27
Глава 3. Гидродинамические процессы в выпарных аппаратах с трубой
вскипания . 32
I Плотность многофазной смеси 33
2. Высота зоны кипения раствора в трубе вскипания . 36
3. Уравнение одномерного движения грехфазной смеси 38
4. Скорость движения раствора по трубкам греющей камеры 41
Глава 4 Теплообмен в выпарных аппаратах с трубой вскипания 47
I. Теплоотдача при конденсации пара . 48
2. Теплоотдача со стороны раствора при принудительной циркуля-
ции ....................................49
3. Теплоотдача со стороны раствора при естественной циркуляции 51
4. Теплоотдача со стороны раствора при смешанной циркуляции 51
Глава 5. Принципы конструирования выпарных аппаратов . 52
I. Питание аппарата исходным раствором . 52
2. Вывод солевой суспензии ................53
3. Удаление неконденсирующпхся газов ... 58
4. Ввод пара, вывод и использование конденсата 60
5. Паровое пространство. Сепарирующие устройства . 65
6. Растворный объем . , ... 69
Глава 6. Многокорпусные выпарные установки 70
I. Типовые схемы многокорпусных выпарных установок . 70
2. Число корпусов выпарной установки ........................... 75
3. Материальные расчеты многокорпусной выпарной установки 76
4 Тепловые расчеты многокорпусных выпарных установок 78
5. Расчет температурного режима работы выпарной установки . 86
6. Алгоритм теплового расчета многокорпусной выпарной установки
на ЭВМ ЕС-1022 . ... 89
Глава 7. Вспомогательное оборудование выпарных установок 108
I. Конденсаторы 108
2. Вакуум насосы 113
3. Подогреватели 118
4 Насосы, трубопроводы, арматура 121
5. Отстойник-сгуститель . . . .............,124
Глава 8. Перспективы развития выпарной техники для солеобразующих
растворов ................................. 126
Приложения .. . . ... 131
Список литературы ................................................... 134