Проектирование горизонтального кожухотрубного теплообменного аппарата для подогрева продукта пер Содержание 1. Введение . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2 2. Расчётная часть . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 5 2.1 Теплотехнический расчёт. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 5 2.2 Конструктивный расчёт. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 11 2.3 Прочностной расчёт. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .13 2.3.1 Выбор допускаемых напряжений. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 13 2.3.2 Расчёт на прочность цилиндрический оболочек, обечаек и корпусов работающих под внутренним избыточным давлением. . . . . . . . . . . . . . . . . . 13 2.3.3 Расчёт тонкостенных цилиндрических корпусов. . . . . . . . . . . . . . . . 14 2.3.4 Расчёт прокладок на невыдавливание из фланцевого соединения. . .17 2.3.5 Расчёт болтов фланцевого соединения патрубка. . . . . . . . . . . . . . . . . 19 2.4 Гидравлический расчёт. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .20 2.4.1 Расчёт теплообменника . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 20 2.4.2 Расчёт трубопровода. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 21 2.4.3 Выбор насоса. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 24 2.5 Расчёт теплоизоляции. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 26 3. Список использованной литературы. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 27 1. Введение В технологических процессах пищевой промышленности ши­роко применяется тепловая обработка сырья и полуфабрика­тов, которая проводится в теплообменных аппаратах. Теплообменными аппаратами называются устрой­ства, предназначенные для непрерывной передачи тепла от по­тока одной рабочей среды - горячий теплоноситель, к потоку другой среды - холодный теплоноситель, для осуществления различных тепловых процессов: нагревания, охлаждения, конденсации, повышения концентрации (выпари­вания) растворов, ректификации и т.п. По принципу действия теплообменные аппараты делятся на рекуперативные, регенеративные и смесительные. Рекуперативные и регенеративные теплообменники являются аппаратами поверхностного типа. В поверхностных аппаратах каждый из теплоносителей ограничен твёрдыми стенками. Поверхность стенок, посредством которых передаётся теплота, называется поверхностью нагрева. В аппаратах сме­шения процесс теплообмена осуществляется путем непосредст­венного контакта и смешения жидких или газообразных ве­ществ (теплоносителей). В регенеративных аппаратах теплоносители по­переменно соприкасаются с одной и той же поверхностью на­грева, которая, соприкасаясь вначале с «горячим» теплоноси­телем, нагревается, аккумулируя тепло первого теплоносителя, а затем, соприкасаясь с «холодным» теплоносителем, отдает ему свое тепло. Рекуперативные теплообменные аппараты в большинстве случаев относятся к аппаратам непрерывного действия. В этих аппаратах передача тепла от одного теплоносителя к другому осуществляется через стен­ку из теплопроводного материала. Теплоносителями в теплообменных аппаратах могут быть: водяной пар, горячая вода, дымовые газы, масло, различные смеси жидкостей и другие физические тела. Наибольшее распространение в качестве теплоносителей получили водяной пар, горячая вода и дымовые газы. В пищевой промышленности наиболее широко применяются рекуперативные теплообменные аппараты различных