年产20万吨碳酸钾蒸发车间设计(00001)

河北工业大学本科生毕业设计（论文）中期报告
毕业设计（论文）题目：年产2.0万吨碳酸钾蒸发车间设计 适用专业：过程装备与控制工程
学生信息：学号：064049 姓名：郎玥班级：过程C062 指导教师信息：姓名、职称：赵景利教授 报告提交日期：2010年5月19日
1 蒸发工段物料衡算与热量衡算
1.1 物料衡算
已知条件：年产碳酸氢钾2万吨，除去大修、停车时间，假设设备的年工作日为300天，即工作时间数为7200小时，则年产量kg/h 2778M =.
经离子交换工段生成浓度约为10%的碳酸氢钾溶液，进入蒸发工段，则碳酸氢钾溶液的初始浓度x 0=10%，故原料处理量h /kg 27780.1
02778x M F 00===
. 根据经验数据，经三效蒸发后碳酸氢钾浓度为x 3=58%，故三效总蒸水量
h /kg 22990.30.10127780x x 1F W 300=⎪⎭⎫ ⎝⎛-⨯=⎪⎪⎭⎫ ⎝
⎛-=总. 1.2 热量衡算
1.2.1 初算各效传热面积 ⑴ 总有效传热温差的计算
根据生产经验及指导老师建议，并考虑到锅炉压力、管道腐蚀等，确定Ⅰ效加热生蒸汽压强为P 1=600kPa （绝压，以下同），温度为158.7℃，考虑到管道传热损失，确定Ⅰ效生蒸汽温度为T 1=158℃。

根据生产经验，确定Ⅲ效二次蒸汽压强为P 3=15 kPa ，温度为T 3=53.5℃；确定原料液经预热后预热到t 0=90℃后，进入蒸发器。

∵蒸发器内溶液的沸点升高为
∆'''+∆''+∆'=∆
式中 ∆'——由于不挥发溶质的存在引起的沸点升高，℃
∆''——由于液柱静压力引起的沸点升高，℃
∆'''——由于管道流动阻力引起的沸点升高，℃
由于本设计选用降膜蒸发器，故∆''可忽略不计；由于三效蒸发器间隔距离较近，管道流动阻力较小，∆'''可忽略。

根据生产经验，初步估算各效因不挥发溶质存在造成的沸点升高为
℃21=∆'℃32=∆'℃153=∆'
∴℃201532=++=∆'∑
∴
℃200020''=++=∆'''+∆+∆'=∆∑∑∑∑
∴总有效传热温差为
℃有效
.58420.55315810=--=∆--=∆∑∑T T t
⑵ 总有效温差在各效的预分配
按等传热温差原则近似分配各效温差，取℃282=∆t
℃281=∆t ℃.5283=∆t
计算各效汽、液相温度公式如下：
()
3,2,1'''1
=∆=-∆=-=∆+i T t T T t T t i i i i i i i i
∵
℃1581=T ℃900=t
∴
通过查阅相关数据，汇总各效二次蒸汽相关物性数据如下表
℃
℃℃℃℃℃.55315.568.568.528979731001002812812821301302815833'3333322'2222211'1111=-=∆-==-=∆-==-==∆-==-=∆-==-==∆-==-=∆-=t T t T t T t T t T t T t T t T t
⑶ 由热量衡算求各效水分蒸发量
因为蒸发器中碳酸钾分解热较小，故在热量衡算中忽略不计。

由方程组
()()()()()⎪⎪⎩⎪⎪
⎨
⎧=++---+==--+==-+==W
W W W t t c W c W Fc r W r W Q t t c W Fc r W r W Q t t Fc r W Dr Q pw pw p pw p p 32123210332231210221120101101'''''
计算各效蒸水量321W W W 、、及Ⅰ效加热蒸汽消耗量D 。

由于没有查到有关不同碳酸氢钾溶液比热容确定的资料和公式，此处暂用水的比热容代替，即()℃⋅==kg 4.19kJ/w p po c c
将表中物性数据代入上方程组得
()()()()()⎪⎪⎩⎪⎪⎨
⎧=++---⨯+=--⨯+=-⨯⨯+=22990100.568277809.142370.92265130100277809.14.922651.2183901309.1427780.1
2183.1209132121321211W W W W W W W W W W W D
解此方程组得
⎪⎪⎩⎪⎪⎨
⎧====h kg W h kg W h kg W h kg D .68217.77837.76934.49466321
⑷ 计算各效蒸发器传热面积
根据生产经验初定各效传热系数为
()℃⋅=21/1500m W K 、()
℃⋅=22/1000m W K 、()℃⋅=23/800m W K 。

有上述数据计算各效蒸发器传热面积如下：
2
3
3322333323
221122222
311011114.2165
.288003600107.78379.2265'2.1502810003600107.69341.2183'9.1302815003600101.20914.9466m t K r W t K Q A m t K r W t K Q A m t K Dr t K Q A =⨯⨯⨯⨯=∆=∆==⨯⨯⨯⨯=∆=∆==⨯⨯⨯⨯=∆=∆=
因各效传热面积相差较大，故进行重新计算。

1.2.2 复算各效传热面积 ⑴ 重新分配总有效传热温差
℃
℃℃
℃℃
℃3.1373.13700.236.528.4216.525.322500.23628.2150227.02200.23628.9130.1166.5
84.5
28.421628.215028.913033'
322'
211'12
3
213
32211≈=⨯=∆=∆≈=⨯=∆=∆≈=⨯=∆=∆=⨯+⨯+⨯=
∆+∆+∆∆+∆+∆=A t A t A t A t A t A t m t t t t A t A t A A ⑵ 重新计算各效汽液相温度
根据重新分配的各效温差计算各效气液相温度如下：
℃
℃℃℃℃℃.55315.568.56837.5105.51053.51085.108.52513413421361362215833'3333322'
2
222211'1111=-=∆-==-=∆-==-==∆-==-=∆-==-==∆-==-=∆-=t T t T t T t T t T t T t T t T t
通过查阅相关数据，汇总各效二次蒸汽相关物性数据如下表
⑶ 由热量衡算重新各效水分蒸发量
同理，由如下方程组
()()()()()⎪⎪⎩⎪⎪
⎨
⎧=++---+==--+==-+==W
W W W t t c W c W Fc r W r W Q t t c W Fc r W r W Q t t Fc r W Dr Q pw pw p pw p p 32123210332231210221120101101'''''
解得
⎪⎪⎩⎪⎪⎨
⎧====h kg W h kg W h kg W h kg D .38281.67768.16940.59750321
⑷ 复算各效蒸发器传热面积
传热系数同上。

复算计算各效蒸发器传热面积如下：
2
3
3322333323
221122222
31101111.616337
800360010.22244.67768'.8163.5251000360010.12166.16940'.61712215003600101.2091.59750m t K r W t K Q A m t K r W t K Q A m t K Dr t K Q A =⨯⨯⨯⨯='∆='∆==⨯⨯⨯⨯='∆='∆==⨯⨯⨯⨯='∆='∆=
因各效传热面积比较接近，故取传热面积为2
170m A =。

⑸ 核算各效传热系数
核算各效蒸发器传热系数如下
()
()
()
℃
℃℃
⋅=⨯⨯⨯⨯='∆='∆=⋅=⨯⨯⨯⨯='∆='∆=⋅=⨯⨯⨯⨯='∆='∆==23
3322333323
2211222223
1101111/0.77037
170360010.22244.67768'/3.9635
.25170360010.12166.16940'/4.151422
1703600101.2091.59750m W t A r W t A Q K m W t A r W t A Q K m W t A Dr t A Q K
各效传热系数经核算后与原估计值相差很小，故计算结果可取。

2 蒸发器有关接管管径的计算
2.1 Ⅰ效蒸发器有关接管直径的计算
2.1.1 加热室 ⑴ 进料口直径
由公式
u
V d V u d s
i s i ππ
44
2
=
⇒=
式中s V ：料液的体积流量m
3
u ：料液流速，此处取u =1m/s
ρ:料液密度, 此处取ρ=1052.6kg/m³
mm m u F u V d s i .696966.001
6.1052360027780
43600440==⨯⨯⨯⨯=⋅⋅⋅⨯==
∴πρππ 管子规格：φ108×4mm
管法兰：HG20592-2009 法兰 PLDN100-0.6 RF
(2) 进汽口直径
取生蒸汽流速u =20m/s
生蒸汽在158℃密度为ρ=3.1056kg/m³
mm m u D u V d s i 23636.2020
056.133600.5
97504360044==⨯⨯⨯⨯=⋅⋅⋅==
∴πρππ 管子规格：φ273×4mm
管法兰：HG20592-2009 法兰 PLDN250-0.6 RF
(3) 出料口直径
降膜蒸发器中，蒸汽与料液共同从加热室排向分离室，但因液体相对于对蒸汽体积变化很小，故可按二次蒸汽量计算管径。

取蒸汽流速u =20m/s 。

蒸汽在134℃下密度为ρ=1.6720kg/m³。

mm m u W u V d s i 27171.2020
720.6136001
.694043600441==⨯⨯⨯⨯=⋅⋅⋅==
∴πρππ 管子规格：φ325×4mm
管法兰：HG20592-2009 法兰 PLDN300-0.6 RF
(4) 冷凝水排出口直径
生蒸汽在饱和温度下冷凝，故冷凝水温度取158℃ 取水的流速u =0.5m/s
水在158℃下的密度, ρ=909.26kg/m³
mm m u D u V d s i 87087.0.5
0909.263600.5
97504360044==⨯⨯⨯⨯=⋅⋅⋅==
∴πρππ 管子规格：φ108×4mm
管法兰：HG20592-2009 法兰 PLDN100-0.6 RF
(5) 混合料液循环管进口直径
为使每根管子上都均布有液体，使传热效果达到最好，每效蒸发中都设置自循环系统，其喷淋密度取为s
m L
⋅=5.0ξ
∴每效的循环进料量h m s L d n F /7.4543.1155.0032.03013==⨯⨯⨯==πξπ循环 取混合料液流速为u =1m/s
混合料液密度, 此处取ρ=1050.2kg/m³
mm m u F u V d s i 8.2400428.01
50.20136007
.4544360044==⨯⨯⨯⨯=⋅⋅⋅⨯==
∴πρππ循环管子规格：φ14×4mm
管法兰：HG20592-2009 法兰 PLDN10-0.25 RF
2.1.2分离室 ⑴ 进料口直径
进料口直径取值与本效加热室出料口直径相同为φ325×4mm
(2) 二次蒸汽出汽口直径
出汽口直径取值与本效加热室出料口直径相同为φ325×4mm
(3) 出料口直径
取混合料液流速为u =1m/s
混合料液密度, 此处取ρ=1050.2kg/m³
()()mm m u W F u V d s i .8830838.01
.2105036001.694027780436004410==⨯⨯⨯-⨯=⋅⋅⋅-⨯==
∴πρππ 管子规格：φ108×4mm
管法兰：HG20592-2009 法兰 PLDN100-0.25 RF
(4) 混合料液循环管出口直径
混合料液循环管出口直径取值与本效加热室混合料液循环管出口直径相同φ14×4mm
2.2Ⅱ效蒸发器有关接管直径的计算
2.2.1 加热室 ⑴ 进料口直径
进料口直径取值与Ⅰ效蒸发分离室出料口直径相同为φ108×4mm
(2) 进汽口直径
进汽口直径取值与Ⅰ效蒸发器分离室出汽口直径相同φ325×4mm
(3) 出料口直径
取蒸汽流速u =20m/s 。

蒸汽在105.5℃下密度为ρ=0.7163kg/m³。

mm m u W u V d s i 438384.020
0.71633600.6
776843600442==⨯⨯⨯⨯=⋅⋅⋅==
∴πρππ 管子规格：φ480×5mm
管法兰：HG20592-2009 法兰 PLDN450-0.25 RF
(4) Ⅰ效冷凝水入口直径
冷凝水入口直径取值与Ⅰ效蒸发器加热室冷凝水排出口直径相同为φ108×4mm
⑸ 冷凝水排出口直径
生蒸汽在饱和温度下冷凝，故冷凝水温度取134℃ 取水的流速u =0.5m/s
冷凝水密度, 此处取ρ=930.1kg/m³
()()mm m u W D u V d s i .6112261·1.0.5
0.193036006940.1.59750436004411==⨯⨯⨯+⨯=⋅⋅⋅+==
∴πρππ 管子规格：φ133×5mm
管法兰：HG20592-2009 法兰 PLDN125-0.25 RF
(6) 混合料液循环管进口直径
混合料液循环管出口直径取值与Ⅰ效加热室混合料液循环管进口直径相同φ14×4mm
2.2.2分离室 ⑴ 进料口直径
进料口直径取值与本效加热室出料口直径相同φ480×5mm
(2) 二次蒸汽出汽口直径
出汽口直径取值与本效加热室出料口直径相同φ480×5mm
(3) 出料口直径
取混合料液流速为u =1m/s
混合料液密度, 此处取ρ=1155.4kg/m³
()()mm m u W W F u V d s i .3636330.01
.4155136006.77681.6940277804360044210==⨯⨯⨯--⨯=⋅⋅⋅--⨯==
∴πρππ管子规格：φ76×5mm
管法兰：HG20592-2009 法兰 PLDN65-0.25 RF
(4) 混合料液循环管出口直径
混合料液循环管出口直径取值与本效加热室混合料液循环管出口直径相同φ14×4mm
2.3 Ⅲ效蒸发器有关接管直径的计算
2.3.1 加热室 ⑴进料口直径
进料口直径取值与Ⅱ效蒸发分离室出料口直径相同为φ76×5mm
(2) 进汽口直径
进汽口直径取值与Ⅱ效蒸发器分离室出汽口直径相同为φ480×5mm
(3) 出料口直径
取蒸汽流速u =20m/s 。

