Реферат: Расчет разделения смеси диоксан-толуол в насадочной ректификационной колонне
--PAGE_BREAK--2 Технологическая схема ректификационной установкиПринципиальная схема ректификационной установки приведена на рисунке 2.1:
<img width=«646» height=«510» src=«ref-1_689616503-28552.coolpic» v:shapes="_x0000_i1026">
Рис. 2.1: Принципиальная схема ректификационной установки:
1 — теплообменник-подогреватель; 2,6 — насосы; 3 — емкость для исходной смеси; 4 — кипятильник; 5 — ректификационная колона; 7 — дефлегматор; 8 — холодильник дистиллята; 9 — холодильник кубовой жидкости; 10 — емкость для кубовой жидкости; 11 — емкость для сбора дистиллята
Исходную смесь из промежуточной емкости 1 центробежным насосом 2 подают в теплообменник 3, где она подогревается до температуры кипения. Нагретая смесь поступает на разделение в ректификационную колонну 5, где состав жидкости равен составу исходной смеси xF
.
Стекая вниз по колонне, жидкость взаимодействует с поднимающимся вверх паром, образующимся при кипении кубовой жидкости в кипятильнике 4. Начальный состав пара примерно равен составу кубового остатка ХW
, т. е. обеднен легколетучим компонентом. В результате массообмена с жидкостью пар обогащается легколетучим компонентом. Для более полного обогащения верхнюю часть колонны орошают в соответствии с заданным флегмовым числом жидкостью (флегмой) состава хР, получаемой в дефлегматоре 6 путем конденсации пара, выходящего из колонны. Часть конденсата выводится из дефлегматора в виде готового продукта разделения — дистиллята, который охлаждается в теплообменнике 7 и направляется в промежуточную емкость 8.
Из кубовой части колонны насосом 9 непрерывно выводится кубовая жидкость — продукт, обогащенный труднолетучим компонентом, который охлаждается в теплообменнике 10и направляется в емкость 11.
Таким образом, в ректификационной колонне осуществляется непрерывный неравновесный процесс разделения исходной бинарной смеси на дистиллят (с высоким содержанием легколетучего компонента) и кубовый остаток (обогащенный труднолетучим компонентом).
3 Расчётная часть 3.1 Задание и исходные данные
Необходимо рассчитать насадочную ректификационную колонну для разделения бинарной смеси диоксан – толуол. GD=1000 кг/ч, xF=45% (мол.), xD=90% (мол.), xW=2% (мол.). Давление в колонне составляет 600 мм рт. ст., смесь поступает при температуре кипения. Равновесные даны о паре и t-x,yдиаграмма представлены ниже.
Таблица 3.1. Данные о
равновесном составе пара
Расчет ректификационной колонны сводится к определению ее основных геометрических размеров — диаметра и высоты. Оба параметра в значительной мере определяются гидродинамическим режимом работы колонны, который, в свою очередь, зависит, от скоростей и физических свойств фаз, а также от типа и размеров насадок.
При проведении процессов вакуумной ректификации с целью снижения гидравлического сопротивления выбирают специальные виды насадок, обладающих большим свободным объемом. Наиболее правильно выбор оптимального типа и размера насадки может быть осуществлен на основе технико-экономического анализа общих затрат на разделение в конкретном технологическом процессе.
Ориентировочный выбор размера насадочных тел можно осуществить исходя из следующих соображений. Чем больше размер элемента насадки, тем больше ее свободный объем (живое сечение) и, следовательно, выше производительность. Однако вследствие меньшей удельной поверхности эффективность крупных насадок несколько ниже. Поэтому насадку большого размера применяют, когда требуются высокая производительность и сравнительно невысокая степень чистоты продуктов разделения.
В ректификационных колоннах для разделения агрессивных жидкостей, а также в тех случаях, когда не требуется частая чистка аппарата, обычно применяют керамические кольца Рашига. Но вследствие малой удельной поверхности таких колец и плохой разделяемости данной жидкости для данного случая примем насадку из керамических колец Палля размером 35х35х4. Удельная поверхность такой насадки а=165 м2/м3, свободный объём ε=0,76 м3/м3, насыпная плотность 540 кг/ м3, dэ=0,018, число штук в м3 18500.