типов и конструкций. Конструкция аппаратов должна учитывать как особенности течения технологического процесса, так и условия эксплуатации, изготовления и ремонта самого аппарата. Конструкция теплообменного аппарата должна обеспечить ведение технологического процесса с заданными параметрами и получение продукта высокого качества. Наиболее важными факторами при тепловой обработке пищевых продуктов являются температурный режим и продолжительность теплового воздействия. В связи с этим необходимо правильно выбрать поверхность теплообмена, оптимальную скорость движения продукта и предусмотреть возможности гибкого регулирования теплового режима. В целях сохранения качества продукта особое внимание должно быть уделено выбору материала. Аппарат должен иметь высокую производительность, быть экономичным в эксплуатации. Достигается это путём повышения интенсивности теплообмена и максимального снижения гидравлических сопротивлений аппарата. В пищевой промышленности наибольшее распространение получили кожухотрубные аппараты как одноходовые, так и многоходовые по трубному и не трубному пространству; с различными направлениями потоков теплоносителей и жёсткостью конструкции; однокорпусные и многокорпусные – элементные. В соответствии с ГОСТ – 9929-77 кожухотрубчатые стальные теплообменники выполняются с площадью теплообмена до 2000 м2 , работают при давлении до 6,4 мПа и имеют пять типов: ТН с неподвижными решётками, ТК – с температурным конденсатором на кожухе, ТП – с плавающей головкой, ТУ – с V-образными трубками, ТС - с сальником на плавающей головке. Эти аппараты применяются в пищевой промышленности для нагревания и охлаждения жидких и газообразных продуктов при температуре от 40о до 450о С. Исходные данные: 1. Расход рыбного бульона: массовый: Gб = 0,5 кг/с 2. tн б = 140 С tб к = tкип 3. Греющий агент – конденсат водяного пара tн кд = 1380 С tк кд = 340 С 2. Расчетная часть 2.1 Теплотехнический расчёт Температура конденсации греющего пара tн кд = 1380 С Начальная температура конденсата на входе в греющую камеру теплообменника tн кд = 1380 С Температура кипения рыбного бульона определяем, приняв дополнительные данные для расчёта. Подпрессовый бульон концентрацией Вн = 6%, прошедший очистку в грязевом сепараторе, подается в вакуум-выпарную установку с вертикальными кипятильными трубами высотой Нтр = 3м и упаривается до конечной концентрации Вк = 20% (2) стр.547-551. Принимаем, что рыбный бульон начальной концентрации Вн = 6% содержит: Сухих веществ – Вн с = 4,5% Жира - Вн ж = 1,5% Уравнение материального баланса процесса выпаривания (3) 5.2 Gн * Вн = Gк * Вк Выход упаренного бкльона: Gк = Gн * Вн / Вк = 0,5*6/20 = 0,15кг/с Конечная концентрация сухих веществ: Вк с = Gн * Вн с / Gк = 0,5*4,5/0,15 = 15% Конечная концентрация жира: Вк ж = Вк - Вк с = 20% - 15% = 5% В выпарных аппаратах непрерывного действия повышение температуры кипения раствора (бульона) по сравнению с температурой кипения чистого растворителя (воды) определяется по конечной концентрации (3) стр. 250. Физико-химическая депрессия (4) XV-6: ∆ʼ = 0,025* В1,1 к * Ра0,17 = 0,025*26,986*2,083 = 1,40 С Гидростатическая депрессия Давление над поверхностью бульона: Р1 = Ра = 75кПа = 75000Па Температура кипения воды при данном давлении: (1) Табл. 4 t1 = 91,750 С. Принимаем температуру кипения бульона предварительно tкип = 950 С. Плотность бульона Вк = 20% при tкип = 950 С. 1/ρ = 10-2 *((100 - Вк )/ ρв + Вк с / ρс + Вк ж / ρж ) 5(73) Плотность воды ρв = 961,5 кг/м3 (3) т XXXIX Плотность сухих веществ (треска): (6) II 129. ρс = 1305 - 307Wk = 1305 - 307*0,8 = 1059,4 кг/м3 , где W = 100 - Вк /100 = 100 – 20/100 = 0,8 сухих веществ в сотых долях. Плотность жира: (6) II 277 ρж = 1098 – 0,605 Ткип = 1098 – 0,605*(273 + 95) = 875,4 кг/м3 . 