三效蒸發(fā)裝置設計

1、化工原理課程設計三效蒸發(fā)裝置設計 班 級: 高073（杏） 姓 名: 韓 彪 指導老師: 朱 國 華 化工原理課程設計任務書設計題目：三效標準（外加熱）式蒸發(fā)器的設計原始數據：1、處理量（kg/h）：35002、初始溫度（°C）：203、初始濃度（%）：104、完成液濃度（%）：45工藝特點：1、并流操作；2、進料溫度；3、抽出額外蒸汽量：E1=0；E2=0；4、加熱蒸汽壓強（kg/cm2絕壓）65、末效真空度（mmHg 表壓）620設計內容：1、蒸發(fā)器的工藝計算和結構設計2、混合冷凝器的設計或選型3、預熱器的設計或選型4、泵的設計或選型設計要求：1、畫一張詳細（最好帶控制點的）工藝

2、流程圖2、編寫一份規(guī)范的設計說明書- 1 -目錄第一章 蒸發(fā)裝置的設計( 1 ) 第一節(jié) 設計方案簡介( 2 )第二章 工藝流程草圖及說明 ( 4 )第三章 工藝計算及主體結構計算( 5 )第一節(jié) 多效蒸發(fā)的工藝計算( 5 ) 第二節(jié) 蒸發(fā)器的主要結構尺寸計算 ( 14 )第四章 蒸發(fā)裝置的輔助設備( 19 )第五章 主要設備強度計算及校核( 22 )第六章 設計一覽表及總結( 23 )參考文獻( 25 ) 第一章 蒸發(fā)裝置的設計本章符號說明英文字母 希臘字母c 比熱容，kJ/(·)； 對流傳熱系數，W/(m2·)；d 管徑, m； 溫度差損失，； D 直徑, m； 有限差

3、值；D 加熱蒸汽消耗量, kg/h； 誤差；e 單位蒸汽消耗量, kg/kg； 熱損失系數；f 校正系數； 阻力系數；F 進料量, kg/h； 導熱系數，W/(m·)；g 重力加速度, m/s2； 黏度，Pa·s；h 高度, m； 密度，kg/ m3；H 高度, m； 總和；k 杜林線的斜率； 系數。K 總傳熱系數, W/(m2·)； 下標L 液面高度，m； 1、2、3 效數的序號；L 淋水板間距, m； 0 進料量； n 效數； A 僅考慮溶液蒸汽壓降低；n 管數； i 內側的；n 第n效，效數序號； K 冷凝器的； p 壓強, Pa； L 溶液的；q 熱通量,

4、 W/ m2； m 平均；Q 傳熱速度, W； o 外側的；r 汽化熱, kJ/； p 壓強；R 熱阻, m2·/W； s 污垢的；S 傳熱面積, m2； s 秒；t 溶液的沸點, ； V 蒸汽的；t 管心距, m； W 水的； T 蒸汽的溫度, ； w 壁面的。 u 流速, m/s； 上標U 蒸發(fā)強度, kg/( m2·h)； 二次蒸汽的； V 體積流量, m3/s； 因溶液蒸汽壓下降而引起的；W 蒸發(fā)量, kg/h； 因液柱靜壓強而引起的； W 質量流量, kg/s； x 溶液的質量分數第一節(jié) 設計方案簡介蒸發(fā)操作是將含有不揮發(fā)溶質的溶液加熱沸騰，將其中的揮發(fā)性溶劑部分

5、溶化，目的主要是獲得濃縮的溶液，有時也為得到純凈的溶劑。蒸發(fā)裝置的設計任務是：確定蒸發(fā)的操作條件、蒸發(fā)器的形式及蒸發(fā)流程；進行工藝計算，確定蒸發(fā)器的傳熱面積及結構尺寸。一、 蒸發(fā)器的類型與選擇隨著工業(yè)技術的發(fā)展，新型蒸發(fā)器不斷出現。在工業(yè)中常用的間接加熱蒸發(fā)器分為循環(huán)型和單程型兩大類。循環(huán)型的蒸發(fā)器中有中央循環(huán)管式、懸筐式、外加熱式、列文式及強制循環(huán)式等，單程型的蒸發(fā)器有升膜式、降膜式、升降膜式及刮板式等。本次實驗主要探討外加熱式循環(huán)蒸發(fā)器，其結構特點和適用的場合如表1-1所示。表1-1 外加熱蒸發(fā)器的結構特點與性能形式結構特點優(yōu)點缺點外加熱式料液在加熱管中沸騰形成汽液兩相流，與管中未沸騰的料

