Разработка стадии синтеза в производстве эпоксидной смолы марки ЭД-16

Размещено на http://www.allbest.ru/

ВВЕДЕНИЕ

В данной курсовой работе производится разработка основного оборудования производства эпоксидных смол - реактора синтеза .

Эпоксидные смолы представляют собой группу искусственных смол, обладающих способностью переходить в твердое состояние при взаимодействии с рядом соединений, приобретая новые ценные физико-химические и диэлектрические свойства. Благодаря этому эпоксидные смолы нашли широкое применение в различных отраслях промышленности: электро- и радиотехнике, приборостроении, авиационной промышленности, судо-, автомобиле-, машиностроении.

Преимущественно эпоксидные смолы применяются для приготовления герметизирующих, пропиточных и заливочных изоляционных материалов, связующих для стеклопластиков, для изоляционных и защитных покрытий, клеев, а также для заливки малогабаритных изделий, изготовления пластмассовых штампов, форм и инструментальной оснастки для ремонтных работ и других целей.

В курсовом проекте производится выбор схемы производства, выбор и расчет реактора синтеза.

1. ХАРАКТЕРИСТИКА ВОПРОСА ПО ЛИТЕРАТУРНЫМ И ПРОИЗВОДСТВЕННЫМ ДАННЫМ. ТЕХНИКО-ЭКОНОМИЧЕСКОЕ ОБОСНОВАНИЕ

1.1 Анализ литературных и производственных данных

Реакционные аппараты - основное оборудование химических цехов. По сравнению с аппаратурой для физико-химических процессов они имеют ряд особенностей: химические реакции, как правило, сопровождаются значительным тепловым эффектом, следовательно, возникает проблема подвода или отвода тепла и регулирования температуры; большинство химических процессов протекает в присутствии катализаторов, что создает, в свою очередь, проблемы хорошего контакта реагирующих продуктов с катализатором, его загрузки, выгрузки и регенерации [1].

В зависимости от формы реактора, наличия или отсутствия перемешивающих устройств, вязкости и плотности реакционной смеси в реакторе могут создаваться различные гидравлические условия, от которых существенно зависит течение реакции.

Используют два типа проточных, т.е. непрерывного действия, реакторов с существенно различными условиями: емкостной реактор (реактор смешения) и трубчатый (реактор вытеснения), [7].

Емкостное реактор представляет собой вертикальный цилиндрический аппарат высотой, как правило, один два диаметра, снабженный вращающейся мешалкой, установленной на вертикальном валу и штуцерами для отвода и подвода реагентов. Такой аппарат используют для проведения реакций в жидкой фазе. При интенсивной работе мешалки условия в нем близки к идеальному смешению и характеризуются постоянством концентраций реагирующих веществ и температуры по всему объему реактора, [8].

Трубчатые реакторы, в отличие от емкостных, не имеют перемешивающих устройств, в них перемешивание сведено к минимуму. Приблизительной теоретической моделью такого реактора является реактор вытеснения, в котором среда движется с постоянной скоростью подобно поршню. Концентрации веществ, участвующих в реакции плавно изменяется по длине аппарата и это изменение обусловлено только реакцией.

Выбор аппарата с перемешивающими устройствами и конструктивные особенности определяются характеристикой процесса, свойствами перемешиваемой среды, производительностью технологической линии, температурными параметрами процесса и давлением при котором процесс осуществляется.

При перемешивании в среду вводится дополнительная энергия, которая используется для перемешивания.

Известны различные методы ввода энергии в перемешиваемую среду: механический, циркулярный, струйный, пульсационный, барботажный, электромагнитный и магнитновихровой. В практике наибольшее распространение получил механический способ перемешивания жидких сред, осуществляемый путем механического воздействия рабочего органа (мешалки) на рабочую среду, [8].

Итак, исходя из описанной далее в п.3.1 технологии производства продукта, определяем, что реакцию процесса необходимо и целесообразно проводить именно в аппарате с перемешивающим устройством, так как для осуществления процессов в жидкой неоднородной среде используются именно такие аппараты. Под жидкой неоднородной средой понимается одно или многокомпонентная среда с неравномерной концентрацией и температурой, а также жидкая неоднородная система состоящая из дисперсной фазы распределяемой в жидкой среде. Такие реакторы являются наиболее распространенным видом аппаратов, применяемых в химической промышленности, они часто стандартизированы и выпускаются серийно, [8].

Характерные особенности реакторов котлов следующие, [8]:

· аппарат комплектуется одним приводом, устанавливаемом на его крышке таким образом, чтобы ось выходного вала мотор-редуктора совпадала с осью вала мешалки, а ось вала мешалки совпадала с осью корпуса аппарата;

· аппарат может иметь на валу одну, две и более мешалок;

· аппарат может устанавливаться как без внутренних, так и с внутренними устройствами;

· каждый аппарат может изготавливаться и быть разделен на аппараты: гладкостенные; с отражательными перегородками; секционные и аппараты с центральной циркулярной средой.

Так как мы имеем дело с жидкой средой и процесс организован периодически, то целесообразно выбрать аппарат емкостного типа.

Емкостные реакционные аппараты применяют для процессов, где основной является жидкая фаза (системы жидкость - жидкость, жидкость - газ, жидкость - твердое тело).

Они, как правило, имеют перемешивающее устройство. Емкостные аппараты с мешалками используют не только как химические реакторы, но и для различных физико-химических процессов - получение жидких компонентов и др.

Условия работы и конструкция емкостных аппаратов с мешалками весьма разнообразны. Они имеют емкость от 0,04 до 100 м3 и рабочее давление до 10 МПа.

В настоящее время в соответствии с ГОСТ 20680-85 химическим машиностроением могут быть изготовлены аппараты десяти типов.

Разнообразие конструкций жидкостных реакторов обусловлено использованием различных перемешивающих и теплообменных устройств, в зависимости от вязкости жидкости и теплового эффекта.

Мешалки предназначены для перемешивания и передачи механической энергии от динамических элементов аппарата к перемешиваемой среде.

ГОСТом 20680-85 - регламентируется двенадцать типов мешалок. Входящие в этот ряд мешалки отличаются одна от другой значение гидродинамического коэффициента сопротивления, определяющего значение критерия Kv.

На рисунке 1.1 показаны различные конструкции быстроходных мешалок.

Рисунок 1.1- Конструкции быстроходных мешалок

а) - трехлопастная мешалка; б) - винтовая мешалка; в) - открытая турбинная; г) - закрытая турбинная; д) - шестилопастная мешалка; е) - лопастная мешалка; ж) - трехлопастная эмалированная.

На рисунке 1.2 показаны различные конструкции тихоходных мешалок.



Рисунок 1.2 - Конструкции тихоходных мешалок.

а- якорная; б - якорная эмалированная; в - рамная мешалка; г - шнековая; д - ленточная; ; е - ленточная мешалка со скребками.

В зависимости от числа оборотов все применяемые мешалки условно могут быть разделены на тихоходные (лопастные, рамные, листовые и якорные) и быстроходные (турбинные и пропеллерные), имеющие частоту вращения более 8-10 с-1.

Под быстроходными понимаются мешалки, используемые для перемешивания при турбинном и переходных режимах движения жидкости, под тихоходными при ламинарном режиме движения жидкости.

Быстроходные мешалки могут использоваться в гладкостенных аппаратах, а также в аппаратах, оборудованных различными внутренними устройствами. Помимо этого мешалки с наклонными лопастями могут использоваться в аппаратах с циркуляционной трубой.

Тихоходные мешалки в основном применяют для гомогенизации и ускорения высоковязких и ньютоновских сред, интенсификации тепломассообмена и для осуществления некоторых других технологических операций.

Тихоходные мешалки, как правило, используются только в гладкостенных аппаратах, исключением является шнековая мешалка, которая может быть также использована в аппаратах с циркуляционной трубой и отражательными перегородками.

