КурсоваяКурсовая Процессы переноса импульса при трубопроводном транспорте пищевых продуктов
Работа добавлена на сайт bukvasha.net: 2015-10-25
Поможем написать учебную работу
Если у вас возникли сложности с курсовой, контрольной, дипломной, рефератом, отчетом по практике, научно-исследовательской и любой другой работой - мы готовы помочь.
Предоплата всего
от 25%
Подписываем
договор
Агентство по образованию Российской Федерации Казанского Государственного Технологического Университета Высшая школа экономики Курсовая работа Вариант №1 по дисциплине: Процессы и аппараты, их конструирование для пищевых производств на тему: Процессы переноса импульса при трубопроводном транспорте пищевых продуктов. Исполнитель: Иванова К.А. гр.97-001 (2 поток) Руководитель: Овчинников А.А.Казань, 2009г.
Содержание. Введение…………………………………………………………………………………….3 Щадящая транспортировка пищевых продуктов………………………………4 Гидравлические расчеты………………………………………………………………….7 1.1 Расчет гидравлического сопротивления трубопроводов…………………………...7 1.2 Расчет оптимального диаметра трубопроводов…………………………….…..….12 1.3 Расчет гидравлического сопротивления аппаратов пористыми и зернистыми слоями и насадками………………………………………………………………......14 1.4 Расчет насосов и вентиляторов………………………………………………………17 1.5 Примеры расчета насосов и вентиляторов…………………………………………..23 2. Пленочное течение жидкостей……………………………………………………….…..28 Заключение………………………………………………………………………………...30 Литература………………………………………………………………………………....31 Приложение №1…………………………………………………………………………...32
ВведениеЗадачи транспортирования жидких и газовых сред без контакта с окружающей средой между различными стадиями процессов внутри цехов, а также на значительные расстояния как внутри предприятия, так и между ними (до нескольких тысяч километров) решаются с использованием трубопроводов, а также нагнетательного оборудования. В данной работе представлено организация процессов импульса при трубопроводном транспорте пищевых продуктов. Курсовой проект включает расчет типовой установки (выпарной, абсорбционной, ректификационной и др.) и её графическое оформление. В период работы над проектом мы ознакомимся выбором аппаратуры и технико – экономических обоснований, оформлением технической документации. Данная курсовая работа составлена по следующей схеме. Первая часть посвящена общим принципам расчета гидравлических и тепловых процессов, а также механическим расчетам аппаратов. Приведенные здесь уравнения, справочные данные и рекомендации помогут рассчитать гидравлическое сопротивление систем, подобрать для них соответствующие насосы, вентиляторы или газодувки. Во второй части даны примеры расчета типовых массообменных рекомендации по расчету аппаратов различных конструкций. Рассмотрены вспомогательные аппараты и оборудование, которые следует рассчитать или подобрать для обеспечения работы данной установки. Приведены справочные данные по устройству и размерам типовых аппаратов. Для облегчения решения этой задачи в пособии приводятся схемы расчетов основных аппаратов. Задачу по разработке программ для ЭВМ каждая кафедра должна решать с учетом конкретных условий и возможностей.
Щадящая транспортировка пищевых продуктов Порошкообразные и зернистые (гранулированные) пищевые продукты транспортируются, как правило, пневматически. Интересную и перспективную возможность в этом плане предлагает вакуумная техника в сфере транспортировки вакуумом. Одно берлинское предприятие по обжарке и фасовке использует в вакуумных транспортировочных установках в основном смазываемые маслом шиберные вакуумные насосы. Хотя отработанный воздух этих вакуумных насосов отводится и теоретически не может соприкасаться с транспортируемым продуктом, с точки зрения гарантии качества продукции предприятие не хочет рисковать и, поэтому, эксплуатирует большинство вакуумных насосов с синтетическим, безвредным для продуктов питания маслом. В прошлом году были выделены средства на установку ещё одной линии для переработки молотого кофе. Через фирму Pega Maschinen- und Anlagenbau GmbH, Бремен предприятие нашло партнёра, предложившего комплексную установку для транспортировки и дозировки молотого кофе. Инженеры-проектировщики предложили для этой линии два кулачковых вакуумных насоса (тип Mink) производства фирмы Dr.-Ing. K. Busch GmbH, Маульбург. Установка (см. технологическую схему) состоит из загрузочной станции, из которой молотый кофе отсасывается в один из двух бункеров. Перед бункерами расположена сепарационная установка, из которой молотый кофе через ячейковые шлюзы подаются в один или второй бункер. К этим сепарационным установкам подключен вакуумный насос Mink, который постоянно поддерживает в установке константный вакуум. Перед одним из этих бункеров-накопителей установлен второй вакуумный насос Mink, отсасывающий – снова через сепаратор – кофе в одну из двух накопительных ёмкостей, оснащённых дозирующими шнеками. Из этих накопительных ёмкостей кофе транспортируется к упаковочному агрегату прямо через дополнительно подключенную вакуумную транспортную установку. Транспортная установка эксплуатируется с ноября 1998 года в две смены. Пользователь, с приобретением этой установки, получит ряд существенных преимуществ. Например, вакуумные насосы Mink работают бесконтактным способом, т.е. ни одна из подвижных деталей внутри насоса не соприкасается с другой деталью. Это позволяет исключить из применения масло как эксплуатационное средство для смазки и охлаждения камеры сжатия, что в свою очередь существенно снижает затраты на техническое обслуживание. Замена фильтров и масла отошли в прошлое. Ещё большая экономия получается в результате уменьшения времени простоя оборудования во время технического обслуживания, а также минус затраты на изнашивающиеся детали, масло и экологически правильное удаление старого масла. Благодаря высокому КПД кулачковых вакуумных насосов, они, по сравнению с шиберными вакуумными насосами, при одинаковой всасывающей способности, оснащаются электромоторами меньшего типоразмера. Следствие – существенный потенциал в экономии электроэнергии при посменном режиме работы. Фирма Pega уже на протяжении многих лет производит пневматические транспортные установки для пищевой промышленности. Многолетний опыт в этой области позволяет этой фирме быть компетентным партнёром в области пневматической транспортировки мелкозернистых и порошкообразных пищевых продуктов или их компонентов. На примере берлинского предприятия видно, что необходимо сначала выбрать между нагнетательной или вакуумной транспортной установкой. Затем необходимо выбрать подходящий вакуумный или нагнетательный генератор. Далее каждый руководствуется отдельными критериями, основанными на специфике собственного технологического процесса. Вакуумная подача Вакуумная транспортировка – самый эффективный способ транспортировки мелкозернистых и порошкообразных продуктов из бункеров или приёмных резервуаров для переработки, смешивания или упаковки. Такие продукты как молотый кофе, специи, чай, грануляты, мука или порошкообразные основы для детского питания и хлебобулочных изделий транспортируются с медленной и из-за этого щадящей скоростью по пневматическому трубопроводу методом образования пробок (пробочная транспортировка). Через клапан с противоположной стороны установки в пневмотрубопровод дозами подаётся воздух. Этот воздушный поток снижает плотность продукта и транспортирует его определённое расстояние, прежде чем образуется очередная пробка. При использовании этого так называемого вакуумно-импульсного типа транспортировки производителю установки необходимо точно рассчитать и соответственно воплотить в жизнь дозировку периодически вводимого в пневмотрубопровод воздушного потока, интервалы открытия клапана и месторасположение клапана. Этот тип транспортировки действительно является чрезвычайно щадящим для транспортируемого продукта и не нагружает проводящие линии при абразивности продукта. Ещё одним преимуществом является малый объём исходящего, отработанного воздуха. Его можно легко профильтровать, чтобы поблизости от установки не оставалось запаха продукта. В вакуумных транспортных установках возможен также циркуляционный режим работы, т.