126306 (Производство карбамида), страница 3

q₂ = 18 500 ккал/кг ·моль

Q₃ = 2441,8/78 ·(38000 – 18500) = 610450 ккал

1.4 Тепло образования гидрата аммония

Q₄ = m(NH₄OH)/M_NH4OH ·q₃ [1 c.249]

где q₃ – теплота образования гидрата аммония

q₃ = 2538 ккал/кг ·моль

Q₄ = 657,4/35 ·2538 = 47671 ккал

1.5Суммарный приход тепла

Q_пр = Q₁+ Q₂+ Q₃+ Q₄ [1 c.249]

Q_пр = 108 00+56093,9+610450+47671 = 754295 ккал

2. Расход тепла

2.1 На образование мочевины:

Q₁ = m(CONH₂)₂/ MCO(NH₂)₂ · q₄ [1 c.250]

где q₄ – теплота образования мочевины

q₄ = 4400 ккал/кг ·моль

Q₁ = 1127/60 ·4400 = 74300 ккал

2.2 На подогрев образующегося карбамата аммония:

Q₂ = m₁(NH₂COOONH₄) · С(NH₂COOONH₄) ·(Т_к - Т_см) [1 c.250]

где С(NH₂COOONH₄) – теплоемкость карбамата аммония

С(NH₂COOONH₄) = 0,466 ккал/кг ·град

Т_к = 200 °С; Т_см = 170 °С

Q₂ = 2441,8 ·0,466 ·(200-170) = 34136,4 ккал

2.3 На подогрев избыточного аммиака:

Q₃ = m_изб(NH₃) · C(NH₃) ·(Т_к - Т_см) [1 c.250]

где m_изб(NH₃) – избыточная масса аммиака

m_изб(NH₃) = 745,09 кг

C(NH₃) – теплоемкость аммиака

C(NH₃) = 0,54 ккал/кг ·град

Q₃ = 745,09 ·0,54 ·(200 - 170) = 12070,1 ккал

2.4 На подогрев гидрата аммония

Q₄ = m(NH₄OH) ·(Т_к - Т_см) [1 c.250]

Q₄ = 657,4 ·(200-170) = 19722 ккал

2.5 На подогрев аммиака от 25 °С до 132,9 °С

Q₅ = m₂(NH₃) · С(NH₃) ·(Т* - Т) [1 c.250]

где Т* - температура образования карбамата аммония

Т* = 132,9 °С

Т = 25 °С

Q₅ = 2128,8 ·1,054 ·(132,9 - 25) = 242101,18 ккал

2.6 На подогрев двуокиси углерода от 35 °С до 132,9 °С

Q₆ = m₂(CO₂) · C(CO₂) ·(Т* - Т) [1 c.250]

где Т = 35°С

Q₆ = 1377,43·0,208·(132,9 - 35) = 28700 ккал

2.7 Тепло, уходящее с плавом при температуре t_x

Q₇ = m_пр·С_р· t_x [1 c.251]

С_р = 0,322 ·0,321+0,2785 ·0,466+0,0965 ·1+0,303 ·0,54 = 0,493 ккал/кг·град

Q₇ = 1727·t_x

2.8 Суммарный расход тепла

Q_расх = Q₁+ Q₂+ Q₃ +Q₄+ Q₅+ Q₆ +Q₇ [1 c.251]

Q_расх = 74300+ 34136,4+12070,1+19722+242101,18+28700+1727·tx

Q_пр = Q_расх

780501 = 411020,7+ 1727·t_x

t_x = 199°С, что совпадает с принятой температурой 200°С

7. Механические расчеты

7.1 Выбор конструкционного материала и допускаемые напряжения

Расчетное давление Р = 28 МПа.

Расчетная температура равна температуре внутри аппарата t = 200 °С.

В качестве основного конструкционного материала выбираем сталь 12ХГНМ [2 c.120], толщина листа 4 мм, для которой при 200 °С:

σ_в = 666 МПа, σ_т = 468 МПа [2c.120].

Нормативное допускаемое напряжение:

σ* = min(σ_в/n_в; σ_т/n_т) [2 c.120]

n_в = 2,6; n_т = 1,5 – коэффициенты запаса прочности

σ* = min(666/2,6 = 256 МПа; 468/1,5=312 МПа) = 256 МПа

Допускаемое напряжение:

[σ] = ησ* = 1,0·256 = 256 МПа

η = 1,0 – поправочный коэффициент учитывающий условия эксплуатации.