При выборе типа мешалки и ее параметров учитывают требования процесса, свойства жидкости (вязкость, наличие осадков и др.), форму аппарата и другие факторы.

Лопастные мешалки. Их относят к группе тихоходных. Недостаток - малая интенсивность перемешивания и отсутствие значительных вертикальных потоков, вследствие чего их не рекомендуется применять для взвешивания тяжелых осадков и работы с расслаивающимися жидкостями. Несмотря на это, лопастные мешалки широко применяют для различных процессов и в аппаратах значительного объема. Они просты по конструкции, обеспечивают удовлетворительное перемешивание жидкости.

Рамные мешалки. Эти мешалки применяют для аппаратов большой емкости до 100 м3. Они обеспечивают удовлетворительное перемешивание жидкостей с большой вязкостью.

Якорные мешалки. Применяют для обработки вязких, загрязненных и застывающих жидкостей. Лопасти такой мешалки создают интенсивное перемешивание непосредственно около стенок и очищают их от налипших осадков, если таковые имеются. Для особо вязких жидкостей применяют якорные мешалки с дополнительными вертикальными или наклонными планками. Общие недостатки всех тихоходных мешалок: громоздкость, значительные пусковые перегрузки, необходимость применения редукторов с большим передаточным отношением.

Листовые мешалки. Применяют сравнительно редко, в основном для маловязких сред. Для улучшения перемешивания в мешалке делают отверстия. Турбинные мешалки. Их относят к быстроходным, работающим по принципу центробежного насоса, т.е. они всасывают жидкость в середину и за счет центробежной силы отбрасывают ее к периферии. Таким образом, в отличие от лопастных, рамных и якорных мешалок, сообщающих жидкости в основном круговое движение, турбинные сообщают радиальное. Турбинные мешалки обеспечивают весьма интенсивное перемешивание.

Их можно применять в широком диапазоне вязкостей и плотностей перемешиваемых жидкостей, для подъема тяжелых суспензий, получения эмульсий, при химических процессах и др. Не рекомендуется применять турбинные мешалки для аппаратов большой емкости. В аппаратах с турбинными мешалками обязательная установка отражательных перегородок, если они отсутствуют, то образуется глубокая воронка, иногда доходящая до дна аппарата и перемешивание ухудшается.

Пропеллерные мешалки. Особенность их работы - значительные осевые потоки жидкости. Пропеллерные мешалки применяют для химических процессов растворения, эмульгирования, взмучивания и во многих других случаях. Пропеллерные мешалки не применяют в аппаратах с плоским дном, так как в углах образуются застойные зоны.

Поскольку в реакторе на различных стадиях присутствует не чистая эпоксидная смола, а ее растворы и эмульсии, общая вязкость среды невелика, и применяем быстроходные мешалки - трехлопастные стандартизированные (ГОСТ 20680-75) [9].

Внутреннее устройство в зависимости от условия работы также может быть весьма различным.

В качестве теплообменных элементов для аппаратов с мешалками применяют рубашки или змеевики.

Для поддержания оптимального температурного режима в реакторах используют различные теплообменные устройства, обеспечивающие нагрев или охлаждение реакционной массы. Выбор конструкции теплообменного устройства зависит прежде всего от теплового эффекта реакции, а также от температурных условий ведения процесса, гидравлического режима движения реагентов, физических, химических и теплофизических свойств теплоносителя.

Исходя из этих преимуществ выбираем для проектируемого реактора гладкую приварную рубашку в качестве теплообменного элемента и змеевик в качестве дополнительного теплообменного устройства.

В качестве приводов к аппаратам для перемешивания жидких сред обычно используются приводы моноблочные с мотор-редуктором, герметичные электроприводы и электродвигатели.

По своему конструктивному исполнению моноблочные приводы с мотор-редуктором могут быть выполнены в нормальном исполнении или в виде малогабаритных мотор-редукторов. Моноблочные приводы нормального исполнения могут иметь жесткое соединение валов мотор-редуктора и мешалки, клиноременную передачу и мотор-вариатор.

Аппараты для перемешивания жидких сред в зависимости от физико-химических характеристик и параметров этих сред, а также требований производственной санитарии, техники безопасности и пожароопасности комплектуются гидрозатворами, сальниковыми и торцовыми уплотнениями.

Гидрозатворы представляют собой уплотнительный узел предназначенный для предотвращения контакта газовой среды, заполняющей внутреннюю полость аппарата, с атмосферой.

Сальниковые уплотнения применяются для герметизации валов аппаратов при условии их работы с неагрессивными или малоагрессивными средами, находящихся под избыточным давлением, не превышающим 0,6 МПа, или под действием остаточного давления, большего 0,04 МПа.

Частота вращения валов, уплотнение которых осуществляется с помощью сальников должна находиться в пределах от 5 до 320 об/мин.

Сальниковые уплотнения без охлаждения с подводом смазывающей жидкости в зону уплотнения используются от минус 20 0С до плюс 70 0С, а с подводом жидкости в зону уплотнения могут работать при условном давлении до 2,5 МПа или остаточном давлении не ниже 20 мм.рт. столба.

Торцевые уплотнения получили широкое распространение благодаря следующим достоинствам:

- в отличии от сальников при нормальной работе не требуется их постоянного обслуживания;

- правильно подобранные торцовые уплотнения отличаются большой износоустойчивостью и следовательно долговечностью;

- торцовые уплотнения обладают высокой герметичностью.

Торцовые уплотнения удовлетворительно работают в предельно тяжелых условиях под давлением (от 10-5 мм.рт.ст. до 45 МПа), температуре (от минус 200 0С до плюс 450 0С и выше при охлаждении), по скорости скольжения в парах трения (от 0 до 100 м/с и более), о агрессивности (концентрированные кислоты, щелочи, радиоактивные среды) и по абразивности сред (грунтовые, песковые, глинистые и т.п.), их изготавливают на валы любого размера (от нескольких миллиметров до 1500 мм и более в диаметре).

Исходя из приведенного выше обзора, целесообразно выбрать конструкцию реактора, представляющую из себя стальной цельносварной вертикальный аппарат емкостного типа, снабженный гладкой приварной теплообменной рубашкой, мешалкой турбинного типа мотор-редуктором с торцевым уплотнением.

1.2 Технико-экономическое обоснование

В данном разделе приводится сравнение существующего базового варианта аппарата с предлагаемым и проводится обоснование необходимости разработки нового аппарата.

Недостатки существующего базового варианта аппарата:

· Сварка внутренних устройств и деталей реактора выполнена вручную.

· Для изготовления аппарата используется дорогая сталь 12Х18Н10Т.

Основные предложения по разработке новой конструкции и технологии изготовления реактора:

· Замена ручной электродуговой сварки на автоматическую сварку, что также приведет к уменьшению трудоемкости изготовления реактора.

· Замена материала корпуса реактора на более дешевую сталь 08Х18Н6Т, что приведет к уменьшению стоимости аппарата.

Ориентировочная экономическая оценка основных предложений по разработке новой конструкции и технологии изготовления реактора Э определяется по формуле:

Э = Э1 + Э2; (1.1)

где Э1 - уменьшение трудоемкости изготовления;

Э2 - уменьшение стоимости конструкции.

Уменьшение трудоемкости изготовления.

Экономия за счет уменьшения трудоемкости изготовления определяется по формуле:

; (1.2)

где = 132,6 руб/ч. - средняя сдельная почасовая тарифная ставка;

Т = 20н/ч - приблизительное уменьшение трудоемкости за счет принятых технико-экономических решений в проекте.

Уменьшение стоимости конструкции

; (1.3)

где m = 10500 кг - масса реактора;

С2 = 195 руб/кг - стоимость 1 кг стали 12Х18Н10Т, используемой в базовом варианте;

С1 = 143 руб/кг - стоимость 1 кг стали 08Х22Н6Т, используемой в проектируемом варианте.