е. выходящий воздух вакуумного насоса снова вводится в установку. Этот режим работы применяется в случаях, когда нельзя выпускать воздух из системы. При помощи такого режима работы можно практически полностью устранить запах и исключить контакт продукта, чувствительного к кислороду с кислородом из вводимого в систему «свежего» сжатого воздуха. При циркуляционном режиме работы, воздух пневмотранспортной системы необходимо охлаждать, поскольку в вакуумном насосе он нагревается. При использовании смазываемых маслом шиберных вакуумных насосов необходимо наличие многочисленных фильтров и проведение мероприятий по технике безопасности, чтобы предотвратить контакт масляного тумана из вакуумного насоса через воздушный поток с транспортируемым продуктом. Для такого случая больше подходит применение кулачковых вакуумных насосов Mink. Благодаря безмасляному сжатию, проблемы с маслом устраняются на 100%. Подача под давлением При транспортировке под давлением продукт перемещается по трубопроводу при помощи сжатого воздуха. Транспортировка крупнозернистых пищевых продуктов, например, бобов кофе, как правило, производится именно таким способом. Из-за малой плотности транспортируемой массы вакуумная транспортировка принесла бы в этом случае мало пользы, поскольку, как находящиеся в трубопроводе, так и периодически подаваемые через клапан воздушные объёмы, всасывались бы через промежуточные пространства в продукте. При увеличении всасывающей способности вакуумного насоса и повышении объёма дополнительного впускаемого воздуха такие продукты можно транспортировать и вакуумом. Но в этом случае транспортировка давлением проявляет себя намного экономичнее и эффективнее. Подача под давлением функционирует со значительно более высокими скоростями и без необходимости образования пробок. При транспортировке давлением можно также применять нагнетательную версию Mink, которая функционирует по тому же безмасляному кулачковому принципу, что и вакуумная версия, и достигает значения избыточного давления до2 бар. Основное отличие подачи под давлением от вакуумной подачи состоит в том, что в первом случае по трубопроводу проходит существенно больше воздуха, который после выхода из установки через понижение давления расходится в атмосфере. Поэтому, в этом случае необходимо подключать дополнительные фильтры намного большего объёма. Из-за большого объёма воздуха, контактирующего с продуктом, опасность распространения запаха выше, чем при вакуумной подаче. Вакуумная техника В прошлом для вакуумной транспортировки обычно применялись смазываемые маслом шиберные вакуумные насосы. Они достигают высокой разницы давлений, и с их помощью продукт может преодолевать большие расстояния при стабильном состоянии потока в транспортной линии. Шиберные вакуумные насосы позволяют достичь 99,5 % вакуума и могут применяться по всей шкале давлений, вплоть до атмосферного давления. Из-за необходимости смазывания маслом им необходимо регулярное техническое обслуживание. Возможно применение безвредных для пищевых продуктов масел. Модельным рядом Mink фирма Busch впервые предложила на рынок сбыта кулачковый вакуумный насос для пневматической транспортировки. Агрегат также можно применять по всей шкале давлений, от 100 мбар до атмосферного давления. К тому же предлагается нагнетательная версия этой модели до 2 бар избыточного давления. Возможность компрессии без применения масла – существенное преимущество кулачкового принципа Mink, так как это полностью устраняет затраты на техническое обслуживание и саму необходимость его проведения. При транспортировке пищевых продуктов отсутствие необходимости в масле – ещё одно большое преимущество, поскольку это полностью исключает контакт масла с транспортируемым продуктом. Ещё одно преимущество – снижение затрат на электроэнергию, так как кулачковые вакуумные насосы по сравнению со смазываемыми маслом шиберными вакуумными насосами имеют меньшую потребную мощность электромоторов. Кроме того, у кулачковых вакуумных насосов и кулачковых нагнетателей Mink имеется возможность оснащения частотными регуляторами, что ещё больше увеличивает возможность экономии энергии.
1. Гидравлические расчеты.ОСНОВНЫЕ УСЛОВНЫЕ ОБОЗНАЧЕНИЯ: dэ - эквивалентный диаметр; е - относительная шероховатость трубопровода; g - ускорение свободного падения; h - потери напора; n - частота вращения; N - мощность; p - давление; Dp - перепад давления; Q - объемный расход; u - скорость; h - коэффициент полезного действия;l - коэффициент трения по длине трубопровода; m - динамическая вязкость; x - коэффициент местного сопротивления; r - плотность; s - поверхностное натяжение.Индексы Г – газ, Ж – жидкость, Т – твердое тело.1.1. Расчет гидравлического сопротивления трубопроводовРасчет гидравлического сопротивления [1], [2] необходим для определения затрат энергии на перемещение жидкостей и газов и подбора машин, пользуемых для перемещения – насосов, вентиляторов и т.п. Гидравлическое сопротивление обусловлено сопротивлением трения и местными сопротивлениями, возникающими при изменениях скорости потока по величине или направлению. Потери давления или напора на преодоление сопротивления трения и местных сопротивлений в трубопроводах определяются по формулам:
æ l 
Dр
п = ç l
ö ru 2 
+ åx м×с ÷
; (1.1)
è d
э ø 2
æ l h = ç l
+ åx
ö u 2 ÷
, (1.2)
п ç м×с ÷ è эгде l - коэффициент трения; l и dэ - соответственно длина и эквивалентный диаметр трубопровода; ∑x - сумма коэффициентов местных сопротивлений; ρ - плотность жидкости или газа. Эквивалентный диаметр определяются по формуле
d
э = 4S / П
, (1.3)
где S - площадь поперечного сечения потока; П – смоченный периметр. Формулы для расчета коэффициента трения зависят от режима движения и шероховатости трубопровода. При ламинарном режиме l = А / Re, (1.4)где А – коэффициент, зависящий от формы сечения трубопровода. Ниже приведены значения коэффициента А и эквивалентного диаметра для некоторых сечений:Форма сечений A dэKруг диаметром d ……………………………..64………………....d Квадрат стороной a …………………………….57………………....a Кольцо шириной a ……………………………...96……………......2 а Прямоугольник высотой a, шириной b……......96………………....2а 85 1,81а 73 1,6аВ турбулентном потоке различают три зоны, для которых коэффициент l рассчитывают по разным формулам. 
Для зон гладкого трения при 2320 p Re p 10 1 e l = 0,316 / Re0, 25 (1.5)Здесь е =D / dэ – относительная шероховатость трубы, где D - абсолютная шероховатость трубы (средняя высота выступов шероховатости на поверхности трубы). Ориентировочные значения шероховатости труб приведены ниже: ТрубыD мм. Стальные новые……………………………………………0,006 - 0,1 Стальные, бывшие в эксплуатации , с незначительной коррозией ………………………………………………………………......0,1 – 0,2 Стальные старые, загрязненные …………………………..........0,5 – 2 Чугунные новые; керамические…………………..……….......0,35 – 1 Чугунные водопроводные, бывшие в эксплуатации ……………...1,4 Аллюминиевые гладкие ………………………………….0,015 – 0,06 Трубы из латуни, меди и свинца чистые цельнотянутые стеклянные………………………………………………....0,015 – 0,01 Для насыщенного пара…………………………………………..…0,2 Для пара, работающие периодически……………………………...0,5 Для конденсата , работающие периодически……………………0,1 Воздухопроводы от поршневых и трубокомпрессоров …………0,8
зоны, автомодельной по отношению к Re (Re >560 1 )
е
l = 0,11 е 0,25 (1.7)
Значения коэффициента местных сопротивлений x в общем случае зависят от вида местного сопротивления и режима движения жидкости. Ниже рассмотрены наиболее распространенные типы местных сопротивлений и даны соответствующие значения
коэффициентов x.
1. Вход в трубу: с острыми краями - x = 0,5; с закругленными краями - x = 0,2.
2. Выход из трубы: x = 1.
3. Плавный отход круглого сечения: x = Аw В . Коэффициент А зависят от угла
j, на который изменяется направление потока в отводе:
Угол j, градусы…….20 30 45 60 90 110 130 150 180
А…........……………….0,31 0,45 0,6 0,78 1,0 1,13 1,20 1,28 1,40
Коэффициент В зависит от отношения радиуса поворота трубы R0 к внутреннему диаметру d:
R0 / d:…….1,0 2,0 4,0 6,0 15 30 50
В …………0,21 0,15 0,11 0,09 0,06 0,04 0,03
4. Колено с углом 900 (угольник)
Диаметр трубы, мм………………12,5 25 37 50 >50
x …………………………………2,2 2 1,6 1,1 1,1
5. Вентиль нормальный при полном открытии:
Диаметр трубы, мм……..13 20 40 80 100 150 200 250 350
x………………………..10,8 8,0 4,9 4,0 4,1 4,4 4,7 5,1 5,5
5. Вентиль прямоточный при полном открытии. При Re ³ 3х 105;
Диаметр трубы, мм….....25 38 50 65 76 100 150 200 250
x……......……………… 1,04 0,85 0,79 0,65 0,60 0,50 0,42 0,36
0,32
При Re< 3 105 указанное значение x следует умножить на коэффициент k, зависящий
Re……5000 10000 20000 50000 100000 200000
k……. 1,40 1,07 0,94 0,88 0,91 0,93
7. Внезапное расширение Значение x зависят от соотношения площадей меньшего и большего сечения F1 / F2 и от Re, рассчитываемого через скорость и эквивалентный диаметр для меньшего сечения:
e
|
F1 / F2
|
,1
|
0
,2
|
0
,3
|
0
,4
|
,5
|
,6
|
0
00
000
000
500
|
,10
,70
,00
,00
,81
|
3
,10
1
,40
1
,60
0
,70
0
,64
|
3
,10
1
,20
1
,30
0
,60
0
,50
|
3
,10
1
,10
1
,05
0
,40
0
,36
|
,10
,90
,90
,30
,25
|
,10
,80
,60
,20
,16
|
8. Внезапное сужение 
Значения x определяются так же, как при внезапном расширении:
Re
|
F1 / F2
|
0,1
|
0,2
|
0,3
|
0,4
|
0,5
|
0,6
|
10
100
1000
1000
0
1000
0
|
5,0
1,30
0,64
0,50
0,45
|
5,0
1,20
0,50
0,40
0,40
|
5,0
1,10
0,44
0,35
0,35
|
5,0
1,00
0,35
0,30
0,30
|
5,0
0,90
0,30
0,25
0,25
|
5,0
0,80
0,24
0,20
0,20
|
9, Тройники Коэффициенты x определяются в зависимости от отношения расхода жидкости в ответвлении Q отв к общему расходу Q в основном трубопроводе (магитрали). При определении потерь напора с использованием приведенных ниже коэффициентов следует исходить из скорости жидкости в магистрали. Коэффициент местных сопротивлений, относящих к магисрали (xм) и к ответвляющемуся трубопроводу (xотв), в ряде случаев могут иметь отрицательные значения, так как при слиянии или разделении потоков возможно всасывание жидкости и увеличение напора 
Q отв / Q
Поток входит в магистраль
xотв
|
1,2
|
0,4
|
,08
|
,47
|
,72
|
,91
|
xм
|
,04
|
,1
|
,30
|
,41
|
,51
|
,60
|
Поток выходит из магистрали
xотв
|
,95
|
,88
|
,89
|
,95
|
,10
|
,28
|
xм
|
,04
|
0,08
|
0,05
|
,07
|
,21
|
,35
|
10. ЗадвижкаДиаметр трубы, мм ………15 – 100 175 – 200 300 и выше x …………………………..0,5 0,25 0,1511. Плавное расширение трубопровода 
. x = K ( S 2 - 1) 2 , S1 где S1 - площадь узкого сечения трубопровода S2 – площадь широкого сечения трубопровода a -угол расширения трубопровода
a
|
8
|
10
|
12
|
15
|
20
|
25
|
К
|
0,14
|
0,16
|
0,22
|
0,30
|
0,42
|
0,62
|
12. Постепенное сужение трубопровода 2 æ S ö x = Kç 1 - 1÷ è S2 ø где S1 - площадь узкого сечения трубопровода; S2 – площадь широкого сечения трубопровода; α - угол сушения трубопровода;
a
|
10
|
20
|
40
|
60
|
80
|
100
|
140
|
К
|
0,4
|
0,25
|
0,2
|
0,2
|
0,3
|
0,4
|
0,6
|
1.2. Расчет оптимального диаметра трубопроводов.
Внутренний диаметр трубопровода круглого сечения рассчитывают [1] по формуле
d = 4Q / pu (1.8)
Обычно расход перекачиваемой среды известен и, следовательно, расчет диаметра трубопровода требует определения единственной величины - u. Чем больше скорость, тем
меньше потребный диаметр трубопровода, что снижает стоимость трубопровода, его монтажа и ремонта. Однако с увеличением скорости растут потери напора в трубопроводе, что ведет к увеличению перепада давления, требуемого для перемещения среды, и , следовательно, к росту затрат энергии на ее перемещение.
Оптимальный диаметр трубопровода, при котором суммарные затраты на перемещение жидкости или газа минимальны, следует находить путем технико – экономических расчетов. На практике можно исходить из следующих значений скоростей, обеспечивающий близкий к оптимальному диаметр трубопровода:
Жидкости при давлении самотеком u, м/с
Вязкие………………..…………………………………….0,1-0,5
Маловязкие…………………………….………………….0,5-1,0
При перекачивании насосами
Во всасывающих трубопроводах…………………….......0,8-2,0
В нагнетательных трубопроводах………………………....1,5-3,0
Газы
При естественной тяге…………………..………………….....2-4
При небольшом давлении (от вентиляторов)……………….4-15
При большом давлении (от компрессоров)………………..15-25
Пары
Перегретые……………………………..………………….....30-50
Насыщенные при давлении, Па
Больше 105 …………………………………………………....15-25
(1-0,5)х105 ……………………………………………….....…20-40
(5-2)х104 ………………………………………………….......40-60
(2-0,5)х104 …………………………………………………....60-75
При расчете площади сечения трубопроводов принимают следующие скорости течения, м/с:
для газов:
при естественной тяге………………………………………………..2-4
при небольших давлениях (газоходы вентиляторов)……………...4-15
при значительных давлениях (трубопроводы компрессоров)…....15-25
для жидкостей:
при движении самотеком…………………………………………...0,1-0,5
в напорных трубопроводах…………………………………………0,5-2,5
для водяного пара:……………………………………………………..20-40
Для уменьшения агрессивного воздействия перекачиваемых веществ на внутреннюю поверхность металлических трубопроводов на нее могут наноситься защитные покрытия (лакокрасочные, полимерные и др.)
С целью снижения потерь теплоты через наружную поверхность трубопроводов на нее наносят внешнее изоляционное покрытие (асбест, войлок, стеклянную вату и др.).
В ряде случаев применяют трубы из неметаллических материалов (стекло, углеграфит, полимерные материалы).
Трубопроводы состоят из отдельных участков, соединенных между собой. В зависимости от конструкций различают разъемные и неразъемные соединения трубопроводов . Разъемные соединения могут быть фланцевыми, резьбовыми и раструбными; неразъемные могут быть выполнены с помощью сварки, пайки, склеивания.
Для обеспечения герметичности разъемных соединений в них используются прокладочные материалы (алюминий, медь, асбест, паронит, резины, полиэтилены, полиизобутилен, фторопласт и др.), выбор которых определяется агрессивностью перекачиваемых сред, их температурой, а также рабочим давлением в трубопроводе.
Классификация гидравлических машин.