1/р = 10-2 ((100 - 20)/ 961,5 + 15/ 1059,4 + 5/ 875,4) = 1,03074*10-3 м3 / кг ρ = 970,2 кг/м3 Оптимальная высота уровня: (3) 5.23 Нопт = (0,26 + 0,0014 * (ρ – ρв ) * 3 Нопт = (0,26 + 0,0014 * (970,2 – 961,5) * 3 = 0,82 м. Давление в среднем слое упариваемого бульона: (3) 5.22 Рср = Р1 + 0,5*ρ*g* Нопт = 75000+0,5*970,2*9,81*0,82 = 78902 Па = 78,9 кПа Температура кипения воды при данном давлении: tср = 93,130 С (1) Т.4 Гидростатическая депрессия: (3) 5.25 ∆ʼʼ = tср – t1 = 93,13 – 91,75 = 1,380 С Температура кипения бульона: (5) 13 tк = t1 +∆ʼ+∆ʼʼ = 91,75 + 1,4 + 1,38 = 94,530 С 2.3. Температурная схема процесса: t о С Большая разность температур: ∆tб = tкд н - tб к ∆tб = 138-94,53=43,47 о С [2] стр 227. Меньшая разность температура: ∆tм = tкд к - tб н ∆tб = 34-14=20 о С Отношение ∆tб /∆tм = 43,47/20 = 2,1735 ˃ 2 (3) стр. 169 2.4. Средняя разность температур: ∆tср = (∆tб - ∆tм ) / ln (∆tб /∆tм ) [3] 4.78 ∆tср = (43,47-20)/ln 2.1735= 23,47/0.7763=30,2o С 2.5. Изменение температуры: Конденсата: ∆tкд = tкд н - tкд к = 138 – 34 = 104 o С Бульона: ∆tб = tб к - tб н = 94,53 – 14 = 80,53 o С ∆tкд ˃∆tб , следовательно (3) стр. 170 средняя температура бульона (3) 4.82: tб ср = (tк + tн )/2 = (94,53 + 14) / 2 = 54,265 o С Средняя температура конденсата: (3) 4.82. tкд ср = tб ср + ∆tср = 54,265 + 30,2 = 84,469 o С 2.6. Теплофизические характеристики бульона концентрацией Вн = 6%, при средней температуре Тср = 273 + tб ср = 273 + 54,265 = 327,265К Плотность: (5) 73 1/ρ = 10-2 *((100 – Вн )/ ρв + Вс / ρс + Вж / ρж ) ρв = 986,4 кг/ 7Wk = 1305 - 307*0,8 = 1059,4 кг/м3 – плотность сухих веществ ρж = 1098 – 0,605 Ткип = 1098 – 0,605*(273 + 95) = 875,4 кг/м3 – плотность жира 1/ ρб = 10-2 *((100 - 6)/ 986,4 + 15/ 1059,4 + 5/ 875,4) = 0,001516 ρб = 659,63 кг/м3 Удельная теплоёмкость (5) 74: С = 10-2 *((100 – Вн )* Св + Вс * Сс + Вж * Сж ) Св = 4,18 кДж/кг*К – удельная теплоёмкость воды (3) т. XXXIX Сс = 3130 – 5,02 * Тср = 3130 – 1642,87 = 1487,13 Дж/кг*К - удельная теплоёмкость сухих веществ (6) II 133 Сж = 1031 + 3,025 * Тср = 1031 + 989,98 = 2020,98 Дж/кг*К Сб = 10-2 *((100 – 6)*4180 + 15*1487,13 + 5*2020,98) = 4253,32 Дж/кг*К. Коэффициент теплопроводности (5) 75 1/λ = 10-2 *((100 – Вн )/ λ в + Вс / λ с + Вж / λ ж ) λ в = 0,625 Вт/(м*К) – коэффициент теплопроводности воды (3) т. XXXIX λ с = 0,531 Вт/(м*К) – коэффициент теплопроводности сухих веществ (6) т. II 8 λ ж = 0,359 * 0,00064 * Тср = 0,359 * 0,00064 * 327,265 = 0,075 Вт/(м*К) – коэффициент теплопроводности жира (6) II 289. 1/ λ б = 10-2 *((100 – 6)/ 0,625 + 15/ 0,531 + 5/ 0,075) = 2,3912 λ б = 0,418 Вт/(м*К) Динамический коэффициент вязкости: (4) II-12 µ б = µ ср (1 + 2,5φ) µ ср = 0,507 мПа*с – динамический коэффициент вязкости воды (среды) (3) т. XI φ = Вн /100 = 6/100 = 0,06 – начальная концентрация в сотых долях µ б = 0,507*(1+2,5*0,06) = 0,58305*10-3 Па*с. 2.7. Теплофизические характеристики конденсата при средней температуре. tкд ср = 84,469 o С (3) XXXIX ρкд = 968,5 кг/ м3 λ кд = 0,687 Вт/(м*К) С кд = 4,220 кДж/(м*К) µ кд = 0,3361*10-3 Па*с 2.8. Тепловой поток (5). 