Насадочные колонны могут работать в различных гидродинамических режимах: пленочном, подвисания и эмульгирования. В колоннах большой производительности с крупной насадкой осуществление процесса в режиме эмульгирования приводит к резкому уменьшению эффективности разделения, что объясняется существенным возрастанием обратного перемешивания жидкости и значительной неравномерностью скорости паров по сечению аппарата. Ведение процесса в режиме подвисания затруднено вследствие узкого интервала изменения скоростей пара, в котором этот режим существует. Поэтому выберем плёночный режим работы колонны.
продолжение
--PAGE_BREAK--3.2 Материальный баланс и рабочее флегмовое число
Обозначим массовый расход дистиллята через GDкг/с, кубового остатка GW кг/с, исходной GFкг/с.
Из уравнений материального баланса ректификационной колонны непрерывного действия:
GF= GD+GW; (3.1)
GFXF= GDXD+GWXW, (3.2)
где GF, GD,GW– массовые расходы питания, дистиллята и кубового остатка; XF, XD, XW– содержание легколетучего компонента в питании, дистилляте и кубовом остатке, массовые доли.
Для расчетов выразим концентрации питания, дистиллята и кубового остатка в массовых долях, X.
X = x∙MД/(x∙MД+ (1 – x)∙MТ), (3.3)
где MД=88, MТ=92– мольные массы диоксана и толуола.
XF= (88∙0,45)/(88∙0,45 + (1 – 0,45)∙92) = 0,439 кг/кг смеси.
XD= (88∙0,9)/(88∙0,9 + (1 – 0,9)∙92) = 0,896 кг/кг смеси.
XW= (88∙0,02)/(88∙0,02 + (1 – 0,02)∙92) = 0,019 кг/кг смеси.
Из уравнений материального баланса
GF= GW+1000
GF∙0,439 = GW∙0,019 +1000∙0,896
GF=2088 кг/ч = 0,580 кг/с; GW= 1088 кг/ч = 0,302 кг/с; GD=0,278 кг/с.
Определяем минимальное число флегмы по уравнению:
RMIN = (XD-Y*F)/(Y*F–XF); (3.4)
где Y*F= 0,54- мольная доля диоксана в паре (из приложения Д).
RMIN= (0,9 – 0,54)/(0,54 – 0,45) = 4.
Задавшись различными значениями коэффициентов избытка флегмы β, определим соответствующие флегмовые числа. Графическим построением ступеней изменения концентраций между равновесной и рабочей линиям на диаграмме состав параY– состав жидкости Xнаходим N[1]. Определение Nприведены в приложениях А, Б, В, Г, а результаты в таблице 3.2:
Таблица 3.2
β
1,05
1,35
1,75
2,35
R
4,2
5,4
7
9,4
N
58
42
32
29
N(R+1)
301,6
268,8
256
301,6
Используя данные из таблицы, построим зависимостьN(R+1)=f(R):
<img width=«571» height=«555» src=«ref-1_689647256-8946.coolpic» v:shapes="_x0000_i1028">
Рисунок 3.2 Зависимость N(R+1) от R
Минимальное произведение N(R+1) соответствует флегмовому числу R
=6,6(из рис.3.2).
Уравнения рабочих линий:
а) верхней(укрепляющей) части колонны:
y= ((R/(R+1))∙x)+(xD/(R+1)); (3.5)
y
= 0,868∙
x
+0,118;
б) нижней (исчерпывающей) части колонны:
y= (R+F)/(R+1)∙x— (F-1)/(R+1)∙ xW,
где F- относительный мольный расход питания.
F= (xD— xW)/(xF-xW); F= (0,9-0,02)/(0,45-0,02)=2,047;
y
= 1,138∙
x
– 0,003.
Из приложения Д nт=35 – число теоретических тарелок, nт в = 20 – число теоретических тарелок в верхней части колонны, nт н= 15 – в нижней.
