单效中央循环管蒸发器

1、食品工程原理 课程设计说明书番茄汁单效连续加料蒸发装置的设计学号：班级：年月日设计任务书1. 前言目录1.1 概述1.2 蒸发器选型2.单效蒸发工艺计算2.1物料衡算2.2热量衡算2.3传热面积计算2.4计算结果列表3. 蒸发器主体工艺设计3.1加热管的选择和管数的初步估计3.1.1 加热管的选择和管数的初步估计3.1.2 循环管的选择3.1.3 加热室直径的确定3.1.4 分离室直径与高度的确定3.2 接管尺寸的确定3.3 进料方式及加热管排布方式的确定3.3.1 进料方式的确定3.3.2 加热管排布方式的确定3.4 仪表、视镜与人孔的确定3.5 蒸发器主要部件规格列表4. 蒸发装置的辅助设

2、备4.1 气液分离器4.2 蒸汽冷凝器5. 结语致谢附表参考文献1. 前言1 1 概述食品工程原理是食品工程与科学专业主要课程之一，食品工业包含诸多的单元操作，如 蒸发、结晶 、杀菌等， 本课程均有介绍。 本次设计题目为番茄汁单效连续加料蒸发装置的设 计。通过设计，一方面提高学生对食品工业单元操作的认识，另一方面加深学生对食品工程 原理课程的理解与掌握。本设计涉及的单元操作为蒸发。蒸发是典型的传热过程，即是将含有不挥发溶质的溶液 加热沸腾，使其中的挥发性溶剂部分汽化从而将溶液浓缩的过程。蒸发是一种分离操作，广 泛应用于化工、轻工、制药和食品等许多工业中溶剂为挥发性而溶质为非挥发性的场合。在 许

3、多场合，蒸发系统的热量经济性成为整个生产流程的关键因素。工业上蒸发主要以浓缩和 分离为主要目的。本设计以浓缩为主要目的，设计出将 番茄汁的可溶性固形物含量由8浓缩为 40 的单效连续加料蒸发装置。本设计首先确定 浓缩罐的处理能力为 6t/h 番茄汁原浆 。根据选用蒸发器的特点进行物料衡算、热量衡算，进一步确定换热器的传热面积。根据 经验及相关文献，选取加热管的长度为1.3m，管径为 50mm 。进而确定加热管数目，并确定排布方式。根据加热管截面积与中央循环管的截面积的关系以及中央循环管直径与加热室直 径的关系确定中央循环管的直径和加热室的直径。从而完成加热室的设计；根据分离室与加热室的比例关系

4、确定分离室的尺寸；根据物料流量及特性确定各输送管道的直径、选材以及 其他部位的选材并确定定气液分离器以及冷凝器的型号；最后在需要的部位安装相关仪表、视镜以及人孔。12 蒸发器选型蒸发操作的蒸发器有悬筐式蒸发器、强制循环蒸发 器、升膜式蒸发器、降膜式蒸发器、中央循环管式蒸发 器等，本设计采用的是 中央循环管式蒸发器 ，其简介如 下：1 2 1 结构和原理其下部的加热室由垂直管束组成，中间由一根直径 较大的中央循环管。当加热室液体被加热沸腾时，中央 循环管气液混合物的平均密度较大；而其余加热管气液 混合物的平均密度较小。在密度差的作用下，溶液由中央循环管下降，而由加热管上升，做自然循环流动。溶液的

5、循环流动提高了沸腾表面传热系数，强化了蒸发过程。 二次蒸汽于蒸发室中经气液分离器与溶液分离后上升， 由冷凝器冷凝。(如图 1 所示)122 特点 这种蒸发器结构紧凑，制造方便，传热较好，操作可靠等优点，应用十分广泛，有标准蒸发器 之称。 为使溶液有良好的循环， 中央循环管的截面积， 一般为其余加热管总截面积的 40% 100%；加热管的高度一般为 1 2m ；加热管径多为 25 75mm 之间。但实际上，由于 结构上的限制，其循环速度较低(一般在 0.5m/s 以下)；而且由于溶液在加热管不断循环， 使其浓度始终接近完成液浓度，因而溶液沸点交高、有效温差减小。此外，设备的清洗和检 修也不够方便