2 Q = Gн * Сб * (tк – tн ) = 0,5*4253,32*(94,53-14) = 171260 Вт 2.9. Расчет конденсата с учётом 5% тепловых потерь в окружающую среду: (1) стр.44 xн = 1,05 СТкд = xн * Q/ Скд * (tкд н - tкд к ) = 1,05*171260/4220*(138-34) = 0,41 кг/с 2.10. Компоновка теплообменника: Пропускаем бульон по трубкам теплообменника, конденсат в межтрубном пространстве (1) стр. 41 Диаметр трубок теплообменника принимаем в соответствии с ГОСТ 9929 – 77 на теплообменные аппараты (1). Принимаем стальные бесшовные трубы по ГОСТ 8734 – 78 диаметром d 25*2 мм (1) т.21. Внутренний диаметр: dв = dн - 2δст = 25 - 2*2 = 0,021 м Расчётный диаметр: dр = dн - δст = 25 – 2 = 23мм = 0,023 м Предварительно принимаем турбулентное течение бульона в трубах. Критерий Рейнольдса Re˃10000. Принимаем Re = 11000. Количество трубок в одном ходе: (5) 3 n1 = 4* Gб н /π* dв *Re* µ б = 4*0,5/3,14*0,021*11000*0,58305*10-3 ≈ 4 Принимаем, предварительно коэффициент теплопередачи от конденсата к бульону (1) т. 21 Кʼ = 800 Вт/(м²*К). Площадь поверхности аппарата, предварительно: (5) Fʼ = Q/ Кʼ*∆tср = 171260/800*30,2 = 7,09 м² Расчётная длинна одной трубки при одном ходе: L1 =0,318*F /dр *n1 = 0,318*7,09/0,023*4 = 24,51 м Принимаем рабочую длину трубок: l = 4 м (1) стр. 65 Число ходов в многозаходном теплообменнике (1) 3.12. z = L/ l = 24,51/4 = 6,13 Принимаем z = 6 Размещаем трубки по вершинам правильных треугольников: Шаг трубок S = 1,3* dн = 1,3*25 = 32,5 мм (1) стр.66. Принимаем радиус окружности, на который располагаются внутренние трубки: r = 2* dн = 2*25 = 50 мм. Радиус окружности, на который располагаются крайние трубки: R = r + 4*S = 50 + 4*32,5 = 180 мм. Диаметр окружности, на которой располагаются крайние трубки: Dʼ = 2*R = 2*180 = 360 мм Внутренний диаметр корпуса теплообменника: (1) 3.14. Dв = Dʼ + 4* dн = 360 + 4*25 = 460 мм Принимаем внутренний диаметр теплообменника dв = 600 мм = 0,6 м (1) стр.67 (кратный 200). Общее число труб в теплообменнике: n0 = n1 *z = 4*6 = 24 На основании выполненной компоновки теплообменника, принимаем для дальнейших теплотехнических расчётов шестиходовой кожухотрубный горизонтальный теплообменник, общее число труб n0 = 24. Число труб в ходе n1 = 4. Внутренний диаметр корпуса Dв = 0,46 м 2.11. Скорость бульона в трубках: (1) 38. ω б = Gн /0,785* d²в * n1 * ρб = 0,5/0,785*0,000441*4*659,63 = 0,55 м/с ˃ 0,1 м/с (1) стр.63. 2.12. Критерий Рейнольдса (1) 2.26. Re б = ω б *dв * ρб /µ б = 0,55*0,021*659,63/0,58305*10-3 = 13067˃10000 – развитое турбулентное течение. 2.13. Расчётная формула (3) 4.17. Nu б = 0,021 * Re0,8 * Pr0,43 *(Pr/Prст )0,25 Критерий Прандтля: (3) 4.12. Pr б = С б * µ б / λ б = 4253,32*0,58305*10-3 /0,418 = 5,93. Принимаем отношение (Pr/Prст )0,25 = 1,05 для нагревающегося бульона (3) стр.152 Критерий Нуссельта: Nu б = 0,021 * 1963,09 * 2,15 * 1,05 = 93,1 Коэффициент теплоотдачи от стенки трубы к бульону: (3) 4.11. = Nu б * λ б / dв = 93,1*0,418/0,021 = 1853 Вт/(м²*К). 2.14. Проходное сечение межтрубного пространства: (1) 3.3. S = 0,785*( D²в - n0 * d²н ) = 0,785*(0,2116 - 24*0,000625) = 0,154 м² 2.15. Эквивалентный диаметр dэ = dв = 0,021 м. 2.16. Скорость конденсата в межтрубном пространстве: (1) стр. 64. ω кд = Gкд /0,785* d²в * n1 * ρкд = 0,41/0,785*0,000441*4*968,5 = 0,31 м/с 2.17. Критерий Рейнольдса: Rе кд = ω кд *dэ *ρкд / µ кд = 0,31*0,021*968,5/0,3361*10-3 = 18759 2.18. Расчётная формула (3) 4.31. для шахматных пучков: Nu кд = 0,4 * ε φ * Re0,6 * Pr0,36 *(Pr/Prст )0,25 Поправочный коэффициент