蒸汽在53.5℃下密度为ρ=0.0976kg/m³。

mm m u W u V d s i 112525.2120
9760.03600.3
828143600443==⨯⨯⨯⨯=⋅⋅⋅==
∴πρππ 管子规格：φ1220×6mm
管法兰：HG20592-2009 法兰 SODN1219-1.0 FM
(6)冷凝水入口直径
冷凝水入口直径取值与Ⅱ效蒸发器加热室冷凝水排出口直径相同为φ133×5mm
(5) 冷凝水排出口直径
生蒸汽在饱和温度下冷凝，故冷凝水温度取105.5℃ 取水的流速u =0.5m/s
冷凝水密度, 此处取ρ=954.33kg/m³
()()mm m u W W D u V d s i .6134.6134.0.5
03.395436007768.66940.1.597504360044211==⨯⨯⨯++⨯=⋅⋅⋅++==
∴πρππ管子规格：φ159×6mm
管法兰：HG20592-2009 法兰 SODN125-1.0 FM
(6) 混合料液循环管进口直径
混合料液循环管出口直径取值与Ⅱ效加热室混合料液循环管进口直径相同φ14×4mm
2.3.2分离室 ⑴ 进料口直径
进料口直径取值与本效加热室出料口直径相同φ1220×6mm
(2) 二次蒸汽出汽口直径
出汽口直径取值与本效加热室出料口直径相同φ1220×6mm
(3) 出料口直径
取混合料液流速为u =1m/s
混合料液密度, 此处取ρ=1519.5kg/m³
()()mm
m u W W W F u V d s i .4333340.01
19.55136003.82816.77681.69402778043600443210==⨯⨯⨯---⨯=
⋅⋅⋅---⨯==
∴πρππ管子规格：φ45×6mm
管法兰：HG20592-2009 法兰 PLDN40-0.25 RF
(4) 混合料液循环管出口直径
混合料液循环管出口直径取值与本效加热室混合料液循环管出口直径相同φ14×4mm
3 蒸发器加热室结构设计
3.1 加热室中换热管的排布及壳体直径的计算
本设计采用换热管为φ38×3.0、全管长6M 的不锈钢换热管。

考虑到上下管板各自厚度大约为0.04m ，以及换热管突出下管板的长度约为3mm ，故换热管的有效换热长度为：
m l 17.9504.02003.06=⨯--=。

∴每根换热管的有效传热面积为：2
0706.0917.5038.0m l d a =⨯⨯==ππ
∴所需换热管总数约为：根2417.240706
.0170≈===
a A n 本蒸发器中换热管按正六边形排列，通过查GB151并为了获得较大的操作弹性，选择所需管子总数最大为301根的排列方式，其正六边形的数目为9，对角线上换热管数为19.，六角形内管数为271
根据规范，查得φ38的换热管中心距mm t 48=。

最外层管子的中心到壳体内壁的距离mm e 38=。

∴壳体内径()()mm e n t D i 978385.1119485.11=⨯+-⨯=+-=，根据规范，圆整后取mm D i 1000=。

3.2 加热室强度计算
3.2.1 加热室壁厚计算及水压实验校核
因Ⅰ效加热室内操作温度最高，压力最大，条件最苛刻，故以Ⅰ效加热室为例进行加热室壁厚计算及水压实验校核。

⑴ 加热室设计条件
Ⅰ效加热室设计条件如下
(2) 蒸发器壁厚计算及水压实验校核
蒸发器筒体、封头及所有附件、管道组成件的材料均选择为不锈钢0Cr18Ni10Ti
① 筒体壁厚计算
内压筒体厚度计算式为
[]c
t
c p D p i
-⨯=
φσδ2
式中 δ：计算厚度 mm
c p ：计算压力 a MP
φ：焊接接头系数 此处取φ=1
[]t σ：设计温度下的材料许用应力 a MP ，此处取200℃下材料的许用应力为130a MP
i D ：筒体内径 mm
[]mm p D p c t c i
20.1210550113021000
1055023
3=⨯-⨯⨯⨯⨯=-⨯=∴--φσδ
查表得不锈钢钢板负偏差 mm C .601=
因为材料为不锈钢0Cr18Ni10Ti ，且碳酸钾料液腐蚀比较轻微，所以选取腐蚀裕量
02=C
∴筒体的名义厚度为mm C C n 2.7221=++=δδ。

因选用高合金钢做换热设备，故综合考虑后取mm n 8=δ
② 封头壁厚计算
本设计中所有蒸发器均采用规范椭圆形封头，其厚度计算式为
[]mm p D p c
t
c i
18.12105505.0113021000105505.0233=⨯⨯-⨯⨯⨯⨯=-⨯=
--φσδ
∵mm C .601=、02=C
∴封头的名义厚度为mm C C n 18.7221=++=δδ。

取封头壁厚与筒体的壁厚相同，为mm n 8=δ，直边高度为mm h 25=。

③ 水压实验压力及强度校核 a) 水压实验压力按下式计算
[]
[]t T p
P σσ25.1≥
式中 T P : 内压容器的实验压力，a MP
p ：设计压力， a MP
[]σ：实验温度下材料许用应力， a MP
[]t σ：设计温度下材料许用应力， a MP
[][]a
t
T MP
p
P 6875.015.5025.125.1=⨯⨯==σσ
又实验压力下的筒体的薄膜应力
()s
e
e i T T D P φσδδσ9.02≤+=
式中 e δ：钢板的有效厚度，mm C C n e .470.60821=--=--=δδ
s σ：常温下材料的屈服极限，a MP ， a s MP 205=σ
()()a
e e i T T MP D P 0.846.472.4710006875.02=⨯+⨯=+=
δδσ
a
T a s MP MP .846.518420519.09.0=≥=⨯⨯=∴σφσ
所以壳程实验安全。

b) 管程水压实验压力及强度校核与壳程计算过程类似，此处不再赘述，经计算，管程 实验压力下的筒体薄膜应力为
()()a e e i T T MP D P 0.846.4
72.4710006875.02=⨯+⨯=+=
δδσ
a
T a s MP MP .846.518420519.09.0=≥=⨯⨯=∴σφσ
∴管程水压实验安全。