Поправка на коррозию

С = ПТ_а =0,0001·10 = 0,001 м

где П = 0,0001 м/год – скорость коррозии

Т_а = 10 – срок службы аппарата

Давление гидравлических испытаний

Р_ги = 1,25Р[σ]₂₀/[σ]₂₅₀ = 1,25·28·283/256 = 39 МПа

Принимаем Р_ги = 39 МПа

При 20 °С: σ_в = 736 МПа, σ_т = 540 МПа [1c.120].

σ* = min(736/2,6 = 283 МПа; 540/1,5=360 МПа) = 283 МПа

Допускаемое напряжение:

[σ] = ησ* = 1,0·283 = 283 МПа

7.2 Расчет толщины стенки корпуса аппарата

Рисунок4 – расчетная схема колонны

Расчетный коэффициент толстостенности [3 с.3]:

lnβ = p_p/[σ]φ = 28/(256·1) = 0,1 → β = 1,105

φ = 1 – коэффициент прочности сварного шва

Расчетная толщина стенки [3 с.3]:

s_р = 0,5D(β – 1) = 0,5·2(1,105 – 1) = 0,105 м

Исполнительная толщина обечайки:

s > s_p + C = 0,315 + 0,001 = 0,106

При гидравлических испытаниях

lnβ = p_p/[σ]φ = 39/(256·1) = 0,15 → β = 1,162

s_р = 0,5D(β – 1) = 0,5·2(1,162 – 1) = 0,162 м

s > s_p + C = 0,461 + 0,001 = 0,163 м

Принимаем по ГОСТ 19903–74 s =180 мм.

Тогда коэффициент толстостенности:

β = (D+2s)/(D+2C) = (2,0+2·0,18)/(2,0+ 2·0,001) = 1,179

Допускаемое рабочее давление [3 с.3]:

[p] = [σ]φlnβ = 256·1,0·ln1,179 =42,24 МПа

Условие р < [p] выполняется.

Принимаем толщину внутренней обечайки 20 мм.

7.3 Расчет толщины стенки эллиптического днища корпуса

Внутренняя высота эллиптической части днища:

Н_д = 0,25D = 0,25·2,0 = 0,5 м

Расчетная толщина эллиптического днища [3 с.5]:

s_д.р =

φ = 1,0 – коэффициент прочности сварных соединений

s_д.р = 28·2.0·2,0/[(4·256·1,0 – 70)2·0,5] = 0,113 м

Исполнительная толщина днища

s_д = s_д.р + С = 0,113 + 0,001 = 0,114 м

Принимаем s_д.= 0,12 м

Рабочее допускаемое давление [3 с.6]:

[p] =

= 4·256·1,0/[2,0·2,0/2·0,5(0,12-0,001) + 1] = 30 МПа

Условие р < [p] выполняется.

Фактический коэффициент толстостенности

β = (D+2s)/(D+2C) = (2,0+2·0,12)/(2,0+ 2·0,001) = 1,12

Высота отбортовки днища [3 с.6]

h_o > 0,5D(β – 1) = 0,5·2,0(1,12 – 1) = 0,12 м

Принимаем h_o = 0,12 м

Рисунок5 – Днище эллиптическое

7.4 Расчет толщины стенки плоской крышки корпуса

Толщину плоской крышки определяют по следующей формуле [4 с.132]:

где D_а – наружный диаметр крышки;

D_б – диаметр окружности центров шпилек;

d_ош – диаметр отверстия под крепежную шпильку;

F – расчетное усилие;

(Расчет данных величин см. в следующем пункте).

Имеем D_а = 3020 мм; D_б = 2700 мм; d_ош = 158 мм; D_ср = 1100 мм;

Рисунок 6 – Крышка плоская

7.5 Расчет затвора соединения фланца с крышкой

Выбираем затвор с двухконусным обтюратором. Размеры обтюратора:

D_cp = 2200 мм; h= 85 мм; h₂ = 42 мм; h_cp= 64,0 мм; α = 30º [2 c.146],

Рисунок7 – Конструкция двухконусного затвора

Равнодействующая внутреннего давления на крышку [5 с.2]:

F_p = πD_cp²p_p/4 = π2,2²·28/4 = 53,4 МПа

Равнодействующая внутреннего давления на обтюраторное кольцо [5 с.2]:

F_o = 0,5πk₃p_pD_cph_cptgα

k₃ = 1,0 – коэффициент, учитывающий влияние предварительной затяжки.