на обтекание сегментных перегородок, поддерживающих трубы (3) стр.157 ε φ = 0,6. Критерий Прандтля для конденсата: Prкд = С кд * µ кд / λ кд = 4220*0,3361*10-3 /0,687 = 2,065 Принимаем для охлаждающегося конденсата отношение: (Pr/Prст )0,25 = 0,93 (3) стр.152 Критерий Нуссельта: Nu кд = 0,4 *0,6*366,37*1,298*0,93 = 106,14. Коэффициент теплоотдачи от конденсата к стенке трубки: = Nu кд * λ кд / dн = 106,14*0,687/0,025 = 2916,7 2.19. Термическое сопротивление загрязнения стенки трубы со стороны конденсата: rз1 = 1/2500 м²*К/Вт Термическое сопротивление загрязнений трубы со стороны бульона rз2 = 1/2900 м²*К/Вт (органическая жидкость) (3) т. XXXIX Коэффициент теплопроводности стали: λ ст = 42 Вт/м*К (3) т. XXVII Суммарное термическое сопротивление стенки трубы: (5) Σ rст = rз1 + δст / λ ст + rз2 = 1/2500 + 0,02/42 + 1/2900 = = 0,0004 + 0,00047619 + 0,000344827 = 0,00122 м²*К/Вт. 2.20. Коэффициент теплопередачи стали: К = 1/(1/ + Σ rст + 1/ ) = 1/(1/2916,7 + 1/0,00122 + 1/1853) = = 1/0,002102518 = 475,62 Вт/ м²*К 2.21. Поверхность теплообмена: F = Q/ К*∆tср = 171260/475,62*30,2 = 11,92 м² 2.22. Расчётная длина трубок: (1) стр.65 l = F/ π * dр * 78 = 11,92/3,14*0,023*78 = 2,12 м. На основании характеристик теплообменников. ТН с трубами d 25*2 ГОСТ 15118-79 (3) т. 4.12, характеристик кожухотрубных аппаратов типа ТН По ГОСТ 9929-77, принимаем длину теплообменных труб lн = 3 м (1) табл.10 Принятая поверхность теплообмена: F т = π * dр * lн * n0 = 3,14*0,023*3*24 = 5,2 м² 2.23. Схема процесса теплопередачи. Удельный тепловой поток: q = К*∆tср = 475,62*30,2 = 14364 Вт/ м² Разность температур конденсата и наружной поверхности стенки трубы: ∆t1 = q/ = 14364/2916,7 = 5 о С Температура наружной поверхности стенки трубы: tст1 = tкд ср - ∆t1 = 84,5 – 5 = 79,5 о С Разность температур поверхности стенки и бульона: ∆t2 = q/ = 14364/1853 = 7,8 о С Температура внутренней поверхности стенки трубы: tст2 = tб ср - ∆t2 = 80,5 – 7,8 = 72,7 о С Конденсат водяного пара tкд ср =84,5о С tст1 =79,5 о С = 2916,7 Вт/(м2 ∙К) rз1 рыбный бульон tб ср =80,5 о С tст2 =72,7 о С q =14364 Вт/ м² = 1853 Вт/(м2 ∙К) rз2 3.Конструктивный расчет. 3.1. Высота (длина) днища h. Принимаем h/ DН = 0,2 (1) т.58. Находим высоту днища, приняв предварительно наружный диаметр корпуса теплообменника: DН = 0,608 м. h = 0,2* DН = 0,2*0,608 = 0,125м. 3.2. Длина входной и промежуточной камер: L кам = 2* h = 0,25м 3.3. Длинна корпуса теплообменника: L к = lн + 2* L кам = 9 + 2*0,25 = 9,5м. 3.4. Габаритная длина теплообменника: L т = L к + 0,1 = 9,5 + 0,1 = 9,6 м. 3.5. Расстояние от фланца до оси патрубка входа конденсатора, принимаем = 0,15 м. 3.6. Диаметр окружности центров болтовых отверстий принимаем Dб = Dв + 0,07 = 0,6 + 0,07 = 0,67 м 3.7. Наружный диаметр фланца корпуса принимаем: Dф = Dб + 0,05 = 0,67 + 0,05 = 0,72 м. 3.8. Диаметр патрубков для бульона: (1) 3.42. dр = 1,13 *ρ), где ω = 2 м/с – средняя скорость жидкости в нагнетательных проводах насосных установок. (1) т.3.3. dр = 1,13 0,5/(970,2*2) = 0,018м. Принимаем патрубки из стальной бесшовной горячекатаннойной трубы По ГОСТ 8732-78 диаметром d 32*3 мм (1) т.22. 3.9. Диаметр патрубков для конденсата: dкд = 1,13 *ρ) = 1,13 0,785/(968,5*1) = 0,032м, где ω = 1 м/с – для конденсата греющего пара. Принимаем трубы из стальной бесшовной горячекатаннойной трубы По ГОСТ 8732-78 диаметром d 32*3 мм (1) т.22. 