Материал: Трехкорпусная вакуум-выпарная установка для концентрирования дрожжевой суспензии

Величины

1 корпус

2 корпус

3 корпус

А₁ = 314 ∙ 10³ B₁ = 11,16

А₂ = 306 ∙ 10³ B₂ = 6,55

А₃ = 295 ∙ 10³ B₃ = 5,04

q

6000 12000

9000 12000

5000 9000

q^-0,333

5,52 4,38

4,82 4,38

5,86 4,82

α₁ = 0,62Aq^-0,333

10746 8527

9145 8310

10721,6 8816

q^0,6

184,9 280,2

235,8 280,2

165,7 235,8

α₂ = Bq^0,6

2063,5 3127

1544.5 1835,3

835,1 1188,4

K = 1/(1/α₁ + 2,86 ∙ 10^-4 + 1/α₂)

1158 1383

959 1051

635 806

Δt = q/K

5,18 8,67

9,4 11,4

7,88 11,17

Из графика следует, что для предварительно вычисленных значений полезных разностей температур по корпусам Δt_пол1 = 7,6 °C; Δt_пол2 = 11 °C; Δt_пол3 =10,3 °C удельные тепловые нагрузки соответственно равны: Коэффициенты теплопередачи по корпусам равны:

Полезные разности температур в корпусах установки находим из условия равенства их поверхностей теплопередачи:

Проверка суммарной полезной разности температур:

Площади поверхностей теплопередачи выпарных аппаратов:

По ГОСТ 11987-85 принимаем выпарной аппарат со следующей характеристикой: площадь поверхности теплообмена 450 м²; диаметр труб 38 x 2 мм, длина труб 5000 мм; диаметр греющей камеры не менее 1600 мм; диаметр сепаратора не более 4000 мм; диаметр циркуляционной трубы не более 1000 мм; высота аппарата не более 15000 мм; масса аппарата не более 31800 кг.

Площадь поверхности теплообмена принятого выпарного аппарата больше ориентировочно выбранной поверхности. Однако необходимости вносить коррективы в расчет нет, так как конструктивные размеры - диаметр и высота труб - остались прежними.

Уточним температуры кипения растворов, вторичных паров и их давления по корпусам:

Полезные разности температур различаются во 2-м и 3-м корпусах, а в 1-м корпусе практически не изменяются. Поэтому при уточненном расчете площади поверхности теплопередачи полезные разности изменятся в основном для этих же корпусов, а для первого - практически не изменятся, что делает необязательным дальнейшие расчеты по уточнению площади поверхности теплообмена. Расчет барометрического конденсатора. Расход охлаждающей воды G_в определяют из теплового баланса конденсатора:

I_бк - энтальпия паров в барометрическом конденсаторе, Дж/кг;

С_в - удельная теплоемкость воды, Дж/(кг ∙ К);

t_н - начальная температура охлаждающей воды, °С;

t_к - конечная температура смеси воды и конденсата, °С.

Диаметр барометрического конденсатора определяют из уравнения расхода:

ρ - плотность паров, кг/м³υ - скорость паров, м/с (принимаем 20 м/с)

ОСТ 26717-73: выбираем конденсатор с d_бк = 600 мм, S = 5 мм; a = 1300 мм; r = 1200 мм.

Расчет барометрической трубы

Скорость течения воды:

Высота трубы:

Определим режим течения в трубе:

Трубы выбираем гладкие, λ = 0,0135. e труб будет 0,1 мм. Длина - 9,12 м.

Расчет насосов. Выбираем диаметр трубопровода: принимаем скорость раствора во всасывающем и нагнетательном трубопроводах для перемещения жидкости одинаковой, равной 2 м/с. Тогда диаметр трубопровода определяется по следующей формуле:

Q - объемный расход, м³/с.

Принимаем трубопровод из стали марки X18H10T, диаметром 45 ∙ 3,5 мм.

Уточняем скорость движения раствора:

.

Определяем величину критерия Рейнольдса:

.