6、。2.单效蒸发工艺计算2 1 物料衡算物料衡算可以求出蒸发水量。图 1 为单效蒸发的物料流程图。对溶质作物料衡算可得：Fw0 (F W)w1(2-1-1)w0W F(1 0 )(2-1-2)w1式中 F进料口原料液质量流量， kg/s；W 蒸发水量， kg/s；w0 原料液浓度，w1 完成液浓度，设计处理能力为 6t/h,即进料口原料液质量流量： F 6000kg 1.6667kg /s3600s原料液浓度： w0 0.08完成液浓度： w1 0.40 将上述数据带入式( 2-2)，可得：W 1.6667kg /s(1 0.08) 1.3334kg /s0.402 2 热量衡算热量衡算可求出加

7、热蒸汽消耗量，设加热蒸汽的质量流量为D，其汽化潜热为 r，加热室溶液比热容为 cp0 ，二次蒸汽的汽化潜热为 r，热量损失为 QL，根据能量守恒可知：Fc p0(t1 t0 ) Wr QL Dr2-2-1)式（ 2-2-1）即加热蒸汽消耗量的计算公式。从公式可以看出，加热蒸汽放出的热量用于三个方面：将料液从 t0 加热到沸点，将其汽化，以及弥补热损失。设计中热损失忽略不计，并采取沸点进料（ t0=t1），则得：rD W（ 2-2-2 ）r水的汽化潜热随温度或压强的变化不大，可取 r r，从而 D W ，即加热蒸汽量为：D 1.3334kg /s2 3 传热面积计算由传热速率方程得到蒸发室的加热

8、面积为：DrK(T t1)2-3-1)式中：S 传热面积， m2；Q 传热量， J ；K 传热系数， K 1500W /(m 2 K) ；tm 加热蒸汽与操作液沸点之差，；T 加热蒸汽温度，； t1操作液沸点，；式（ 2-3-1）中 D、K 已知，可查得 200kPa 的压强下 T 120.2oC ， 50kPa 的压强下 t1 81.2oC ；由于溶液的蒸汽压降低而导致的沸点升高和液体静水压引起的沸点升高的存在，操作液实际沸点为：t1 t12-3-2)的计算：吉辛科公式：2-3-3)式中：操作液浓度对应蔗糖溶液在 0.1Mpa 下的沸点升高 ( 可由附表1 查出 )f 校正系数，其值为：2f

9、 0.0162 (273 t)2r式中 r 操作压强下水的汽化潜热， kJ/kg。可查得 50kPa下 t=81.2 ， r=2304.5kJ/kg ，则：2-3-5)20.0162 (273 81.2)22304.50.8819代入式( 2-3-3)可得： 0.8819 1.2oC 1.0583oC 的计算：pm p2式中 液体的密度， kg/m 3;H总液层的高度， m。设计中： 液面的高度： H 1.8m； 番茄汁的密度可由糖溶液物性的经验拟和式求出，1005.6 0.2473t 3.726x 2.0315 10 3t23 2 31.8453 10 3tx 0.01809x2(kg/m3

10、) 式中 t温度，； x糖的质量分数 ,%。操作压强为 50kPa，对应水的沸点为 81.2，可近似认为 t=81.2 ，且已知 x 1144.1151kg/m则：2-3-6)2-3-7)为 40 ，则有：gHpm p 2321144.1151k g/m 3 10m/s2 1.8m50000 Pa260297.0350 Pa分别由压强 p 和 pm 查取水的相应沸点为 t 和 tm，则静压效应的沸点升高 近似为t m t (2-3-8)即 85.6oC 81.2oC 4.4oC则：t1 t1 81.2oC 1.0583oC 4.4o C86.6583oC代入公式( 2-3-1)可得：Q DrS