Ориентировочная экономическая оценка основных предложений по разработке новой конструкции и технологии изготовления реактора 548652 руб.

2. КОНСТРУКЦИЯ РЕАКТОРА

2.1 Описание проектируемой конструкции

Корпус реактора состоит из цилиндрической обечайки и приваренного к ней эллиптического днища. Сверху реактор снабжен крышкой, крепление которой к корпусу осуществляется с помощью фланцевого соединения.

Для нагрева и охлаждения содержимого реактора имеется гладкая теплообменная рубашка, выполненная в виде двух секций. Такая конструкция позволяет снизить расход теплоносителя на стадии конденсации смолы, в течение которой объем реакционной массы в аппарате мал.

Для интенсификации процессов тепло - и массообмена имеется перемешивающее устройство, состоящее из насажанных на вал мешалок. В данной конструкции применяются стандартизированные лопастные мешалки с углом наклона лопастей 24. Мешалки в количестве четырех размешаются на вале на равных расстояниях друг от друга, их крепление к валу осуществляется с помощью шпонок и винтов. Вал с мешалками приводится в движение приводом (электродвигатель и мотор-редуктор), расположенным на стойке. Стойка крепится шпильками к бобышке, вваренной в крышку. Для уплотнения вала служит размещенный в крышке сальник.

Аппарат устанавливается в вертикальное положение на предусмотренные опоры (четыре опоры-лапы).

Т.к. теплообменная поверхность рубашки недостаточна (см. п.4.2, тепловой расчет стадии конденсации смолы), в реакторе устанавливается дополнительное теплообменное устройство - змеевик 10. Высота змеевика достаточна для его участия в охлаждении реакционной массы на стадии конденсации.

Для входа жидких реагентов, выхода паров, входа и выхода из змеевика охлаждающей воды в крышке реактора предусмотрен ряд штуцеров; имеются два смотровых лючка для наблюдения за ходом процесса, люк для отбора проб и люк-лаз для внутреннего монтажа, осмотра и ремонта реактора. В днище корпуса предусмотрен спускной клапан для слива содержимого реактора.

Реактор работает следующим образом. Через технологические штуцера в реактор загружаются исходные реагенты; затем при постоянном перемешивании и охлаждении реактора (путем подачи воды в нижнюю секцию рубашки и в змеевик) равномерно дозируется раствор щелочи и происходит конденсация смолы.

После этого производятся стадии водно-толуольных промывок и другие стадии.

2.2 Выбор конструкционных материалов

Поскольку эпихлоргидрин является коррозионной средой, элементы конструкций аппаратов, соприкасающиеся с ним (корпус и крышка реактора; крышки, трубная решетка и трубки конденсатора), следует изготавливать из коррозионно-стойкой стали. Выбираем сталь марки 12Х18Н10Т.

В качестве материала для изготовления элементов конструкций, не соприкасающихся с эпихлоргидрином (рабочие среды - вода, водяной пар), применяем сталь ВСт3сп, обладающую значительно более низкой стоимостью.

Скорость коррозии рассмотренных материалов соответственно составляют /8/: П1 = 0,01 мм/год; П2 = 0,1 мм/год.

В качестве материала прокладок принимаем паронит, стойкий к воздействию вышеупомянутых сред .

3. РАСЧЕТЫ РЕАКТОРА

3.1 Технологический расчет

3.1.1 Расчет материальных балансов стадий производства ЭД-16

Данные для расчета:

среднее содержание примесей в смоле ЭД-16,%:
хлорид натрия	х1 = 0,001;
Эпихлоргидрин	х2 = 0,2;
гидроксид натрия	х3 = 1,25;
масса загружаемого дифенилолпропана	mДФП = 722,29 кг/т;
соотношения загружаемых компонентов по массе
дифенилолпропан: эпихлоргидрин: NaOH	100:85:37;
коэффициент поликонденсации	n = 0,59;
содержание примесей в дифенилолпропане	хп1 = 0,5%;
концентрация эпихлоргидрина в растворе	хщ = 90%;
концентрация гидроксида натрия в растворе	хщ = 44%;
содержание примесей в щелочи,%:
NaCl	хс = 3,8;
другие примеси Расчет ведем согласно /11/.	хп2 = 0,8.

Материальные балансы составляем в расчете на 1 тонну готовой смолы ЭД-16. Массовые доли потерь веществ и др. берутся в соответствии с технологическим регламентом .

Рассчитываем материальный баланс стадии приготовления конденсационного раствора.

Определяем состав и количество дифенилолпропана.

Общее количество вещества определяем по формуле:

, (3.1)

где mвещ - масса чистого вещества;

хприм - содержание примесей, %.

Масса технического дифенилолпропана по формуле (3.1) при mвещ = 722,29 кг; хприм = 0,5%:

Масса оставшегося компонента:

mост = mобщ - mi, (3.2)

где mобщ - общая масса смеси;

mi - сумма масс остальных компонентов.

Количество примесей в дифенилолпропане определяем по формуле (3.2), подставляя mобщ = 725,92 кг; mi = 722,29 кг:

mост = 725,92 - 722,29 = 3,63 кг

Определяем состав и количество эпихлоргидрина.

Масса 100%-го эпихлоргидрина составляет:

,

где 85/100 - соотношение масс эпихлоргидрина и дифенилолпропана;

мДФП = 722,29 кг - масса дифенилолпропана.

Массу технического вещества определяем по формуле:

, (3.3)

где mвещ - масса чистого вещества;

хвещ - содержание чистого вещества, %.

Для эпихлоргидрина mвещ = 613,95 кг; хвещ = 90%:



Масса воды в техническом эпихлоргидрине определяем по формуле (3.2), подставляя mобщ= 682,17 кг; mi = 613,95 кг:

mост = 682,17 - 613,95 = 68,22 кг

Определяем потери эпихлоргидрина.

Потери вещества находим по формуле:

mп = пmвещ/100, (3.4)

где п - доля теряемого вещества, %;

mвещ - масса вещества.

Потери эпихлоргидрина через воздушку смесителя при п = 0,002%:

mп = 0,002613,95/100 = 0,01 кг

Потери эпихлоргидрина через воздушку реактора при п = 0,005%:

mп = 0,005613,95/100 = 0,03 кг

Общее количество вещества определяем по формуле:

m= mi (3.5)

Результаты расчета сводим в таблицу 3.1

Таблица 3.1 Материальный баланс стадии приготовления конденсационного раствора

Приход	Расход
№ п/п	Компоненты	кг/т	№ п/п	Компоненты	кг/т
1 1.1 1.2	ДФП технический ДФП Примеси	725,92 722,29 3,63	1	Конденсационный раствор	1468,05
			2 2.1 2.2	Потери ЭХГ Через воздушку смесителя Через воздушку реактора	0,04 0,01 0,03
2 2.1 2.2	ЭХГ 90%-ный ЭХГ 100%-ный Вода	682,17 613,95 68,22
3	Вода	60
Итого	1468,09	Итого	1468,09

Составляем материальный баланс стадий конденсации смолы и отгонки эпихлоргидрина.

Определяем состав и количество технической щелочи.

Количество 100%-го гидроксида натрия:

, (3.5а)

где 37/100 - соотношение масс NaOH и дифенилолпропана;

мДФП = 722,29 кг - масса дифенилолпропана.

Масса технического NaOH по формуле (3.3) при mвещ = 267,25 кг; хвещ = 44%:

Масса отдельного компонента:

mi = ximобщ/100, (3.6)

где xi - содержание рассматриваемого компонента,%;

мобщ - общая масса смеси.