Средние массовые расходы (нагрузки) по жидкости для верхней и нижней частей колонны определяют из соотношений:
L
В
=
GDRM
В
/
MD
; (3.6)
L
Н
=
GDRM
Н
/
MP
+
GF
M
Н
/
MF
, (3.7)
где МD
и МF
— мольные массы дистиллята и исходной смеси; МВи МН— средние мольные массы жидкости в верхней и нижней частях колонны. Средние мольные массы жидкости в верхней и нижней частях колонны соответственно равны:
МВ= МД xср. в+ М Т (1 — xср. в);
МН= МД xср. н+ М Т (1 — xср. н); (3.8)
где МДи МТ— мольные массы диоксана и толуола; хср.ви хср.н— средний мольный состав жидкости соответственно в верхней и нижней частях колонны:
xcр. в=(xD+xF)/2 =(0,9 + 0,45)/2 = 0,675 кмоль/кмоль смеси;
xcр. н= (xF+xW)/2= (0,45 + 0,02)/2 = 0,235 кмоль/кмоль смеси.
Тогда:
МВ= 88 ∙ 0,675 + 92 (1 — 0,675) = 89,30 кг/кмоль;
МН = 88 ∙ 0,235 + 92 (1 — 0,235) = 91,06 кг/кмоль.
Мольная масса исходной смеси и дистиллята:
MF= 88 ∙ 0,45 + 92(1 — 0,45) = 90,2 кг/кмоль,
MD= 88 ∙ 0,9 + 92(1 — 0,9) = 88,4 кг/кмоль.
Подставим рассчитанные величины в уравнения (3.6) и (3.7), получим:
L
В
= 0,278∙ 6,6 ∙ 89,3 / 88,4 = 1,853 кг / с;
L
Н
= 0,278∙ 6,6 ∙ 91,06 / 88,4 + 0,58 ∙ 91,06 / 90,2 = 2,476 кг / с.
Средние массовые потоки пара в верхней GВи нижней GHчастях колонны соответственно равны:
GВ= GD(R+1)M’В/ M D;
GН= GD(R+1)M’Н/ M D . (3.9)
Здесь M’В и M’Н — средние мольные массы паров в верхней и нижней частях колонны:
М’В = МД yср. в+ М Т (1 — yср. в);
М’Н = МД yср. н+ М Т (1 — yср. н); (3.10)
где
ycр. в=(yD+yF)/2 =(0,9 + 0,51)/2 = 0,705 кмоль/кмоль смеси;
ycр. н= (yF+yW)/2= (0,51 + 0,02)/2 = 0,265 кмоль/кмоль смеси.
Тогда
М’В= 88∙ 0,705 + 92(1 — 0,705) = 89,18 кг/кмоль;
М’Н= 88∙ 0,265 + 92(1 – 0,265) = 90,94 кг/кмоль.
GH= 1,73(2,1 + 1) 87,8/78 = 6,04 кг/с.
Подставив численные значения в уравнение (3.9), получим:
GВ= 0,278 (6,6+1)89,18 / 88,4 = 2,131 кг/с;
GН=0,278 (6,6+1) 90,94 / 88,4 = 2,174 кг/с.
продолжение
--PAGE_BREAK--3.3 Скорость пара и диаметр колонны
Для ректификационных колонн, работающих в пленочном режиме при атмосферном давлении, рабочую скорость можно принять на 20—30 % ниже скорости захлебывания [5].
Предельную фиктивную скорость пара wп, при которой происходит захлебывание насадочных колонн, определяют по уравнению [6]:
<img width=«296» height=«59» src=«ref-1_689656202-933.coolpic» v:shapes="_x0000_i1029">, (3.11)
где ρx, ρy— средние плотности жидкости и пара, кг/м3; μx— в мПа-с.
Поскольку отношения L
/
G
и физические свойства фаз в верхней и нижней частях колонны различны, определим скорости захлебывания для каждой части отдельно.
Найдем плотности жидкости ρх в, ρxни пара ρyв, ρyнв верхней и нижней частях колонны при средних температурах в них tви tн. Средние температуры паров определим по диаграмме t
—х, у (см. рис. 3.2) по средним составам фаз: tВ= 94°С; tн=102 °С. Тогда
ρy в=М’ВT0/(22,4(T0+t0)); ρy н=М’НT0/(22,4(T0+t0)). (3.12)
Отсюдаполучим:
ρyв=89,19∙ 273/(22,4∙ (273+94))=2,95 кг/м3;
ρyн=90,94∙ 273/(22,4∙ (273+102))=2,96 кг/м3
Плотность физических смесей жидкостей подчиняется закону аддитивности:
ρсм = ρ1xоб+ ρ2(1- xоб),
где xоб— объемная доля компонента в смеси.
