Проект цеха переработки фторсодержащих отходов алюминиевого производства, производительностью 1500 т/год по исходному сырью

204,134 Х₁ Х₂ Х₃

2NaF+H₂SO₄ >Na₂SO₄+2HF

84 98 142 40

Расход серной кислоты с избытком:

G_H2SO4=G_NaF*M_H2SO4/M_NaF*в,

где в=1,2 - коэффициент избытка серной кислоты,

G _{H2SO4(изб.)}=204.134*98/84*1.2=285.78 кг/ч.

G _{H2SO4(ост.)}= G _{H2SO4(изб.)}- G_NaF M_H2SO4/M_NaF*б,

где б - степень разложения NaF.

G _{H2SO4(ост.)}= 285.78-204,134*98/84*0,99=50кг/ч.

Расход Na₂SO₄:

G_Na2SO4= G_NaF*б*M _Na2SO4/ M_NaF=204,134*0,99*142/84=341.63кг/ч.

Расход HF:

G_HF= G_NaF*M_HF/ M_NaF*б=204.134*40/84*0.99=96.23кг/ч.

Непрореагировавший NaF

G_NaF(ост)= G_NaF(1-б)=204.134*0.01=2.041 кг/ч.

Составляем таблицу материального баланса этой реакции

Таблица 5.2

Материальный баланс выше указанной реакции

Приход	кг/ч	Расход	кг/ч
1 NaF 2 H2SO4(изб)	204.134 285.78	1 NaF(ост) 2 Na2SO4 3 HF 4 H2SO4(ост)	2.041 341.63 96.23 50
Итого	489.9	Итого	489.9

Расчет реакции 2

SiO₂+4HF=SiF₄+2H₂O

6 0 80 104 36

G_HF=G_SiO2*M_HF/M_SiO2=2,29*80/60=3.05 кг/ч,

G_SiF4= G_SiO2*M_SiF4/ M_SiO2=2.29*104/60=3.97 кг/ч,

G_H2O= G_SiO2*M_H2O/ M_SiO2=2.29*36/60=1.374 кг/ч.

Составляем таблицу материального баланса.

Таблица 5.3

Материальный баланс выше указанной реакции

Приход	кг/ч	Расход	кг/ч
1 SiO2 2 HF	2,29 3,05	1 SiF4 2 H2O	3,97 1,374
Итого	5,34	Итого	5,344

Расчет реакции 3



2FeF₃+3H₂SO₄=Fe₂(SO₄)₃+6HF

226 294 400 120

G _H2SO4=G_FeF3*M _H2SO4/M _FeF3=1.04*294/226=1.35 кг/ч,

G _Fe2(SO4)3= G_FeF3*M _Fe2(SO4)3/ M _FeF3=1.04*400/226=1.84 кг/ч,

G _HF= G_FeF3*M _HF/ M _FeF3=1.04*120/226=0.552 кг/ч.

Составляем таблицу материального баланса

Таблица 5.4

Материальный баланс выше указанной реакции

Приход	кг/ч	Расход	кг/ч
FeF3 H2SO4(изб)	1,04 1,35	Fe2(SO4)3 HF	1,84 0,552
Итого	2,39	Итого	2,39

Таблица 5.5

Суммарный материальный баланс

Приход	Расход
Статьи прихода	кг/ч % от общего	Статьи расхода	кг/ч % от общего
1NaF 2 SiO2 3 H2SO4 4 HF 5 FeF3 6 H2O	204.134 40,96 2.29 0,46 287,13 57,33 3.05 0,61 1.04 0,2 0,83 0,17	1 HF 2 SiF4 3 H2O 4 Na2SO4 5 Fe2(SO4)3 6 NaF 7 H2SO4(ост)	96.78 19,42 3.97 0,79 2.204 0,44 341.63 68,55 1,84 0,37 2.041 0,41 50 10,03
Итого	498.4 100	Итого	498.4 100

Выходящие из установки газы содержат сравнительно большое количество пыли, паров серной кислоты, воды и газообразных примесей. Их подают в аппарат предварительной очистки, чаще называемый «грязевиком». Это круглая или квадратная в сечение башня, иногда содержащая инертную насадку.

Посчитаем массу и содержанием газа выходящие из «грязевика». В грязевике газ также частично отчищается от серной кислоты и воды. По расчетам материального баланса барабанной установки расход второводорода 96,78 кг/ч, SiF₄ 3,97 кг/ч. Общая расход газа равен 96,78+3,97=100,75 и плюс 3% от этого газа серной кислоты «пар» и 2% воды «пар». Расход газа равен 100,75+3,0225+2,015=105,787 кг/ч[9].

5.1.2 Тепловой расчет

Тепловой расчет процесса сульфатизации включает в себя определение тепловых потоков и составление таблицы теплового баланса.

Так как реакция взаимодействия фторида натрия с серной кислотой идет при комнатной температуре, поэтому подвод тепла не нужен.

Расчет тепловых потоков проводится на основании уравнения теплового баланса, которое в общем виде запишется по формуле:

?Q_прих.= ?Q_расх.,

где ?Q_прих. - количество тепла, вносимое в аппарат с исходными веществами, кДж/ч;

?Q_расх.- количество тепла, уносимое из аппарата продуктами аппарата и теряемое в окружающую среду, кДж/ч

* Приход тепла:

NaF

Q₁=m _NaF*C _NaF *t _н=204,134*128,04*20/84=6223,17 Дж/ч;

H₂SO₄

Q₂=m _H2SO4*C _H2SO4*t_н=287,13*138,9*20/98=8139,25 Дж/ч;

H₂O

Q₃=m _H2O*C _H2O*t _н=0,83*33,57*20/1=557.26Дж/ч;

HF

Q₄=m_HF *C_HF *t_н =3,05*29,14*20/40=44,44 Дж/ч;

* Расход тепла:

С газовой фазой, в том числе:

HF

Q_5.1=m _HF*C _HF *t _н=96,22*29,14*20/40= 1401.9Дж/ч;

Q_5.2 m _HF*C _HF *t _н=0,552*29,14*20/120=2.7 Дж/ч;

Na₂SO₄

Q₆=m _Na2SO4 *C _Na2SO4 *t _н=341.63*128,4*20/142=6178.2 Дж/ч;

NaF

Q₇=m _NaF*C _NaF *t _н=2,041*128,04*20/84=62.2 Дж/ч;

H₂O

Q₈=m _H2O*C _H2O*t _н=1,374*33,57*20/36=25.62Дж/ч;

H₂SO_4(ост)

Q₉=m _H2SO4*C _H2SO4*t_н=50*138,9*20/98=1417.34Дж/ч;

SiF₄

Q₁₀=m _SiF4*C _SiF4 *t_н=3.97*73.6*20/104=66.19Дж/ч;

Тепловой эффект реакции определяется по формуле:

H_реакц. = HNa₂SO₄ + 2H_HF - 2HNaF - HH₂SO₄;

H_реакц=-1387.9-2*(-273.3)+2*576.6+813.99= 32.69кДж/моль.