Масса NaCl по формуле (3.6) при хi = 3,8%:

mNaCl,щ = 3,8607,39/100 = 23,08 кг

Масса примесей при хi = 0,8%:

mп,щ = 0,8607,39/100 = 4,86 кг

Количество воды в технической щелочи согласно (3.2):

mост = 607,39 - (267,25 + 23,08 + 4,86) = 312,2 кг

Определяем состав готовой смолы.

Масса NaCl в смоле по формуле (3.6) при x1 = 0,001%:

m1 = 0,0011000/100 = 0,01 кг

Масса эпихлоргидрина в смоле (x2 = 0,2%):

m2 = 0,21000/100 = 2 кг

Масса NaOH в смоле (x3 = 1,25 %):

m3 =1,25 1000/100 = 12,5 кг

Масса чистой смолы по формуле (3.2):

mост = 1000 - (0,01 + 2 + 12,5) = 985,49 кг

Рассчитываем материальный баланс реакции поликонденсации.

Суммарное уравнение реакции имеет вид:

(n+2)ЭХГ + (n+1)ДФП + (n+2)NaOH ЭДС + (n+2)NaCl + (n+2)H2O, (3.7)

где n = 0,59 - коэффициент поликонденсации;

ЭДС - эпоксидно-диановая смола.

Массу реагентов и продуктов реакции (3.7) определяем по формуле:

, (3.8)

где mсмолы = 985,49 кг -масса получаемой смолы;

а - стехиометрический коэффициент при соответствующем веществе;

M - мольная масса вещества, кг/кмоль;

Мсмолы - мольная масса смолы, определяемая в зависимости от коэффициента поликонденсации n:

Mсмолы = 284n + 340, кг/кмоль (3.9)

Mсмолы = 2840,59 + 340 = 507,56 кг/кмоль

Масса прореагировавшего эпихлоргидрина при а = n + 2, M = 92,5 кг/кмоль:

Масса прореагировавшего дифенилолпропана при а = n + 1, M = 232 кг/кмоль:

Масса прореагировавшего NaOH при а = n + 2, M = 40 кг/кмоль:

Масса образующегося NaCl при а = n + 2, M = 58,5 кг/кмоль:

Масса образующейся воды при а = n + 2, M = 18 кг/кмоль:

Определяем потери эпихлоргидрина.

Масса эпихлоргидрина, теряемого в вакуум-нейтрализаторах, определяем по формуле (3.4) при п = 1,35% и mвещ = 613,91 кг:

mп = 1,35613,91/100 = 8,29 кг

Потери эпихлоргидрина в атмосферу после санитарной колонны по формуле (3.4) при п = 1,15%:

mп = 1,15613,91/100 = 7,06 кг

Составляем материальный баланс реакции омыления эпихлоргидрина.

Массу NaOH, участвующего в побочных реакциях, определяем по формуле (3.2):

mNaOH = 267,25 - (+ 12,5) = 53,6 кг,

где 201,15 кг и 12,5 кг -масса NaOH, участвующего в целевой реакции и содержащегося в смоле соответственно.

Масса NaOH, участвующего в реакции омыления эпихлоргидрина:

mр = mNaOH/100, (3.9а)

где = 96% -доля NaOH, омыляющего эпихлоргидрин.

mр = 9653,6/100 = 51,46 кг

Реакция омыления эпихлоргидрина имеет вид:

ЭХГ + NaOH + H2O C3H8O3 + NaCl, (3.10)

где C3H8O3 - глицерин.

Массу реагентов и продуктов реакции (3.10) определяем по формуле:

, (3.11)

где M -мольная масса соответствующего вещества, кг/кмоль;

MNaOH =40 кг/кмоль - мольная масса NaOH.

Масса реагирующего эпихлоргидрина (M = 92,5 кг/кмоль):

Масса реагирующей воды (M = 18 кг/кмоль):

Масса образующегося глицерина (M = 92 кг/кмоль):

Масса образующегося NaCl (M = 58,5 кг/кмоль):

Определяем массу выпариваемых веществ.

Масса отгоняемого эпихлоргидрина по формуле (3.2):

mэ,отг = 613,91 - (2 + 456,16 + 119) = 27,75 кг,

где 2 кг; 456,16 кг; 119 кг - масса эпихлоргидрина в смоле и реагирующего по реакциям образования смолы и омыления эпихлоргидрина.

Масса эпихлоргидрина, возвращаемого в процесс:

mэ,в = mэ,отг/100, (3.11а)

где = 80% - доля возвратного эпихлоргидрина;

mэ,отг = 27,75 кг - масса отгоняемого эпихлоргидрина.

mэ,в = 8027,75/100 = 22,2 кг

Оставшаяся часть эпихлоргидрина отгоняется с водой в виде азеотропа с массовой долей эпихлоргидрина э = 75%. Его масса по формуле (3.2):

mэ,аз = 27,75 - 22,2 = 5,55 кг

Масса азеотропа по формуле (3.3):

Рассчитываем баланс по хлориду натрия.

Масса NaCl в реакционной массе:

mNaCl,рм = 23,08 + 294,18 + 75,26 - 0,01 = 392,51 кг,

где 23,08 кг; 294,18 кг; 75,26 кг - масса NaCl, вносимого NaOH,образующегося по реакции получения смолы и по реакции омыления соответственно.

Результаты расчета сводим в таблицу 3.2.

Таблица 3.2 Материальный баланс стадий конденсации смолы и отгонки эпихлоргидрина

Приход	Расход
№ п/п	Компоненты	кг/т	№ п/п	Компоненты	кг/т
1 1.1 1.2 1.3 1.4	Конденсационный раствор ДФП ЭХГ Вода Примеси	1468,05 722,29 613,91 128,22 3,63	1 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6	Реакционная масса NaCl Смола Вода Примеси в сырье Глицерин Продукты побочных реакций	2030,49 392,51 1000 461,86 8,49 118,36 49,27
2 2.1 2.2 2.3 2.4	Гидроксид натрия 44%-ный NaOH 100%-ный Вода NaCl Примеси	607,39 267,25 312,2 23,08 4,86
			2 2.1 2.2	Потери ЭХГ В вакуум-нейтрализаторах В атмосферу после санитарной колонны	15,35 8,29 7,06
			3	ЭХГ, отогнанный и возвращенный в процесс	22,2
			4	Азеотроп вода-ЭХГ	7,4
Итого	2075,44	Итого	2075,44

Рассчитываем материальный баланс стадии водно-толуольных промывок.

Масса толуола в водном слое после промывок определяем по формуле (3.4), подставляя п = 1,375% и mвещ = 2200 кг:

mт,в.с = 1,3752200/100 = 30,25 кг

Потери толуола в атмосферу через воздушку реактора при загрузке и в процессе промывки по формуле (3.4) при п = 0,25%:

mп.т1 = 0,252200/100 = 5,5 кг

Количество толуола в толуольном растворе смолы по формуле (3.2):

mт,трс = 2200 - 30,25 - 5,5 = 2164,25 кг

Количество воды в водном слое после промывок определяем по формуле (3.5):

mв,в.с = 456,28 + 1200 = 1656,28 кг,

где 456,28 кг и 1200 кг - масса воды в реакционной массе и подаваемой на промывку соответственно.

Результаты расчета сводим в таблицу 3.3.