11、K tm K(T t1)1.3334kg / s 2304.5 1000J /kg1500W /(m2 K)(120.2oC 86.6583oC)59m22 4 计算结果列表表 2-4-1 衡算及传热计算结果项目数值蒸发水量 （kg/s)1.3334加热蒸汽量（kg/s）1.3334传热面积（m2）593.蒸发器主体工艺设计我们选取的中央循环管式蒸发器的计算方法如下。3 1 加热管的选择和管数的初步估计31 1 加热管的选择和管数的初步估计沸腾加热管多采用2575mm 的管子，长度一般在 0.6 2m ，管长与管径之比为20 40 ，材料为不锈钢或其他耐腐蚀材料。管径与长度的选择应根据溶液结垢

12、难易程度、 溶液的起泡性和厂房的高度等因素来考虑，易结垢和易起泡沫溶液的蒸发易选用粗短管，反之，则采用细长管。根据我们的设计任务和番茄汁的性质，我们选用以下的管子：管长 L 1.3m，管径 50* 2.5mm可以根据加热管的规格与长度初步估计所需的管子数n，S dL59m23.14 0.05m1.3m2893-1-1)式中：S蒸发器的传热面积， d加热管外 径， m L 加热管长度， m 3 1 2 循环管的选择m2，由前面的工艺计算决定（优化后的面积）中央循环管的截面积一般为总加热管束截面积的40 100。循环管的截面积是根据使循环阻力尽量减小的原则考虑的，假设中央循环管的截面积一般为总加热

13、管束截面积的70，则：总加热管束截面积： S nd242893.1420.05m2420.5672m23-1-2)中央循环管的截面积：2S循环 0.7S0.7 0.5672m220.3970m23-1-3)中央循环管的直径：d循环 4S循循环24 0.3970m20.7111m3.143-1-4)3 1 3 加热室高度及直径的确定加热室高度略低于液面高度， 设为 1.7m 。 中央循环管的直径一般为加热室直径的1/41/5，设计中取 1/4 。则：3-1-5)加热室直径： d加热室 4 d循环4 0.7111m 2.8444m3 1 4 分离室直径与高度的确定分离室尺寸确定原则：（1）对于中央

14、循环管式蒸发器，其分离室一般不能小于1.8m，以保证足够的雾沫分离高度。分离室的直径也不能太少，否则二次蒸汽流速过大，导致雾沫夹带现象严重。一半分 离室高度为加热室高度的 1.1 1.5 倍。2）在条件允许的情况下， 分离室的直径尽量与加热室相同， 这样可使结构简单制造方便。（3）高度和直径都适于施工现场的安放。根据以上原则，设分离室高度为加热室高度的1.5 倍，分离室直径与加热室相同，则：分离室高度： H分离1.5 H 加热 1.5 1.7m 2.55m（ 3-1-6）分离室直径： d分离 d加热2.8444m（ 3-1-7）3 2 接管尺寸的确定流体进出口的径按下式计算： d4Vm（ 3-

15、2-1）U式中：Vm 流体的质量流量， kg/s；U流体的适宜流速， m/s ，不同流体的适宜流速可由附表 2 查出。估算出径后，应从管规格表格中选用相近的标准 管。3 2 1 料液进出口设计中料液进出口使用相同管径，根据操作番茄汁的性质计算出原料进口的径。由附表2 可设原料番茄汁流速为 0.5m/s ，则U1 0.5m/s由式（ 2-3-7 ）可求得番茄汁的密度1 1144.1151kg / m32 1 物料衡算中已计算出原料的质量流量，即Vm 1.6667 kg / s代入式（ 3-2-1 ）可求得：番茄汁原料进口径 d14 1.6667kg / s3 0.0609m3.14 0.5m/