6、液間產生密度差，從而產生溶液的循環(huán)。由于循環(huán)管在加熱室外部，使溶液循環(huán)具有較大的推動力1、 便于清洗和更換，同時降低了蒸發(fā)器總高度2、 循環(huán)速度大，加熱面積不受限制，可達數百甚至上千平方米，并可設置多個加熱器加熱管較長，有效溫度差要求較大，限制了多效使用 隨著醫(yī)藥、生物、食品等工業(yè)的飛速發(fā)展，蒸發(fā)設備及蒸發(fā)技術不斷改進和創(chuàng)新。其發(fā)展趨勢大致有如下幾個方面。 （一）開發(fā)新型、高效蒸發(fā)器新型、高效蒸發(fā)器的研究開發(fā)有如下途徑：1、研制設備更加緊湊，提高液體速度，增加液膜湍動，縮短料液在設備中停留時間胡高效、節(jié)能型蒸發(fā)器。2、通過改進加熱表面形狀來提高加熱效果。3、在蒸發(fā)器中插入不同形式的湍流元件，可

7、使沸騰液體側的對流傳熱系數提高50%以上。4、不同結構蒸發(fā)器的組合，如長管降膜短管自然循環(huán)組合式蒸發(fā)器，不但提高了傳熱速率，而且減緩胃結垢速率。（二）蒸發(fā)與其他單元操作相結合將蒸發(fā)與其他化工單元操作結合，構成集成式的工藝流程，如蒸發(fā)干燥、蒸發(fā)分餾、蒸發(fā)結晶等。其中最具代表性胡是強制循環(huán)蒸發(fā)結晶器及奧斯陸型蒸發(fā)結晶器，可在一個系統(tǒng)同時完成加熱、蒸發(fā)及結晶等過程。（三）蒸發(fā)器傳熱的強化及防除垢技術蒸發(fā)器傳熱的強化及防除垢技術是科研工作者關注的課題之一。目前研究成果有：1、在蒸發(fā)器內插入多種形式的湍流元件，通過改變加熱表面形狀或其他增加液膜湍動措施來強化傳熱，并減緩結垢；2、通過改變料液性質來提高傳

8、熱效果，如加入適當的表面活性劑可使總傳熱系數成倍提高；加入適當阻垢劑，則可抑制結垢；3、氣液固三相流化床蒸發(fā)器在蒸發(fā)中的防除垢及強化傳熱效果十分顯著，具有高效、多功能、易操作等一系列優(yōu)點。面對種類繁多的蒸發(fā)器，選用時主要應考慮如下原則：（1） 要有較高的傳熱系數，能滿足生產工藝的要求。（2） 生產能力較大。（3） 構造簡單，操作維修方便。（4） 能適應所蒸發(fā)物料的工藝特性。蒸發(fā)物料的物理、化學性質常常使一些傳熱系數高的蒸發(fā)器在使用上受到限制。因此，在選型時，能否適應所蒸發(fā)物料的工藝特性，是首要考慮的因素。蒸發(fā)物料的工藝特性包括粘度、熱敏性、結垢、有無結晶析出、發(fā)泡性及腐蝕性等。（1） 對于粘度