Таблица 3.3 Материальный баланс стадии водно-толуольных промывок

Приход	Расход
№ п/п	Компоненты	кг/т	№ п/п	Компоненты	кг/т
1 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6	Реакционная масса NaCl Смола Вода Примеси в сырье Глицерин Продукты побочных реакций	2030,49 361,86 1000 456,28 8,49 118,36 49,27	1 1.1 1.2	Толуольный раствор смолы Смола Толуол	3164,25 1000 2164,25
			2	Продукты побочных реакций	49,27
			3 3.1 3.2 3.3 3.4 3.5	Водный слой после промывок Вода Примеси в сырье Глицерин Толуол NaCl	2211,47 1661,86 8,49 118,36 30,25 392,51
2	Толуол для растворения смолы	2200
3	Вода для растворения NaCl	1200
			4	Потери толуола	5,5
Итого	5430,49	Итого	5430,49

Рассчитываем материальный баланс стадии выпаривания толуола и затаривания смолы в тару

Потери толуола в атмосферу после санитарной колонны определяем по формуле (3.4) при п = 0,8% и mвещ = 2164,25 кг:

mп.т2 =0,82164,25/100 = 17,31 кг

Потери летучих веществ на стадии затаривания определяем по формуле (3.4) при п = 0,006 % и mвещ = 1000 кг:

mп.л = 0,0061000/100 = 0,06 кг

Масса толуола, возвращаемого после отгонки в процесс, определяем по формуле (3.2):

mт.в = 2164,25 - 17,31 = 2146,94 кг

Результаты расчета сводим в таблицу 3.4.

Таблица 3.4 Материальный баланс стадии выпаривания толуола и затаривания смолы

Приход	Расход
№ п/п	Компоненты	кг/т	№ п/п	Компоненты	кг/т
1 1.1 1.2	Толуольный раствор смолы Смола Толуол	3164,25 1000 2164,25	1	Смола ЭД-16	999,94
			2	Толуол, отогнанный и возвращенный в процесс	2146,94
			3	Потери толуола	17,31
			4	Потери летучих на стадии затаривания	0,06
Итого	3164,25	Итого	3164,25

3.1.2 Расчет реактора синтеза эпоксидной смолы

Данные для расчета:

мощность установки	Gг = 2930 т/год;
годовой фонд рабочего времени	Т = 7200 ч/год;
предпочтительное время рабочего цикла	= 16ч;
массы компонентов смеси в реакторе	см. табл.3.14.4.

Определение свойств реакционной массы

Массы компонентов, входящих в состав реакционной массы, их массовые доли и плотности при температуре 60С сводим в таблицу 3.5.

Массовые концентрации определяем по формуле:

xi = mi /mi, (3.12)

где mi - масса i-го компонента.

Плотность смеси определяем по формуле:

, (3.13)

Таблица 3.5 Состав и плотность реакционной массы

№ п/п	Наименование компонента	Масса mi, кг	Массовая доля xi	Плотность i, кг/м3	Литература
1 2 3 4	Эпоксидная смола Вода Хлорид натрия Глицерин	1000 461,86 392,51 118,36	0,507 0,234 0,199 0,060	1150 983 2350 1229	/2/ /13/ /13/ /13/
	1972,73	1	1230

Динамический коэффициент вязкости смеси принимаем равным вязкости эпоксидной смолы ЭД-16 при 60С: = 12 Пас .

Теплоемкость и теплопроводность смеси принимаем равными теплоемкости и теплопроводности смолы. В связи с отсутствием экспериментальных данных эти свойства смолы определяем по эмпирическим формулам.

Теплоемкость смолы определяем по формуле /11, с.208/:

, (3.14)

где Ci - атомная теплоемкость химических элементов, входящих в состав смолы, Дж/(гатК);

ni - число атомов соответствующих элементов;

М = 507,56 - молекулярная масса смолы.

Для углерода, водорода и кислорода в составе жидкого вещества атомные теплоемкости равны соответственно 11,72; 17,99; 25,1 Дж/(гатК). Количественная формула смолы имеет вид С21Н24О4[C18H20O3]n, где n = 0,59 -коэффициент поликонденсации смолы.

Подставляем численные значения в формулу (3.14):

с = [(21 + 180,59)11,72 + (24 + 200,59)17,99 + (4 + 30,59)25,1]/507,56 == 2,28 Дж/(гК) = 2280 Дж/(кгК)

Коэффициент теплопроводности смолы при 20С определяем по формуле /11, (XVI.2)/:

, (3.15)

где А = 0,42210-17 - коэффициент для неассоциированных жидкостей.

Коэффициент теплопроводности смолы при t = 60С определяем по формуле /11, с.325/:

= 20[1 + (t - 20)], (3.16)

где = -0,0012 - среднее значение коэффициента изменения теплопроводности.

= 0,146[1 - 0,0012(60 - 20)] = 0,139 Вт/(мК)

Определение объема и числа реакторов

Наибольшая степень заполнения реактора имеет место при проведении третьей стадии водно-толуольных промывок.

Доля воды, подаваемой на третью промывку, составляет III = 28% от общего количества подаваемой воды. Тогда масса воды при mв = 1200 кг по формуле (3.4) составит:

mвIII = 0,281200 = 336 кг/т смолы

Глицерин и NaCl отводятся из толуольного раствора смолы с водой; их масса на третьей стадии промывок при mг = 118,36 кг/т,:

mгIII = 0,28118,36 = 33,14 кг/т смолы

mсIII = 0,28392,51 = 109,90 кг/т смолы

Часть толуола (mт.п = 30,25 кг/т) также отводится с водой. Масса толуола при mт = 2200 кг/т составляет:

; (3.17)

Массы компонентов, входящих в состав смеси, их массовые доли и плотности при температуре 60С сводим в таблицу 3.6. Массовые концентрации определяем по формуле (3.12), плотность смеси определяем по формуле (3.13).

Таблица 3.6 Состав и плотность смеси при третьей стадии промывок

№ п/п	Наименование компонента	Масса mi, кг	Массовая доля xi	Плотность i, кг/м3	Литература
1 2 3 4 5	Эпоксидная смола Толуол Вода Хлорид натрия Глицерин	1000 2191,53 336 109,9 33,14	0,272 0,597 0,092 0,030 0,009	1150 828 983 2350 1229	/2/ /13/ /13/ /13/ /13/
	3670,57	1	934

Объем смеси в реактора в расчете на 1т готовой смолы:

VIII = mIII/III, (3.18)

где mIII =3670,57 кг/т - масса смеси;

III = 934 кг/м3 - плотность смеси.

VIII = 3670,57/934 = 3,93 м3/т

Число реакторов определяем, исходя из условия:

, (3.19)

где ц - коэффициент полезного действия цикла, определяемый по формуле:

; (3.20)

Принимаем число реакторов z = 2.

Масса смолы, получаемой за один цикл работы реактора:

, (3.21)

Объем смеси в реакторе при максимальной загрузке составляет:

Vж = VIIIGоп; (3.22)

Vж = 3,933,66 = 14,4 м3

Принимаем максимальную степень заполнения реактора = 0,85.

Номинальный объем реактора:

Vн = Vж/ ; (3.23)

Vн = 14,4/0,85 =16,9 м3

Принимаем значение объема реактора из стандартного ряда значений:

Vн = 16 м3

Степень заполнения реактора:

 = Vж/Vн; (3.23а)

= 14,4/16 = 0,9

Принимаем значение диаметра реактора из стандартного ряда:

D = 2,2 м

Определяем размеры и частоту вращения мешалки.

Принимаем диаметр мешалки из стандартного ряда значений диаметров /4, табл.7/:

dм = 1400 мм = 1,4 м

Ширина лопасти мешалки /4, с.41/:

b = 0,2dм ; (3.24)

b = 0,21,4 = 0,28 м

Согласно рекомендациям /4, табл.9.1/ окружная скорость мешалки w = 3,816 м/с. Принимаем w = 4,5 м/с.