16、s 1144.1151kg / m3根据热轧无缝钢管的规格（ GB8163-87）,选用 68 3.5mm 的热轧无缝不锈钢管。3 2 2 加热蒸汽进口与二次蒸汽出口加热由21 物料衡算中计算表明， 单位时间加热蒸汽泵送量与二次蒸汽产生量相等。蒸汽进口与二次蒸汽入口采用相同径，由附表 2 可设加热蒸汽流速为 30m/s，则 U 2 30m/s 查得 200kPa下饱和水蒸气的密度2 1.119kg /m3，2 2 热量衡算中已计算出加热蒸汽的质量流量，即Vm 1.3334kg /s 代入式( 3-2-1)可求得： 加热蒸汽进口径 d24 1.3334kg/ s3 0.2249m2 3.14 3

17、0m/s 1.119kg / m3根据热轧无缝钢管的规格( GB8163-87 ),选用 245 10mm的热轧无缝不锈钢管。3 2 3 冷凝水出口 冷凝水的排出一般属于液体自然流动，可根据加热蒸汽的流量计算。由附表 2 可设冷凝 水的流速为 1m/s，则U 3 1.5m/s查得 120.2oC 水的密度 3 943.1kg /m3 ,忽略不凝蒸汽的排放，冷凝水的质量流量约等于加热蒸汽的质量流量，即Vm 1.3334kg /s代入式( 3-2-1)可求得：冷凝水的出口径 d30.0347m4 1.3334kg / s3.14 1.5m/ s 943.1kg / m3根据热轧无缝钢管的规格( G

18、B8163-87 ),选取 42 3.5mm的热轧无缝不锈钢管。3 3 进料方式及加热管排布方式的确定33 1 进料方式的确定 番茄汁在浓缩过程中黏度较大，在加热过程中容易结垢或产生结晶。采用下进料，原料 进入加热室后在加热室底部很难流动，不能与加热室原有物料混匀。采用上进料，原料自二 次蒸汽室进入浓缩罐，由于重力的作用沿循环管向下流动，逐渐与物料混合，进而达到较好 的浓缩效果。因此，设计采用上进料。33 2 加热管排布方式的确定加热管排布避免局部过热的现象。设计中采用随机排布方式，使加热管均匀分布于加热 室。3 4 仪表、视镜与人孔的确定仪表：蒸发罐压力表安装在蒸汽进出管道，罐体不再设置压力

19、表。地区大气压一般为 97kPa，结合操作压力选择合适压力表， 通过仪表对操作压力进行监测。 采用热电偶温度进行 温度监控。视镜：在分离室不同高度和角度安装若干视镜，以监测分离室汁气状态。直径统一采用 20cm。人孔：于蒸发罐顶以及分离室开设圆形人孔，便于清洗罐体。直径统一采用50cm。3 5 蒸发器主要部件规格列表表 3-5-1 蒸发器主要部件规格部件名称钢号规格数目加热管1050 2.5mm289加热蒸汽进口10245 10mm1冷凝水出口1042 3.5mm1二次蒸汽出口10245 10mm1原料番茄汁进口1068 3.5mm1视镜200mm3人孔500mm24. 蒸发装置的辅助设备4

20、1 气液分离器设计选用金属网式捕液器， 液滴粘附在其表面而二次蒸汽通过。 它的特点是气流速较小，阻力损失小。缺点是清洗不便。4 2 蒸汽冷凝器 设计选用水力喷射器做为冷凝器，它具有冷凝和抽真空两种作用。其特点如下： 兼有冷凝和抽真空作用，无需另配抽真空装置； 结构简单，造价低廉，喷射器本身没有机械运转部分，不要经常检修； 适用于抽腐蚀性气体； 虽然水泵运转时的实际消耗功率较大，但整个冷凝装置的功率消耗仍较表面式和大气冷 凝器小； 不能获得高的真空度，且真空度随水温之高低而变化。5. 结语本设计是围绕蒸发这一单元操作进行的。设计过程中主要涉及物料衡算、热量衡算和传热过程计算。通过对以上方面的计算，熟悉了蒸发单元操作的各种过程，并根据蒸发罐的设 计要求及原则，确定了