Движущей силой, обеспечивающей перемещение жидкостей, является перепад давлений, создаваемый специальными гидравлическими машинами, которые можно разделить на четыре большие группы:
· Динамические (центробежные, осевые, вихревые и др.), в которых механическая энергия вращающихся лопаток воздействует на незамкнутый объем жидкости, перемещаемый от входа в насос до выхода из него;
· Объемные (поршневые, пластинчатые, шестеренные, винтовые и др.), в которых жидкость периодически всасывается и вытесняется из замкнутого объема твердыми телами;
· Струйные (эжекторы, инжекторы), в которых движение потока жидкости создается струями газа (пара), воды;
· Пневматические (эрлифты, газлифты, пневматические подъемники (монтежю) и др.), движение жидкости в которых создается давлением газа.
1.
Расчет гидравлического сопротивления аппаратов пористыми и зернистыми слоями и насадками.
Во многих аппаратах для тепловых и массообменных процессов каналы, по которым проходит жидкость или газ, имеют полое сечение (круглое или прямоугольное). Осадки на фильтрах, гранулы катализаторов и сорбентов, насадки в абсорбционных и ректификационных колоннах и т.п. образуют в аппаратах пористые и зернистые слои [1 –3]. При расчете гидравлического сопротивления таких слоев можно использовать зависимость,
на первый взгляд аналогичную уравнению для определения потери давления на трению в трубопроводах
Dр
с = l ld
эru2 / 2, (1.9)
где l - общий коэффициент сопротивления, отражающий влияние сопротивления трения и местных сопротивлений, возникающих при движении жидкости по каналам слоя и
обтекании отдельных элементов слоя; l - средняя длина каналов слоя; r - плотность жидкости и газа; u - средняя истинная скорость среды в каналах слоя.
Рассматривая движение жидкости или газа через слой на основе внутренней задачи гидродинамики (движение внутри каналов, образуемых пустотами и порами между элементами слоя), можно преобразовать выражение (1.9) к удобному для расчетов виду
Dр = lHaru 2 / 8e 3, (1.10)
где Н – высота слоя; a– удельная поверхность, представляющая собой поверхность
частиц материала, находящихся в единице объема, занятого слоем; e - порозность, или доля
свободного объема (отношение объема свободного пространства между частицами к объему, занятому слоем ); u0 – фиктивная скорость жидкости или газа, рассчитываемая как отношение объемного расхода движущейся среды ко всей площади поперечного сечения слоя.
Значения l находят по уравнению
l = 133/ Re + 2,34 , (1.11)
Критерий Рейнольдса в данном случае определяется по формуле
Re = 4 u0 r/аm (1.12)
Когда известно значение а, иногда бывает удобнее использовать выражение, полученное исходя из внешней задачи гидродинамики (обтекание отдельных элементов слоя):
D р
с =
3l H (1 - e )r u 2 3
, (1.13)
4e d
ч
Ф
где dч – диаметр частиц правильной шаровой формы ; для частиц неправильной
формы dч - диаметр эквивалентного шара, имеющего такой же объем, как и частица; Ф –
фактор формы частицы, определяемый соотношением Ф= Fш/Fч (Fш поверхность шара,
имеющего тот же объем, что и данная частица с поверхностью Fч )
Величину l определяют по соотношению (1.11). Критерий Рейнольдса в этом случае рассчитывают по формуле
Re =
2 Ф 
3 (1 - e )
Re0 , (1.14)
где
Re0 = u 0 du r/m (1.15)
Переход от выражения (1.10) к (1.13) или обратный переход можно осуществить с
помощью соотношения
a= 6 (1 - e) / F du (1.16)
По уравнению (1.11) рассчитывают для зернистых слоев с относительно равномерным
распределением пустот (слоев гранул, зерен, шарообразных частиц ). При движении паров и газов через слои колец Рашига внутренние полости колец нарушают равномерность распределения пустот. В этом случае расчета используют следующие соотношения.
Для колец, загруженных внавал:
При Re < 40 l= 140/ Re (1.16)
При Re > 40 l= 16 / Re0,2 (1.17)
Для правильно уложенных колец:
l= А / Re0,375 , (1.19)
где dв и dн – соответственно внутренний или наружный диаметр кольца; dэ –
эквивалентный диаметр, определяемый по формуле
dэ = 4S/а (1.21)
Это выражение характеризует эквивалентный диаметр для любых пористых и зернистых слоев.
Определив по одной из формул – (1.17), (1.18) или (1.19), можно рассчитать гидравлическое сопротивление сухой насадки по соотношению (1.10).
При свободной засыпке шарообразных частиц доля свободного объема составляет в среднем e =0,4.Фактор формы для округлых частиц обычно заключен в пределах между Ф =
1 (для правильных шаров) и Ф = 0,806 (для правильных кубов). Для цилиндрических частиц фактор формы меняется в зависимости от отношения высоты цилиндра hц к диаметру dц. Так, Ф = 0,69 при hц / dц = 5; Ф = 0,32 при hц / dц = 0,05.
Формулы (1.10) и (1.13) применимы для движения потока через неподвижные слои.
Для псевдоожиженных слоев гидравлическое сопротивление определяется по формуле
Drпс = H(1 - e )(rТ - r ) g (1.22)
где pт – плотность частиц, образующих слой; ρ – плотность среды.
В формулу (1.22) можно подставлять значения Н и e для неподвижного слоя,
поскольку произведение Н (1 - e),представляющее собой объем твердых частиц, приходящийся на единицу поперечного сечения аппарата, остается постоянным при переходе от неподвижного слоя к псевдоожиженному:
H(1 - e ) = H пс (1 - e пс ) , (1.23)
где Нпс и eпс – соответственно высота и порозность псевдоожиженного слоя.
Скорость , при которой неподвижный зернистый слой переходит в псевдоожиженное
состояние (скорость начала псевдоожиженния), можно определить следующим образом.
Критерий Re0,nc, соответствующий скорости начала псевдоожижения, находят путем решения квадратного уравнения
1,75 Re 2
+ 150(1 - e ) Re
Ar 0
, (1.24)
e 3F
0,пс e 3 F 2
0. gc - =
Критерий Архимеда рассчитывают по уравнению
Ar =
d 3 r g (r
- r ) / m 2
(1.25)
Для частиц, близких к сферическим, можно для нахождения Re0, пс использовать
приближенное решение уравнения (1.24)
Re 0 , пс
= Ar
/(1400
+ 5 , 22
Ar )
(1.26)
На основе соотношения (1.15) находят uпс
u
пс
= Re 0, пс
m / d ч r
(1.27)
Скорость свободного витания uсв, при которой происходит разрушение
псевдоожиженного слоя и массовый унос частиц, определяют следующим образом. Сперва
рассчитывают критерий Re0, св, соответствующий скорости свободного витания частиц:
Re 0 ,c в
= Ar
/(18 + 0 ,575
Ar )
(1.28)
затем используя (1.15), определяют uсв:
u
св
= Re 0,св
m / d ч r
(1.29)
uсв .
Таким образом псевдожиженный слой существует в диапазоне скоростей: uпс < u0<
Порозность псевдоожиженного слоя определяют по формуле
æ 2 ö 0 , 21
e = ç 18 Re + 0,36 Re 0 ÷
(1.30)
пс ç è
Ar ø
Рассчитав eпс, можно с помощью соотношения (1.23) определить высоту
псевдоожиженного слоя .
Распространенными в химической, нефтеперерабатывающей и других отраслях промышленности аппаратами являются барботажные (тарельчатые) колонны. При расчетах гидравлического сопротивления барботажных аппаратов обычно требуется определить гидравлическое сопротивление «сухих» (т.е. неорошаемых) тарелок ∆ рс применяют следующую формулу:
Dр
с = xru2 / 2 , (1.31)
где ξ – коэффициент сопротивления сухой тарелки; u - скорость газа или пара в отверстиях (щелях, прорезях колпачков) тарелки.