Частота вращения мешалки составит:

; (3.25)

Принимаем значение частоты вращения мешалки из стандартного ряда /4, табл.9/:

n = 63 об/мин = 1,05 с-1

Тогда окружная скорость составит:

w = dмn (3.26)

w = 3,141,41,05 = 4,62 м/с

3.1.3 Тепловой расчет реактора

Расчет ведем согласно /11/

Наиболее напряженной стадией по теплообмену является стадия конденсации смолы. Реакция конденсации - экзотермическая, ее тепловой эффект составляет q = 83,4 кДж/моль ЭХГ = 8,34107 Дж/кмоль ЭХГ. Тепловой эффект реакции в пересчете на 1 кг смолы составит:

; (3.27)

где mЭХГ = 465,16 кг/т - масса ЭХГ, идущего на образование 1 т смолы;

МЭХГ = 92,5 кг/кмоль - мольная масса эпихлоргидрина.

Количество тепла, выделяющегося за операцию:

Qр = qрmсмолыGоп (3.28)

где mсмолы = 985,49 кг/т - масса чистой смолы (см. п.3.1);

Gц = 3,66 т/ц - производительность реактора за цикл работы.

Qр = 4,19105985,493,66 = 1,51109 Дж/цикл

Тепло, уходящее из реактора с парами эпихлоргидрина:

Qи = rиmи, (3.29)

где rи = 670103 Дж/кг - удельная теплота испарения эпихлоргидрина;

mи = 22,2 кг - масса испарившегося эпихлоргидрина .

Qи = 67010322,2 = 1,49107 Дж/цикл

Тепловой поток от реакционной массы при времени конденсации р = 4 ч = 14400 с:

Q = (Qр - Qи)/р (3.30)

Q = (1,51109 - 1,49107)/14400 = 104000 Вт

В качестве теплоносителя принимаем воду. Начальную температуру воды принимаем равной t2н = 20С; конечную температуру воды - равной t2к = 25С.

Средняя температура теплоносителя:

t2 = (t2н + t2к)/2 = (20 + 30)/2 = 22,5С (3.31)

Свойства воды при t2 = 22,5С /11, табл.XXXIX/:

Плотность	2 = 997 кг/м3;
удельная теплоемкость	с2 = 4190 Дж/(кгК);
динамический коэффициент вязкости	2 = 9,5110-4 Пас;
кинематический коэффициент вязкости	2 = 9,5410-7 м2/с;
коэффициент теплопроводности	2 = 0,604 Вт/(мК).

Расход теплоносителя составит:

, (3.32)

Определяем коэффициент теплоотдачи от рабочей среды к стенке аппарата.

Центробежный критерий Рейнольдса для рабочей среды:

, (3.33)

где 1 = 1230 кг/м3 и 1 = 12 Пас - соответственно плотность и динамический коэффициент вязкости рабочей среды.

.

Для трехлопастной мешалки в гладкостенном аппарате при Re1 = 211 критерий мощности KN = 0,8 /3, с.109/.

Мощность, затрачиваемая на перемешивание среды:

N = zмKN1n3dм5, (3.34)

где zм - число мешалок.

Т.к. уровень жидкости в аппарате растет, zм = 1 в начале операции и zм = 2 в конце операции; подставляем в формулу (3.34) значение zм = 1,5:

N = 1,50,812301,0531,45 = 9190 Вт

Коэффициент теплоотдачи от рабочей среды к стенке аппарата определяем по формуле /11, (116)/:

1 = а2N0,29D-0,71 + а3N0,18D0,82, (3.35)

где а2, а3 - расчетные коэффициенты;

D = 2,2 м - внутренний диаметр аппарата.

Коэффициенты а2, а3 определяем по формулам /3, (117)(118)/:

а2 = 0,0237а110,581-0,54; (3.36)

а3 = 0,93а110,361-0,24, (3.37)

где а1 - коэффициент, определяемый по формуле /3, (119)/:

а1 = (с112)0,33, (3.38)

где с1 = 2280 Дж/(кгК), 1 = 0,139 Вт/(мК) - соответственно удельная теплоемкость и коэффициент теплопроводности реакционной массы.

а1 = (22800,1392)0,33 = 3,49

Подставляем значение а1 в формулы (3.36) и (3.37):

а2 = 0,02373,4912300,5812-0,54 = 1,34

а3 = 0,933,4912300,3612-0,24 = 23,2

Коэффициент теплоотдачи по формуле (3.35):

1 = 1,3491900,292,2-0,71 + 23,291900,182,20,82 = 240 Вт/(мК)

Определяем коэффициент теплоотдачи от стенки аппарата к теплоносителю и коэффициент теплопередачи.

Критерий Прандтля для теплоносителя:

(3.39)

Температуру стенки со стороны теплоносителя предварительно принимаем равной:

t2стI = (t1 + t2)/2, (3.40)

где t1 = 62,5С и t2 = 22,5С - соответственно температура реакционной массы и средняя температура воды.

t2стI = (62,5 + 22,5)/2 = 42,5С

Критерий Грасгоффа для рабочей среды:

Gr2 = gHт32(t2ст - t2)/22, (3.41)

где g = 9,81 м/с2 - ускорение свободного падения;

Н2 - высота цилиндрической части рубашки; для ее определения найдем средний уровень жидкости в реакторе.

Объемы жидкости в начале и в конце стадии конденсации смолы определяем по формулам:

Vн = mнGц/н; (3.42а)

Vк = mкGц/2, (3.42б)

где mн = 1468,09 кг/т - масса конденсационного раствора (см. табл.3.1);

н = 1200 кг/м3 - плотность;

mк = 2030,49 кг/т - масса смеси после конденсации смолы (см. табл.3.2).

Vн = 1468,093,66/1200 = 4,48 м3

Vк =2030,493,66/1230 = 6,04 м3

Средний объем рабочей среды:

Vж = (Vн + Vк)/2 (3.43)

Vж = (4,48 + 6,04)/2 = 5,26 м3

Эллиптическое днище диаметром D = 2,2 м имеет следующие характеристики /6, табл.7.2/:

высота цилиндрической части отбортовки	hц = 0,06 м;
площадь поверхности	Fд = 5,66 м2;
Объем	Vд = 1,6155 м3.

Высота цилиндрической части рубашки, участвующей в теплообмене, составит:

; (3.44)

.

Подставляем численные значения в формулу (3.41):

Gr2I = 9,811,0232,1510-4(42,5 - 22,5)/(9,5410-7)2 = 4,921010

Определяем произведение Gr2Pr2:

Gr2IPr2 = 4,9210106,6 = 3,251011

Коэффициент теплоотдачи от стенки к теплоносителю определяем по формуле /11, с.120/:

2 = cs2(Gr2Pr2)f/Н2, (3.45)

где сs и f - коэффициенты.

При Gr2Pr2 более 2107: сs = 0,135; f = 0,330 /3, табл.19/.

2I = 0,1350,604(3,251011)0,33/1,02 = 503 Вт/(мК)

Суммарное термическое сопротивление стенки:

, (3.46)

где r1, r2 - термические сопротивления загрязнений со стороны рабочей среды и теплоносителя соответственно;

sст = 0,016 м - толщина стенки;

ст = 17 Вт/(мК) - коэффициент теплопроводности легированной стали /11, табл.3/.

Принимаем r1 = 10-4 м2К/Вт; r2 = 1,710-4 м2К/Вт /11,табл.3/.

Коэффициент теплопередачи:

 (3.47)

Уточняем значение температуры стенки со стороны теплоносителя:

, (3.48)

где tср - средняя разность температур рабочей среды и теплоносителя:

tср = t1 - t2 (3.49)

tср = 62,5 - 22,5 = 40С

Приближение считается удовлетворительным при соблюдении условия /11, с.124/:

; (3.50)

= |42,5 - 30,8|/|42,5 - 22,5| = 0,585 > 0,05

Т.к. условие (3.50) не выполняется, осуществляем второе приближение.