4. Гидравлический расчёт. Гидравлический расчёт выполняют для определения потерь давления и затрат энергии на преодоление этих потерь, а также выбора средств для транспортировки теплоносителей при движении их через аппарат и все другие каналы (трубопроводы) установки. 4.1. Расчётная гидравлическая схема В выпарную установку конденсат бульон Бак для сбора конденсата Слив конденсата Бак для бульона Весь путь движения продукта делим на 3 участка. 4.2. Гидравлическое сопротивление трубопроводов подачи бульона из бака в теплообменник. Принимаем диаметр трубопровода d = 32*2,5мм. Внутренний диаметр трубопровода и эквивалентный диаметр: dв = dэ = dн - 2* δст = 32 - 2*2,5 = 27 мм = 0,027 м. Плотность бульона концентрацией Вн = 6% при начальной температуре tн б = 140 С: Тн = 273 + tн б = 273 +14 = 287 К. 1/ρб = 10-2 *((100 – Вн )/ ρв + Вс / ρс + Вж / ρж ) 5(73) ρв = 999,4 кг/м3 (4) т.3 ρс = 1016,4 кг/м3 , (6) II. 129. ρж = 1098 – 0,605* Тн = 1098 – 0,605*287 = 924,3 кг/м3 . 1/р = 10-2 ((100 - 6)/ 999,4 + 4,5/ 1016,4 + 1,5/ 924,3) = 0,10005*10-3 м3 / кг ρб = 999,5 кг/м3 Динамический коэффициент вязкости: (4) II. 12. µ б = µ с (1 + 2,5φ) = 1,098*(1+2,5*0,06) = 1,263*10-3 Па*с. Где µ с = 1,098 мПа*с – динамический коэффициент вязкости среды (3) т.VI. Скорость бульона в трубопроводе: ω б = Gн /0,785* d²в * ρб = 0,5/0,785*0,000441*659,63 = 2,19м/с Критерий Рейнольдса: Re б = ω б *dэ * ρб /µ б = 2,19*0,027*659,63/1,263*10-3 = 30882˃10000 – развитое турбулентное течение. Коэффициент трения: (1) 3.56. λ = 1/(0,78*ln Re – 1,5)² = 0,023 Принимаем длину трубопроводов l = 3 м Местные сопротивления: Вход в трубопровод ξ1 = 1 (3) стр.26 Калено гладкое: R = 4d – 2 = ξ =1*2 = 2 Вентиль нормальный D25 мм – 2: ξ = 6*2 = 12 (3) т. XIII Сумма местных сопротивлений: Σ ξ = 1+2+12 = 15 Полное гидравлическое сопротивление трубопровода: (1) 77. 4.3. Гидравлическое сопротивление трубопроводов подачи конденсата из сборного бака в теплообменник. Диаметр трубопровода оставляем как и для бульона d = 32*2,5мм dв = dэ = 0,027 м. Длина трубопровода l = 3 м Плотность конденсата при начальной температуре tн кд = 1380 С (3) т.XXXIX, ρкд =927,9 кг/ м3 Динамический коэффициент вязкости конденсата µ кд = 0,199*10-3 Па*с Критерий Рейнольдса: Re кд = ω кд *dэ * ρкд /µ кд . Скорость конденсата: ω кд = Gкд /0,785* d²в * ρкд = 0,785/ 0,785*0,000441*927,9 = 2,45 м/с Re кд = 2,45*0,027*927,9/0,000199 = 321741 ˃ 105 (1) стр. 78 Абсолютная средняя шероховатость труб ∆ = 0,1мм = 0,0001 м Относительная шероховатость трубы: е = ∆/ dэ = 4*10-3 м Коэффициент трения: λ = 1/(0,78*ln(3,7/е))² = 0,035 Местные сопротивления: Вход в трубопровод: ξ = 1 Вентиль нормальный D25 мм – 2: ξ = 6*2 = 12 Колено гладкое 90˚ : R = 4d – 3, ξ =1*3 = 3 Сумма местных сопротивлений: Σ ξ = 1+3+12 = 16 Полное гидравлическое сопротивление трубопровода: (1) 77. 4.4. Гидравлическое сопротивление по линии бульона: Коэффициент трения: λ = 1/(0,78*ln Re – 1,5)² =0,17 Длина канала l = z* lн = 6,13*3 = 18,4 м. Эквивалентный диаметр dв = dэ = 0,021 м Местные сопротивления: Входная и выходная камеры – 2: ξ = 1,5*2 = 3 Вход в трубки и выход из них 12: ξ = 1*12 = 12 Поворот на 180˚ через промежуточную камеру – 5: ξ =2,5*5 = 12,5. Вентиль нормальный Dу = 25 мм – 2: ξ = 6*2=12 Сумма местных сопротивлений: Σ ξ = 3 +12 + 12,5 + 12 = 39,5 Полное гидравлическое сопротивление по линии бульона: 4.5. Полное гидравлическое сопротивление по линии конденсата: Коэффициент трения при Re = 18759: λ = 1/(0,78*ln Re – 1,5)² =0,026 Длина