Обоснование выбора установки.

МИНИСТЕРСТВО ОБРАЗОВАНИЯ РОССИЙСКОЙ ФЕДЕРАЦИИ

Омский Государственный Технический Университет

Кафедра «Химическая технология органических веществ»

Специальность «Химическая технология переработки нефти и газа»

КУРСОВОЙ ПРОЕКТ

На тему: « Расчёт многокорпусной выпарной установки »

по дисциплине «Процессы и аппараты химической технологии»

Омск 2010

Содержание

Введение

Основные условные обозначения

1. Определение поверхности теплопередачи выпарных аппаратов

1.1 Расчёт концентраций упариваемого раствора

1.2 Определение температур кипения растворов

1.3 Расчёт полезной разности температур

1.4 Определение тепловых нагрузок

1.5 Выбор конструкционного материала

1.6 Расчёт коэффициентов теплопередачи

1.7 Распределение полезной разности температур

1.8 Уточнённый расчёт поверхности теплопередачи

2. Определение толщины тепловой изоляции

3. Расчёт барометрического конденсатора

3.1 Определение расхода охлаждающей воды

3.2 Расчёт диаметра барометрического конденсатора

3.3 Расчёт высоты барометрической трубы

4. Расчёт производительности вакуум-насоса

5. Расчёт диаметров трубопроводов и подбор штуцеров

6. Расчёт насоса для подачи исходной смеси

7. Расчёт теплообменника-подогревателя

8. Расчёт вспомогательного оборудования выпарной установки

8.1. Расчёт конденсатоотводчиков

8.1.1 Расчёт конденсатоотводчиков для первого корпуса выпарной установки

8.1.2 Расчёт конденсатоотводчиков для второго корпуса выпарной установки

8.1.3 Расчёт конденсатоотводчиков для третьего корпуса выпарной установки

8.2 Расчёт ёмкостей

9. Механические расчёты основных узлов и деталей выпарного аппарата

9.1 Расчёт толщины обечаек

9.2 Расчёт толщины днищ

9.3 Определение фланцевых соединений и крышек

9.4 Расчет аппарата на ветровую нагрузку

9.5 Расчёт опор аппарата

Заключение

Библиографический список

Приложения

Введение

 

В химической промышленности выпариванию подвергают растворы твердых веществ (главным образом водные растворы щелочей, солей и др.), а также растворы высококипящих жидкостей, обладающих при температуре выпаривания очень малым давлением пара (некоторые минеральные и органические кислоты, многоатомные спирты и др.).

Концентрированные растворы и твердые вещества, получаемые в результате выпаривания, легче и дешевле перерабатывать, хранить и транспортировать.

Тепло для выпаривания можно подводить любыми теплоносителями, применяемыми при нагревании. Однако в подавляющем большинстве случаев в качестве греющего агента при выпаривании используют водяной пар, который называют греющим или первичным.

Пар, образующийся при выпаривании кипящего раствора, называют вторичным. Тепло, необходимое для выпаривания раствора, обычно подводится через стенку, отделяющую теплоноситель от раствора.

Процессы выпаривания проводят под вакуумом, при повышенном и атмосферном давлениях. Выбор давления связан со свойствами выпариваемого раствора и возможностью использования тепла вторичного пара.

При выпаривании под вакуумом становится возможным проводить процесс при более низких температурах, что важно в случае концентрирования растворов веществ, склонных к разложению при повышенных температурах. Кроме того, при разрежении увеличивается полезная разность температур, что позволяет уменьшить поверхность нагрева аппарата, а также использовать греющий агент более низких температуры и давления. Вследствие этого выпаривание под вакуумом широко применяют для концентрирования высококипящих растворов. Применение вакуума дает возможность использовать в качестве греющего агента, кроме первичного пара, вторичный пар самой выпарной установки. При выпаривании под давлением выше атмосферного также можно использовать вторичный пар, что позволяет лучше использовать тепло. Однако выпаривание под избыточным давлением сопряжено с повышением температуры кипения раствора, поэтому данный способ применяется лишь для выпаривания термически стойких веществ.

При выпаривании при атмосферном давлении вторичный пар не используется и обычно удаляется в атмосферу.