Критерий Грасгоффа для рабочей среды по формуле (3.41):

Gr2II = 9,811,0232,1510-4(30,8 - 22,5)/(9,5410-7)2 = 2,041010

Gr2IIPr2 = 2,0410106,6 = 1,351011

Коэффициент теплоотдачи от теплоносителя по формуле (3.45):

2II = 0,1350,604(1,351011)0,33/1,02 = 377 Вт/(мК)

Коэффициент теплопередачи по формуле (3.47):

Температура стенки со стороны теплоносителя по формуле (3.48):

Проверяем условие (3.50):

= |33,3 - 33,3|/|33,3 - 22,5| = 0,0 < 0,05

Т.к. условие (3.50) выполняется, окончательно принимаем коэффициент теплопередачи К = КII = 125 Вт/(м2К).

Проверяем достаточность теплообменной поверхности.

Площадь поверхности теплообмена при конденсации смолы определяем по формуле:

F = (D + sст)Н2 (3.51)

F = 3,14(2,2 + 0,016)1,02 = 7,10 м2

Тепловой поток через стенку аппарата:

Qст = KFtср ; (3.52)

Qст = 1257,140 = 35500 Вт

Проверяем условие достаточности поверхности теплообмена:

Qст Qтр, (3.53)

где Qтр - требуемый тепловой поток:

Qтр = Q + N; (3.54)

Qтр = 104000 + 9190 = 113200 Вт

Qст = 35500 Вт; Qтр = 113200 Вт;

35500 Вт < 113200 Вт

Условие (3.53) не выполняется, следовательно, требуется дополнительное теплообменное устройство. Применяем змеевик.

Требуемый тепловой поток через змеевик:

Qзм = Qтр - Qст ; (3.55)

Qзм = 113200 - 35500 = 77700 Вт

Рассчитываем коэффициент теплоотдачи от рабочей среды к стенке змеевика.

Коэффициент теплоотдачи от перемешиваемой среды к встроенному в аппарат змеевику определяем по формуле /8, с.135/:

1 = а4N0,22dзм-1Dзм-0,38, (3.56)

где а4 - коэффициент, определяемый по формуле:

а4 = 0,15а110,4510,34, (3.57)

где а1 = 3,49 - расчетный коэффициент (см. выше).

а4 = 0,153,4912300,45120,34 = 29,9

1 = 29,991900,220,056-11,96-0,38 = 3080 Вт/(м2К)

Рассчитываем коэффициент теплоотдачи от стенки змеевика к теплоносителю и коэффициент теплопередачи.

С учетом возможности отложения солей на внутренней поверхности змеевика принимаем конечную температуру воды после змеевика t2к =40С.

Среднюю температуру воды определяем по формуле (3.31):

t2 = (20 + 40)/2 = 30 С

Свойства воды при t2 = 30С /11, табл.XXXIX/:

Плотность	2 = 996 кг/м3;
удельная теплоемкость	с2 = 4180 Дж/(кгК);
динамический коэффициент вязкости	2 = 8,0410-4 Пас;
кинематический коэффициент вязкости	2 = 8,0710-7 м2/с;
коэффициент теплопроводности	2 = 0,618 Вт/(мК).

Расход теплоносителя определяем по формуле (3.32), подставляя значение тепловой нагрузки Q = Qзм = 77700 Вт:

Скорость теплоносителя в змеевике:

, (3.58)

где dзм.вн - внутренний диаметр змеевика.

Змеевик изготавливается из трубы диаметром 573,5 мм; диаметр витков принимаем равным Dзм = 1,96 м. Внутренний диаметр змеевика dзм.вн = 56 - 23,5 =

= 49 мм = 0,049 м; наружный dзм = 0,056 м.

Критерий Рейнольдса для теплоносителя:

(3.59)

Критерий Прандтля по формуле (3.39):

Предварительно принимаем температуру стенки со стороны теплоносителя по формуле (3.40):

t2стI = (62,5 + 30)/2 = 46,3С

Коэффициент теплоотдачи от стенки змеевика к теплоносителю определяем по формуле /11, с.127/:

; (3.60)

где т - поправочный коэффициент;

2ст = 5,8910-4 Пас - динамический коэффициент вязкости воды при температуре t2ст = 46,3С.

т = 1 + 3,6dзм.вн/D; (3.61)

т = 1 + 3,60,049/1,96

Определяем сумму термических сопротивлений стенки змеевика, подставляя sст = sзм = 0,0035 м:

Коэффициент теплоотдачи по формуле (3.45):

Средняя разность температур по формуле (3.49):

tср = 62,5 - 30 = 32,5С

Уточняем температуру стенки со стороны теплоносителя по формуле (3.48):

Вязкость воды при t2стII = 29,7С 2стII = 8,110-4 Пас /11, табл.XXXIX/.

Приближение считается удовлетворительным при соблюдении условия:

(3.62)

= |5,8910-4 - 8,110-4|/(5,8910-4) = 0,375 > 0,3

Т.к. условие (3.62) не соблюдается, осуществляем второе приближение.

Коэффициент теплоотдачи по формуле (3.60):

Коэффициент теплоотдачи по формуле (3.45):

Уточняем температуру стенки со стороны теплоносителя по формуле (3.48):

Вязкость воды при t2стIII = 30С 2стIII = 8,0410-4 Пас /11, табл.XXXIX/.

Проверяем условие (3.62):

= |8,110-4 - 8,0410-4|/(8,110-4) = 0,007 < 0,3

Т.к. условие (3.62) соблюдается, окончательно принимаем значение коэффициента теплопередачи Кзм = КI = 647 Вт/(м2К).

Проверяем условие достаточности поверхности теплообмена.

Требуемая площадь поверхности теплообмена змеевика:

; (3.63)



Площадь поверхности змеевика, погруженного в реакционную массу:

Fзм = dтрDзмzзм (3.64)

где dтр - диаметр трубы змеевика;

zзм = 12 - среднее число витков змеевика, погруженных в жидкость.

dтр = (dзм + dзм.вн)/2 (3.65)

dтр = (0,056 + 0,049)/2 = 0,0525 м

Fзм = 3,140,05251,9612 = 3,88 м2

Проверяем условие достаточности поверхности теплообмена:

Fтр Fзм (3.66)

Fтр = 3,7 м2; Fзм = 3,88 м2;

3,7 м2 < 3,88 м2

Условие (3.66) выполняется, следовательно, рубашка и змеевик обеспечивают полный отвод тепла от реакционной массы.

3.1.4 Расчет мощности перемешивания и подбор привода

Расчет мощности перемешивания производим для третьей стадии промывок.

Центробежный критерий Рейнольдса определяем по формуле (3.33), подставляя 1 = III = 934 кг/м3:

Для трехлопастной мешалки в гладкостенном аппарате при Reц = 160 критерий мощности KN = 0,85 /11, с.109/.

Мощность перемешивания определяем по формулу (3.34), подставляя

zм = 4; 1 = 934 кг/м3:

N = 40,859341,0531,45 = 19771 Вт

Определяем потери мощности в сальниковом уплотнении.

Толщину сальниковой набивки определяем по формуле /11, (9.18)/:

н = (45)10-2dв0,5,м, (3.67)

где dв = 0,115 м - диаметр вала мешалки.

н = (45)10-20,1150,5 = 0,0140,017 м

Принимаем н = 0,015 м.

Высоту набивки определяем по формуле /11, (9.18)/:

hн = (410) н; (3.68)

hн = (410)0,015 = 0,060,15 м

Принимаем hн = 0,09 м.

Мощность, затрачиваемая на трение в сальниковом уплотнении /11, (9.17)/:

Nуп = 4dв2nнрехр(0,2hн/н - 1) (3.69)

где р 0,1106 Па - наружное избыточное давление в аппарате;

fтр = 0,080,12 - коэффициент трения.

Принимаем fтр = 0,12.

Nуп = 40,11521,050,0150,1106ехр(0,20,09/0,015 - 1) =12,2 Вт

Мощность привода:

Nпр = (N + Nуп)/ ; (3.70)

где = 0,850,9 - коэффициент полезного действия привода мешалки.