3.2.2 计算结果归纳总结
三效蒸发器加热室内径均为mm D i 1000=，均采用规范椭圆封头，筒体、封头壁厚均为mm n 8=δ，封头直边高度为mm h 25=
3.3 加热室管板的确定
因加热室选用的换热管规格为φ38×3.0，故加热室管板最小厚度mm 38min =δ ∴选取管板厚度为40mm 材料为0Cr18Ni10Ti ，管板兼做法兰。

3.4 折流板设计
折流板缺口弦高取mm D h i 3003.0==
取折流板间距为mm 1000，共设五块，则其无支撑跨距mm l 2000=，由此确定折流板厚度mm 16=δ
板外径为mm DN 994610006=-=-
3.5 拉杆设计
选用拉杆直径为16mm 共设6跟，均布在管束的外边缘。

3.6 膨胀节的设计
波形膨胀节 ZDL 型
3.7 布膜器设计
3.8 开孔补强计算
以Ⅱ效加热室出料口φ480×5的开孔为例进行补强计算
3.8.1 补强方法判别
开孔直径mm mm D mm C d d i
i 5205002
2.4716.024702≤=<
=⨯+=⋅+=，且，
满足等面积发开孔补强计算的适用条件，故可用等面积法进行开孔补强计算。

3.8.2 开孔所需补强面积A
()r et f d A -+=12δδδ
式中
δ: 筒体计算厚度，mm 74.80=δ
nt δ：接管厚度， 此处mm nt 5=δ
et δ：接管有效厚度，mm C nt et .44.605=-=-=δδ
r f ：强度削弱系数，因壳体材料与接管材料相同，故[][]1==
r
t n
r f σσ
()
()2
83.411114.4874.02874.02.47112mm f d A r et =-⨯⨯⨯+⨯=-+=δδδ
3.8.3 有效补强范围
①有效宽度B 按下式计算，取二者之中较大值
⎩
⎨
⎧=⨯+⨯+=++==⨯==mm d B mm
d B nt n 2.49752822.471224.9422.47122δδ 计算得mm B 4.942= ②有效高度的计算
a ．外侧有效高度1h 按下式计算，取二者之中较小值
()⎪⎭⎪
⎬⎫==⨯==实际外伸高度mm h mm d h nt 15041.4342.47111δ
故mm h 41.431=
b. 内侧有效高度2h 按下式计算，取二者之中较小值
()⎪⎭⎪⎬⎫==⨯==实际内伸高度041.4342.47122h mm d h nt δ
故02=h
3.8.4 有效补强面积
① 筒体多余金属面积
筒体有效厚度 mm C n e 4.76.08=-=-=δδ
筒体多余金属面积1A 按下式计算
()()()()()()2
16.32820874.04.72.4714.94212mm f d B A r e et e =--⨯-=-----=δδδδδ
② 接管多余金属面积 接管计算厚度
[]mm p d p c t
n i c t 390.0227.011372470
227.02=-⨯⨯⨯=-=
φσδ
接管多余金属面积2A
()()()2
22121.34801390.04.441.43222mm f C h f h A r
et r t et =+⨯-⨯⨯=-+-=δδδ
③ 接管区焊缝面积（焊脚取mm 0.6）
2
300.360.60.621
2mm A =⨯⨯⨯=
④ 有效补强范围
2
3
217.366600.361.3486.3282mm A A A A e =++=++=
283.411mm A A e =>
∴开孔后不需另行补强。

3.8.5 计算结果归纳总结
因三效蒸发器加热室中各接管厚度相同，Ⅱ效加热室出料口φ480×5为第二大开孔，因其不用补强，即除Ⅲ效加热室出料口φ1220×6mm 外均不用另行开口补强。

对于Ⅲ效加热室出料口φ1220×6mm ，采取
3.9 支座的选取
采用B 型悬挂式支座， 选用4个支座 考虑水压实验时设备总重量约为kg M 19846= 支座承受载荷KN n k g M Q 4.658104
83.081
.9198461033=⨯⨯⨯=⨯⋅⋅=
-- 据JB/T4712.3-2007 选耳式支座B4-Ⅲ 螺栓分布圆直径
()()()()()()
mm
s l b D n i 1465702902102140828210002222221222223=-⨯+⨯--⨯+⨯+=
-+--++=
δδδφ
4 蒸发器分离室结构设计
各效分离室筒体、封头及所有附件、管道组成件的材料均选择为不锈钢0Cr18Ni10Ti
4.1 Ⅰ效分离室尺寸的确定
4.1.1 Ⅰ效分离室直径及高度的计算
各效分离室中蒸汽速度v u 可按下式估算
5
.0⎪
⎪⎭⎫ ⎝⎛-=v v l v v k u ρρρ
式中 v u ：蒸发室中蒸汽平均上升速度 s m
l ρ、v ρ ：溶液和蒸汽的密度 3m kg
v k ：雾沫携带因子，对于水溶液取为s m 017.0
Ⅰ效分离室中31050.2m kg l =ρ，134℃下，，3
72.61m kg v =ρ 。

s
m u v 2574.072.6172.61.21050017.05
.0=⎪
⎭
⎫ ⎝⎛-⨯=∴
mm u V D m W V u D v s i v s v i 1857401
.053
.114453.1172.613600.1
694041312=⨯⨯==
∴=⨯===ππρπ 又
圆整后得mm D N 2000=。

∴筒体高度mm D H N 32006.1==
4.1.2 Ⅰ效分离室壁厚计算及水压实验校核
本效分离器设计压力 227a MP ，设计温度147.4℃。

⑴ 筒体壁厚计算
内压筒体厚度计算式为
[]c
t
c p D p i
-⨯=
φσδ2
式中 δ：计算厚度 mm
c p ：计算压力 a MP
φ：焊接接头系数 此处取φ=1
[]t σ：设计温度下的材料许用应力 a MP ，此处取150℃下材料的许用应力为137a MP
i D ：筒体内径 mm
[]mm p D p c
t c i
487.110227113022000
1022723
3=⨯-⨯⨯⨯⨯=-⨯=∴--φσδ
查表得不锈钢钢板负偏差 mm C .601=
因为材料为不锈钢，且碳酸钾料液腐蚀比较轻微，所以选取腐蚀裕量02=C ∴筒体的名义厚度为mm C C n 483.221=++=δδ。