9、大的物料不適宜選擇自然循環(huán)型，選用強制循環(huán)型或降膜式蒸發(fā)器為宜。通常，自然循環(huán)型適用的粘度范圍為0.010.1Pa.s。（2） 對于熱敏性物料應選用停留時間短的各種膜式蒸發(fā)器設備，且常用真空操作以降低料液的沸點和受熱程度。（3） 對易結垢的料液，宜選取管內流速大的強制循環(huán)蒸發(fā)器。（4） 有結晶析出的物料，一般應采用管外沸騰型蒸發(fā)器，如強制循環(huán)式、外加熱式等。（5） 對易發(fā)泡的物料，可采用升膜式蒸發(fā)器，高速的二次蒸汽具有破泡作用；強制循環(huán)式及外加熱式具有較大的料液速度，能抑制氣泡生長，可采用。對發(fā)泡嚴重的物料，可加入微量的消泡劑。（6） 對處理腐蝕性物料的蒸發(fā)器，應選用耐腐蝕的材料，如不透性石墨

10、及合金材料等。二、多效蒸發(fā)的效數與流程（一）效數的確定利用多效蒸發(fā)的目的，是為了充分利用熱能，即通過蒸發(fā)過程中二次蒸汽的再利用，以減少生蒸汽的消耗，從而提高了蒸發(fā)裝置的經濟性。表1-2為不同效數蒸發(fā)裝置的蒸汽消耗量，其中實際蒸汽消耗量包括蒸發(fā)裝置的各項熱量損失。表1-2 不同效數蒸發(fā)裝置的蒸汽消耗量理論蒸汽消耗量實際蒸汽消耗量蒸發(fā)1kg水所需蒸汽量Kg蒸汽kg水1kg蒸氣蒸發(fā)水量Kg水kg蒸汽蒸發(fā)1kg水所需蒸汽量Kg蒸汽kg水1kg蒸氣蒸發(fā)水量Kg水kg蒸汽本裝置若再增加一效可節(jié)約蒸汽%單效111.10.9193二效0.520.571.75430三效0.3330.42.525四效0.2540

11、.33.3310五效0.250.273.77由上表看出，隨效數增多，蒸汽節(jié)約越多，但不是效數越多越好，多效蒸發(fā)的效數受經濟和技術因素的限制。經濟上的限制是指效數超過一定值時經濟上不合理。在多效蒸發(fā)器中，隨著效數的增加，總蒸發(fā)量相同時所需的生蒸汽量減少，使操作費用降低，但效數越多，設備費用越多。而且隨著效數的增加，所節(jié)約的生蒸汽量越來越少。從表1-2中可明顯看出，從單效改為雙效生蒸汽節(jié)約93%,但由四效改為五效僅節(jié)約生蒸汽10%。所以不能無限制地增加效數，最適宜的效數應使設備費和操作費總和為最小。技術上的限制效數過多，蒸發(fā)操作將難以進行。一般工業(yè)生產中加熱蒸汽壓強和冷凝器的真空度都有一定限制，因

12、此，在一定操作條件下，蒸發(fā)器的理論總溫度差為一定值。當效數增多時，由于各效溫差損失之和的增加，使總有效溫差減少，分配到各效的有效溫差將會小至無法保證各效發(fā)證正常的沸騰狀態(tài)，蒸發(fā)操作將難以進行。在蒸發(fā)操作中，為保證傳熱的正常進行，根據經驗，每一效的溫度差不能小于57 。通常，對于電解質溶液，采用23效，對于非電解質溶液，如有機溶劑等，其沸點升高較小，可取46效。本實驗主要選取三效來進行研究。（二）流程的選擇 多效蒸發(fā)的操作流程根據加熱蒸汽與液料的流向不同，可分為并流、逆流、平流及錯流四種。采用多效蒸發(fā)裝置是節(jié)能的途徑之一。此外，為了回收系統(tǒng)中的熱量，應盡量利用低溫的熱源，如蒸汽冷凝液的利用及二次