Наиболее распространены многокорпусные выпарные установки, состоящие из нескольких выпарных аппаратов, в которых вторичный пар каждого предыдущего корпуса направляется в качестве греющего в последующий корпус. При этом давление в последовательно соединенных корпусах снижается таким образом, чтобы обеспечить разность температур между вторичным паром из предыдущего корпуса и раствором кипящем в данном корпусе, т.е. создать необходимую движущую силу процесса выпаривания. В этих установках первичным паром обогревается только первый корпус, следовательно, в многокорпусных установках достигается значительная экономия первичного пара по сравнению с однокорпусными установками той же производительности.

По относительному движению греющего пара и выпариваемого раствора выпарные установки разделяют на несколько групп:

а) прямоточные выпарные установки для растворов, обладающих высокой температурной депрессией;

б) противоточные - для растворов обладающих высокой вязкостью при повышении их концентрации (в этих схемах между ступенями ставят насосы);

в) установки с параллельным питанием - для легко кристаллизующихся растворов;

г) установки с отпуском части вторичных паров потребителем;

д) выпарные установки со смешанным питанием корпусов для растворов с повышенной вязкостью.

При больших производительностях (от нескольких кубических метров в час и выше), что характерно для промышленности, выпаривание проводят по непрерывному принципу. В аппаратах непрерывного действия обычно создают условия для интенсивной циркуляции раствора, т.е. в таких аппаратах гидродинамическая структура потоков близка к модели идеального смешения. Поэтому концентрация раствора в таких аппаратах ближе к конечной, что приводит к ухудшению условий теплопередачи (т.к., с повышением концентрации раствора увеличивается его вязкость и, следовательно, снижается коэффициент теплоотдачи от стенки к раствору).

Периодическое выпаривание проводят при малых производительностях и необходимости упаривания раствора до существенно высоких концентраций.

Основные условные обозначения

 

с – теплоёмкость, дж/(кг∙ К);

d – диаметр, м;

D – расход греющего пара, кг/с;

F – поверхность теплопередачи, м²;

G – расход, кг/с;

g – ускорение свободного падения, м/с²;

Н – высота, м;

I – энтальпия пара, кДж/кг;

I – энтальпия жидкости, кДж/кг;

К – коэффициент теплопередачи, Вт/(м² ∙ К);

Р – давление, Мпа;

Q – тепловая нагрузка, кВт;

q – удельная тепловая нагрузка, Вт/м²;

r – теплота парообразования, кДж/кг;

T, t – температура, град;

W, w – производительность по испаряемой воде, кг/с;

x – концентрация, % (масс.);

α – коэффициент теплоотдачи, Вт/(м² ∙ К);

ρ – плотность, кг/м³;

μ – вязкость, Па ∙ с;

λ – теплопроводность, Вт/(м ∙ К);

σ – поверхностное натяжение, Н/м;

Re – критерий Рейнольдса;

Nu – критерий Нуссельта;

Pr – критерий Прандтля.

Индексы:

1, 2, 3 – первый, второй, третий корпус выпарной установки;

в – вода;

вп – вторичный пар;

г – греющий пар;

ж – жидкая фаза;

к – конечный параметр;

н – начальный параметр4

ср – средняя величина;

ст – стенка.

 

Первое приближение.

Производительность установки по выпариваемой воде определяют из уравнения материального баланса:

 

 (2)

 

где – расход упариваемого раствора, кг/с; начальная концентрация раствора, % (масс.); конечная концентрация раствора, % (масс.).

Подставив, получим:

 кг/с.

Второе приближение

В связи с тем, что существенное изменение давлений по сравнению с рассчитанным в первом приближении происходит только в первом и втором корпусах, где суммарные температурные потери незначительны, во втором приближении принимаем такие же значения Δ ^’, Δ ^”, Δ ^’” для каждого корпуса, как в первом приближении. Полученные после перераспределения температур (давлений) параметры растворов и паров по корпусам представлены в таблице 5.

 

Таблица 5 Параметры растворов и паров по корпусам после перераспределения температур

Параметры	Корпус
	1	2	3
Производительность по испаряемой воде w, кг/с	0, 83	0, 89	0, 947
Концентрация растворов х, %	7, 9	12, 24	30
Температура греющего пара в первый корпус tг1,	143, 5	131	112, 1
Полезная разность температур Δ tп, °С	21, 5	17, 8	16, 54
Температура кипения раствора tк, °С	122	113, 21	95, 56
Температура вторичного пара tвп, °С	120, 26	109, 9	84, 94
Давление вторичного пара Рвп, МПа	0, 27	0, 15	0, 046
Температура греющего пара tг, °С	–	119, 26	108, 9

 

Температура кипения раствора определяется по формуле (в °С):

 

 

Температура вторичного пара определяется по формуле (в °С):

 

 

Температура греющего пара определяется по формуле (в °С):

 

Рассчитаем тепловые нагрузки (в кВт):

I_вп1 = I_г2 = 2711 кДж/кг, I_вп2 = I_г3 = 2695 кДж/кг, I_вп3 = I_бк = 2628, 4 кДж/кг.

Расчёт коэффициентов теплопередачи выполним описанным выше методом.

Рассчитаем α ₁ методом последовательных приближений. Физические свойства конденсата Na₂SO₄ при средней температуре плёнки сведены в таблице 6.

Примем в первом приближении Δ t₁ = 2, 0 град.

 Вт/(м²∙ К)

 

Таблица 6 Физические свойства конденсата при средней температуре плёнки

Параметр	Корпус
	1	2	3
Теплота конденсации греющего пара r, кДж/кг	2137, 5	2173	2224, 4
Плотность конденсата при средней температуре плёнки ρ ж, кг/м3	924	935	950
Теплопроводность конденсата при средней температуре плёнки λ ж, Вт/(м∙ К)	0, 685	0, 686	0, 685
Вязкость конденсата при средней температуре плёнки μ ж, Па∙ с	0, 193 ∙ 10-3	0, 212 ∙ 10-3	0, 253 ∙ 10-3

 

 град

 град

Для расчета коэффициента теплопередачи α ₂ физические свойства кипящих растворов Na₂SO₄ и их паров приведены в таблице 7.

 Вт/(м²∙ К)

Проверим правильность первого приближения по равенству удельных тепловых нагрузок:

 

 Вт/м²

 Вт/м²

 

Как видим, q^’ ≠ q^”. Для второго приближения примем Δ t₁ = 4 град, пренебрегая изменением физических свойств конденсата при изменении температуры, рассчитываем α ₁ по соотношению:

 

Таблица 7. Физические свойства кипящих растворов Na₂SO₄ и их паров

Параметр	Корпус
	1	2	3
Теплопроводность раствора λ, Вт/(м∙ К)	0, 344	0, 352	0, 378
Плотность раствора ρ, кг/м3	1071	1117	1328
Теплоёмкость раствора с, Дж/(кг∙ К)	3876	3750	3205
Вязкость раствора μ, Па∙ с	0, 26	0, 3	0, 6
Поверхностное натяжение σ, Н/м	0, 0766	0, 0778	0, 0823
Теплота парообразования rв, Дж/кг	2197∙ 103	2219∙ 103	2268∙ 103
Плотность пара ρ п, кг/м3	1, 19	0, 914	0, 514

 

 Вт/(м²∙ К)

Тогда получим:

 град

 град

 Вт/(м²∙ К)

 Вт/м²

 Вт/м²

Очевидно, что q^’ ≠ q^”. Для расчёта в третьем приближении строим графическую зависимость удельной тепловой нагрузки q от разности температур между паром и стенкой (рис. 4) и определяем Δ t₁.

 

Рис. 4. График зависимости удельной тепловой нагрузки q от разности температур Δ t₁

 

Согласно графику можно определить Δ t₁ = 3, 2 град. Отсюда получим:

 Вт/(м²∙ К)

 град

 град

 Вт/(м²∙ К)

 Вт/м²

 Вт/м²

Как видим, q^’ ≈ q^”. Так как расхождение между тепловыми нагрузками не превышает 3%, на этом расчёт коэффициентов α ₁ и α ₂ заканчиваем и находим К₁:

 Вт/(м²∙ К)

Далее рассчитываем коэффициент теплопередачи для второго корпуса К₂. Примем в первом приближении Δ t₁ = 2, 0 град. Для определения К₂ найдём:

 Вт/(м²∙ К)

 град

 град

 Вт/(м²∙ К)

 Вт/м²

 Вт/м²

Как видим, q^’ ≠ q^”. Для второго приближения примем Δ t₁ = 5 град, пренебрегая изменением физических свойств конденсата при изменении температуры, рассчитываем α ₁ по соотношению:

 Вт/(м²∙ К)

Тогда получим:

 град

 град

 Вт/(м²∙ К)

 Вт/м²

 Вт/м²

Очевидно, что q^’ ≠ q^”. Для расчёта в третьем приближении строим графическую зависимость удельной тепловой нагрузки q от разности температур между паром и стенкой (рис. 5) и определяем Δ t₁.