因选用高合金钢做换热设备，故综合考虑后取mm n 6=δ
⑵ 椭圆封头壁厚计算
本设计中所有蒸发器均采用规范椭圆形封头，其厚度计算式为
[]mm p D p c
t
c i
477.1102275.0113022000102275.023
3=⨯⨯-⨯⨯⨯⨯=-⨯=
--φσδ
因mm 2min =δ，所以mm 2=δ。

∵mm C .601=、02=C
∴封头的名义厚度为mm C C n 6.221=++=δδ。

取封头壁厚与筒体的壁厚相同，为mm n 6=δ，直边高度为mm h 25=。

⑶ 60°折边锥形封头壁厚计算
当MPa p c 5<，可用简化式计算60°折边锥形封头壁厚，即
[]φ
σδt
c i
D p f 20⨯⨯=
折边半径m m 300200015.0D 5.10r i i =⨯==
60=α时，查得0.710=f []mm D p f t
c i
17.821
13722000
227.070.120=⨯⨯⨯⨯=
⨯⨯=
∴φ
σδ
∵mm C 6.01=02=C ，
名义厚度为mm C C n 17.4321=++=δδ，取封头壁厚与筒体的壁厚相同，为
mm n 6=δ，直边高度为mm h 25=。

⑷ 水压实验压力及强度校核
① 水压实验压力按下式计算
[][]t T p
P σσ25.1≥
式中 T P : 内压容器的实验压力，a MP
p ：设计压力， a MP
[]σ：实验温度下材料许用应力， a MP
[]t σ：设计温度下材料许用应力， a MP
[][]a
t
T MP
p
P 2838.0127.2025.125.1=⨯⨯==σσ
又实验压力下的筒体的薄膜应力
()s
e
e i T T D P φσδδσ9.02≤+=
式中 e δ：钢板的有效厚度，mm C C n e .450.60621=--=--=δδ
s σ：常温下材料的屈服极限，a MP ， a s MP 205=σ
()()a
e e i T T MP D P 0.752.4
52.4520002838.02=⨯+⨯=+=
δδσ a
T a s MP MP 0.752.518420519.09.0=≥=⨯⨯=∴σφσ
所以壳程实验安全。

② 管程水压实验压力及强度校核与壳程计算过程类似，此处不再赘述，经计算，管程 实验压力下的筒体薄膜应力为
()()a e e i T T MP D P 0.752.4
52.4518006875.02=⨯+⨯=+=
δδσ a
T a s MP MP 0.752.518420519.09.0=≥=⨯⨯=∴σφσ
∴管程水压实验安全。

4.1.3 开孔补强计算
以本分离室二次蒸汽出汽口4253⨯φ的开孔为例进行补强计算
⑴ 补强方法判别：
开孔直径mm mm D mm C d d i
i 520,10002
.23186.023172≤=<
=⨯+=⋅+=且， 满足等面积法开孔补强计算的适用条件，故可用等面积法进行开孔补强计算。

(2) 开孔所需补强面积A
()r et f d A -+=12δδδ
式中
δ: 筒体计算厚度，mm .7481=δ
nt δ：接管厚度 此处mm nt 4=δ
et δ：接管有效厚度，mm C nt et .43.604=-=-=δδ
r f ：强度削弱系数，因壳体材料与接管材料相同，故[][]1==
r
t n
r f σσ
()
()2
.2556114.3.74812487.12.31812mm f d A r et =-⨯⨯⨯+⨯=-+=δδδ
(3) 有效补强范围
①有效宽度B 按下式计算，取二者之中较大值
⎩
⎨
⎧=⨯+⨯+=++==⨯==mm d B mm
d B nt n .233842622.318224.6362.31822δδ 计算得mm B 4.636= ②有效高度的计算
a ．外侧有效高度1h 按下式计算，取二者之中较小值
()⎪⎭⎪
⎬⎫==⨯==实际外伸高度mm h mm d h nt 15068.3542.31811δ
故mm h 68.351=
b. 内侧有效高度2h 按下式计算，取二者之中较小值
()⎪⎭⎪
⎬⎫==⨯==实际内伸高度068.3542.31822h mm d h nt δ
故02=h
(4) 有效补强面积
① 筒体多余金属面积
筒体有效厚度 mm C n e 4.56.06=-=-=δδ
筒体多余金属面积1A 按下式计算
()()()()()()2
1.111620487.14.5
2.3184.63612mm f d B A r e et e =--⨯-=-----=δδδδδ
② 接管多余金属面积 接管计算厚度
[]mm p d p c t
n i c t 267.0227.011372317
227.02=-⨯⨯⨯=-=
φσδ
接管多余金属面积2A
()()()2
22126.22301267.04.368.35222mm f C h f h A r
et r t et =+⨯-⨯⨯=-+-=δδδ
③ 接管区焊缝面积（焊脚取mm 0.6）
2
300.360.60.621
2mm A =⨯⨯⨯=
④ 有效补强范围
2
3
21.7142100.366.223.11162mm A A A A e =++=++=
2.2556mm A A e =>
∴开孔后不需另行补强。

因本效蒸发器分离室中各接管厚度相同，最大开孔不需要补强，所以所有接管都不需另行补强。

4.1.4支座的选择
采用B 型悬挂式支座， 选用4个支座
考虑水压实验时设备总重量约为kg M 15034= 支座承受载荷KN n k g M Q 2.444104
83.081
.9150341033=⨯⨯⨯=⨯⋅⋅=
-- 据JB/T4712.3-2007 选耳式支座B4-Ⅲ 螺栓分布圆直径
()()()()()()
mm s l b D n i 2464702902102140826220002222221222223=-⨯+⨯--⨯+⨯+=
-+--++=
δδδφ
4.1.5 视镜的选择
据HGJ501-86-20,选视镜Ⅱ10010g g D P ，，两个。

4.1.6 折流式除沫器的设计
确保蒸汽每折流一次流通面积是逐渐扩大的。

蒸汽出口管径9426⨯φ 升气管3500⨯φ 导流筒3700⨯φ 短节101000⨯φ
4.2 Ⅱ效分离室尺寸的确定
4.2.1 Ⅱ效分离室直径及高度的计算
Ⅱ效分离室中3.41551m kg l =ρ，105.5℃下，3
163.70m kg v =ρ 。

s
m u v 386.0163.70163.704.1155017.05
.0=⎪
⎭
⎫
⎝⎛-⨯=∴
mm u V D m W V u D v s i v s v i .123147163
.013
.034413.037163.03600.6
776841322=⨯⨯==
∴=⨯===ππρπ 又
圆整后得mm D N 2400=。