Определим тепло реакции:

Q_{реакции} = (204.134*32.69)/84 =79.44 кДж/ч

5.1.3 Конструктивный расчет барабанной вращающейся установки

Конструкция барабанной печи

Барабанная вращающаяся печь состоит из барабана, наклоненного к горизонту под углом 2⁰. Барабан приводится во вращение электродвигателем через редуктор и цепную передачу.

Таблица 5.6

Тепловой баланс

Статья прихода	Количество тепла, кДж/ч	Статья расхода	Количество тепла, кДж/ч
с NaF Q1	6.223	с HF Q5.1	1.402
		с HF Q5.2	0.0027
с H2SO4 Q2	8.139	с Na2SO4 Q6	6.178
с H2O Q3	0.557	с NaF Q7	0.0622
с HF Q4	0.044	с H2O Q8	0.0256
Q потерь	73,69	с H2SO4(ост) Q9	1,4173
		с SiF4 Q10	0.0662
		Тепло р. Qр.	79.44
Итого	88,59	Итого	88.59

Для передачи давления от масс всех вращающихся частей аппарата, барабан снабжен бандажами, которые опираются на опорные ролики опорных станций. Для предотвращения перемещения барабана в горизонтальной плоскости, установлены упорные ролики опорно-упорной станции.

С одной стороны барабана установлены: бункер загрузки фтористого натрия и серной кислоты. Загрузка в печь происходит с помощью шнекового питателя. Движение материала внутри барабана происходит за счет его вращения и наклона к горизонту. На другом конце барабана снизу установлена камера выгрузки, откуда выгружается сульфат натрия, остаточная серная кислота и остаточный фторид натрия. На конце барабана сверху патрубок вывода газов.

5.1.4 Конструктивный расчет барабана

Внутренний диаметр и длина барабана определяются по формулам

D = 0,434*G_T^0,34

L = 2,59*G_T^0,447,

где G_T - суточная производительность печи, т/сутки;

D - диаметр барабана, м;

L - длина барабана, м;

G_T=497.9*24/1000=11.9 т/сутки

D=0,4342*G_t^0,34=0,4342*11,9^0,34=0,4342*2,3=0,99 м.

Длина барабана:

L=2.59* G_t^0,447=2,5*11,9^0,447=7,49м

Принимаем D=1м, L=7,5м.

Определение мощности.

Определим число оборотов барабана:

n = 0,6-1,8 об/мин.

Установочная мощность двигателя определяется по формуле

N=0,0013 *D³*L * с_см *n *,

N=0,0013 *1³*7,5*2431*1,8*0,09 = 3,8 кВТ

Принимаем с учетом пускового момента 6 = кВт[11]

Рисунок 2. Распределение нагрузок на барабан



5.1.5 Прочностной расчет барабана

Прочностной расчет барабана выполняем согласно методике.

Схема распределения нагрузок на барабан показана на рисунке 4.2. Барабан представляет собой балку постоянного сечения, длиной L=7,5 м с действующей на нее, постоянной по всей длине, распределенной нагрузкой. Балка установлена на опорах, расстояние между которыми принимаем равным l₂=5 м, расстояние от края барабана до упорного бандажа (опора А) l₁=1 м, от другого края барабана до опорного бандажа (опора В) l₃=1,5 м, расстояние от опорного бандажа до цепной звездочки l₃= 0,5м. Нагрузка от цепной звездочки Q₃ = 2 кН.

Расчет барабана на прочность

Толщину стенки барабана выбираем из условия:

S_б = (0,007…0,01)*D,

Где D - наружный диаметр барабана, м.

S_б=0,007*1=0,007 м.

Принимаем S_б=0,01 м.

Внутренний диаметр барабана

D_в=D_н - 2*S_б=1 - 2*0,01=0,98 м.

Масса материала, находящегося в печи определяется по формуле:

m_M=·с_m*L*р*D_в/4,

m_M=0,09*2431*7,5*3,14*0,98²/4=1237 кг,

Масса корпуса барабана определяется по формуле:

m_K=*(D_H²-D_B²)*с_стали,

m_K=(3,14*7,5/4)*(1² - 0,98²)*7800= 1822кг.

Суммарная масса барабана и материала:

m=m_K + m_M =1237 + 1822=3059кг.

Линейная нагрузка, действующая на барабан, определяется по формуле:

q=mg/L,

q=3059*9,81/7,5=4001Н/м.

Условие прочности для барабана печи:

у =?[у],

где у - напряжение в барабане, МПа;

[у]=25…30 МПа - допускаемое напряжение для аппарата из стали марки 12Х18Н10Т при рабочей температуре t<700⁰С;

W - момент сопротивления сечения барабана, м³;

М_мах - максимальный изгибающий момент, действующий на барабан, Нм

W=,

Где D_ср - средний диаметр барабана, м.



W=0,01*3,14*0,99²/4=0,008 м³.

Для определения максимального изгибающего момента M_Zmax построим эпюры поперечных сил Q_Y и изгибающих моментов M_Z (рисунок 4.3), для чего определим реакции опор R_A и R_B от действия q и Q₃.

Составим уравнение моментов всех внешних сил относительно опор, а для проверки правильности определения реакций опор составим уравнение проекций этих сил на ось Y:

?M_A=0: R_B*l₂-P*(l₂+l₃)-Q*l₄=0,

?M_B=0: Q*(l₂-l₄)-R_A*l₂-P*l₃=0,

?Y=0: R_A+R_B-P-Q=0,

Q=q*L=4001 *7,5= 30007 Н.

Из (4.14) выразим R_B:

R_B==2000*6,5+30007*2,5/5=17603,5 Н.

Из (4.15) выразим R_A:

R_A==30007*2,5-2000*1,5/5=14403,5 Н.

Проверим правильность определения реакций опор, подставив значения R_A и R_B в выражение (4.16), получим:

17603,5 + 14403,5 - 2000 -30007=0

0=0 - следовательно, реакции опор R_A и R_B определены верно.