при р_р > 24,52 МПа

F_o = 0,5π1,0·28·2,2·0,064tg30º = 3,6 МПа

Расчетное усилие для затвора [5 с.2]:

F = F_o+F_p = 53,4+3,6= 57 МПа

Расчетный диаметр шпилек [5 с.5]

d_с.р =

k₄ = 1 – коэффициент учитывающий тангенциальные напряжения, возникающие в шпильке при ее затяжке.

k₅ = 1,3 – при контролируемой затяжке

d_м = 18 мм – для шпилек с резьбой более М85

n = 12 – число шпилек.

[σ] – допускаемое напряжение для шпилек

Материал шпилек – сталь 34ХН3М, для которой предел текучести

σ_т = 680 МПа, тогда нормативное допускаемое напряжение [3 с.6]:

σ* = σ_т/n_т = 680/1,5 = 453 МПа

Допускаемое напряжение для шпилек

[σ] = ησ* = 1,0·453 = 453 МПа

η = 1,0 – поправочный коэффициент.

d_c.p = (4·1,0·1,3·57/π12·453+0,018²)^1/2 = 0,131 м.

Принимаем шпильки М150

Диаметр окружности центров шпилек:

D_б = D+d_p+2a = 2000+150+2·285 = 2720 мм

a > 0,5d_p = 0,5·150 = 75 мм → а = 285 мм

Наружный диаметр фланца:

D_a = D_б+2d_p = 2720+2·150 = 3020 мм

Конструкция шпильки приводится на рисунке

Рисунок8 – Конструкция шпильки

7.6 Расчет фланца

Рисунок9 – конструкция фланца

D_ф=3020 мм

D_к=2200 мм

D_б=2720 мм

h₁=308 мм

h=230 мм

Усилия, возникающие от температурных деформаций

,

где f_б- расчетная площадь поперечного сечения болта

f_б=0,018 м² [6, табл.5]

Е_б^t-модуль продольной упругости материалов болтов при расчетной температуре

Е_б^t=1,97∙105 МПа.

α_ф, α_б –коэффициенты линейного расширения материалов приварного фланца и болтов при расчетной температуре соответственно.

α_ф=13,1∙10-6

α_б=11,2∙10-6

t_ф - расчетная температура фланца

t_ф= 0, 96∙ t

t_б=0, 96 ∙200=192 °C

=0,3

=0,95

Тогда

МН.

Болтовая нагрузка

в условиях монтажа до подачи внутреннего давления

,

где к_ж- коэффициент жесткости фланцевого соединения

к_ж=1,26

Подставляем значения:

в рабочих условиях

где М – внешний изгибающий момент

М=0

.

Приведенный изгибающий момент.

,

=

Условие прочности болтов.

МПа

- условие выполняется.

МПа

- условие выполняется.

Расчет усилий, возникающих во фланце.

Максимальное напряжение в сечении S₀.

,

где Т=1,8 [5, чертеж 3]

D*=D

МПа.

Максимальное напряжение в сечении S₀.

,

где f=1,03 [5, чертеж 6]

МПа.

Окружное напряжение в кольце фланца.

МПа.

Условие прочности.

,

где МПа.

МПа

- условие выполняется.

Требование к углу поворота фланца.

,

где - допустимый угол поворота фланца.

- условие выполняется.

7.7 Выбор тарелок

Определение гидравлического сопротивления колонны

Для уменьшения продольного перемешивания реакционной смеси, применяют секционирование аппарата установкой массообменных перегородок.

Для данного аппарата согласно [7 c.217] выбираем ситчатые тарелки ТС – Р.

Рабочее сечение тарелки 2,822

Диаметр отверстия 3 мм

Шаг между отверстиями 8 мм

Относительное свободное сечение тарелки 5,4%

Масса 120 кг

Общее количество тарелок 30

Ситчатые тарелки обеспечивают достаточно малый размер пузырьков по всей высоте колонны. Разрушают воздушные пробки, способствуют сохранению высокой величины площади контакта между газовой и жидкой фазами.