Режим турбулентный. Принимаем абсолютную шероховатость стенок e = 0,2 мм, степень шероховатости d_э/е = 190. Коэффициент трения λ = 0,031. Определяем сумму коэффициентов местных сопротивлений:

Всасывающая линия:

Вход в трубу (края - острые): ξ = 0,5Нормальный вентиль: для d = 0,02 м ξ = 8,0; для d = 0,04 м ξ = 4,9Интерполяцией находим для d = 0,038 м ξ = 5,2; тогда

Нагнетательная линия:

Выход из трубы: ξ = 1;Нормальный вентиль: ξ = 5,2;Дроссельная заслонка: ξ = 0,9 при α = 15°;Колено под углом 90°: ξ =1,6.

Следовательно:

Определяем потери напора по формуле:

Во всасывающей линии: В нагнетательной линии:

Общие потери напора:

Полезная мощность насоса рассчитывается по формуле:

Принимая η_п = 1 и η_н = 0,6 для насосов малой производительности, находим по формуле мощность на валу двигателя:

η_п и η_н - КПД соответственно насоса и передачи от электродвигателя к валу.

С учетом коэффициента запаса мощности β устанавливаем двигатель со следующей мощностью:

Устанавливаем центробежный насос марки X8/30 со следующими характеристиками: производительность 2,4 ∙ 10³ м³/с, напор 30 м, КПД насоса 0,5. Насос снабжен электродвигателем 4A100S2 с номинальной мощностью 4 кВт, КПД 0,83 и частотой вращения вала 48,3 с^-1.

Рассчитаем предельную высоту всасывания:

При 40 °C p_t = 7,39 ∙ 10³ Па

Таким образом, центробежный насос может быть расположен над уровнем раствора в емкости на высоте не мене 6,3 м.

Расчет емкостей. Рассчитаем объем жидкости в приемном бункере: .

Тогда объем бункера будет равен отношению объема жидкости к коэффициенту заполнения, который для приемника и выходного бункера будет равен 0,8:

В третьем корпусе расход 4,1 кг/с. Следовательно, он равен также (4,1*3600)/1000 = 15 т/ч.

Аналогично рассчитываем объем жидкости в выходном бункере на основе данных третьего корпуса: .

Выбираем бункеры стандартных объемов: приемный бункер на 2000 м³ и выходной бункер, соответственно, на 500 м³, как наиболее близкие к номинальным значения объема.

Заключение

В данной курсовой работе представлен расчет процесса выпаривания раствора дрожжевой суспензии по следующим исходным данным:

.        Начальная массовая концентрация - 15%;

.        Конечная массовая концентрация - 25%;

.        Количество поступающей суспензии - 30 т/ч

.        Абсолютное давление греющего насыщенного водяного пара - 3 ∙ 10⁵ Па;

.        Абсолютное давление в барометрическом конденсаторе - 0,15 ∙ 10⁵ Па;

.        Взаимное направление пара и суспензии - прямой ток;

.        Выпарной аппарат - с выносной греющей камерой;

.        Температура раствора, поступающего на установку - 30 °С;

.        Температура раствора, поступающего из теплообменника - 80 °С;

.        Начальная температура охлаждающей воды - 15 °С;

.        Температура конденсата вторичного пара, выходящего из барометрического конденсатора, ниже температуры конденсации на 4 °С.

Список использованной литературы

1.      Берман Л. Д., «Теоретические основы хим. технологии», 1974, т.8, № 6, с. 811-22;

.        И.Л. Иоффе, «Проектирование процессов и аппаратов химической технологии», Ленинград, «ХИМИЯ», Ленинградское отделение, 1991;

.        А.М. Карпов, А.В. Саруханов, «Теплофизические и физико-химические характеристики продуктов микробиологического синтеза», Москва ВО «Агропромиздат», 1987;

.        И.М. Грачева, Л.А. Иванова, В.М. Кантере, «Технология микробных белковых препаратов, аминокислот и биоэнергия», Москва, «Колос», 1992;

.        К.А. Калунянц, Л.И. Голгер, В.Е. Балашов, «Оборудование микробиологических производств», Москва, «Агропромиздат», 1987;

.        К.Ф. Павлов, П.Г. Романков, А.А. Носков, «Примеры и задачи по курсу процессов и аппаратов химической технологии» , Ленинград, «ХИМИЯ», Ленинградское отделение, 1981;

.        Николаев А.П. и др., «Процессы и аппараты пищевых производств. Примеры и задачи. Учебное пособие», Киев: Вища школы, 1992.