 

Рис. 5. График зависимости удельной тепловой нагрузки q от разности температур Δ t₁

 

Согласно графику можно определить Δ t₁ = 2, 2 град. Отсюда получим:

 Вт/(м²∙ К)

 град

 град

 Вт/(м²∙ К)

 Вт/м²

 Вт/м²

Как видим, q^’ ≈ q^”. Так как расхождение между тепловыми нагрузками не превышает 3%, на этом расчёт коэффициентов α ₁ и α ₂ заканчиваем и находим К₂:

 Вт/(м²∙ К)

Рассчитаем теперь коэффициент теплопередачи для третьего корпуса К₃. Примем в первом приближении Δ t₁ = 2, 0 град.

 Вт/(м²∙ К)

 град

 град

 Вт/(м²∙ К)

 Вт/м²

 Вт/м²

Как видим, q^’ ≠ q^”. Для второго приближения примем Δ t₁ = 1 град, пренебрегая изменением физических свойств конденсата при изменении температуры, рассчитываем α ₁ по соотношению:

 Вт/(м²∙ К)

Тогда получим:

 град

 град

 Вт/(м²∙ К)

 Вт/м²

 Вт/м²

Очевидно, что q^’ ≠ q^”. Для расчёта в третьем приближении строим графическую зависимость удельной тепловой нагрузки q от разности температур между паром и стенкой (рис. 6) и определяем Δ t₁.

 

Рис. 6. График зависимости удельной тепловой нагрузки q от разности температур Δ t₁

 

Согласно графику можно определить Δ t₁ = 1, 85 град. Отсюда получим:

 Вт/(м²∙ К)

 град

 град

 Вт/(м²∙ К)

 Вт/м²

 Вт/м²

Как видим, q^’ ≈ q^”. Так как расхождение между тепловыми нагрузками не превышает 3%, на этом расчёт коэффициентов α ₁ и α ₂ заканчиваем и находим К₃:

 Вт/(м²∙ К)

Распределение полезной разности температур:

 град

 град

 град

Проверка суммарной полезной разности температур:

 

 град

 

Сравнение полезных разностей температур, полученных во втором и первом приближениях, представлено в таблице 8:

 

Таблица 8 Сравнение полезных разностей температур

Параметр	Корпус
	1	2	3
Распределённые во втором приближении значения Δ tп, °С	16, 2	18, 2	21, 45
Распределённые в первом приближении значения Δ tп, °С	21, 5	17, 8	16, 54

 

Как видно, полезные разности температур, рассчитанные в первом приближении и найденные во втором приближении из условия равенства поверхностей теплопередачи в корпусах, существенно различаются. Поэтому необходимо заново перераспределить температуры (давления) между корпусами установки. В основу этого перераспределения температур (давлений) должны быть положены полезные разности температур, найденные во втором приближении.

Третье приближение

В связи с тем, что существенное изменение давлений по сравнению с рассчитанным во втором приближении происходит только в первом и втором корпусах, где суммарные температурные потери незначительны, в третьем приближении принимаем такие же значения Δ ^’, Δ ^”, Δ ^’” для каждого корпуса, как в первом и втором приближениях. Полученные после перераспределения температур (давлений) параметры растворов и паров по корпусам представлены в таблице 9.

Температура кипения раствора определяется по формуле (в °С):

 

 

 

Таблица 9 Параметры растворов и паров по корпусам после перераспределения температур

Параметры	Корпус
	1	2	3
Производительность по испаряемой воде w, кг/с	0, 83	0, 89	0, 947
Концентрация растворов х, %	7, 9	12, 24	30
Температура греющего пара в первый корпус tг1,	143, 5	131	112, 1
Полезная разность температур Δ tп, °С	16, 2	18, 2	21, 45
Температура кипения раствора tк, °С	127, 3	112, 8	90, 65
Температура вторичного пара tвп, °С	125, 6	109, 5	80
Температура греющего пара tг, °С	-	124, 6	108, 5
Теплота парообразования rв, Дж/кг	2713	2688	2642

 

Температура вторичного пара определяется по формуле (в °С):

 

 

Температура греющего пара определяется по формуле (в °С):

 

 

Рассчитаем тепловые нагрузки (в кВт):

 

 

I_вп1 = I_г2 = 2713 кДж/кг, I_вп2 = I_г3 = 2688 кДж/кг, I_вп3 = I_бк = 2642 кДж/кг.

Расчёт коэффициентов теплопередачи выполним описанным выше методом.

Рассчитаем α ₁ методом последовательных приближений. Физические свойства конденсата Na₂SO₄ при средней температуре плёнки сведены в таблице 10.

 

Таблица 10. Физические свойства конденсата при средней температуре плёнки

Параметр	Корпус
	1	2	3
Теплота конденсации греющего пара r, кДж/кг	2137, 5	2173	2224, 4
Плотность конденсата при средней температуре плёнки ρ ж, кг/м3	924	935	950
Теплопроводность конденсата при средней температуре плёнки λ ж, Вт/(м∙ К)	0, 685	0, 686	0, 685
Вязкость конденсата при средней температуре плёнки μ ж, Па∙ с	0, 193 ∙ 10-3	0, 212 ∙ 10-3	0, 253 ∙ 10-3

 

Примем в первом приближении Δ t₁ = 2, 0 град.

 Вт/(м²∙ К)

 град

 град

Для расчета коэффициента теплопередачи α ₂ физические свойства кипящих растворов Na₂SO₄ и их паров приведены в таблице 11.

 

Таблица 11. Физические свойства кипящих растворов Na₂SO₄ и их паров

Параметр	Корпус
	1	2	3
Теплопроводность раствора λ, Вт/(м∙ К)	0, 344	0, 352	0, 378
Плотность раствора ρ, кг/м3	1071	1117	1328
Теплоёмкость раствора с, Дж/(кг∙ К)	3876	3750	3205
Вязкость раствора μ, Па∙ с	0, 26	0, 3	0, 6
Поверхностное натяжение σ, Н/м	0, 0766	0, 0778	0, 0823
Теплота парообразования rв, Дж/кг	2182∙ 103	2220∙ 103	2281∙ 103
Плотность пара ρ п, кг/м3	1, 388	0, 903	0, 433

 

 Вт/(м²∙ К)

Проверим правильность первого приближения по равенству удельных тепловых нагрузок:

 

 Вт/м²

 Вт/м²

 

Как видим, q^’ ≠ q^”. Для второго приближения примем Δ t₁ = 1, 9 град, пренебрегая изменением физических свойств конденсата при изменении температуры, рассчитываем α ₁ по соотношению:

 Вт/(м²∙ К)

Тогда получим:

 град

 град

 Вт/(м²∙ К)

 Вт/м²

 Вт/м²

Как видим, q^’ ≈ q^”. Так как расхождение между тепловыми нагрузками не превышает 3%, на этом расчёт коэффициентов α ₁ и α ₂ заканчиваем и находим К₁:

 Вт/(м²∙ К)

Далее рассчитываем коэффициент теплопередачи для второго корпуса К₂. Примем в первом приближении Δ t₁ = 2, 0 град. Для определения К₂ найдём:

 Вт/(м²∙ К)

 град

 град

 Вт/(м²∙ К)

 Вт/м²

 Вт/м²

Как видим, q^’ ≠ q^”. Для второго приближения примем Δ t₁ = 2, 3 град.

 Вт/(м²∙ К)

Тогда получим:

 град

 град

 Вт/(м²∙ К)

 Вт/м²

 Вт/м²

Как видим, q^’ ≈ q^”. Так как расхождение между тепловыми нагрузками не превышает 3%, на этом расчёт коэффициентов α ₁ и α ₂ заканчиваем и находим К₂:

 Вт/(м²∙ К)

Рассчитаем теперь коэффициент теплопередачи для третьего корпуса К₃. Примем в первом приближении Δ t₁ = 2, 0 град.

 Вт/(м²∙ К)

 град

 град

 Вт/(м²∙ К)

 Вт/м²

 Вт/м²

Как видим, q^’ ≠ q^”. Для второго приближения примем Δ t₁ = 3 град.