Принимаем = 0,85.

Nпр = (19771 + 12,2)/0,85 = 23274 Вт

Выбираем стандартный мотор-редуктор с частотой вращения n = 1,05 с-1 и мощностью N = 30 кВт.

3.2 Прочностной расчет основных элементов реактора

Расчет ведем согласно [12].

Данные для расчета:

внутренний диаметр корпуса аппарата	Dк = 2,2 м;
внутренний диаметр корпуса рубашки	Dр = 2,4 м;
наибольшее значение вакуумметрического давления в корпусе	рк = 0,085 МПа;
максимальное рабочее давление в рубашке	рр = 0,48 МПа;
теплоноситель при максимальном давлении в рубашке	водяной пар;
материал корпуса аппарата	сталь марки 08Х18Н10Т;
материал рубашки аппарата	сталь марки ВСт3сп;
проницаемость материала корпуса в рабочей среде	Пк < 0,05 мм/год;
проницаемость материала рубашки в рабочей среде	Пр = 0,1 мм/год;
срок службы аппарата	а = 12 лет;
максимальная температура теплоносителя	t = 150С;
высота столба жидкости в корпусе при гидроиспытании	Нк = 4,58 м;
высота столба жидкости в рубашке при гидроиспытании	Нр = 3,813 м.

3.2.1 Определение расчетных параметров

Расчетные температуры корпуса и рубашки реактора принимаем равными tR=150C.

Механические свойства конструкционных материалов

Допускаемые напряжения для стали марки 08Х18Н10Т:

при температуре tR=150C: = 160 МПа /12, табл.1.4/;

при гидроиспытании:

, (3.71)

где т20 = 236 МПа - напряжение текучести для стали марки 08Х18Н10Т при температуре 20С /16, табл.3.8/;

nт = 1,1 - коэффициент запаса текучести /6, табл.1.7/.

Модуль продольной упругости для стали марки 08Х22Н10Т :

при температуре 20C	Е20 = 2105 МПа;
при температуре tR=150C	Е = 1,99105 МПа.

Допускаемые напряжения для стали марки ВСт3сп:

при температуре tR=150C: = 131 МПа ;

при гидроиспытании по формуле (3.71) при т20 = 250 МПа :

Модуль продольной упругости для стали марки 10Х22Н10Т /6, табл.1.5/:

при температуре 20C	Е20 = 1,99105 МПа;
при температуре tR=150C	Е = 1,86105 МПа.

Наружное избыточное давление для расчета элементов корпуса:

pнR = pк + pр ; (3.72)

pнR = 0,085 + 0,48 = 0,565 МПа

Внутреннее избыточное давление для расчета элементов рубашки:

pR = pр =0,48 МПа.

Т.к. при данном давлении среда в рубашке - пар, гидростатическое давление не учитываем.

Пробное давление для корпуса аппарата (вакуум в рабочих условиях) :

pпр = max1,5 pнR пр/; 0,2, МПа; (3.73)

pпр = max1,50,565215/146; 0,2 = max1,25; 0,2 = 1,25 МПа

Гидростатическое давление столба воды при гидроиспытаниях:

pгс = вgHв10-6, МПа, ; (3.74)

где в = 999 кг/м3 - плотность воды при 20C;

g = 9,81 м/с2 - ускорение свободного падения;

Hв - высота столба воды.

Для корпуса Hв = Hк = 4,58 м:

pгс = 9999,814,5810-6 = 0,045 МПа.

Гидростатическое давление следует учитывать, если оно превышает 5% от расчетного:

pгс 0,05 pпр (3.75)

pгс = 0,045 МПа; 0,05 pпр = 0,051,25 = 0,063 МПа;

0,045 МПа 0,063 МПа

Т.к. условие (3.75) не выполняется, гидростатическое давление при гидроиспытаниях корпуса не учитываем.

Пробное давление для рубашки аппарата (0,07 МПа pR 0,5 МПа) :

pпр = max1,5pR пр/; pR + 0,2,МПа; (3.73б)

pпр = max1,50,48227/131; 0,48 + 0,2 = max1,25; 0,68 = 1,25 МПа

Гидростатическое давление при гидроиспытаниях рубашки определяем по формуле (3.4), подставляя Hв = Hр = 3,813 м:

pгс = 9999,813,81310-6 = 0,037 МПа.

Проверяем условие (3.75):

pгс = 0,037 МПа; 0,05 pпр = 0,051,25 = 0,0625 МПа;

0,037 МПа 0,0625 МПа.

Т.к. условие (3.75) не выполняется, гидростатическое давление при гидроиспытаниях рубашки не учитываем.

Общее значение прибавки к расчетной толщине стенки:

c = c1 + c2 + c3; (3.76)

где c1 - прибавка на коррозию и эрозию;

c2 - прибавка на минусовое значение предельного отклонения по толщине листа;

c3 - технологическая прибавка.

Т.к. значение проницаемости материала стенок корпуса П 0,05 мм/год, принимаем c1 = 1 мм.

Для рубашки:

с1 = Пра ; (3.77)

с1 = 0,112 = 1,2 мм

Для листового проката значение c2 = 0,8 мм.

Значение технологической прибавки c3 = 0.

Подставляем значения в формулу (3.77).

Для корпуса:

c = 1 + 0,8 + 0 = 1,8 мм

Для рубашки:

c = 1,2 + 0,8 + 0 = 2 мм

3.2.2 Расчет толщины стенки корпуса реактора

Расчетная схема обечайки показана на рисунке 3.3.

Расчетная схема обечайки

Размещено на http://www.allbest.ru/

Рисунок 3.3 - Схема расчета обечайки

Толщина стенки определяется из условия прочности и проверяется на устойчивость от действия наружного избыточного давления.

Расчет ведется согласно /12, с.102/.

Толщину стенки обечайки, нагруженной наружным избыточным давлением, определяем по формуле:

sR = maxK2D10-2; 1,1pнRD/(2); (3.78)

где K2 - коэффициент, зависящий от коэффициентов K1 и K3;

D = Dк = 2,2 м - внутренний диаметр обечайки;

= 146 МПа - допускаемое напряжение для материала обечайки.

Коэффициенты K1 и K3 определяем по формулам:

; (3.79)

где nu = 2,4 -коэффициент запаса устойчивости для рабочих условий;

E = 1,99105 МПа - модуль продольной упругости для материала обечайки;

lR - расчетная длина обечайки, определяемая по формуле:

lR = hо + hц + hд (3.80)

где hц = 0,06 м - высота цилиндрической отбортовки днища с диаметром D =2,2 м и толщиной стенки s = 1225 мм /6, табл7.2/;

Hд = 0,55 м - высота эллиптической части днища с D = 2,2 м.

lR = 1,61 + 0,06 + 0,55/3 = 1,85 м

Подставляем значения в формулу (3.79):

По номограмме /6, рис.6.3/ определяем значение коэффициента K2:

K2 = f (2,84; 0,841) = 0,64.

Подставляем значения в формулу (3.78):

sR = max0,642,210-2; 1,10,565/(2146) = max0,0141; 0,0021 = 0,0141 м

Расчетную толщину стенки обечайки, нагруженной внутренним избыточным давлением, определяем по формуле:

, (3.81)

где = 1 - коэффициент прочности сварного шва, выполненного автоматической сваркой, при контроле качества в объеме 100% /14, табл.1.8/.

Для условий гидроиспытания корпуса pR = pпр = 1,25 МПа; допускаемое напряжение = пр = 215 МПа:

Из расчетных значений толщины стенки, найденных ранее, выбираем наибольшее:

sR = max0,0141; 0,0064 = 0,0141 м

Исполнительную толщину стенки обечайки принимаем из ряда стандартных толщин листового проката согласно условию: