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大流量高压离心MVR风机C(T)1600-2.38风机外形结构图
大流量高压离心MVR风机C(T)1600-2.40风机外形结构图
大流量高压离心MVR风机C(T)1600-2.45风机外形结构图
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大流量高压离心MVR风机C(T)1600-3.00风机外形结构图
大流量高压离心MVR风机C(T)1600-3.40风机外形结构图
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大流量高压离心MVR风机C(T)1600-4.00风机外形结构图
湖北大流量高压离心MVR风机C(T)1700-1.35风机外形结构图
湖北大流量高压离心MVR风机C(T)1700-1.50风机外形结构图
湖北大流量高压离心MVR风机C(T)1700-1.70风机外形结构图
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湖北大流量高压离心MVR风机C(T)1700-2.00风机外形结构图
湖北大流量高压离心MVR风机C(T)1700-2.10风机外形结构图
湖北大流量高压离心MVR风机C(T)1700-2.15风机外形结构图
湖北大流量高压离心MVR风机C(T)1700-2.25风机外形结构图
湖北大流量高压离心MVR风机C(T)1700-2.28风机外形结构图
湖北大流量高压离心MVR风机C(T)1700-2.30风机外形结构图
湖北大流量高压离心MVR风机C(T)1700-2.33风机外形结构图
湖北大流量高压离心MVR风机C(T)1700-2.36风机外形结构图
湖北大流量高压离心MVR风机C(T)1700-2.38风机外形结构图
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蒸发器选型计算公式
随着工业蒸发技术的不断发展，蒸发操作被广泛应用于化工、医药、海水淡化等领域，蒸发设备的结构与工艺亦不断地改进与创新，种类繁多，结构各异。一旦涉及到蒸发器选型，就成了一个令客户纠结的难题。
今天小编跟大家聊聊蒸发器选型的计算公式，让大家更进一步了解一下蒸发器选型需要注意哪些点，本文以单效蒸发器选型计算为例：
单效蒸发选型设计计算内容有：
在蒸发器进行设计选型时我们一般需要了解客户的水质情况，以便于确定水的蒸发量、加热蒸汽消耗量、蒸发器所需传热面积等。
①确定水的蒸发量；
②加热蒸汽消耗量；
③蒸发器所需传热面积。
在给定生产任务和操作条件，如进料量、温度和浓度，出料的浓度，加热蒸汽的压力和冷凝器操作压力的情况下，上述任务可通过物料衡算、热量衡算和传热速率方程求解。
一、蒸发水量的计算
对右图所示蒸发器进行溶质的物料衡算，可得
由此可得水的蒸发量
完成液的浓度
式中：
F——原料液量，kg/h；
W——蒸发水量，kg/h；
L——出料量，kg/h；
x0——原料液中溶质的浓度，质量分数；
x1——出料晶浆中溶质的浓度，质量分数。
二、加热蒸汽消耗量的计算
加热蒸汽用量可通过热量衡算求得，
考虑溶液浓缩热不大，对热量衡算公式化简可写成：
式中：
QL ——热损失，可取Q的某一百分数，kJ/kg
;
c0——为原料的比热，kJ/(kg·℃)
。
r
、r´——分别为加热蒸汽和二次蒸汽的汽化潜热，kJ/kg。
若原料由预热器加热至沸点后进料（沸点进料），即t0=t1，并不计热损失，则可写为：
 或
式中：D/W称为单位蒸汽消耗量，它表示加热蒸汽的利用程度，也称蒸汽的经济性。由于蒸汽的汽化潜热随压力变化不大，故
r =
r´。对单效蒸发而言，D/W
=1，即蒸发一千克水需要约一千克加热蒸汽，实际操作中由于存在热损失等原因，D/W
≈1。可见单效蒸发的能耗很大，是很不经济的。
三、传热面积的计算
蒸发器的传热面积可通过传热速率方程求得，即：
 或
式中：
A ——蒸发器的传热面积，m2;
K ——蒸发器的总传热系数，W/(m2•K)；
Δtm——传热平均温度差，℃；
Q ——蒸发器的热负荷，W或kJ/kg。
式中，Q可通过对加热室作热量衡算求得。若忽略热损失，Q即为加热蒸汽冷凝放出的热量，即
但在确定Δtm和K时，却有别于一般换热器的计算方法。
（一）平均温度差Δtm的确定
在蒸发操作中，蒸发器加热室一侧是蒸汽冷凝，另一侧为液体沸腾，因此其传热平均温度差应为：
式中：
T ——加热蒸汽的温度，℃；
t1 ——操作条件下溶液的沸点，℃
。
应该指出，溶液的沸点，不仅受蒸发器内液面压力影响，而且受溶液浓度、液位深度等因素影响。因此，在计算Δtm时需考虑这些因素。
1、溶液浓度的影响
溶液中由于有溶质存在，因此其蒸气压比纯水的低。换言之，一定压强下水溶液的沸点比纯水高，它们的差值称为溶液的沸点升高，以 表示。影响的主要因素为溶液的性质及其浓度。一般，有机物溶液的较小；无机物溶液的较大；稀溶液的不大，但随浓度增高，值增高较大。例如，7.4％的NaOH溶液在101.33KPa下其沸点为102℃，仅为2℃，而48.3％NaOH溶液，其沸点为140℃，值达40℃之多。
各种溶液的沸点由实验确定，也可由手册或本书附录查取。
2、压强的影响
当蒸发操作在加压或减压条件下进行时，若缺乏实验数据，则似按下式估算
式中：Δ’
——操作条件下的溶液沸点升高，℃；
Δ’常——常压下的溶液沸点升高，℃；
f ——校正系数，无因次，其值可由下式计算，
其中：T’——操作压力下二次蒸汽的饱和温度，℃；
r’——操作压力下二次蒸汽的汽化潜热，kJ/kg。
3、液柱静压头的影响
通常，蒸发器操作需维持一定液位，这样液面下的压力比液面上的压力（分离室中的压力）高，即液面下的沸点比液面上的高，二者之差称为液柱静压头引起的温度差损失，以 表示。为简便计，以液层中部（料液一半）处的压力进行计算。根据流体静力学方程，液层中部的压力pav为：
式中：p＇——溶液表面的压力，即蒸发器分离室的压力，Pa；
ρav——溶液的平均密度，kg/m3；
h
——液层高度，m。
则由液柱静压引起的沸点升高为
式中：
tav ——液层中部pav压力下溶液的沸点，℃；
tb ——p＇压力（分离室压力）下溶液的沸点，℃。
近似计算时，上式中的tav和tb可分别用相应压力下水的沸点代替。
4、管道阻力的影响
倘若设计计算中温度以另一侧的冷凝器的压力（即饱和温度）为基准，则还需考虑二次蒸汽从分离室到冷凝器之间的压降所造成的温度差损失，以 表示。显然，值与二次蒸汽的速度、管道尺寸以及除沫器的阻力有关。由于此值难于计算，一般取经验值为1℃，即=1℃。
考虑了上述因素后，操作条件下溶液的沸点t1，即可用下式求取，
 或
式中：Tｃ＇——冷凝器操作压力下的饱和水蒸汽温度，℃；
Δ＝＋＋——总温度差损失，℃；
蒸发计算中，通常把t1平均温度差称为有效温度差，而把T –Tｃ＇称为理论温差，即认为是蒸发器蒸发纯水时的温差。
（二）总传热系数K的确定
常用蒸发器总传热系数K的经验值
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蒸发器型式 |
总传热系数W/(m2·K) |
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中央循环管式 |
580～3000 |
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带搅拌的中央循环管式 |
1200～5800 |
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悬筐式 |
580～3500 |
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自然循环 |
1000～3000 |
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强制循环 |
1200～3000 |
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升膜式 |
580～5800 |
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降膜式 |
1200～3500 |
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刮膜式， 粘度1mPa·s |
2000 |
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刮膜式，粘度100～100,00
mPa·s |
200～1200 |
以上是小编为大家提供的蒸发器选型设计公式，在蒸发器选型或设计时，一般都会在满足生产任务要求，保证产品质量的前提下，兼顾所选用的蒸发器的结构简单、操作方便，传热效果等。因此蒸发器选型需要让专业的人士去做，专业的人做专业的事，相关设备图请去设备修理网页
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