1.4. Расчет насосов и вентиляторов.
Насосы. Основными типами насосов, использующихся в промышленности, являются центробежные, поршневые и осевые насосы. При проектировании обычно возникает задача определения необходимого напора и мощности при заданной подаче (расходе) жидкости, перемещаемой насосом. Далее по этим характеристикам выбирают насос конкретной марки
[1, 2, 4, 5].
Полезная мощность, затрачиваемая на перекачивание жидкости, определяется по формуле
N П = rgQH , (1.32)
где Q- подача (расход) м3/с; Н – напор насоса (в метрах столба перекачиваемой жидкости).
Напор рассчитывают по формуле
р 
Н = 2
- р 1 + H h rg
Г П
, (1.33)
где р1 – давление в аппарате, из которого перекачивается жидкость; р2 – давление в аппарате, в который подается жидкость; Нг – геометрическая высота подъема жидкости; hп – суммарные потери напора во всасывающей и нагнетательной линиях.
Мощность, которую должен развивать электродвигатель насоса на выходном валу при установившемся режиме работы, находится по формуле
N = Nп/(hнhпер) , (1.34)
где hн и hпер – коэффициенты полезного действия соответственно насоса и передачи
от электродвигателя к насосу.
Если к.п.д. насоса неизвестен, можно руководствоваться следующими примерными значениями его:
Тип насоса Центробежный . Осевой Поршневой hн………………0,4 - 0,7 0,7 - 0,9 0,7 - 0,9 0,65 - 0,85 (малая и средняя (большая подача) подача)
К. п. д. передачи зависит от способа передачи усилия. В центробежных и осевых насосах обычно вал электродвигателя непосредственно соединяется с валом насоса; в этих случаях h пер » 1. В поршневых насосах чаще всего используют зубчатую передачу; при этом
h пер = 0,93 – 0,98.
Зная, N по каталогу выбирают электродвигатель к насосу; он должен иметь
номинальную мощность Nн , равную N. Если в каталоге нет электродвигателя с такой мощностью, следует выбирать двигатель с ближайшей большей мощностью.
При расчете затрат энергии на перекачивание необходимо учитывать, что мощность Nдв, потребляемая двигателем от сети, больше номинальной вследствие потерь энергии в самом двигателе:
N дв
= N н / h дв
, (1.35)
где hдв – коэффициент полезного действия двигателя .
Если к. п. д. двигателя неизвестен, его можно выбирать в зависимости от
номинальной мощности:
Nн 0,4 –1 1 – 3 3 – 10 10 – 30 30 – 100 100 – 200 > 200
кВт
hдв 0,7-0,78 0,78– ,83 0,83–0,87 0,87–0,9 0,9–0,92 0,92–0,94 0,94
Устанавливая насос в технологической схеме, следует учитывать, что высота всасывания Нвс не может быть больше следующей величины:
H вс £
æ р ç р 1 ç t 
ç r ç r q ç q è
2 u 
+ вс 2 g
ö ÷ ÷ + h + h ÷ п.вс 3 ÷ ÷ ø
, (1.36)
где рt – давление насыщенного пара перекачиваемой жидкости при рабочей
температуре; uвс – скорость жидкости во всасывающем патрубке насоса; hп.вс - потеря напора
во всасывающей линии: h3 – запас напора, необходимый для исключения кавитации (в
центробежных насосах) или предотвращения отрыва поршня от жидкости вследствие сил
инерции (в поршневых насосах).
Для центробежных насосов
h 3 =
0 ,3 ( Qn
2 ) 2 / 3
, (1.37)
где n – частота вращения вала, с-1.
Для поршневых насосов при наличии воздушного колпака на всасывающей линии
h3 = 1,2 ×
f1 × u
, (1.38)
g f 2 r
где ι - высота столба жидкости во всасывающем трубопроводе, отсчитываемая от свободной поверхности жидкости в колпаке; f1 и f2 - площади сечения соответственно поршня и трубопровода; u - окружная скорость вращения; r - радиус кривошипа.
Для определения допустимой высоты всасывания при перекачивании воды поршневыми насосами можно использовать данные табл. 1.1.
Допустимая высота всасывания для поршневых насосов
Таблица 1.1
, 1/с
|
Температура воды, 0С
|
|
0
|
0
|
0
|
0
|
0
|
0
|
,834
,00
,50
,00
,50
,00
|
,0
,5
,5
,5
,5
,5
|
,5
,0
,0
,0
,0
,0
|
,0
,5
,5
,5
,5
,5
|
,5
,0
,0
,0
,0
,0
|
,0
,5
,5
,5
,5
|
,5
,0
,0
,5
|
|
где hн и hпер – коэффициенты полезного действия соответственно насоса и передачи
от электродвигателя к насосу.
Если к.п.д. насоса неизвестен, можно руководствоваться следующими примерными значениями его:
Тип насоса Центробежный . Осевой Поршневой hн………………0,4 - 0,7 0,7 - 0,9 0,7 - 0,9 0,65 - 0,85 (малая и средняя (большая подача) подача)
К. п. д. передачи зависит от способа передачи усилия. В центробежных и осевых насосах обычно вал электродвигателя непосредственно соединяется с валом насоса; в этих случаях h пер » 1. В поршневых насосах чаще всего используют зубчатую передачу; при этом
h пер = 0,93 – 0,98.
Зная, N по каталогу выбирают электродвигатель к насосу; он должен иметь
номинальную мощность Nн , равную N. Если в каталоге нет электродвигателя с такой мощностью, следует выбирать двигатель с ближайшей большей мощностью.
При расчете затрат энергии на перекачивание необходимо учитывать, что мощность Nдв, потребляемая двигателем от сети, больше номинальной вследствие потерь энергии в самом двигателе:
N дв
= N н / h дв
, (1.35)
где hдв – коэффициент полезного действия двигателя .
Если к. п. д. двигателя неизвестен, его можно выбирать в зависимости от
номинальной мощности:
Nн 0,4 –1 1 – 3 3 – 10 10 – 30 30 – 100 100 – 200 > 200
кВт
hдв 0,7-0,78 0,78– ,83 0,83–0,87 0,87–0,9 0,9–0,92 0,92–0,94 0,94
Устанавливая насос в технологической схеме, следует учитывать, что высота всасывания Нвс не может быть больше следующей величины:
H вс £
æ р ç р 1 ç t ç r ç r q ç q è
2 u + вс 2 g
ö ÷ ÷ + h + h ÷ п.вс 3 ÷ ÷ ø
, (1.36)
где рt – давление насыщенного пара перекачиваемой жидкости при рабочей
температуре; uвс – скорость жидкости во всасывающем патрубке насоса; hп.вс - потеря напора
во всасывающей линии: h3 – запас напора, необходимый для исключения кавитации (в
центробежных насосах) или предотвращения отрыва поршня от жидкости вследствие сил
инерции (в поршневых насосах).
Для центробежных насосов
h 3 =
0 ,3 ( Qn
2 ) 2 / 3
, (1.37)
где n – частота вращения вала, с-1.
Для поршневых насосов при наличии воздушного колпака на всасывающей линии
h3 = 1,2 ×
f1 × u
, (1.38)
g f 2 r
где ι - высота столба жидкости во всасывающем трубопроводе, отсчитываемая от свободной поверхности жидкости в колпаке; f1 и f2 - площади сечения соответственно поршня и трубопровода; u - окружная скорость вращения; r - радиус кривошипа.
Для определения допустимой высоты всасывания при перекачивании воды поршневыми насосами можно использовать данные табл. 1.1.
Допустимая высота всасывания для поршневых насосов
Таблица 1.1
, 1/с
|
Температура воды, 0С
|
|
0
|
0
|
0
|
0
|
0
|
0
|
,834
,00
,50
,00
,50
,00
|
,0
,5
,5
,5
,5
,5
|
,5
,0
,0
,0
,0
,0
|
,0
,5
,5
,5
,5
,5
|
,5
,0
,0
,0
,0
,0
|
,0
,5
,5
,5
,5
|
,5
,0
,0
,5
|
|
Вентиляторы. Вентиляторами называют, машину перемещающие газовые среды степени повышении давлении до 1,15. В промышленности наиболее распространены центробежные и осевые вентиляторы. В зависимости от давления, создаваемая вентиляторами, их подразделяют на три группы: низкого давления – до 981 Па, среднего – от 981 до 2943 и высокого – от 2943 до 11772 Па. Центробежные вентиляторы охватывают все три группы, осевые вентиляторы – преимущественно низкого давления, в очень редких случаях – среднего.
Х 2/25
Х 8/18
Х 20/53
Х 45/21
Х 45/31
Х 90/33
|
4,2
|
25
11,3
14,8
18
34,4
44
53
13,5
17,3
21
19,8
25
31
25
29,2
33
|
50
48,3
48,3
48,3
48,3
48,3
|
-
0,40
0,50
0,60
0,60
0,70
|
АОЛ-12-2
АО2-31-2
ВАО-41-2
АО2-52-2
ВАО-52-2
АО2-51-2
ВАО-51-2
АО2-52-2
АО2-62-2
АО2-62-2
|
1,1
3
5,5
13
13
10
10
13
17
17
|
-
-
0,84
0,89
0,87
0,88
0,87
0,89
0,88
0,88
|
Марка
|
Q, м3/ с
|
Н, м
столба жидкос ти
|
n, 1/с
|
hн
|
Электродвигатель
|
тип
|
N ,
кВт
|
hдв
| | |
н
Поскольку повышение давления в вентиляторах невелико, изменением
термодинамического состояния газа в них можно пренебречь. Поэтому к ним применимы теории машин для несжимаемой среды.
Мощность, потребляемой вентиляторами рассчитывают по формулам (1.32), (1.34) и
(1.35). Потребный напор вентилятора (в м столба газа) определяют по формуле
H = р2 - р1 rg
+ h
П
, (1.39)
гдер1 - давление в аппарате, из которого засасывается газ; р2 - давление в аппарате, в который подается газ; hп – суммарные потери напора во всасывающий и нагнетательной линиях. К. п. д. центробежных вентиляторов обычно составляют hн = 0,6 – 0,9, осевых вентиляторов – hн= 0,7 – 0,9. При непосредственном соединении валов вентилятора и двигателя hпер = 1, при клиноременной передаче hпер – 0,92.Технические характеристики центробежных вентиляторов
Марка
|
Q м 3/ с
|
rgH, Па
|
n, 1/с
|
hн
|
Электродвигатель
|
тип
|
Nн,
кВт
|
hдв
|
В-Ц14-
46-5К-
02
В-Ц14-
46-
6,3К-02
В-Ц14-
46-8К-
02
В-Ц14-
49-8-01
ЦП-40-
8К
|
3,67
4,44
5,55
5,28
6,39
7,78
6,94
9,72
11,95
12,50
15,25
18,0
1,39-6,95
|
2360
2450
2550
1770
1820
1870
2450
2600
2750
5500
5600
5700
1470-3820
|
24,1
16,1
5
16
24,1
5
26,6
5
|
0,71
0,73
0,70
0,68
0,61
|
АО2-61-4
АО2-62-4
АО2-71-4
АО2-62-6
АО2-71-6
АО2-72-6
АО2-82-6
АО2-82-6
АО2-91-6
4А280S4
4A280M4
4A315S4
-
|
13
17
22
13
17
22
30
40
55
110
132
160
-
|
0,88
0,89
-
0,88
0,90
0,90
-
-
0,92
-
-
-
-
|
Вентиляторы малой производительности
|
Ц1-
181,5
Ц1-354
Ц1-690
Ц1-
1000
|
0,050
0,098
0,192
0,278
|
618
967
1500
1110
|
46,7
46,7
46,7
46,7
|
Ц1-1450
Ц1-2070
Ц1-4030
Ц1-8500
|
0,402
0,575
1,120
2,360
|
245
0
128
0
284
0
328
0
|
46,7
46,7
46,7
46,7
|
1.5. Примеры расчета насосов и вентиляторов.
Пример 1. Расчет насоса
Подобрать насос для перекачивания воды при температуре 200 С из открытой емкости
в аппарат, работающий под избыточным давлением 0,1 МПа. Расход воды 1,2 10-2 м3 / с. Геометрическая высота подъема воды 15 м. Длина трубопровода всасывания 10 м, а нагнетания 40 м, на линии нагнетания имеются два отвода под углом 1200 и 10 отводов под углом 900 с радиусом поворота, равным 6 диаметрам трубы, и 2 нормальных вентиля. На всасывающем участке трубопровода установлено 2 прямоточных вентиля, имеется 4 отвода
под углом 900 с радиусом поворота, равным 6 диаметрам трубы. Проверить возможность установки насоса на высоте 4 м над уровнем воды в емкости.
а) Выбор трубопровода
Для всасывающего и нагнетательного трубопровода примем одинаковую скорость течения воды, равную 2 м/с. Тогда диаметр по формуле
d 4 Q = p w
4 × 1, 2 × 10 - 2
/ 3,14 × 2
= 0 ,088 м
Примем, что трубопровод стальной, коррозия незначительна
б) Определение потерь на трение и местные сопротивления
Находим критерий Рейнольдса:
Re=udr m
2×0,088×998 
= =174800 1,005×10
т.е режим турбулентный. Абсолютную шероховатость трубопровода принимаем D= 2·
10-4м .Тогда
e = D / d
= 2 × 10 - 4
/ 0 ,008
= 0 ,00227
Далее получим :
1 = 441 ;
560 1 = 247000 ; 10 × 1 = 4410 ;
4410
< Re
< 247000
e
e
e
Таким образом , в трубопроводе имеет место смешанное трение, и расчет l следует
проводить по формуле (1.6):
l = 0,11ç 0,00227 è
+ 68 174800
0 , 25 ö ÷ ø
= 0,11 × 0,00266 0 , 25
= 0,025
Определим сумму коэффициентов местных сопротивлений отдельно для
всасывающей и нагнетательной линий.
Для всасывающей линии:
1) Вход в трубу (принимаем с острыми краями): x1= 0,5
2) Прямоточные вентили : для d=0,076 м, x= 0,6, для d=0,10 м x= 0,5
Экстраполяцией находим для d= 0,088 и x = 0,55
Умножая на поправочный коэффициент k = 0,925 получаем x2 = 0,51
3) Отводы: коэффициент А=1, коэффициент В= 0,09; x3 = 0,09
Сумма коэффициентов местных сопротивлений во всасывающей линии
åx = x1 + 2x2 + 4x3 = 0,5 +1,02+ 0,36 = 1,88
Потерянный напор во всасывающей линии находим по формуле (1.2)
æ 10
ö 2 2
h
п .вс .
= ç 0 , 025 è
0 , 088
+ 1,88 ÷ 
ø 2 × 9 ,81
= 0 ,962 м
Для нагнетательной линии:
1) отводы под углом 1200: А=1,17, В=0,09, x1= 0,105
2) отводы под углом 900: x2 = 0,09 (см. выше)
3) нормальные вентили : для d = 0,08 м x = 4,0, для d= 0,1 м x = 4,1. Принимаем для d
= 0,088 м x3=4,04
4) выход из трубы: x4 =1
Сумма коэффициентов местных сопротивлений в нагнетательной линии
å x = 2x1 + 10x 2 + 2x 3 + x 4
= 2 × 0,105 - 10 × 0,09 + 2 × 4,04 + 1 = 10,2
Потерянный напор в нагнетательной линии
æ 40 ö 2
h
п.наг
= ç 0 ,025 ç è
0 ,088
+ 10 ,2 = 4 ,396 мН О ÷ 2 × 9 ,81 2
h
п =
h
п .вс
+ h
п .наг
= 0 ,962
+ 4 ,396
= 5 ,358 м
в) выбор насоса.
Находим напор насоса по формуле (1.33)
Н = 0,1 × 10
+ 15 + 5,358
= 30 ,6 мвод .столба
998 × 9,81
Подобный напор при заданной производительности обеспечивается центробежными
насосами (см. табл. 1.2). Учитывая, что центробежные насосы широко распространены в промышленности ввиду достаточно высокого к.п.д., компактности и удобства комбинирования с электродвигателями, выбираем для последующего рассмотрения именно
эти насосы.
Полезную мощность насоса определим по формуле (1.32)
N п = 998 × 9,81× 0,012 × 30,6 = 3595 Вт = 3,595кВт
Принимая hпер=1 и hн=0,6 (для центробежного насоса средней производительности),
найдем по формуле (1.34) мощность на валу двигателя
N = 3.595 / 0.6 1 = 6 кВт
По табл. 1.2 устанавливаем, что заданным подаче и напору больше всего соответствует центробежный насос марки Х 45/31, для которого в оптимальных условиях работы Q = 1,25 · 10-2 м3/ с, Н = 31 м, hн = 0,6. Насос обеспечен электродвигателем АО2-52-2 номинальной мощностью Nр = 13 кВт, hдв = 0,89 . Частота вращения вала n = 48.3 с-1.
г) определение предельной высоты всасывания .
По формуле (1.37) рассчитаем запас напора на кавитацию
h3 = 0.3 (0.012 48.33)2/3 = 2.77
По таблицам давлений насыщенного водяного пара найдем, что при 200 Рt =2,35·103
Па . Примем, что атмосферное давление равно p1= 105 Па, а диаметр всасывающего патрубка равен диаметру трубопровода. Тогда по формуле (1.36) найдем:
10 5 £
æ 2,35 × 10 3 2 2 ö 
ç + + + ÷
Н
вс
998 × 9,81 ç 998 × 9,81
2 × 9,81
0,962
2,77 ÷ = 6,04 м
ø
Таким образом, расположение насоса на высоте 4 м над уровнем воды в емкости вполне возможно.
Пример 2. Расчет вентилятора
Подобрать вентилятор для перекачивания воздуха через адсорбер. Расход воздуха
0,825 м/с, температура 200 С. Давление исходного воздуха и над слоем адсорбента
атмосферное. Сорбент представляет собой частицы, плотность которых rт = 800 кг/м3 ,
средний размер d= 0.00205 м, фактор формы Ф = 0,8. Высота неподвижного слоя сорбента
0,95 м, порозность e = 0,4 м3/м3. Внутренний диаметр адсорбера D = 1,34 м. Длина трубопровода от точки забора воздуха до адсорбера составляет 20м. На трубопроводе имеются четыре колена под углом 900 и одна задвижка.
Определяем , в каком состоянии – неподвижном или псевдоожиженном – находится
слой.
Фиктивная скорость воздуха в аппарате
u = 4Q / pD 2
= 4 × 0,825 / (3,14 ×1,34 2 ) = 0.584 м / с
рассчитаем критерий Архимеда по формуле (1.25):
(0,00205 )3
Ar =
× 1,206 × 9,81(800 - 1,20 ) 5
= 2,38 × 10
(1,85 × 10
- 5 )2
Определим R0,пс по приближенной формуле (1.26)
Re 0 , пс =
2,38 × 10 5
= 126
1400
+ 5,22
2,38 × 10 5
Скорость начала псевдоожижения найдем по формуле (1.27):
126
× 1,85
× 10 - 5
u
пс
= 0 , 00205
× 1, 206
= 0 ,943
м / с
Таким образом, u0 < uпс и слой находится в неподвижном состоянии.
Определим критерий Рейнольдса в слое по формуле (1.14)
Re =
2 × 0 ,8
0 ,584
× 0 ,0020
× 1,206 =
3(1 - 0 ,4 )
1,85 × 10 - 5
69 ,4
Рассчитаем l по формуле (1.11)
l = 133
/ 69 , 4 +
2 , 34
= 4 , 26
Найдем гидравлическое сопротивление слоя по формуле (1.13)
3×4,26×0,95(1- 0,4)×1,206×0,5842
DР =
с
4×0,8×0,43 ×0,00205
= 7137Па
Примем, что гидравлическое сопротивление газораспреде-лительной сетки и других
вспомогательных устройств в адсорбере составляет 10% от сопротивление слоя. Тогда
гидравлическое сопротивление аппарата D r а
= 7137
× 1,1 =
7850 Па
Тогда диаметр трубопровода по формуле (1.8) равен
d = 4 × 0 ,825
/ 3,14 × 15
= 0 , 2 м
Критерий Рейнольдса для потока в трубопроводе:
Re = 15 × 0 .266
× 1 .206
= 260100
1,85 × 10 - 5
Примем, что трубы стальные, бывшие в эксплуатации. Тогда ∆= 0,15 мм; далее
получим
e = 1,5 × 10
= 5,64 × 10 - 4 ;
1 = 1773 ;
10 1 = 17730 ; e
0 , 266
560
e
1 = 993000 ; e
730< Re = 260100< 9930
Таким образом, расчет l следует проводить для зоны смешанного трения по формуле(1.6):l= 0,11 (5,64 10-4 + 68/260100)0,25 = 0,0186Определим коэффициента местных сопротивлений. 1) Вход в трубу (принимаем с острыми краями) x1 = 0,5 2) Задвижка для d = 0,266 м x2 = 0,18
3)
|
Колено x3 = 1,1
|
|
4)
|
Выход из трубы
|
x4 =1
|
Суммы коэффициентов местных сопротивлений: åx = 0,5 + 0,18 + 4 ×1,1 + 1 = 6,08
Гидравлическое сопротивление трубопроводе по формуле (1.1)
æ 20
ö 1,206 × 15 2
Dp
п
= ç 0,018 + 6,08 ÷
0,266 2
= 1015 Па
è ø
Избыточное давление, которое должен обеспечить вентилятор для преодоления
гидравлического сопротивления аппарата и трубопровода, равно:
Др = Др а + Др п = 7850 +1015 = 8865 П8
Таким образом, необходим вентилятор высокого давления. Полезную мощность его
находим по формуле (1.32)
N п = pgQH =QDр =8865×0,825 =7313 Вт =7,313кВт
Принимая, hпер = 1 и hн= 0,6 по формуле (1.34) получим
N = 7 ,313
¸ 0 ,6
= 12 , 2 кВт
2. Пленочное течение жидкостей
При стекании пленки жидкости под действием силы тяжести по вертикальной поверхности наблюдается три основных режима движения [3]: ламинарное течение с гладкой поверхностью (Reпл < ~30) , ламинарное течение с волнистой поверхностью (Reпл >~ 30 –
1600) и турбулентное течение (Reпл > ~ 1600). Критерий Рейнольдса для пленки жидкости определяется выражением Reпл = 4Г/ mж (где Г – линейная массовая плотность орошения, представляющая собой массовый расход жидкости через единицу длины периметра смоченной поверхности).
При ламинарном течении средняя скорость стекающей пленки uпл и ее толщина dпл
определяются следующими уравнениями
u
пл =3 Г 2 g / 3m ж r ж
; (1.51)
d пл =3 3Г
mж r 2ж g
(1.52)
Если поверхность не вертикальна, а наклонена к горизонту под углом a, то в
расчетных уравнениях вместо g следует использовать произведение g sin a.