∴筒体高度mm D H N 38406.1==
4.2.2 Ⅱ效分离室壁厚计算及水压实验校核
本效分离器设计压力 26.7a MP ，设计温度116.1℃。

⑴ 筒体壁厚计算
内压筒体厚度计算式为
[]c
t
c p D p i
-⨯=
φσδ2
式中 δ：计算厚度 mm
c p ：计算压力 a MP
φ：焊接接头系数 此处取φ=1
[]t σ：设计温度下的材料许用应力 a MP ，此处取150℃下材料的许用应力为137a MP
i D ：筒体内径 mm
[]mm p D p c t
c i
47.2010.726113022400
10.72623
3=⨯-⨯⨯⨯⨯=-⨯=∴--φσδ
因mm 2min =δ，所以mm 2=δ。

查表得不锈钢钢板负偏差 mm C .601=
因为材料为不锈钢，且碳酸钾料液腐蚀比较轻微，所以选取腐蚀裕量 02=C ∴筒体的名义厚度为mm C C n .6221=++=δδ。

因选用高合金钢做换热设备，故综合考虑后取mm n 6=δ
⑵ 封头壁厚计算
本设计中所有蒸发器均采用规范椭圆形封头，其厚度计算式为
[]mm p D p c
t
c i
246.0107.265.0113022400107.265.023
3=⨯⨯-⨯⨯⨯⨯=-⨯=
--φσδ
因mm 2min =δ，所以mm 2=δ。

∵mm C .601=、02=C
∴封头的名义厚度为mm C C n .6221=++=δδ。

取封头壁厚与筒体的壁厚相同，为mm n 6=δ，直边高度为mm h 40=。

⑶ 60°折边锥形封头壁厚计算
当MPa p c 5<，可用简化式计算60°折边锥形封头壁厚，即
[]φ
σδt
c i
D p f 20⨯⨯=
折边半径m m 360240015.0D 5.10r i i =⨯==
60=α时，查得0.710=f []mm D p f t
c i
98.301
13722400
0267.070.120=⨯⨯⨯⨯=
⨯⨯=
∴φ
σδ
因mm 2min =δ，所以mm 2=δ。

∵mm C 6.01=02=C ，
名义厚度为mm C C n .6221=++=δδ，
取封头壁厚与筒体的壁厚相同，为mm n 6=δ，直边高度为mm h 25=。

⑷ 水压实验压力及强度校核
① 水压实验压力按下式计算
[][]t T p
P σσ25.1≥
式中 T P : 内压容器的实验压力，a MP
p ：设计压力， a MP
[]σ：实验温度下材料许用应力， a MP
[]t σ：设计温度下材料许用应力， a MP
[][]a
t
T MP
p
P 0334.012670.025.125.1=⨯⨯==σσ
又实验压力下的筒体的薄膜应力
()s
e
e i T T D P φσδδσ9.02≤+=
式中 e δ：钢板的有效厚度，mm C C n e .450.60621=--=--=δδ
s σ：常温下材料的屈服极限，a MP ， a s MP 205=σ
()()a
e e i T T MP D P 33.47.4
52.4524000334.02=⨯+⨯=+=
δδσ a
T a s MP MP 33.47.518420519.09.0=≥=⨯⨯=∴σφσ
所以壳程实验安全。

③ 管程水压实验压力及强度校核与壳程计算过程类似，此处不再赘述，经计算，管程 实验压力下的筒体薄膜应力为
()()a e e i T T MP D P 33.47.4
52.452400000334.02=⨯+⨯=+=
δδσ
a
T a s MP MP 33.47.518420519.09.0=≥=⨯⨯=∴σφσ
∴管程水压实验安全。

4.1.3 开孔补强计算
以本分离室二次蒸汽出汽口5480⨯φ的开孔为例进行补强计算
⑴ 补强方法判别：
开孔直径mm mm D mm C d d i
i 520,12002
.24716.024702≤=<
=⨯+=⋅+=且， 满足等面积发开孔补强计算的适用条件，故可用等面积法进行开孔补强计算。

(2) 开孔所需补强面积A
()r et f d A -+=12δδδ
式中
δ: 筒体计算厚度，mm 47.20=δ
nt δ：接管厚度 此处mm nt 5=δ
et δ：接管有效厚度，mm C nt et .44.605=-=-=δδ
r f ：强度削弱系数，因壳体材料与接管材料相同，故[][]1==
r
t n
r f σσ
()
()2
.4116114.447.20247.202.47112mm f d A r et =-⨯⨯⨯+⨯=-+=δδδ
(3) 有效补强范围
①有效宽度B 按下式计算，取二者之中较大值
⎩
⎨
⎧=⨯+⨯+=++==⨯==mm d B mm
d B nt n .24935262.247122.49422.47122δδ 计算得mm B .3942= ②有效高度的计算
a ．外侧有效高度1h 按下式计算，取二者之中较小值
()⎪⎭⎪
⎬⎫==⨯==实际外伸高度mm h mm d h nt 1501.4434.247111δ
故mm h 1.4431=
b. 内侧有效高度2h 按下式计算，取二者之中较小值
()⎪⎭⎪⎬⎫==⨯==实际内伸高度041.4342.47122h mm d h nt δ
故02=h
(4) 有效补强面积
① 筒体多余金属面积
筒体有效厚度 mm C n e 4.56.06=-=-=δδ
筒体多余金属面积1A 按下式计算
()()()()()()2
1.62427047.204.5.2471.394212mm f d B A r e et e =--⨯-=-----=δδδδδ
② 接管多余金属面积 接管计算厚度
[]mm p d p c t
n i c t 0458.00267.011372470
0267.02=-⨯⨯⨯=-=
φσδ
接管多余金属面积2A
()()()2
2212378010458.04.41.443222mm f C h f h A r
et r t et =+⨯-⨯⨯=-+-=δδδ
③ 接管区焊缝面积（焊脚取mm 0.6）
2
300.360.60.621
2mm A =⨯⨯⨯=
④ 有效补强范围
2
3
21.6284100.36378.62427mm A A A A e =++=++=
2.4116mm A A e =>
∴开孔后不需另行补强。

因本效蒸发器分离室中各接管厚度相同，最大开孔不需要补强，所以所有接管都不需另行补强。

4.2.4支座的选择
采用B 型悬挂式支座， 选用4个支座
考虑水压实验时设备总重量约为kg M 49527= 支座承受载荷KN n k g M Q .3146104
83.081
.9495271033=⨯⨯⨯=⨯⋅⋅=
-- 据JB/T4712.3-2007 选耳式支座B6-Ⅲ 螺栓分布圆直径
()()()
()()()
mm
s l b D n i 295811538021422301226224002222221222223=-⨯+⨯--⨯+⨯+=
-+--++=
δδδφ
4.2.5 视镜的选择
据HGJ501-86-20,选视镜Ⅱ10010g g D P ，，两个。