Используя метод сечений, определим Q_Y и M_Z:

Сечение 1-1_слева (0<x<l): Q_Y(x₁)=-q*x, M_Z(x₂)=-q*;

При x=0: Q_Y(x) =0, M_Z(x)=0;

При x=1: Q_Y(x) =-q*1=-4001 *0,5= -2000,5 Н

M_Z(x₂) =-q*= -4001* = 2000,5 -Н*м

Сечение 2-2_слева (l<x<(l+l₂)): Q_Y(x)=R_A-q*x, M_Z(x)=R_A*(x-l)-q*;

При x=l: Q_Y(x) =R_A-q*1=14403,5-4007*1=10396,5 Н,

M_Z(x₂) =R_A*(l-l)-q*=14403,5 *2,5 - 4007 *5²/2= -9749,7 Н•м;

При x=(l+l₂): Q_Y(x)=R_A-q*(l+l₂)=14403,5- 4007 *6= -9639 Н,

M_Z(x₂) =R_A*(l-l+l₂)-q*=14403,5 *5-4007*6²/2= 115228-84647=-

43102Н*м;

При x=(l+l₂/2): Q_Y(x) =R_A-q*(l+l₂/2)= 14403,5-4007*6/2= 2382 Н,

M_Z(x₂)=R_A*(l-l+l₂/2)-q*=14403*5 - 4007 *3,5²/2=47472 Н*м;

При x=(l+0,75*l₂): Q_Y(x) =R_A-q*(l+0,75*l₂)=14403 - 4007*4,75= 4630,3 Н,

M_Z(x₂)=R_A*(l-l+0,75*l₂)-q*=14403*3,75- 4007 *11,3= 8732

Н•м;

При x=(l+0,25*l₂): Q_Y(x) =R_A-q*(l+0,25*l₂)=14403 *4007*2,25= 9001 Н,

M_Z(x₂)=R_A*(l-l+0,25*l₂)-q*= 14403*1,25- 4007

*2,5=7985,5Н•м;

При x=2 м: Q_Y(x) =0,

M_Z(x₂) =R_A*(4,18-l)-q*=14403*(4,18 - 1,5) - 4007*2²/2 = 20007 Н*м;



Сечение 3-3_справа (0<x<(l₁-l₃)): Q_Y(x) = q*x, M_Z(x₂) =-q*;

При x=0: Q_Y(x) =0, M_Z(x)=0;

При x=(l₁-l₃): Q_Y(x) =q*(l₁-l₃)= 4007 * 0,5 = 2003,5 Н,

M_Z(x₂) =-q* = -4007*0,5²/2 = -500Н*м;

Сечение 4-4_справа ((l₁-l₃)<x<l₁): Q_Y(x)=q*x+P, M_Z(x₂)=- q*-P*(x-l₁+l₃);

При x=(l₁-l₃): Q_Y(x)=q*(l₁-l₃)+P=4007*0,5 +2000= 4003,5 Н,

M_Z(x₂) =-q*-P*(l₁-l₃-l₁+l₃)= -4003 *0,5²/2 - 2000*0= -500,4 Н*м;

При x=l₁: Q_Y(x)=q*l₁+P=4007 * 1 + 2000 = 6007 Н,

M_Z(x₂) =-q*-P*(l₁-l₁+l₃)= -4007 *1²/2 - 2000*1= -4003,5 Н*м;

Рисунок 3. Эпюры поперечных сил и изгибающих моментов действующих на барабан



Из расчетов видно, что максимальный изгибающий момент, действующий на барабан:

M_Zmax = 20007 Н*м;

Подставив полученные значения M_Zmax и W в условие прочности (4.18) получим:

у=?[у],(4.24)

Условие прочности выполняется: у?[у], (2,4<25 МПа)

5.1.6 Расчет барабана на жесткость

Условие жесткости для барабана:

Е = y_max/D_ср?[е],

где y_max - суммарный максимальный прогиб от действующих нагрузок, м;

е - относительный прогиб;

[е]=1/200 - допускаемый относительный прогиб (для барабана без футеровки);

Суммарный максимальный прогиб от действующих нагрузок:

y_max=*(0,04*q₁+0,002*q₂),

где q₁ - линейная нагрузка от массы обрабатываемого материала, Н/м;

где q₂ - линейная нагрузка от массы барабана, Н/м;

E=1,36*10⁵ МПа - модуль упругости материала корпуса при рабочей температуре (t?700⁰C);

I_x=1*s_у³/12 - момент инерции единичного кольцевого участка барабана, м³.

q₁=g*m_M/L=9,81*1237/7,5= 1618 Н/м,

q₂=g*m_K/L=9,81*1822/7,5= 2389 Н/м,

I_x=0,01³/12=8,333*10^-8 м³,

y_max=*(0,04*1618+0,002*2389)= 0,9*10^-3 м.

Подставив полученные значения в условие жесткости (4.20) получим:

е=y_max/D_ср= 0,9*10^-3/1,58= 0,57*10^-3,

Условие жесткости выполняется: е?[е], (0,57*10^-3<5*10^-3).[9]

5.1.7 Расчет бандажа барабанной печи

Для бандажа барабанной печи принимаем: число башмаков n_б=8, диаметр опорного ролика d_р=400 мм, угол между опорными роликами 2ш=60⁰, материал бандажа и роликов - сталь 45Л (модуль упругости бандажа и опорного ролика E₁=E₂=2*10⁵ МПа, допускаемое напряжение на изгиб [у]_из=50 МПа, допускаемое контактное напряжение [у]_к=500 МПа).

5.1.8 Определение реакций опорных роликов

Реакции опорных роликов определяются из уравнения равновесия сил

R_оп=-2Т*cos ш,(4.21)

Где R_оп - max (R_A, R_B) - реакция опоры, Н;

Т - реакция опорного ролика, Н;

2ш - угол между роликами.

cos ш=cos(р-в),

следовательно

Т=, Т= 17603/2 cos 150^o=8380,6 Н.

5.1.9 Определение геометрических размеров бандажа из условия его работы на изгиб и контактную прочность

Угол между башмаками

j₁=2р/n_у=2*180⁰/8=45⁰.

Число башмаков в одном квадранте

n=(n_у-2)/4=(8-2)/4=1,5.

Принимаем n_у=2.

Сила, действующая на самый нижний башмак, определяется по формуле:

Q₀=4*R_оп/n_у= 4*17603/8=8801 ?8,8 кН.