При турбулентном течении пленки для расчета можно использовать эмпирические уравнения [1]
u
пл
æ g
= 2 ,3 ç
1 / 3
ö
÷
Г 7 / 15
(1.53)
ç r ж ÷
m 2 / 15
d пл
m 2 / 15 Г 8 / 15 = 0,433 ж g 1 / 3 r 2 / 3
(1.54)
Для упрощения расчетных зависимостей вместо фактической толщины пленки часто
используют приведенную толщину dпр
d = (m 2 / r 2
g )1 / 3
(1.55)
пр ж ж
Уравнения (1.51)-(1.54) применимы в случае, когда рядом с пленкой движется газ и
скорость газа сравнительна невысока (до 3 м/с). При более высоких скоростях в случае противотока газ тормозит стекание пленки, что приводит к увеличению ее толщины и уменьшению скорости течения. При прямотоке скорость течения пленки увеличивается , а толщина уменьшается [3].
Скорость газового потока, при которой наступает захлебывание противоточных аппаратов uг.з , может быть найдена по уравнению:
æ 2 ö ç ÷
æ L 1/ 4æ r
1/ 8 ö
(1.56)
1g
u
u
г.з
г m0,16
=b-1,75ç ÷
ç г ÷
ç gd
экв rж ж ÷
è G ø
è rж ø
ç ÷ è øгде L и G- соответственно массовые расходы жидкости и газа; dэкв – эквивалентный диаметр канала, по которому движется газ; коэффициент b для листовой насадки равен нулю, для трубок с орошаемыми стенками может быть определен по формуле æ d ö b = 0,47 + 1,5 lgç экв ÷ . (1.57) è 0,025 øВ эмпирических формулах (1.53), (1.54), (1.56) вязкость выражается в мН с/м2 Гидравлическое сопротивление при движении газа в аппаратах с текущей пленкой жидкости определяется по уравнению 
l r u 2
Dr = x
d
экв
× г 0.г , (1.58)
2
где u0.г. – скорость газа относительно жидкости ; u0.г. = uг ± uпл (знаки плюс и минус относятся соответственно к противотоку и прямотоку)
Коэффициент сопротивления рассчитывают по эмпирическим уравнениям [3]. Для противотока
При Re0.г < Re0.г. кр x = 86/ Re0.г (1.59)
При Re0.г > Re0.г. кр
0 ,11
+ 0 , 9 (u m
/ s )2 / 3
(1.60)
x = пл ж
0 ,16
Критерий Re0.г рассчитывают по формуле Re0.г =.u0.г dэкв ru/ mг .Критическое значение
Re0.гкр определяют по соотношению
é 86 Re = ê
1,19 ù 
ú
(1.61)
0.г.кр .
ë 0.11 + 0.9(u
пл m ж
/ s )2 / 3 û
При пленочном течении в насадочных аппаратах обычно часть насадки не смачивается жидкостью, имеют место застойные зоны, в отдельных местах жидкость перетекает от одного элемента насадки к другому в виде струй. В разных точках элемента насадки пленка может иметь различную толщину. Поэтому закономерности течения в пленочных и насадочных аппаратах, несмотря на определенную аналогию, рассматриваются отдельно.
Заключение. Вакуумная транспортировка – самый эффективный способ транспортировки мелкозернистых и порошкообразных продуктов из бункеров или приёмных резервуаров для переработки, смешивания или упаковки. Такие продукты как молотый кофе, специи, чай, грануляты, мука или порошкообразные основы для детского питания и хлебобулочных изделий транспортируются с медленной и из-за этого щадящей скоростью по пневматическому трубопроводу методом образования пробок (пробочная транспортировка). При транспортировке под давлением продукт перемещается по трубопроводу при помощи сжатого воздуха. Транспортировка крупнозернистых пищевых продуктов, например, бобов кофе, как правило, производится именно таким способом. Из-за малой плотности транспортируемой массы вакуумная транспортировка принесла бы в этом случае мало пользы, поскольку, как находящиеся в трубопроводе, так и периодически подаваемые через клапан воздушные объёмы, всасывались бы через промежуточные пространства в продукте.
Используемая литература1. Касаткин А.Г. Основные процессы и аппараты химической технологии. М., химия, 1973, 754 с. 2. Павлов К.Ф., Романов П.Г., Носков А.А. Примеры и задачи по курсу процессов и аппаратов химической технологии. Л., химия, 1981, 560 с. 3. Дышнерский Ю.И., Основные процессы и аппараты химической технологии. М., химия, 1991, 493 с. (Для курсового и дипломного проектирования) 4. Кавецкий Г.Д., Васильев Б.В. Процессы и аппараты пищевой технологии. – 2-е изд., перераб. и доп. – М.: Колос, 2000. 5. Лунин О. Г., Теплообменные аппараты пищевой промышленности, М., 1967. 6. http://ru.wikipedia.org
Приложение №1.Задача 6-17 Воздух с примесью аммиака пропускается через орошаемый водой скруббер, заполненный насадкой из колец с удельной поверхностью 89,5 м2/м3. Свободный объем насадки 0,79 м3/м3. Температур. абсорбции 28 С. абсолютное давление 1 ат. Среднее содержание аммиака в газовой смеси 5,8 % (объемн.). Массовая скорость газа, отнесенная к полному сечению скруббера, 1,1 кг/м2
с. Определить коэффициент массоотдачи для газа, считая, что скруббер работает при пленочном режиме.Дано: Vсв = 0,79 м3/м3 σ = 89,5 м2/м3 у = 0,058 t = 28 С 
= 1,1кг/м2.с Вr = ?Решение: Из формулы Nu = 
находим Вr Вr = 
Nu = 0,407Rеr0.655 (Рч′)0,33 Сначала находим Rеr Rеr = 
Из этой формулы неизвестно W, 
, 
Находим: = 0,018510-3 Па.с= 
Сначала находим МсмМсм = 170,058+29(1-0,058) = 28,304 = 
= 1,146 кг/м3 Теперь находим W 
1,1кг/м2.с; G=v
v=
V=WS
Таким образом 
=
Р′ч=
Из этой формулы надо найти Dr Dr = 17
табл. XLIV) Итак, Рr′
Теперь можно найти N
N=0,407
Для того чтобы найти Br из формулы Br=
Нам необходима найти d
d=
=
Br=
м/с Ответ: 0,628 м/с
Задача 7-26
В ректификационную колонну непрерывного действия подается смесь вода-этиловый спирт, содержащая 10% (масс.) спирта. Определить расход тепла в кубе колонны и количество отводимого тепла в дефлегматоре на 1 кг дистиллята, содержащего 94 % (масс.) спирта, если кубовый остаток практически не содержит спирта Исходная смесь вводится в колонну при температуре 70 С. Укрепляющая часть колонны работает с числом флегмы 4. Тепловыми потерями пренебречь. Обогрев глухим паром.Дано: ХF =10%(масс.) XD = 94%(масс.) ХW=0% R=4 tF=70
C tD=78,3C tW=100C QD,QK=?Решение: QД=GD(1+R)чD Из этой формулы используя данные таблицы XLV, LVI находим чD чD=0,94
Qд=GD(1+4)
или 4685,5 кДж в сек. на 1 кг. Находим Qк: Qк=QД+GD
Находим данные: СD=0,94
по рис. XI CF=0,1
CW=0,95
QK=Gd
кДж/кг Ответ: расход тепла в кубе колонны: 5651,2 кДж/кг, в дефлегматоре: 4685,5 кДж
1. Курсовая Сущность методы и задачи регионалистики
2. Реферат на тему My Browsing Essay Research Paper BrowsingMy browsing
3. Лабораторная работа на тему Многоканальные системы электросвязи
4. Реферат на тему Reading In Logical Analysis Essay Research Paper
5. Реферат Финансы АО
6. Диплом на тему Музичне виховання молодших школярів засобами мультимедійних технологій
7. Реферат Экономический расчет котла ТП-15
8. Реферат на тему Українське державатворення
9. Реферат Международные премии в области качества
10. Сочинение на тему МА Булгаков уроки судьбы