4.2.6 折流式除沫器的设计
确保蒸汽每折流一次流通面积是逐渐扩大的。

蒸汽出口管径9426⨯φ 升气管3500⨯φ 导流筒3700⨯φ 短节101000⨯φ
4.3 Ⅲ效分离室尺寸的确定
4.3.1 Ⅲ效分离室直径及高度的计算
Ⅱ效分离室中319.551m kg l =ρ，53.5℃下，3
97570.0m kg v =ρ 。

s
m u v 21.1297570.097570.0.51519017.05
.0=⎪
⎭
⎫
⎝⎛-⨯=∴
mm u V D s
m W V u D v s i v s v i 376221
.128
.523448.5239757.003600.3
828141332=⨯⨯==
∴=⨯===ππρπ 又
圆整后得mm D N 3800=。

∴筒体高度mm D H N 60806.1==
4.3.2 Ⅲ效分离室壁厚计算及水压实验校核
本效分离器本真空压力容器，设计压力 0.1a MP ，设计温度58.9℃。

⑴ 筒体壁厚计算
因承受外压，初设筒体的名义厚度mm n 14=δ.
mm C 6.01= ,02=C 。

∴有效厚度mm e .415.6016=-=δ。

筒体外径mm D D n i 3832162380020=⨯+=+=δ。

分离器两封头分别采用规范椭圆封头和60°折边锥形封头，其直边高度均为mm 40, ∴筒体的计算长度mm L 757432913
14095031
406080=⨯++⨯++=
20.8248.4
153828
>==
e
D δ，∴属于薄壁圆筒。

779.13832
75740==D L
由此查图得00017.0=A 由查图确定B 值公式，a MP EA B 5.31200017.01009.13
2
325=⨯⨯⨯==
[]p MP D B p a e
<=⨯
=⋅
=∴049.03832
5.4
15.3120
δ
所以，假设的厚度不合格，需重新计算。

设筒体的名义厚度mm n 18=δ. ∴有效厚度mm e .417.6018=-=δ。

筒体外径mm D D n i 3836182380020=⨯+=+=δ。

筒体的计算长度mm L 757432913
14095031406080=⨯++⨯++=
205.220.4
173836
>==
e
D δ，∴属于薄壁圆筒。

749.13836
75740==D L
由此查图得0002.0=A 由查图确定B 值a MP B 25=
[]值很接近且与p p MP D B p a e
>=⨯
=⋅
=∴113.03836
.4
17250
δ
∴取筒体厚度mm n 18=δ。

⑵ 椭圆形封头壁厚计算
本蒸发器分离室采用规范椭圆形封头
因承受外压，假设其名义厚度mm n 10=δ，有效厚度mm e .49.6010=-=δ
mm
D R i 342038009.09.0=⨯==
于是0003436.03420
.4
9125.0125
.0=⨯
==R
A e
δ a MP EA B 7.9240003436.01009.132
325=⨯⨯⨯==
∴ []a
c a e MP p MP R B p 1.0069.03420.497.924=<=⨯==δ
所以，假设的厚度不合格，需重新计算。

假设其名义厚度mm n 14=δ，有效厚度mm e .413.6014=-=δ
mm
D R i 342038009.09.0=⨯==
于是0004898.03420
3.4
1125.0125
.0=⨯
==R
A e
δ a MP EA B 9.5350004898.01009.132
325=⨯⨯⨯==
∴
[]a c a e MP p MP R B p 1.0139.03420
3.4159.35=<=⨯==δ，且接近。

故mm n 14=δ。

取封头壁厚与筒体的壁厚相同，为mm n 18=δ
⑶ 60°折边锥形封头壁厚计算
折边半径 mm D r i 57015.0=⨯=
()()mm D r D D i i c 323060cos 13800570213800cos 121=⎥⎦⎤⎢⎣⎡
-⨯-⨯=⎥⎦
⎤⎢⎣⎡--=∴α ∴锥体高度（含直边）
mm ctg r ctg D H c 142660sin 570602
3230
sin 602=⨯+︒=+︒=
α 假设mm mm e n .411.601212=-==δδ，
当量圆筒的当量厚度mm e c .7560cos .411cos =︒⨯==αδδ 其当量长度mm L c 51514263
1
40=⨯+
= 按外压圆筒图算法进行校核计算
207.5667
.53230
>==
c
c
D δ，∴属于薄壁圆筒。

1594.03230
515==c c D L
由此查图得0007.0=A 由查图确定B 值a MP B 80=
[]p MP D B p a L
e
<=⨯
=⋅
=∴282.03230
1.4
180δ
所以，假设的厚度不合格，需重新计算。

假设mm mm e n .47.6088=-==δδ，
当量圆筒的当量厚度mm e c .7360cos .47cos =︒⨯==αδδ 其当量长度mm L c 51514263
1
40=⨯+
=
按外压圆筒图算法进行校核计算
208737
.33230
>==
c
c
D δ，∴属于薄壁圆筒。

1594.03230
515==c c D L
由此查图得00035.0=A 由查图确定B 值a MP B 45=
[]p MP D B p a L
e
<=⨯
=⋅
=∴103.03230
.4
745δ且很接近， 故mm n 8=δ。

取封头壁厚与筒体的壁厚相同，为mm n 18=δ
⑷ 水压实验压力及强度校核
① 水压实验压力按下式计算
[][]t T p
P σσ25.1≥
式中 T P : 内压容器的实验压力，a MP
p ：设计压力， a MP
[]σ：实验温度下材料许用应力， a MP
[]t σ：设计温度下材料许用应力， a MP
[][]a
t
T MP
p
P 0334.012670.025.125.1=⨯⨯==σσ
又实验压力下的筒体的薄膜应力
()s
e
e i T T D P φσδδσ9.02≤+=
式中 e δ：钢板的有效厚度，mm C C n e .450.60621=--=--=δδ
s σ：常温下材料的屈服极限，a MP ， a s MP 205=σ
()()a
e e i T T MP D P 33.47.4
52.4524000334.02=⨯+⨯=+=
δδσ
a
T a s MP MP 33.47.518420519.09.0=≥=⨯⨯=∴σφσ
所以壳程实验安全。

④ 管程水压实验压力及强度校核与壳程计算过程类似，此处不再赘述，经计算，管程 实验压力下的筒体薄膜应力为
()()a
e e i T T MP D P 33.47.4
52.452400000334.02=⨯+⨯=+=
δδσ
a
T a s MP MP 33.47.518420519.09.0=≥=⨯⨯=∴σφσ
∴管程水压实验安全。

4.3.3 开孔补强计算
以本分离室二次蒸汽出汽口5480⨯φ的开孔为例进行补强计算
⑴ 补强方法判别：
开孔直径mm mm D mm C d d i
i 520,12002
.24716.024702≤=<
=⨯+=⋅+=且， 满足等面积发开孔补强计算的适用条件，故可用等面积法进行开孔补强计算。