Силы, действующие на башмаки, по формулам:

Q₁=Q₀*cos j₁= 8,8*cos 45=3,29? 6,16кН,

Q₂=Q₀*cos (2j₁)= 4,66*cos 90 =0.

Расчетные углы для определения пар сил:

Q₀: Q₀: = 180⁰; sin180⁰=0; cos180⁰=-1;

Q₁: Q₀: = 135⁰; sin135⁰= 0,7; cos180⁰=-0,7;

Q₂: Q₀: = 90⁰; sin90⁰=1; cos90⁰=0;

в=150⁰; tg150⁰=-0,57; cos150⁰=-0,866;

Средний диаметр бандажа

D_ср = (1,14 - 1,22)* D_Н =1,2*1=1,2м,

следовательно,

R_ср= D_ср/2=1,2/2=0,6 м,

Изгибающий момент в местах приложения сил определяется по формулам:

M₀₀=-=8,8*0,6/2*3,14[1+1/cos150-(3,14-

2,61) *tg150]= -0,155 кН*м,

M₀₁=

6,16*0,6/2*3,14[1-cos135/cos150-(3,14-2,355)sin135+(3,14-2,61)cos135

*tg150]= 0,226+ кН*м,

Суммарный изгибающий момент в ключевом сечении

М₀=М₀₀+М₀₁= -0,155+0,226=0,071 кН*м.

Нормальное усилие определяется по формуле:

N₀=N₀₀+N₀₁,

N₀₀= - (Q₀/2р)[(р - в)*tgв]= - (8,8/2 *3,14)[(3,14 - 2,61)*tg150]=0,4кН,

N₀₁= -(Q₁/р)[(р-и₁)*sin и₁-(р - в)*cos и₁*tgв]= -(6,16/3,14)[(3,14-

2,355)*sin135-

(3,14 - 2,61)*cos 135*tg150]= -0,72 кН,

N₀=0,4- 0,72 =-0,32 кН.

Ширина бандажа при D_Н.Б.> D_Cp.Б. (D_Н.Б. =1,3 м) определяется по формуле:

Где D_Н.Б. - наружный диаметр бандажа, м.

м.

Принимаем конструктивно b=0,05 м.

Высота сечения бандажа определяется из условия прочности:

у_Н=M_max/W=?[у]_H,

где W - момент сопротивления сечения бандажа, м³.

W=(b*h²)/6,

Где h - высота сечения бандажа, м.

Ширина опорного ролика определяется по формуле:

b_p= b+б*?t*l₂ + (0,03+0,04),

где б-коэффициент линейного расширения материала барабана, С^-1;

б=1,86*10^-7 С^-1;

?t - разность между температурами барабана при монтаже и в рабочем состоянии,

⁰С; •?t=480 ⁰С;

l₂ - расстояние между бандажами (опорами), м.

b_p= 0,05+1,86*10^-7*480•5 +0,04=0,11м.

Внутренний диаметр бандажа надетого на башмаки

D_В.Б.=D_Ср.Б. - h=1,3-0,06=1,24 м.

Диаметр внешней опорной поверхности башмаков

D_ОП=D_В.Б.- б*?t*D_Ср.Б.-0,02=1,24-1,86*10^-7*480*1-0,2=1м.

5.1.10 Определение размеров упорных роликов

Нагрузка на упорный ролик определяется по формуле:

A=G*sinб,

где G - сила тяжести барабана, Н;

б - угол наклона барабана к горизонтали, град.

Сила T₂, нормальная к боковой поверхности ролика определяется по формуле:

T₂=

где г - угол при вершине конуса; принимаем г =17⁰.

T₂=19532,2*9,81*sin2/cos(17*2)=8066

где d_уp - средний диаметр упорного ролика, м.

Окончательно принимаем d_уp=0,18 м.

Ширина упорного ролика определяется по формуле:

b_ур= (4.25)

где E₃=2*10⁵ МПа - модуль упругости материала упорного ролика;

m₃ = 204 кг - масса звездочки и ее крепления;

m_Б = 127 кг - масса бандажа.



b_ур=0.59(2*10⁵*2*10⁵(19532,2+204+2*1,27)10⁶*9,81sin2/(2*10⁵+2*10⁵)500²*

0,5*1,3*sin(17*2))

Принимаем b_ур= 0,043м.

5.1.11 Определение диаметра упорного регулировочного винта

В процессе регулировки на каждый из двух упорных винтов приходится усилие p¹, Н, которое определяют как полусумму горизонтальной составляющей реакции в опоре и силы трения в основании опоры

p¹=-0,5*(Тsinш+f*Tcosш),

где f - коэффициент трения между рамой и плитами; для стали f=0,2.

После подстановки значения реакции опоры из формулы получается

p¹=0,25*R_оп*(tg ш+f).

При ш=30⁰ для стали

p¹=0,2*R_оп=0,2*18,85=4 кН.

Минимальный диаметр регулировочного винта из условия прочности

d_р.в.==

где [у]=500 МПа - допускаемое напряжение растяжения для материала винта.

Принимаем конструктивно d_р.в.=10 мм [9].

В результате проведенных расчетов была спроектирована барабанная вращающаяся печь для сульфатизации фторида натрия

Основные характеристики печи приведены в таблице 5.7.

Таблица 5.7

Основные характеристики печи

Длина барабана, м	7,5
Диаметр барабана, м	1
Толщина стенки барабана, м	0,01
Наружный диаметр бандажа, м	1,3
Внутренний диаметр бандажа, м	1,24
Высота сечения бандажа, м	0,06
Ширина бандажа, м	0,05
Диаметр опорного ролика, м	0,3
Ширина опорного ролика, м	0,09
Диаметр упорного ролика, м	0,018
Ширина упорного ролика, м	0,03

Исходя из полученных значений основных характеристик печи можно сделать вывод, что данные печи являются аппаратами непрерывного действия и предназначены для термической и термохимической обработки сыпучих материалов в химической, лесохимической, рудной и других отраслях промышленности.

5.1.12 Основные составные части вращающейся установки с барабаном:

Барабан, поворотная рама с приводом вращения барабана, основание установки, устройство загрузки со шнековым питателем, устройство разгрузки, домкрат, уплотнитель, площадка обслуживания, шкаф управления.

Приводная станция состоит из электродвигателя, редуктора, подвенцовой шестерни. Зубчатый венец, связанный с приводной станцией через шестерню, служит для приведения во вращение барабана аппарата.

Устройство загрузки со шнековым питателем присоединяется к загрузочной стороне барабана и служит для подачи материала.

Разгрузочное устройство выполнено с вибратором и присоединяется к барабану со стороны выхода готового продукта.

Камеры разгрузки служат для выгрузки обрабатываемого материала, а также для отвода технологического отработанного газа.

Выводы:

В результате расчетов определены геометрические размеры барабанной вращающейся установки, расчет барабана на прочность и жесткость, а так же мощность, затрачиваемая на вращение барабана и число оборотов барабана.

5.2 Расчет форконденсатора

5.2.1 Введение

Тепловые балансы. При расчете тепловых балансов необходимо знать удельные величины теплоемкости, энтальпии (теплосодержание), теплоты фазовых или химических превращений.

Удельная теплоемкость - это количество тепла, необходимого для нагревания (или охлаждения) 1 кг вещества на 1 градус (дж/кг град). Теплоемкость характеризует способность тела аккумулировать тепло. Так как теплоемкость зависит от температуры, то различают истинную теплоемкость при данной температуре с и среднюю теплоемкость в некотором интервале температур

где Q - количество тепла, сообщаемого единице количества вещества при изменении температуры от . В практике тепловых расчетов, как правило, приходится пользоваться средними теплоемкостями.

Удельная энтальпия i (если все расчеты вести от 0 С) определяется количеством тепла, которое необходимо для нагревания 1 кг вещества от 0 С до данной температуры, энтальпия i измеряется в Дж/кг, в технической системе ккал/кг.

Удельная теплота фазовых или химических превращений r - это количество тепла, которое выделяется (или поглащается) при изменении агрегатного состояния или химическом превращении единицы массы вещества. Она измеряется Дж/кг, а в технической системе ккал/кг.

«Внутренний» метод составления теплового баланса (с использование величин теплоемкостей). В непрерывно действующем теплообменнике

Если процесс теплообмена происходит, в первой среде, фазовые или химические превращения (испарения жидкости, конденсация пара, плавление, химические реакции, и т.п.), то уравнение теплового баланса имеет следующий вид:

«Внешний» метод составления теплового баланса (с использованием величин удельных энтальпий). Тепловой баланс составляется исходя из того, что количество тепла Q1, поступающего в аппарат за 1 час с входящими средами, равно количеству тепла, уходящего со средами из аппарата за то же время,

где - энтальпии веществ, соответственно входящих в аппарат и выходящих из него.

В отличие от внутреннего метода составления теплового баланса, где рассматривается перераспределение тепла между теплообменивающимися средами в самом аппарате, в данном методе тепловой баланс составляется как бы по внешним показателям: до аппарата и после аппарат.

Из уравнения (2.5) можно определить количество тепла Q, переданного от одной среды к другой, как разность энтальпий

При наличии фазовых или химических превращений в теплообменнике количество тепла, переданного от одной среды к другой,

где - энтальпия продуктов превращения при температуре выхода из аппарата .

Кинетика теплопередачи. Различают три вида (механизма) теплопередачи: теплопроводность, конвекция и излучение.

Передача тепла теплопроводностью. Под теплопроводностью понимают переход тепловой энергии в среде без массовых ее движений относительно направления теплоперехода. Здесь тепло передается как энергия упругих колебаний атомов и молекул около их среднего положения. Эта энергия переходит к соседним атомам и молекулам в направлении ее уменьшения, т.е. уменьшения температуры

Коэффициент теплопроводности. Он определяет скорость передачи тепла, т.е. количество тепла, проходящего в единицу времени через единицу поверхности тела при длине его в направлении теплопередачи, равной единице и разности температур 1 град. Наибольшее значение имеют металлы - от нескольких десятков до нескольких сотен вт/(м град). Значительно меньшие коэффициенты теплопроводности имеют твердые тела - не металлы. Теплопроводность жидкостей меньше теплопроводности большинства твердых тел. Для них колеблется в пределах десятых долей вт/(м град). Коэффициенты теплопроводности еще меньше.

Безразмерные комплексы имею наименования:

- критерий Нуссельта, включающий в себя искомую величину коэффициента теплоотдачи (Нуссельт впервые применил теорию подобия для решения вопросов теплообмена);

- критерий Рейнольдса, определяющий гидравлическую характеристику потока:

- критерий Прандтля, характеризующий физические свойства среды.

Определение А, а и е производится на основе экспериментальных исследований.

Средняя разность температур. В основу расчетов требуемой поверхности теплообмена F для передачи заданного тепловым балансом количества тепла в единицу времени Q положено уравнение (2.19). В подавляющем большинстве случаев температуры сред в процессе теплопередачи будут изменяться в результате происходящего теплообмена, а следовательно, будет изменяться и разность температур вдоль поверхности теплообмена. Поэтому рассчитывают среднюю разность температур по длине аппарата , но так как это изменение не линейно то рассчитываю логарифмическую разность температур.



; (2.21)

Это доказано математическими выкладками. При противотоке всегда требуется меньшая теплопередающая поверхность, чем при прямотоке, для передачи равного количества тепла в одинаковых условиях начальных и конечных температур сред.

В случае смешивания тока в одном ходу теплообменника среды движется противотоком, а в другом прямотоком. В этих случаях среднюю разность температур определяют из соотношения

(2.22)

где - средняя логарифмическая разность температур при противотоке; - поправочный коэффициент, который всегда меньше единицы.

Кожухотрубные теплообменники. Кожухотрубный теплообменник является наиболее распространенным аппаратом в следствии компактного размещения большой теплопередающей поверхности в единице объема аппарата. Поверхность теплообмена в нем образуется пучком параллельно расположенных трубок концы которых закреплены в двух трубных досках (решетках). Трубки заключены в цилиндрический кожух, приваренный к трубным доскам или соединенный с ними фланцами. К трубным решеткам крепятся на болтах распределительные головки (днища), что позволяет легко снять их и произвести чистку трубок или в случае необходимости заменить новыми. Для подачи и отвода теплообменивающихся сред в аппарате имеются штуцера. В целях предупреждения смешения сред трубки закрепляются в решетах чаще всего развальцовкой, сваркой или реже для предупреждения термических напряжений с помощью сальников.

Преимущества проведения процессов теплообмена по принципу противотока, что обычно и выполняется в кожухотрубных теплообменных аппаратах. При этом охлаждаемую среду можно направить сверху вниз, а нагреваемую на встречу ей, или наоборот. Выбор, какую среду направить в межтрубное пространство и какую внутрь трубок, решается сопоставлением ряда условий:

- среду с наименьшим значением следует направлять в трубки для увеличения скорости ее движения, а следовательно, и для увеличения ее коэффициента теплоотдачи;

- внутреннюю поверхность трубок легче чистить от загрязнений, поэтому теплоноситель, который может загрязнять теплопередающую поверхность, следует направлять в трубки;

- среду под высоким давлением целесообразно направлять в трубки, опасность разрыва которых меньше по сравнению с кожухом;

- среду с очень высокой или наоборот с низкой температурой лучше подавать в трубки для уменьшения потерь тепла в окружающую среду.

Работу кожухотрубных теплообменников можно интенсифицировать, применяя трубы малого диаметра. Необходимо иметь в виду, что при уменьшении диаметра труб увеличивается гидравлическое сопротивление теплообменника.

Наиболее простой путь обеспечения высоких скоростей состоит в устройстве многоходовых теплообменников. Число ходов в трубном пространстве может доходить до 8-12. При этом часто не удается сохранить принцип противотока. Наличие смешанного тока буден несколько снижать движущую силу процесса теплопередачи, что соответственно снизит эффективность работы. С помощью перегородок увеличивается скорость движения той среды, у которой меньше значение коэффициента теплоотдачи. Следует иметь в виду, что в длинных, особенно в многоходовых, теплообменниках уменьшается смешение поступающей среды со всем ее количеством, находящемся в аппарате, и этим предупреждается возможное дополнительное уменьшение средней разности температур.

В кожухотрубных теплообменниках при большой разности температур между средами возникают значительные термические напряжения, особенно в момент пуска или остановки аппарата, вызванные различным удлинением трубок и кожуха под воздействием различных температур. Во избежание возникновения таких напряжений используются следующие меры:

Установка в корпусе аппарата линзового компрессора.

Установка в теплообменнике только одной трубной решетки, в которой закреплены трубки U - образной формы.

Устройство теплообменников с «плавающей головкой».

Закрепление трубок в одной из трубных решеток с помощью сальников.

Сальниковое соединение трубной решетки с кожухом.

Теплообменники типа «труба в трубе». Теплообменники этого типа смонтированы из труб, каждая из которых окружена трубой несколько большего диаметра. Одна среда течет по внутренней трубе, другая - по кольцевому каналу. Внутренние трубы соединены последовательно «калачами», а наружные - патрубками. При необходимости получить большую поверхность теплопередачи возможно не только последовательное, но и параллельное и комбинированное соединение таких секций с помощью коллекторов. В теплообменнике типа «труба в трубе» соответствующим подбором диаметров труб для обеих теплообменивающих сред можно назначить любую скорость, а следовательно получить соответственно высокие значения величин . Недостатком таких теплообменников является большой расход металла на единицу тепло передающей поверхности вследствие затрат на бесполезные для теплообмена внешние трубы, что приводит к значительному увеличению стоимости аппарата. Этот недостаток становится менее ощутимым, если внешние трубы изготовлены из обычной углеродистой стали, а внутренние - из дорогостоящего материала в условиях агрессивных сред. Теплообменники типа «труба в трубе» особенно широко применяются тогда, когда среды подаются под высоким давлением (десятков и сотен атмосфер) [1].

5.2.2 Материальный и тепловой расчет

Таблица 5.8

Расход газов поступающих в аппарат

	Расход,кг/ч	%	С0р, ДЖ/моль*к
HF	96,78	87.3	29,14
SiF4	3,97	3,6	27
H2O	1.75	1,57	75,34
H2SO4	1.25	1.13	138,9
воздух	7,1	6,41	29,1
итого	110,85	100

Температура газа на входе равна 55?C = 328?К.

Температура газа на выходе равна 25?C = 298?К.

Температура воды на входе равна 21?C = 294?К.

Температура воды на выходе равна 23?C = 296?К.

5.2.3 Определение движущей силы процесса теплопередачи

Размещено на http://www.allbest.ru/

Рис 5. Температурная диаграмма

Так как отношение Дt_б/Дt_м = 32/4 = 8,0 >2, то

5.2.4 Определение средних температур теплоносителей

T_rcp =t_cp + t_x.c.p.

T_xcp = t_г.cp - t_ср.

t_г =t_г.н - t_гк = 55-25 = 30

t_x = t_x.k - t_x.н = 23-21= 2

t_xcp =

.

5.2.5 Тепловой расчет

Уравнение теплового баланса:

Посчитаем количество тепла, которое необходимо отводить по уравнению:



Рассчитаем энтальпию газа:

Энтальпия смеси газов рассчитывается по уравнению:

где это энтальпии индивидуальных веществ;

массовые доли компонентов в смеси.

Также рассчитываем для начальной температуры, T= 328K.

.

Найдем расход холодной воды по уравнению:

По тепловому балансу правая часть уравнения равна левой, следует, что Q = 4918,2 и можно выразить :

Приход тепла:

1. С горячим теплоносителем:

2. С холодным теплоносителем:

*

Расход тепла:

1. С горячим теплоносителем:

2. С холодным теплоносителем:

Таблица 5.9

Тепловой баланс

Статья прихода, кДж/ч	Статья расхода, кДж/ч
1. С горячим теплоносителем. Q1=52287,62	1. С горячим теплоносителем. Q3 = 47369,46
2. С холодным теплоносителем. Q2 =701267,7	2. С холодным теплоносителем. Q4 = 706038,26 Тепловые потери. Qпот.=147,6
Итого: 753555,3	Итого: 753555,3



5.2.3 Конструктивный расчет

Форконденсатор выбираем типа «труба в трубе». Расчет его сводится копрделению необходимой поверхности теплообмена и его геометрических размеров.

Выбираем размеры труб форконденсатора:

· внутренняя труба 38х3,5

· наружная труба 57х4.

Площадь поперечного сечения внутренней трубы равняется:

Площадь поперечного сечения межтрубного пространства:

Эквивалентный диаметр межтрубного пространства:

где п - полный периметр поперечного сечения потока, м.

Скорость движения воды в межтрубном пространстве:

.

Для расчетов критериев подобия, входящих в уравнение конвективной теплоотдачи выбираем параметры физических свойств воды при температуре 20:

· плотность с, . 998;

· теплоемкость с, 4,19;

· теплопроводность л, 0,599;

· динамическая вязкость м, Па*с 10^-3.

Для охлаждающей воды протекающей в межтрубном пространстве теплообменника рассчитываем величины критериев.

При 2300<Re<10000 для нахождения критерия Нуссельта используем формулу:

Так как , то

Коэффициент теплоотдачи от стенки к охлажденной воде равен:

Вт/м²*к.

Рассчитываем величину коэффициента теплоотдачи от охлажденного газа к стенке внутренней трубы:

Из материального расчета через форконденсатор проходит реакционный газ в количестве 110,85 кг/ч, в том числе фтористого водорода 96,78 кг/ч, четырехфтористого кремния 2,97 кг/ч паров воды 1,75 кг/ч, серной кислоты 1,25 кг/ч, воздуха 7,1 кг/ч.

Объемный расход газа при нормальных условиях составляет:

м³/с.

(С учетом фактора ассоциации фтористого водорода 3,1 при средней температуре газа ) или равна 0,012 м/с.

Линейная скорость газа в трубе:

Плотность газа равна:

.

Параметры других физических величин, входящих в критерии подобия принимаем как для фтористого водорода при температуре 40?C.

Теплоемкость

С_г=29,1 кДж/моль*к = 1455Дж/кг*к;

Теплопроводность

л_г = 278*10^-4 Дж/м*с*к;



Вязкость газа

м_г = 1014*10^-5 Па*с.

Рассчитаем величины критериев Рейнольдса и Прандля для газов потока:

.

При значении критерия Рейнольдса >10000 критерий Нусельта рассчитываем по уравнению:

Значение коэффициента е₁ выбираем из таблицы в зависимости от отношения длины трубы к ее диаметру.

Для данного случая

и е₁=1.

Коэффициент теплоотдачи от газа к стенке.



Рассчитываем величину коэффициента теплоотдачи от газа к охлаждающей воде с учетом термического сопротивления стенки:

Необходимую величину поверхности теплообмена рассчитываем по формуле:

Для этого предварительно рассчитываем среднюю разность температур в форконденсаторе.

Наибольшая разность температур.

Из материального расчета при охлаждении газа до температуры 25?C требуется отводить тепла 4770,67 кДж/ч или 1325 Дж/сек.

Поверхность теплообмена равна:



Необходимая длина труб диаметром 0,038 мм.

При такой длине труб выбираем двухходовый фторконденсатор длиной каждый секции 3 м [9].

5.3 Расчет абсорбционной колонны

5.3.1 Введение

Абсорбцией называют процесс поглощения газа или пара жидким поглотителем (абсорбентом). Поглощение газа может происходить либо за счет его растворения в абсорбенте, либо в результате его химического взаимодействия с абсорбентом. В первом случае процесс называют физической абсорбцией, а во втором случае - хемосорбцией. Возможно также сочетание обоих механизмов процесса.

В промышленности абсорбция широко применяется для выделения из газовых смесей ценных компонентов, для очистки технологических и горючих газов от вредных примесей, для санитарной очистки газов и т.д.

При переходе из газовой фазы в жидкую, энергия молекул распределяемого компонента уменьшается. Поэтому процесс абсорбции сопровождается выделением тепла и повышением температуры системы. Кроме того, объем системы в процессе абсорбции уменьшается за счет уменьшения объема газовой фазы. Следовательно, согласно принципу Ле-Шателье, растворимость газа в жидкости увеличивается при повышении давления и уменьшении температуры процесса. Статика процесса абсорбции описывается уравнением Генри, а кинетика - основными уравнениями массопередачи.

При абсорбции процесс массопередачи протекает на поверхности соприкосновения фаз. Поэтому в аппаратах для поглощения газов жидкостями (абсорберах) должна быть создана развитая поверхность соприкосновения между газом и жидкостью. По способу образования этой поверхности абсорбционные аппараты можно разделить на поверхностные, барботажные и распыливающие.

В абсорберах поверхностного типа поверхностью соприкосновения фаз является зеркало жидкости или поверхность стекающей пленки.

Насадочные колонны представляют собой колонны, загруженные насадкой - твердыми телами различной формы; при наличии насадки увеличивается поверхности соприкосновения газа и жидкости.

Эффективность работы насадочного абсорбера во многом зависит не только от гидродинамического режима, но и от типа выбранной насадки. Разнообразие применяемых насадок объясняется множеством предъявляемых к ним требований: большая удельная поверхность и свободный объем, малое гидравлическое сопротивление газовому потоку, равномерное распределение абсорбента, хорошая смачиваемость, коррозионная стойкость, малая насыпная плотность и низкая стоимость.

В барботажных абсорберах поверхность соприкосновения фаз развивается потоками газа, распределяющегося в жидкости в виде пузырьков и струек. Такое движение газа, называемое барботажем, осуществляется в тарельчатых колоннах с колпачкаовыми, ситчатыми или провальными тарелками. Особенностью тарельчатых колонн является ступенчатый характер проводимого в них процесса (в отличие от непрерывного процесса в наса-дочных колоннах) газ и жидкость последовательно соприкасаются на отдельных ступенях (тарелках) аппарата

В распыливающих абсорберах поверхность соприкосновения создается путем распыления жидкости в массе газа на мелкие капли. Такие абсорберы изготовляются обычно в виде колонн, в которых распыление жидкости производится сверху, а газ движется снизу вверх [12].

барабанный установка фтористый алюминий



5.3.2 Данные для расчета

Назначение колонны - улавливание фтористого водорода из газов, отходящих со стадии конденсации технического фтористого водорода.

Таблица 6.1

Общее количество на входе в аппарат

вещество	Расход, кг/ч	%
HF	7,82	47,39
SiF4	3,9	23,6
воздух	4,78	28,9
итого	16,5	100

5.3.3 Материальный расчет абсорбционной колонны

Насыщенность серной кислоты фтороводородом равна 87%.

Поэтому количество поглощенного фтороводорода равна:

7,82*0,87=6,8 кг/ч.

7,82-6,8=1,01 кг/ч.

Расход газа на выходе будет равен:

SiF₄ и воздуха не поглощается серной кислотой, поэтому их расход будет такой же, как приход.

Расход фтооводорода равен общему количеству прихода HF без поглощенного фтороводорода:

7,82-6,8=1,01 кг/ч.

Состав серной кислоты: H2SO4 - 93%; H₂O - 7%.

Количество серной кислоты 10,45 кг/ч;

Количество H₂O 0,78 кг/ч.

Расход насыщенного абсорбента:

10,45+0,78+6,81=18 кг/ч.

Таблица 6.2

Материальный баланс

Приход, кг/ч	%	Расход, кг/ч	%
HF 7,82	28,23	HF 1,01	3,64
SiF4 3,9	14	SiF4 3,9	14
Воздух 4,78	17,25	Воздух 4,78	17,2
H2SO4 10,45	37,7	H2SO4(нас.HF) 17,29	62,4
H2O 0,78	2,81	H2O 0,78	2,81
Итого: 27,7	100	Итого: 27,7	100

5.3.4 Определение движущей силы и конструктивный расчет абсорбера

С тем, чтобы рассчитать абсорбционную колонну необходимо рассчитать диаграмму равновесного состояния абсорбции в реальных температурах и по ней определить число единиц переноса.

Орошаемая серная кислота поступает в абсорбционную колонну из рассольного холодильника при температуре близкой к 0?C. Принимаем, что при смешении кислоты и газа в колонне температура выравнивается на уровне, близком к -5?C.

При этом температуре упругость насыщенного пара фтористого водорода над насыщенным абсорбентом равна произведению упругости пара чистого фтористого водорода и мольной доли в жидкости. То есть.

Парциальное давление фтористого водорода в газе на входе в колонну составляет:



Следовательно, движущая сила абсорбции на входе в колонну равна:

Рассчитаем парциальное давление фтороводорода в газе на выходе из колонны.

Масса газа на выходе 9,7 кг/ч в том числе фтороводорода 1,01 кг/ч. В пересчете на объем при нормальных условиях, с учетом фактора ассоциации фтористого водорода 3,83 объем газа на выходе составляет:

или 0,0013388 м^3/с в том числе 0,29 м^3/ч фтористого водорода.

Мольная доля фтористого водорода в газе на выходе из колонны равна 0,060 или 6% объемных и его парциальное давление равно.

Отсюда следует, что движущая сила абсорбции на выходе газа из колонны относительно купоросного масла, не содержащего фтористого водорода равна

Средняя движущая сила абсорбции по всей колонне будет равна:

Число единиц переноса рассчитываем по уравнению:

5.3.5 Конструктивный расчет абсорбера

Диаметр абсорбционной колонны рассчитываем из среднего расхода газа с учетом скорости движения его в колонне. Как указывалось выше расход газа на входе в колонну составляет 0,0019 м³/с, а на выходе 0,0013м³/с. Средний расход газа равен

Скорость движение газа в колонне выбираем из следующих соображений. Пределом устойчивой работы насадочных абсорбционных колонн является скорость газа, соответствующая точке захлебывания W_з, которая определяется следующим образом.

Для дальнейшего расчета возьмем физические величины:

б - удельная поверхность насадки, м²/м³;

q - ускорение свободного падения, м/сек²;

F_св - свободное сечение насадки, м²/м²;

м_ж - вязкость купоросного масла: 3*10^-3, Па*с;

L' и G' - расходы жидкости и газа, кг/сек;

A=0,079 - для систем жидкость-газ;

с_ж - плотность купоросного масла, 1,77 г/см³.

Плотность газа равна 2,4 кг/м³= .

Найдем , далее по графику определяем k₁=0,34

По таблице значение комплекса с насадкой из колец Рашига.

Вследствие чего .

Найденные значения подставляем в уравнение.

Расчет по данному уравнению показал, что для нашей системы щ_з=0,55 м/сек. Чтобы уйти от режимов захлебывания и подвисания жидкости и обеспечить работу колонны в пленочном режиме, при котором наименьшее гидровлическое сопротивление колонны, принимаем фиктивную скорость газа равной 0,24 м/с.

Тогда поперечное сечение колонны составит:, а диаметр равен:

Таким образом, диаметр абсорбционной колонны принимаем равный 0,1 м.

Рабочую высоту аппарата (высоту слоя насадки) рассчитываем по уравнению: H=n*h.

H- рабочая высота аппарата, м;

n -число единиц переноса;

h - высота единицы переноса (ВЕП), м.

h₁ - ВЕП для газовой фазы;

h₂- ВЕП для жидкой фазы;

k - Тангенс угла наклона равновесной линии в координатах y=f(x)

Для нашего случая

- отношение между массами жидкой и газовой фазами.

При плотности орошения насадки 7м³/м²*час = 0,0019 7м³/м²*сек;

Рассчитываем ВЕП для газовой фазы по уравнению:

где, е - свободный объем насадки;

ш - коэффициент смачиваемости насадки;

f - удельная поверхность насадки;

Re_г - критерий Рейнольдса для газа;

Pr -критерий Прандтля для газа.

Для насадки из колец Рашига е = 0,785; ш=1; f = 90 м²/м³;б = 8,13

;

Где щ_г - массовая скорость газа отнесенная к полному сечению аппарата, кг/м²*сек;

м - динамическая вязкость газа, Па*с;

;

Где D -коэффициент диффузии, м²/сек.

Величину коэффициента диффузии газа рассчитываем по уравнению:

,

Где V_A и V_B - молекулярные объемы газов;

M_A иM_B - молекулярные массы газов;

Т - абсолютная температура, к;

Р - абсолютное давление;

Т = -5+273=268 к Р= 1 атм.

м²/сек.

где 3,83 коэффициент ассоциации HF при -5?C.

Рассчитываем ВЕП для жидкой фазы.

,

где Re_ж и Pr_ж - критерий Re иPr для жидкости;

д - приведенная толщина пленки, которая рассчитывается по уравнению:

, где

м - вязкость жидкости, для серной кислоты

,

где щ_ж - массовая скорость жидкости отнесенная к полному сечению аппарата.

При плотности орошения насадки

7м³/м²*ч=0,0019 7м³/м²*сек.

щ_{ж = 0,0019*1500=2,9 кг/м}²*с.

При температуре -5?C величина критерия Прандтля равна: Pr_ж = 190

Отсюда ВЕП для жидкой фазы:

Общая высота единицы переноса равна:

общая высота слоя насадки в виде колец Рашига 50х50х5 мм в абсорбционной колонне:

H=n*h=2,5*0,45=1,13

Примем высоту равной 1,5 м.

Итак, основные размеры колонны:

Внешний диаметр 0,100 м;

Высота насадки 1,5 м.

Рассчитываем число оборотов абсорбционной кислоты через колонну для обеспечения плотности орошения насадки равной 7м³/м²*ч. На абсорбцию в колонну подается 11,23 кг/ч купоросного масла, а отводится 18 кг насыщенного абсорбента.

Средний расход поглощающей кислоты равен

При плотности орошения 7м³/м²*ч количество поглощающей кислоты должно составлять 7м³/м²*ч*0,006 м³*1500кгм^{3=63 кг/ч.}

Следовательно, абсорбционная кислота в течении одного часа должна сделать через колонну 63/14,6=4,3 оборота.



6. Схема контроля и автоматизации процесса