канала l = L = 3м Местные сопротивления: Входная и выходные камеры = 1,0*4=4 [3] стр.26 Вход в трубки и выход из них: =1,0*6=6 Поворот на 180 через промежуточную камеру: =2,5*5=12,5 Вход в межтрубное пространство под углом 90˚ к рабочему потоку - ξ = 1,5 Выход из межтрубного пространства под углом 90˚ - ξ = 1 Огибание перегородок, поддерживающих трубы: Принимаем расстояние между перегородками l = 0,5 м Число перегородок n = L/l - 1 = 3/0,5 - 1 = 5 ξ = 0,5*5 = 2,5 Вентиль нормальный Dу25 – 2 ξ = 6*2 = 12 Сумма местных сопротивлений: Σ ξ = 4 + 6 + 12,5 + 1,5 + 1 + 2,5 + 12 = 39,5 Полное гидравлическое сопротивление по линии конденсата: 4.6. Гидравлическое сопротивление трубопроводов подачи бульона в выпарную установку. Плотность бульона концентрацией Вн = 6% при конечной температуре tб к = 94,53˚С Тн = 273 + tб к = 367,53 К 1/ρб = 10-2 *((100 – Вн )/ ρв + Вс / ρс + Вж / ρж ) 5(73) ρв = 960 кг/м3 (4) т.3 ρс = 1016,4 кг/м3 , (6) II. 129. ρж = 1098 – 0,605* Тн = 1098 – 0,605*367,53 = 875,64 кг/м3 . 1/р = 10-2 ((100 - 6)/ 960 + 4,5/ 1016,4 + 1,5/ 875,64) = 0,00104063 м3 / кг ρб = 961 кг/м3 Динамический коэффициент вязкости: (4) II – 12 µ б = µ с (1 + 2,5φ) = 0,345*(1+2,5*0,06) = 0,4*10-3 Па*с. Где µ с = 0,345 мПа*с – динамический коэффициент вязкости среды (3) т.VI. Скорость бульона в трубопроводе: ω б = Gн /0,785* d²в * ρб = 0,5/0,785*0,000441*961 = 1,5 м/с Критерий Рейнольдса: Re б = ω б *dэ * ρб /µ б = 1,5*0,027*961/0,4*10-3 = 97301˃10000 – развитое турбулентное течение. Абсолютная средняя шероховатость новых стальных труб: Δ = 0,1 мм = 0,0001 м Относительная шероховатость трубы: е = Δ/ dэ = 0,0001/0,027 = 4*10-3 Коэффициент трения: (1) 3.56. λ = 1/(0,87*ln (3,7/ е ))² = 0,028 Местные сопротивления: Вентиль нормальный ξ = 6 Выход из трубы ξ = 1 Сумма местных сопротивлений: Σ ξ = 1+6 = 7 Полное гидравлическое сопротивление трубопровода: (1) 77. 4.7. Принимаем геометрическую высоту подъёма жидкости Нг = 5 м (конструктивно). Потеря давления, развиваемого насосом на подъём конденсата: = ρкд * g * Нг = 927,9*9,81*5 = 45513 Па Потеря давления, развиваемого насосом на подъём бульона: = ρб * g * Нг = 987*9,81*5 = 48412 Па 4.8. Подбор насоса для подачи бульона: Полный напор развиваемый насосом: (3) стр.91 = + + + = 27770 + 65132 +10930 + 48412 = 143244 Па Объёмная производительность насоса: Vб = Gн /ρб н = 0,5/999,5 = 1,39*10-3 м3 /с = 5 м3 /ч. Потеря напора: Н = / ρ*g = 143244/987*9,81 = 15 м.вод.ст. Принимаем центробежный насос марки X8/18, КПД насоса = 0,5 Мощность электродвигателя: N = Vб * / = 1,39*10-3 *143244/0,5 = 398 Вт Принимаем электродвигатель серии 2В 100S2 мощностью N2 = 4,0 кВт 4.9. Подбор насоса для перекачивания конденсата. Полный напор, развиваемый насосом: = + + = 55388 + 2011 + 45513 = 102912 Па. Объёмная производительность: Vкд = Gкд /ρкд н = 0,785/927,9 = 0,846*10-3 м3 /с = 3,05 м3 /ч. Потеря напора: Н = / ρ*g = 102912/927,9*9,81 = 11 м.вод.ст. Принимаем центробежный насос марки X8/18, КПД насоса = 0,5 Мощность электродвигателя: N = Vкд * / = 0,846*10-3 *102912/0,5 = 174 Вт Принимаем электродвигатель серии 2В 100S2 мощностью N2 = 4,0 кВт 5. Механический расчёт 5.1. Основные детали теплообменника: корпус, фланцы, днища, обечайки, болты, принимаем из стали ст.3 (1) стр.83 Номинальное допускаемое напряжение стали Вст3 , =132 МПа Поправочный коэффициент для обогреваемого корпуса с отверстиями для приварки патрубков и выпуклых днищ : =0,9 – для корпуса =0,95 – для днища с отверстиями Расчётное допускаемое напряжение на растяжение для стали Вст3 (1 стр.48) Для корпуса: МПа Для днища: МПа Коэффициент прочности сварного стыкового шва, свариваемого электросваркой вручную =0,7 5.2. Толщина стенки корпуса: Р = 45513 Па = 0,045 мПа – принимаем давление в корпусе аппарата равным давлению, развиваемому насосом подачи конденсата. С = 0,003 м – конструктивная добавка на коррозию, овальность 5.3. Толщина выпуклого днища: Р = 135611 Па = 0,14 мПа – давление во входной камере, равное давлению, создаваемому насосом подачи бульона. dн = dв + 2*δ1 = 0,6 + 2*0,004 = 0,608м – наружный диаметр корпуса. Фактор формы днища – К = 2,1 (1) стр.124 Отношение h / dн =0,125/0,608 = 0,21 Отношение (t+d)/ dн = (0,1+0,032)/0,608 = 0,22 Толщина выпуклого днища: = (0,14*0,608*2,1)/(2*125,4*0,7)+0,003 = 4*10-3 мм 5.4. Расчёт болтов фланцевого соединения корпуса. Усилие, открывающее днище входной камеры от фланца (1) 5.119 Q = π* d²ср *(Р/4) = 3,14*0,72²*(0,21/4) = 0,085мм Принимаем предварительно внутренний диаметр резьбы болта (1) т.13 Dв = 14 мм = 0,014 м Принимаем отношение шага расположения болтов к внутреннему диаметру: S/ Dв = 5 Шаг болтов, предварительно: (1) стр.157 z = π* Dв /t = 3,14*0,6/0,07 = 30 Принимаем число болтов кратное четырём z = 32 Уточнённый шаг болтов: t=π* Dб / z = 3,14*0,67/32 = 0,066м Усилие на один болт: Р0 = К*Q/z = 2*0,085/32 = 5,3*10-3 мм, где К=2 – коэффициент затяжки болта для мелких прокладок (1) стр.157 Внутренний диаметр резьбы болта (1) 5.123. D =1,13 +0,005=1,13 +0,005= 0,0125 м = 12,5 мм Принимаем болты с шестигранной головкой нормальной точности по ГОСТ 7798-70 (1) т.13 Номинальный диаметр резьбы 16 мм. Шаг резьбы – крупный, резьба метрическая М16 5.5. Толщина круглого приварного фланца: (1) 5.125. δ = β +C β=0,43 – коэффициент для фланцев, имеющих прокладку по всей торцевой поверхности (1) стр.159 r0 = Dб /2 = 0,67/2 = 0,335м – радиус окружностей центров болтовых отверстий r = Dв /2 = 0,6/2 = 0,3м – внутренний диаметр корпуса d = 0,018м – диаметр болтового отверстия δн = δ = 118,8 мПа – допускаемое напряжение на изгиб (1) 5.2 С = 0,004м – конструктивная прибавка (1) 158. δ = β +C = 0,43 +0,004 = 8,7*10-3 м = 9 мм 6. Расчёт тепловой изоляции. Тепловая изоляция используется для уменьшения тепловых потерь, повышения эффективности использования теплоносителя, выполняя требования техники безопасности и защиты поверхности от коррозии. 6.1. Принимаем температуру на поверхности изоляции, согласно санитарным нормам t = 40 C 6.2. Принимаем температуру окружающего воздуха t =20 C 6.3. Принимаем теплоизоляционный материал: минераловатно-асбестовые плиты К = 4, коэффициент теплопроводности = 0,079 ВТ/мК 6.4. Коэффициент теплопередачи в окружающую среду = + =9,74+0,07 =9,74+0,07(40-20)=11,14 ВТ/мК 6.5. Удельный тепловой поток от изолированной поверхности к окружающему воздуху: q = ) = 11,14*(40-20) = 222,8 ВТ/м 6.6. Толщина тепловой изоляции: q * = (0,079/222,8*(138-40)) = 0,035 м = 35мм Список используемой литературы: 1. Солнцев В.Д. Процессы и аппараты пищевых производств и химической технологии: Учебно-методическое пособие по курсовому проектированию. - Влад.: ТГЭУ, 2006.-100 с. 2. Лунин О.Г., Вельтищев В.Н. Теплообменные аппараты пищевых производств. - М.: Агропромиздат, 1987.-239 с. 3. Соколов В.И. Основы расчёта и конструирования машиностроения и аппаратов пищевых производств. – М.: Машиностроение, 1983.-484 с.