В рассматриваемом задаче плотности жидких диоксана итолуола близки [7], поэтому можно принять ρxв= ρх н = ρх = 790 кг/м3.
Вязкость жидких смесей ц∙ находим по уравнению [8]:
lg μx=xсрlg μx д+ (1-xср) lg μx т, (3.13)
где μxди μxт — вязкости жидких диоксана и толуола при температуре смеси [7].
Тогда вязкость жидкости в верхней и нижней частях колонны соответственно равна:
lgμxв=0,675 lg0,22 + (1-0,675) lg0,30,
lgμxн=0,235 lg0,21 + (1-0,235) lg0,27,
откуда μxв= 0,243 мПа∙с; μxн = 0,254 мПа∙с.
Предельная скорость паров в верхней части колонны:
<img width=«404» height=«56» src=«ref-1_689657135-1176.coolpic» v:shapes="_x0000_i1030">;
откуда wпв=1,241 м/с.
Предельная скорость паров в нижней части колонны:
<img width=«412» height=«56» src=«ref-1_689658311-1186.coolpic» v:shapes="_x0000_i1031">;
откуда wпн=1,172 м/с.
Примем рабочую скорость но 30% ниже предельной:
wв=1,241∙0,7=0,87 м/с; wн=1,172∙0,7=0,82 м/с.
Диаметр ректификационной колонны определим из уравнения расхода:
<img width=«109» height=«27» src=«ref-1_689659497-267.coolpic» v:shapes="_x0000_i1032"> (3.14)
Отсюда диаметры верхней и нижней части колонны равны соответственно:
<img width=«252» height=«27» src=«ref-1_689659764-473.coolpic» v:shapes="_x0000_i1033"> м; <img width=«255» height=«27» src=«ref-1_689660237-478.coolpic» v:shapes="_x0000_i1034"> м.
Рационально принять стандартный диаметр обечайки d= l,2 м одинаковым для обеих частей колонны. При этом действительные рабочие скорости паров в колонне равны:
wв= 0,87(1,03/1,2)2 = 0,64 м/с; w
н= 0,82 (1,07/1,2)2 = 0,65 м/с,
что составляет соответственно 52 и 55 % от предельных скоростей.
продолжение
--PAGE_BREAK--3.4 Высота слоя насадки и колонны
Высота ректификационной колонны насадочного типа находится из уравнения:
Нк=Ят+(т-1)рр+Яв+Ян+Нк+Нд (3.15)
где Z=5 м – высота насадки в одной секции; n– число секций; hр=1,215 – высота промежутков между секциями насадки, в которых устанавливают распределители жидкости, м: Zв= 1,2 м и Zн= 2 м – соответственно высота сепарационного пространства над насадкой и расстояние между днищем колонны и насадкой, Нк — высота крышки, Нд – высота днища.
n=(Hв+ Hн)/Z, (3.16)
Hн=hэ н∙nт нHв= hэ в∙nт в (3.17)
где Hви Hн– высота слоя насадки в верхней и нижней частях колонны; hэ ви hэ н– эквивалентная высота насадки [8].
<img width=«257» height=«80» src=«ref-1_689660715-887.coolpic» v:shapes="_x0000_i1035"> ; (3.18)
где <img width=«29» height=«27» src=«ref-1_689661602-122.coolpic» v:shapes="_x0000_i1036"> — критерий Рейнольдса[8]:
<img width=«87» height=«49» src=«ref-1_689661724-278.coolpic» v:shapes="_x0000_i1037">. (3.19)
Отношение L/Gв верхней и нижней частях соответственно равны:
G/L=(R+1)/R=(6,1+1)/6,6=1,15;
G/L=(R+1)/(R+F)=(6,6+1)/(6,6+2,047)=0,88. (3.20)
Вязкость паров для верхней и нижней частей колонны:
μyв= M’в/(yвМД / μу Д+ (1 — yв) МТ / μу Т);
μyн= M’н/(yнМД / μу Д+ (1 – yн) МТ / μу Т), (3.21)
где
yв=(yD+ yF)/2=(0,9+0,51)/2=0,705 кмоль / кмоль смеси;
yн=(yw+ yF)/2=(0,02+0,51)/2=0,265 кмоль / кмоль смеси. (3.22)
μyв= 89,18/(0,705∙88/ 0,009 + (1 – 0,705) 92/ 0,0089)=0,009 мП∙с;
μyн= 90,94/(0,265∙88/ 0,009 + (1 – 0,265) 92/ 0,0089)=0,0089 мП∙с.
Тогда:
<img width=«191» height=«44» src=«ref-1_689662002-507.coolpic» v:shapes="_x0000_i1038">;
<img width=«199» height=«44» src=«ref-1_689662509-524.coolpic» v:shapes="_x0000_i1039">.
Для определения m– тангенса угла наклона равновесной линии для верхней и нижней частей колонны добавим линию тренда:
<img width=«422» height=«358» src=«ref-1_689663033-5905.coolpic» v:shapes="_x0000_i1040">
Рис. 3.3. Касательные к линии равновесия
Тогда для верхней и нижней частей колонны mсоответственно равно 0,83 и 1,18. Следовательно:
<img width=«395» height=«67» src=«ref-1_689668938-1032.coolpic» v:shapes="_x0000_i1041"> м;
<img width=«399» height=«67» src=«ref-1_689669970-1055.coolpic» v:shapes="_x0000_i1042"> м.
Высота слоя насадки для верхней и нижней частей колонны равны:
Нв=20∙0,73=14,6 м и Нн=15∙0,65=9,75 м.
Н=14,6+9,75=24,35 м.
Примем Н=25 м, то n=25/5=5 секций, 3 в верхней части колонны и 2 в нижней. Конечная высота ректификационной колонны равна:
Нк=5∙5+(5-1)∙1,215+1,2+2+0,3+0,3=33,66 м. Для дальнейших расчётов примем HК=40 м.
продолжение
--PAGE_BREAK--3.5 Гидравлическое сопротивление насадки
Гидравлическое сопротивление насадки ΔРнаходят по уравнению
ΔР=10169 ∙ UΔРс. (3.23)
Гидравлическое сопротивление сухой неорошаемой насадки ΔРСрассчитывают по уравнению [1]:
<img width=«115» height=«49» src=«ref-1_689671025-360.coolpic» v:shapes="_x0000_i1043">, (3.24)
где λ—коэффициент сопротивления сухой насадки, зависящий от режима движения газа в насадке.
Критерий Рейнольдса для газа в верхней и нижней частях колонны соответственно равен:
<img width=«280» height=«51» src=«ref-1_689671385-750.coolpic» v:shapes="_x0000_i1044">;
<img width=«289» height=«51» src=«ref-1_689672135-760.coolpic» v:shapes="_x0000_i1045">. (3.25)
Следовательно, режим движения турбулентный.
Для турбулентного режима коэффициент сопротивления сухой насадки в виде беспорядочно засыпанных колец Рашига находят по уравнению
λ= 16/<img width=«29» height=«27» src=«ref-1_689672895-123.coolpic» v:shapes="_x0000_i1046">2. (3.26)
Для верхней и нижней частей колонны соответственно получим:
<img width=«33» height=«27» src=«ref-1_689673018-131.coolpic» v:shapes="_x0000_i1047">=16/49680,2 = 2,92; <img width=«33» height=«27» src=«ref-1_689673149-130.coolpic» v:shapes="_x0000_i1048"> = 16/51200,2 = 2,90.
Гидравлическое сопротивление сухой насадки в верхней и нижней частях колонны равно:
<img width=«239» height=«47» src=«ref-1_689673279-587.coolpic» v:shapes="_x0000_i1049"> Па;
<img width=«235» height=«47» src=«ref-1_689673866-585.coolpic» v:shapes="_x0000_i1050"> Па.
Плотность орошения в верхней и нижней частях колонны определим по формулам:
Uв=Lв/(ρх0,785d2), Uн=Lв/(ρх0,785d2). (3.27)
Подставив численные значения, получим:
Uв=1,853/(790∙0,785∙1,22)=0,0021 м3/(м2∙с),
Uн=2,476/(790∙0,785∙1,22)=0,0028 м3/(м2∙с).
Гидравлическое сопротивление орошаемой насадки в верхней и нижней частях колонны:
ΔР=10169∙ 0,0021∙2545 = 5762 Па; ΔР=10169∙ 0,0028∙1744 = 5185 Па.
Общее гидравлическое сопротивление орошаемой насадки в колонне:
ΔР = ΔРв + ΔРн = 5762 + 5185 = 10947≈ 11000 Па.
3.6 Тепловой расчет установки.
Расход теплоты, отдаваемой охлаждающей воде в дефлегматоре-конденсаторе, находим по уравнению:
Qд=GD∙ (1+R) ∙ rD, (3.28)
где rD-удельная теплота конденсации паров в дефлегматоре, кДж/кг.
rD=XD∙ rд+(1-XD) ∙ rт , (3.29)
где rд–и rт –удельные теплоты конденсации диоксана и толуола при 94°С [8].
rд = 360 кДж/кг;
rт = 321 кДж/кг;
rD= 0,896 ∙ 360+(1 – 0,896) ∙ 321= 356 кДж/кг;
Qд = 0,278 ∙ (1+6,6) ∙ 356= 752 кВт.
Расход теплоты, получаемой в кубе-испарителе от греющего пара, находим по уравнению:
Qк= Qд+ GD∙ СD∙ tD+ GW∙ СW∙ tW– GF∙ СF∙ tF+Qпот, (3.30)
где Qпотприняты в размере 3% от полезно затрачиваемой теплоты; удельные теплоёмкости взяты соответственно при tD=94°С, tW=102°С, tF=96°С, температура кипения исходной смеси tFопределена по t-x-yпо диаграмме (рис.3.2).
СW= (0,54 ∙ 0,019 + 0,45 ∙ (1 — 0,019)) ∙ 4190 = 1893 Дж/(кг ∙ К);
СF= (0,53 ∙ 0,439 + 0,44 ∙ (1 — 0,439)) ∙ 4190 = 2009 Дж/(кг ∙ К);
CD= (0,52 ∙ 0,896 + 0,44 ∙ (1 — 0,896)) ∙ 4190 = 2144 Дж/(кг ∙ К).
CD, СW, СF-взяты из справочника [8].
Qк=(752000 + 0,278 ∙ 2144 ∙ 94 + 0,302 ∙ 1893 ∙ 102 – 0,58 ∙ 1893 ∙ 96) ∙ 1,03= = 760937 Вт ≈ 761кВт.
Расход теплоты в паровом подогревателе исходной смеси:
Q=1,05 ∙ GF∙ СF∙ (tF–tнач), (3.31)
где тепловые потери приняты в размере 5%, удельная теплоёмкость исходной смеси СF= (0,5∙ 0,439+0,42 ∙ (1-0,439)) ∙ 4190 = 1907 Дж/(кг ∙ К)
при t= (96+18)/2 =57 °С.
Q=1,05 ∙ 0,58 ∙ 1907 ∙ (96 – 18) = 90586 Вт.
Расход греющего пара, имеющего давление рабс=4 кгс/см2 и влажность 5%
а) в кубе испарителе:
Gгп=Q/(rгп∙ X), (3.34)
где rгп=2141 ∙ 103 Дж/кг – удельная теплота конденсации греющего пара.
Gгп = 760937/(2141 ∙ 103 ∙ 0,95) = 0,374 кг/с;
б) в подогревателе исходной смеси
Gгп = 90586/(2141 ∙ 103 ∙ 0,95) = 0,045 кг/с.
Всего: 0,374 + 0,045 = 0,419 кг/с или 1,508 т/ч.
Расход охлаждающей воды при нагреве её на 200С в дефлегматоре:
Vв=Qд/(Св ∙ (tкон-tнач) ∙ ρв), (3.35)
где Св=4190 Дж/(кг ∙ К) — удельная теплота конденсации воды; ρв — плотность воды.
Vв=75200/(4190 ∙ 20 ∙ 1000)=0,009 м3/с или 32,4 м3/ч.
4 Механический расчет установки
продолжение
--PAGE_BREAK--4.1 Расчет толщины обечаек
Исполнительную толщину тонкостенной гладкой цилиндрической обечайки, нагруженной внешним давлением, рассчитываем по формуле:
<img width=«197» height=«51» src=«ref-1_689674451-581.coolpic» v:shapes="_x0000_i1051">, (4.1)
где pн– наружное давление, равное разности атмосферного и данного
760 — 600 = 160 мм. рт. ст. = 0,1- 0,08=0,02 МПа.
Т. к. среда является агрессивной и токсичной, то принимаем сталь 12Х18H10Т, для которой σ*=152 МПа [11],
С – прибавка к расчётным толщинам.
С = П ∙ τ, (4.2)
где П – скорость коррозии или эрозии, П = 0,1мм/год, τ– срок службы аппарата, принимаем τ = 20 лет.
С = 0,1 ∙ 20 = 2 мм.
К2=0,35 – коэффициент, определяемый по Рис. 13.1 [11].
[σ]=ησ*, (4.3)
где η= 1 – поправочный коэффициент, учитывающий вид заготовки (листовой прокат).
[σ]= 1 ∙ 160=160 МПа.
<img width=«287» height=«51» src=«ref-1_689675032-761.coolpic» v:shapes="_x0000_i1052">мм
Примем S = 8 мм.
Для обечаек с диаметром больше 200мм должно соблюдаться условие:
(S-C)/D <0,1 (4.4)
(8 – 1)/1200 = 0,0058 <0,1 — условие выполняется.
Проверим конструкцию на устойчивость по формуле:
Рн/[pн]+F/[F]+M/[M]<img width=«13» height=«16» src=«ref-1_689675793-88.coolpic» v:shapes="_x0000_i1053">1. (4.5)
Т. к. аппарат имеет большую высоту, то М будет на порядок больше F. Тогда выражением F/[F] пренебрегаем.
Допускаемое наружное давление находят по формуле:
<img width=«189» height=«52» src=«ref-1_689675881-512.coolpic» v:shapes="_x0000_i1054">. (4.6)
Допускаемое давление из условия прочности находят по уравнению:
[pн]σ= 2 ∙ [σ] ∙ (S– C)/(D+ S– C) (4.7)
Допускаемое давление из условия устойчивости в пределах упругости определяют по уравнению:
<img width=«325» height=«52» src=«ref-1_689676393-871.coolpic» v:shapes="_x0000_i1055">, (4.8)
где В1 – меньшее из двух, вычисленных по формулам:
В1=1; В1=<img width=«135» height=«51» src=«ref-1_689677264-406.coolpic» v:shapes="_x0000_i1056">, (4.9)
ny– запас устойчивости, равный 2,4.
Допускаемый момент находят по выражению:
<img width=«177» height=«52» src=«ref-1_689677670-521.coolpic» v:shapes="_x0000_i1057"> (4.10)
Допускаемый изгибающий момент из условия прочности:
[М]σ=0,25 ∙ π∙ D ∙ [σ] ∙ (S – C) ∙ (D + S – C) (4.11)
Допускаемый изгибающий момент из условия устойчивости:
<img width=«328» height=«52» src=«ref-1_689678191-850.coolpic» v:shapes="_x0000_i1058"> (4.12)
Определим изгибающий момент.
Вес слоя насадки равен: G=9,8 ∙ Vн∙ ρ= (3 ∙ 9 ∙ 3,14 ∙ 0,62) ∙ 540=161514 Н.
Учитывая вес обечаек (при S=16 мм это около 80 кН), днища, крышки, распределительных тарелок, фланцев и т. д., округлим до 0,3 МН. Тогда
M=G∙ Hк∙ 0,215 = 0,3 ∙ 34 ∙ 0,215=2,193 МН ∙ м.
Расчёты сведём в таблицу:
Таблица 4.1. Влияние внешнего давления и момента на устойчивость
При S=16 мм условие устойчивости выполняется.
Примем S=16 мм.
продолжение
--PAGE_BREAK--
еще рефераты
Еще работы по производству
Реферат по производству
Производство глиняного кирпича
2 Сентября 2013
Реферат по производству
Транспортирование сырца в сушильные агрегаты Основные сведения о процессе сушки Естественная
2 Сентября 2013
Реферат по производству
Расчет ректификационной колонны
2 Сентября 2013
Реферат по производству
Проект производства формалина
2 Сентября 2013