13、蒸汽的壓縮再利用等。第二章 工藝流程草圖及說明本次實驗主要研究并流加料方式。其流程及優(yōu)缺點如表1-3。表1-3 三效蒸發(fā)加料方式的流程及優(yōu)缺點加料方式并流法流程示意料液與蒸汽的流向并流，溶液和蒸汽的流向均為由第1效順流至末效，完成液由末效底部排出優(yōu)點1、 利用各效間壓差自動進料，可省去輸液泵2、 前效溫度高于后效，進料呈過熱狀態(tài)，產生自蒸發(fā)，各效間可不設預熱器3、 輔助設備少，裝置緊湊，溫差損失少4、 操作簡便，工藝穩(wěn)定缺點后效溫度低，組成高，料液黏度增大，降低了傳熱系數應用范圍黏度不大或隨便組成增高黏度變化不大的料液第三章 工藝計算及主體結構計算第一節(jié) 多效蒸發(fā)的工藝計算多效蒸發(fā)工藝計算的主

14、要依據是物料衡算、熱量衡算及傳熱速率方程。計算的主要項目有：加熱蒸發(fā)（生蒸汽）的消耗量、各效溶劑蒸發(fā)量以及各效的傳熱面積。計算的已知參數有：料液的流量、溫度和濃度，最終完成液的濃度，加熱蒸汽的壓強和冷凝器中的壓強等。（一） 蒸發(fā)器的設計步驟多效蒸發(fā)的計算一般采用迭代計算法（1） 根據工藝要求及溶液的性質，確定蒸發(fā)的操作條件（如加熱蒸汽壓強及冷凝器壓強）、章法其的形式、流程和效數。（2） 根據生產經驗數據，初步估計各效蒸發(fā)量和各效完成液的組成。（3） 根據經驗，假設蒸汽通過各效的壓強降相等，估算各效溶液沸點和有效總溫差。（4） 根據蒸發(fā)器的焓衡算，求各效的蒸發(fā)量和傳熱量。（5） 根據傳熱速率方程

15、計算各效的傳熱面積。若求得的各效傳熱面積不相等，則應按下面介紹的方法重新分配有效溫度差，重復步驟（3）至（5），直到所求得的各效傳熱面積相等（或滿足預先給出的精度要求）為止。（二） 蒸發(fā)器的計算方法 下面以三效并流加料的蒸發(fā)裝置為例介紹多效蒸發(fā)的計算方法。1.估值各效蒸發(fā)量和完成液組成 總蒸發(fā)量 （1-1） 在蒸發(fā)過程中，總蒸發(fā)量為各效蒸發(fā)量之和 W = W1 + W2 + + Wn （1-2） 任何一效中料液的組成為 （1-3） 一般情況下，各效蒸發(fā)量可按總政發(fā)來那個的平均值估算，即 （1-4）對于并流操作的多效蒸發(fā)，因有自蒸發(fā)現象，課按如下比例進行估計。例如，三效蒸發(fā) W1：W2：W3=1

16、：1.1：1.2 （1-5）以上各式中 W 總蒸發(fā)量，kg/h； W1，W2 ， ，Wn 各效的蒸發(fā)量，kg/h； F 原料液流量，kg/h； x0, x1, xn 原料液及各效完成液的組成，質量分數。 2.估值各效溶液沸點及有效總溫度差欲求各效沸點溫度，需假定壓強，一般加熱蒸汽壓強和冷凝器中的壓強（或末效壓強）是給定的，其他各效壓強可按各效間蒸汽壓強降相等的假設來確定。即 （1-6） 式中 各效加熱蒸汽壓強與二次蒸汽壓強之差，Pa； 第一效加熱蒸汽的壓強，Pa； 末效冷凝器中的二次蒸汽的壓強，Pa。多效蒸發(fā)中的有效傳熱總溫度差可用下式計算： （1-7）式中 有效總溫度差，為各效有效溫度差之和

17、，； 第一效加熱蒸汽的溫度，； 冷凝器操作壓強下二次蒸汽的飽和溫度，； 總的溫度差損失，為各效溫度差損失之和，。 （1-8）式中 由于溶液的蒸汽壓下降而引起的溫度差損失，； 由于蒸發(fā)器中溶液的靜壓強而引起的溫度差損失，； 由于管路流體阻力產生壓強降而引起的溫度差損失，。關于 、 和 的求法，分別介紹如下：（1）由于溶液蒸汽壓下降多引起的溫度差損失 可用校正系數法和杜林規(guī)則求得。校正系數法： （1-9）式中 常壓下由于溶液蒸汽壓下降引起的溫度差損失，； 某些溶液在常壓下的沸點 值可從手冊差得； 校正系數，量綱為一。一般取 （1-10） 式中 操作壓強下水的沸點，亦即二次蒸汽的飽和溫度，； 操作壓

18、強下二次蒸汽的汽化熱，kJ/kg.杜林規(guī)則：某種溶液的沸點和相同壓強下標準液體（一般為水）的沸點呈線性關系。在以水的沸點為橫坐標，該溶液的沸點為縱坐標并以溶液的組成為參數的直角坐標圖上，可得一組直線，稱為杜林直線。利用杜林線圖，可根據溶液的組成及世紀壓強下水的沸點查出相同壓強下溶液的沸點，從而得出 值。根據杜林規(guī)則也可計算液體在各種壓強下沸點的近似值。此法的依據是：某液體在兩種不同壓強下兩沸點之差 與水同樣壓強下兩沸點之差 ，其比值為一常數，即 求得k值，其他任一壓強下的沸點 就可由下式求得，即 （1-11） 所以不用杜林線圖也可計算出溶液的 值。（2）由于蒸發(fā)器中溶液靜壓強引起的溫度差損失

19、某些蒸汽器在操作室，器內溶液需維持一定的液位，因而蒸發(fā)器中溶液內部的壓強大于液面的壓強，致使溶液內部的沸點較液面處高，二者之差即為因溶液靜壓強引起的溫度差損失 。為簡便起見，溶液內部的沸點可按液面和底層的平均壓強來查取。平均壓強近似按靜力學方程估算： （1-12）式中 蒸發(fā)器中液面和底部間的平均壓強，Pa； 二次蒸汽的壓強，即液面處的壓強，Pa； 溶液的平均密度，kg/ m3； 液層高度，m； 重力加速度，m/ s2。 （1-13）式中 根據平局壓強 求得水的沸點，； 根據二次蒸汽壓強 求得水的沸點，。由于管道流動阻力產生的壓強降所引起的溫度差損失 在多效蒸發(fā)中，末效以前各效的二次蒸汽流到次一

20、效的加熱室的過程中，由于管道阻力使其壓強降低，蒸汽的飽和溫度也相應降低，由此而引起的溫度插損失即為 。根據經驗，取各效間因管道阻力引起的溫度差損失為1.根據已估算的各效二次蒸汽壓強 及溫度差損失 ，即可由下式估算各效溶液的沸點t。 （1-14）3.加熱蒸汽消耗量和各效蒸發(fā)水量的初步計算第一效的焓衡算式為 （1-15） 由式（1-15）可求得第I 效的蒸發(fā)量 。若在焓衡算式中計入溶液的濃縮熱及蒸發(fā)器的熱損失，尚需考慮熱利用系數 。一般溶液的蒸發(fā) ，可取 為0.98-0，7 （式中 為溶液的組成變化，以質量分數表示）。 （1-16） 式中 第i 效的加熱蒸汽量，kg/h,當無額外蒸汽抽出時， ；

21、第i 效加熱蒸汽的汽化熱，kJ/kg； 第i 效二次蒸汽的汽化熱，kJ/kg； 原料液的比熱容，kJ/（kg·）； 水的比熱容，kJ/（kg·）； 、 第i 效及第（i-1）效溶液的沸點，； 第i 效的熱利用系數，量綱為一。對于加熱蒸汽（生蒸汽）的消耗量，可列出各效焓衡算式并與式（1-2）聯(lián)解而求得。4.蒸發(fā)器的傳熱面積和有效溫度差在各效中的分配任一效的傳熱速率方程為 （1-17） 式中 第i 效的傳熱速率，W； 第i 效的傳熱系數，W； 第i 效的傳熱面積，m2； 第i 效的傳熱溫度差，。有效溫度分配的目的是為了求取蒸發(fā)的傳熱面積 ，現以三效為例，即 （1-18） 式中

22、（1-19） （1-20） 在多效蒸發(fā)中，為了便于制造和安裝，通常采用各效傳熱面積相等的蒸發(fā)器，即 若由式（1-18）求得的傳熱面積不相等，應依據各效面積的原則重新分配各效的有效溫度差。方法如下：設以表示各效面相等時的有效溫度差，則 , , （1-21）與（1-18）式相比可得 ， ， （1-22） 將式（1-22）中三式相加，得 或 （1-23）式中 各效的有效溫度差之和，稱為有效總溫度差，。由式（1-23）求得傳熱面積S后，即可由式（1-22）重新分配各效的有效溫度差。重復上述步驟，直至求得的各效傳熱面積相等，該面積即為所求。5.傳熱系數K的確定目前在蒸發(fā)器的設計中，傳熱系數K值大多根據實

23、測數據或生產經驗值來選定，選用時應注意連著條件的相似。本書附錄中列出了幾種不同類型蒸發(fā)器的K值的范圍，可供設計時參考。K值也可通過計算求出，基于外表面積的總傳熱系數K0D的計算式如下： （1-24）式中 、 管外蒸汽冷凝傳熱系數與管內液體沸騰傳熱系數， W/(m2·)； 、 m2·/ W； W/(m2·)； m； 、 、 m。計算K0值主要在于求取管內溶液的沸騰傳熱系數 。該值受溶液的性質、蒸發(fā)器的類型、沸騰傳熱的形式以及蒸發(fā)操作的條件等許多因素的影響。因此，一般沸騰傳熱膜系數關聯(lián)式的準確度較差。極端式可參閱有段手冊。（三）設計計算1估算各效蒸發(fā)量和完成液組成總蒸

24、發(fā)量 因并流加料，蒸發(fā)系統(tǒng)中無額外蒸汽引出，可設 W1：W2：W3=1：1.1：1.2而 解得 2.估算各效溶液的沸點和有效總溫度差設各效間壓強降相等，則總壓強差為 各效間的平均壓強差為 、由各效的壓強差可求得各效蒸發(fā)室的壓強，即 由各效的二次蒸汽壓強，從手冊中差得相應的二次蒸汽溫度和汽化熱列于下表中。二次蒸汽壓強、溫度、汽化熱 效 數參數 1 2 3二次蒸汽壓強 398 280 18二次蒸汽溫度 Ti|（即下一效加熱蒸汽溫度） 143.2 130.3 58二次蒸汽的汽化熱 （即下一效加熱蒸汽溫度） 2139 2176.7 2860(1)各效溶液的蒸汽壓下降所引起的溫度差損失 根據各效的二次蒸

25、汽溫度 （亦即相同壓強下水的沸點）和各效完成液的組成 ，由NaOH水溶液的杜林線圖查得各效溶液的沸點 分別為 則各效由于溶液蒸汽壓下降所引起的溫度差損失為 所以 各效由于溶液靜壓強所引起的溫度差損失根據故 根據各效溶液的平均壓強，由手冊查得對應的飽和溫度為 所以 （3）由于不計流體阻力產生壓強降所引起的溫度差損失則 ，故各效總的溫度差損失為 （4）各效溶液的沸點和有效總溫度差 溶液的沸點為 有效總溫度差 由手冊查得壓強為589kPa時蒸汽的飽和溫度為157.7 ，汽化熱為2101.2kJ/kg,所以 3.加熱蒸汽消耗量和各效蒸發(fā)水量的初步計算第一效的焓衡算式為： 因沸點進料，故 。為考慮NaO

26、H水溶液濃縮熱的影響，熱利用系數 取為 所以 （a）同理，第二效的熱衡算式為 所以 1 （b）同理，第三效的熱衡算式為 （c）又 （d）聯(lián)立式（a）、（b）、（c）、（d），解得 4.估算蒸發(fā)器的傳熱面積 誤差為 ，誤差較大。故應調整各效的有效溫度差，重復上述計算步驟。5.重新分配各效的有效溫度差 重新分配有效溫度差，得 6.重復上述計算步驟（1）由所求得的各效蒸汽量，求各效溶液的組成，它們分別為 (2)計算各效溶液沸點 因末效完成液濃度和二次蒸汽壓強不變，各種溫度差損失可視為恒定，故末效溶液的沸點 仍為144.9，而 ，則第三效加熱蒸汽溫度（即第二效二次蒸汽溫度）為 由第二效的二次蒸汽溫度

27、及 ，查杜林線圖得第二效溶液的 且由于靜壓強引起的溫差損失 可視為不變，故第二效溶液的沸點為 同理， ，而 由 及 ，查杜林線圖，得 則 說明溶液的各種溫度差損失變化不大，不必重新計算，故有效總溫度差仍為 溫差重新分配后各效溫度情況如下： 效數 參 數 1 2 3 加熱蒸汽溫度/ 溫度差/ 溶液沸點/ （3）各效的衡算 第一效 （a） 第二效 （b） 第三效 （c） （d） 聯(lián)立（a）、（b）、（c）、（d），解得 、 與第一次熱量衡算所得結果 ， ， 比較，其相對誤差如下 相對誤差均小于0.05，故計算的各效蒸發(fā)量結果合理。其各效溶液濃度無明顯變化，不必再算。（4）計算蒸發(fā)器的傳熱面積 Q1

28、 = D1r1 = 886×2101.2×103/3600 = 0.51×106 w t1 = 13.7 S1 = = 20.7 m2 Q2 = w1r1, = 1153×2224.6×103/3600 = 0.71×106 w t2, = 29.3S2 = = 20.2m2Q3 = w2r2 = 719×2256.3×103/3600 =0.45×106 wt3, =38.0 S3 = = 19.7 m2誤差1 - = 1 -= 0.048< 0.05,試差結果合理，取平均面積S = 20.2 m

29、2第二節(jié) 蒸發(fā)器的主要結構尺寸計算下面以中央循環(huán)管式蒸發(fā)器為例介紹蒸發(fā)器主要結構尺寸的設計極端方法。蒸發(fā)器主體為加熱室和分離室。加熱室由直立的結熱管束所組成，管束中間為一根直徑較大的中央循環(huán)管。分離室是汽液分離的空間。蒸發(fā)器的主要結構尺寸包括：加熱室和分離室的直徑及高度；加熱管與循環(huán)管的規(guī)格、長度及在花板上的排列方式等。這些尺寸的確定取決于工藝計算結果，主要是傳熱面積。（一） 加熱管的選擇和管數的初步估計蒸發(fā)器的結熱管通常選用 、 、 等幾種規(guī)格的無縫鋼管。加熱管的長度一般為0.62m，但也有選用2m以上的管子。管子長度的選擇應根據溶液結垢的難易程度、溶液的起泡器和廠房的高度等因素來考慮。易結

30、垢和易起泡沫溶液的蒸發(fā)宜選用短管。當加熱管的規(guī)格與長度確立后，可由下式初步估計所需的管子數 （2-1）式中 蒸發(fā)器的傳熱面積， ,由前面的工藝計算決定； 加熱管外徑，m； 加熱管長度，m。 因加熱管固定在管板上，考慮管板厚度所占據的傳熱面積，則計算 時的官場應用（L-0.1）m。 為完成傳熱任務所需的最小實際管束n只有在管板上排列加熱管后才能確定。（二） 循環(huán)管的選擇蒸發(fā)管的截面積是根據使循環(huán)阻力盡量減小的原則來考慮的。中央循環(huán)管式蒸發(fā)器的循環(huán)管截面積可取加熱管總截面積的40100。加熱管的總截面積可按 計算。循環(huán)管內徑以 表示，則 所以 （2-2）對于加熱面積較小的蒸發(fā)器，應取較大的百分數。按上式計算出 后，應從管規(guī)格表中選取管徑相近的標準管。只要 與相差不大，循環(huán)管的規(guī)格一次確定。循環(huán)管的管長與加熱器相等。循環(huán)管的表面積不計入傳熱面積中。（三） 加熱室直徑及加熱管數目的確定加熱室的內徑取決于加熱管和循環(huán)管的規(guī)格、數目及