(2) 开孔所需补强面积A
()r et f d A -+=12δδδ
式中
δ: 筒体计算厚度，mm 47.20=δ
nt δ：接管厚度 此处mm nt 5=δ
et δ：接管有效厚度，mm C nt et .44.605=-=-=δδ
r f ：强度削弱系数，因壳体材料与接管材料相同，故[][]1==
r
t n
r f σσ
()
()2
.4116114.447.20247.202.47112mm f d A r et =-⨯⨯⨯+⨯=-+=δδδ
(3) 有效补强范围
①有效宽度B 按下式计算，取二者之中较大值
⎩⎨
⎧=⨯+⨯+=++==⨯==mm
d B mm
d B nt n .24935262.247122.49422.47122δδ 计算得mm B .3942= ②有效高度的计算
a ．外侧有效高度1h 按下式计算，取二者之中较小值
()⎪⎭⎪
⎬⎫==⨯==实际外伸高度mm h mm d h nt 1501.4434.247111δ
故mm h 1.4431=
b. 内侧有效高度2h 按下式计算，取二者之中较小值
()⎪⎭⎪⎬⎫==⨯==实际内伸高度041.4342.47122h mm d h nt δ
故02=h
(4) 有效补强面积
① 筒体多余金属面积
筒体有效厚度 mm C n e 4.56.06=-=-=δδ
筒体多余金属面积1A 按下式计算
()()()()()()2
1.62427047.204.5.2471.394212mm f d B A r e et e =--⨯-=-----=δδδδδ
② 接管多余金属面积 接管计算厚度
[]mm p d p c
t
n i c t 0458.00267.011372470
0267.02=-⨯⨯⨯=-=
φσδ
接管多余金属面积2A
()()()2
2212378010458.04.41.443222mm f C h f h A r
et r t et =+⨯-⨯⨯=-+-=δδδ
③ 接管区焊缝面积（焊脚取mm 0.6）
2
300.360.60.621
2mm A =⨯⨯⨯=
④ 有效补强范围
2
3
21.6284100.36378.62427mm A A A A e =++=++=
2.4116mm A A e =>
∴开孔后不需另行补强。

因本效蒸发器分离室中各接管厚度相同，最大开孔不需要补强，所以所有接管都不需另行补强。

4.2.4 支座的选择
采用B 型悬挂式支座， 选用4个支座 考虑水压实验时设备总重量约为kg M 91497= 支座承受载荷KN n k g M Q .4270104
83.081
.9914971033=⨯⨯⨯=⨯⋅⋅=
-- 据JB/T4712.3-2007 选耳式支座B6-Ⅳ 螺栓分布圆直径
()()()
()()()
mm s l b D n i 4585145510218235016218238002222221222223=-⨯+⨯--⨯+⨯+=
-+--++=
δδδφ
4.2.5 视镜的选择
据HGJ501-86-20,选视镜Ⅱ10010g g D P ，，两个。

4.2.6 折流式除沫器的设计
确保蒸汽每折流一次流通面积是逐渐扩大的。

蒸汽出口管径9426⨯φ 升气管3500⨯φ 导流筒3700⨯φ 短节101000⨯φ
5预热器的设计
本蒸发装置选用两台预热器为原料液进行预热。

由Ⅲ效的二次蒸汽给第一预热器加热，使原料液从20℃加热到53℃，Ⅲ效的冷凝水给第二预热器加热，使混合液从52℃加热到78℃。

换热器流程均采用逆流。

5.1 第一预热器的设计
本预热器需使原料液从℃200=t 加热至℃531=t
Ⅲ效的二次蒸汽温度为℃5.53，该温度下蒸汽的汽化潜热为g 2370.0kJ/k 3='r
()()h KJ t t F c Q p 601010835.3205327780183.4⨯=-⨯⨯=-⋅⋅=水
h kg W h kg r Q W .38281/16182370
10834.336
3=<=⨯='='
故可达到设计温度要求。

假设℃
⋅=21200m W
K
则第一换热器的换热面积23
615.4243600
331200101086.43m t K Q S =⨯⨯⨯⨯=∆=
5.2 第二预热器的设计
本预热器需使原料液从℃531=t 加热至℃782=t 由能量守恒知
()()()
()()()
℃
79.5105229.4.67768.169405.97505378187.42778022215.1052112500=∴-⨯⨯++=-⨯⨯-⋅⋅++=-⋅⋅T T T T c W W D t t c F p p
设℃
⋅=21000m W
K
()()h
KJ t t c F Q p 6125001008.925378187.427780⨯=-⨯⨯=-⋅⋅=
()()()()℃
4.726537978.5105ln
537978.5105ln 2
121=-----=∆∆∆-∆=
∆t t t t t m
则第二换热器的换热面积23
621.2303600
4.7261000101008.92m t K Q S =⨯⨯⨯⨯=∆=
进入蒸发器后由于未达到原料液90°进料，还需要
()h kJ t c F Q p /139********.4277800=-⨯⨯=∆='的热量对原料液进行预热，但因
设计预热器时考虑选定预热器的传热面积比计算时取的面积增加了
24.416.171213m S =-=∆，因此考虑到增加面积对进料的预热作用，可使原料液达到90
度进料的条件。

6 直接冷凝器的设计
6.1 需冷却水量L W
本蒸发装置采用多孔板冷凝器，第三效的二次蒸汽温度为℃5.53，考虑管道阻力损失
℃1，则进入冷凝器的蒸汽温度为℃5.52，其焓值为kg kJ h /.02594=，密度为
3/9956.00m kg =ρ。

冷却水进口温度℃25=i t ，出口温度℃495.35.52=-=o t ，则所需冷却水量G 为：
()()()()
h kg t t c t c h W G i o w o w /10973.12549178.449178.40.25943.828153⨯=-⨯⨯-⨯=--=
6.2 直接冷凝器的筒体直径
蒸汽进入冷凝器后，在冷凝器横截面上的气速v u 此处取s m u v 20=，则冷凝器通体直径为
m
u W D v 213.10.09956
360020785.08281.3
785.03=⨯⨯⨯=⋅=
ρ
圆整后，取直径值为m D 1300=。

6.3 直接冷凝器各管口直径
蒸汽进口直径m 4852.013.214.04.01=⨯==D D ,取mm 664⨯φ。

不凝气出口直径2D ,因0.489500⨯≥φ。

取D 冷却水进口直径5.4159155.065
42
.10165
33⨯===
φ，取，m W D D L
冷却水出口直径(大气腿直径)4D ：。