 Вт/(м²∙ К)

Тогда получим:

 град

 град

 Вт/(м²∙ К)

 Вт/м²

 Вт/м²

Как видим, q^’ ≈ q^”. Так как расхождение между тепловыми нагрузками не превышает 3%, на этом расчёт коэффициентов α ₁ и α ₂ заканчиваем и находим К₃:

 Вт/(м²∙ К)

Распределение полезной разности температур:

 град

 град

Проверка суммарной полезной разности температур:

 

 град

 

Сравнение полезных разностей температур, полученных во втором и первом приближениях, представлено в таблице 12:

 

Таблица 12 Сравнение полезных разностей температур

Параметр	Корпус
	1	2	3
Распределённые в третьем приближении значения Δ tп, °С	18, 24	17, 92	19, 68
Распределённые во втором приближении значения Δ tп, °С	16, 2	18, 2	21, 45

 

Как видно, полезные разности температур, рассчитанные во втором приближении и найденные в третьем приближении из условия равенства поверхностей теплопередачи в корпусах, различаются более, чем на 5%. Поэтому необходимо заново перераспределить температуры (давления) между корпусами установки. В основу этого перераспределения температур (давлений) должны быть положены полезные разности температур, найденные в третьем приближении.

Четвертое приближение

В связи с тем, что существенное изменение давлений по сравнению с рассчитанным в третьем приближении происходит только в первом и втором корпусах, где суммарные температурные потери незначительны, то в четвертом приближении принимаем такие же значения Δ ^’, Δ ^”, Δ ^’” для каждого корпуса, как в первом, втором и третьем приближениях. Полученные после перераспределения температур (давлений) параметры растворов и паров по корпусам представлены в таблице 13.

Температура кипения раствора определяется по формуле (в °С):

 

 

Температура вторичного пара определяется по формуле (в °С):

 

 

Таблица 13 Параметры растворов и паров по корпусам после перераспределения температур

Параметры	Корпус
	1	2	3
Производительность по испаряемой воде w, кг/с	0, 83	0, 89	0, 947
Концентрация растворов х, %	7, 9	12, 24	30
Температура греющего пара в первый корпус tг1,	143, 5	131	112, 1
Полезная разность температур Δ tп, °С	18, 24	17, 92	19, 68
Температура кипения раствора tк, °С	125, 26	113, 08	92, 42
Температура вторичного пара tвп, °С	123, 52	109, 78	81, 8
Температура греющего пара tг, °С	-	122, 52	108, 78

 

Температура греющего пара определяется по формуле (в °С):

 

 

Рассчитаем тепловые нагрузки (в кВт):

I_вп1 = I_г2 = 2717 кДж/кг, I_вп2 = I_г3 = 2695 кДж/кг, I_вп3 = I_бк = 2623, 4 кДж/кг.

Расчёт коэффициентов теплопередачи выполним описанным выше методом.

Рассчитаем α ₁ методом последовательных приближений. Физические свойства конденсата Na₂SO₄ при средней температуре плёнки сведены в таблице 14.

 

Таблица 14 Физические свойства конденсата при средней температуре плёнки

Параметр	Корпус
	1	2	3
Теплота конденсации греющего пара r, кДж/кг	2137, 5	2173	2224, 4
Плотность конденсата при средней температуре плёнки ρ ж, кг/м3	924	935	950
Теплопроводность конденсата при средней температуре плёнки λ ж, Вт/(м∙ К)	0, 685	0, 686	0, 685
Вязкость конденсата при средней температуре плёнки μ ж, Па∙ с	0, 193 ∙ 10-3	0, 212 ∙ 10-3	0, 253 ∙ 10-3

 

Примем в первом приближении Δ t₁ = 2, 0 град.

 Вт/(м²∙ К)

 град

 град

Для расчета коэффициента теплопередачи α ₂ физические свойства кипящих растворов Na₂SO₄ и их паров приведены в таблице 15.

 

Таблица 15 Физические свойства кипящих растворов Na₂SO₄ и их паров

Параметр	Корпус
	1	2	3
Теплопроводность раствора λ, Вт/(м∙ К)	0, 344	0, 352	0, 378
Плотность раствора ρ, кг/м3	1071	1117	1328
Теплоёмкость раствора с, Дж/(кг∙ К)	3876	3750	3205
Вязкость раствора μ, Па∙ с	0, 26	0, 3	0, 6
Поверхностное натяжение σ, Н/м	0, 0766	0, 0778	0, 0823
Теплота парообразования rв, Дж/кг	2198∙ 103	2234∙ 103	2305∙ 103
Плотность пара ρ п, кг/м3	1, 243	0, 8254	0, 2996

 

 Вт/(м²∙ К)

Проверим правильность первого приближения по равенству удельных тепловых нагрузок:

 

 Вт/м²

 Вт/м²

1234567Следующая ⇒

Поделиться: