Гранулированные САФУ поступают в аппарат для охлаждения гранул в кипящем слое Х-33, охлаждается до температуры не более 50 С. Нестандартная фракция поступает на растворение в бак позиции Е-31. Охлаждённые гранулы конвейерами подаются на узел рассева и далее в отделение упаковки и на склад.

Для предотвращения слеживаемости и пылеобразования САФУ при хранении и транспортировке гранулы удобрения обрабатывают антислеживающей добавкой (поверхностно-активным веществом) на пересыпке с конвейера позиции ПТ-61.

4.6 Очистка отработанного воздуха, выбрасываемого в атмосферу

Загрязнённый примесями NP-смеси и аммиака воздух из грануляционной башни и промывателя паровоздушной смеси Х-98, а также соковый пар из аппаратов ИТН и скруббера Х-86 поступают на очистку в промывной скруббер Х-29.

Очищенный воздух с содержанием аммиачной селитры не более 0,1г/м³ и аммиака не более 0,05г/м³ выбрасывается в атмосферу.

Промывной раствор, пройдя тарелки скруббера, возвращается в бак Е-20, откуда насосом вновь подаётся в скруббер. NP-растворы с пониженной массовой долей аммиачной селитры, которые образуются при налаживании технологического режима в период пуска аппаратов ИТН, при дренировании аппаратов и трубопроводов агрегата, при растворении некондиционного удобрения, собираются в хранилище позиции Е-8 (Е-34). Отсюда они подаются на переработку аппараты ИТН или, при низкой концентрации NP-раствора, - на установку упаривания слабых растворов. Хранилища позиции Е-8, Е-34 для сбора слабых возвратных NP-растворы используются: одно - в качестве рабочей, другое - в качестве резервной емкости. Это обеспечивает возможность проведения чистки хранилищ от накапливающегося шлама без остановки производства.

4.7 Упаковка и хранение готового продукта

САФУ после охлаждения в аппарате кипящего слоя Х-33 подаётся на конвейер ПТ-51. Затем элеватором ПТ-59/2 продукт подаётся на конвейер ПТ-61. Откуда САФУ может подаваться через двухпозиционный шибер с пневмоприводом Х-53 на конвейер ПТ-82 для отгрузки в железнодорожные вагоны насыпью или через ручной шибер Х-54 на конвейер ПТ-71 для упаковки и отгрузки в мешках. Температура САФУ в бункерах регистрируется, предусмотрена сигнализация максимального и минимального уровней в бункерах. Сигнализация положения переключающих устройств, а также управление ими выведены на щит КИПиА в ДПУ. Возможные просыпи при упаковке САФУ в мешки убираются в бункеры Е-54, из которых ленточным конвейерам ПТ-79 направляются в элеватор ПТ-81 и далее через переключающее устройство на упаковку.

5. Физико-химические основы технологии

Для выбора оптимальных условий получения САФУ с различным соотношением питательных веществ необходимы данные о температурах кристаллизации (плавления) системы NH₄NO₃ - NH₄H₂PO₄ при изменении соотношения компонентов в широком интервале. Теоретически значения температур плавления и кристаллизации для одного и того же чистого вещества должны совпадать, но практика показывает, что полученные результаты могут не совпадать. Во-первых, аммиачная селитра в широком температурном интервале - от -30⁰С до 170⁰С претерпевает ряд полиморфных превращений. Во-вторых, моноаммоний фосфат характеризуется способностью при понижении температуры образовывать переохлажденные расплавы [1].

Кроме определения физических констант САФУ (температур кристаллизации и плавления) в ходе проведения исследований был изучен метод термического анализа о химической природе исследуемого продукта. В выполняемых исследованиях по термографической оценке природы САФУ изучаемый продукт был условно представлен в виде упрощенной модельной схемы, и его состав был рассмотрен по типу сплавляемой бинарной системы состоящей из аммиачной селитры и моноаммоний фосфата.

Таблица 5.1 Результаты ДТА для смесей NH₄NO₃-NH₄H₂PO₄

NH4NO3/NH4H2PO4, % масс.
Соотношение NH4NO3/ NH4H2PO4	10/0	95/5	85/15	80/20	60/40	50/50	30/70	10/90	100
Температура кристаллизации и системы	169	159	155	149	166	172,5	180	189	198
Содержание PO2 в системе	0	3,1	9,3	12,4	24,7	30,9	43,2	55,6

Причиной значительного расхождения данных по температурам плавления в системе NH₄NO₃-NH₄H₂PO₄ в области кристаллизации моноаммоний фосфата могут служить такие процессы, протекающие с ним при высоких температурах. При длительном нагревании моноаммоний фосфата в процессе проведения опыта происходит отщепление воды с образованием полифосфата аммония, характеризующегося определенными физико-химическими свойствами. Выступая как индивидуальное химическое соединение, он, в свою очередь, меняет физико-химические свойства системы NH₄NO₃-NH₄H₂PO₄. Выделение воды при нагревании подтверждается интенсивным вскипанием системы в области повышенных температур, правее эвтектической точки. Следовательно, метод определения температур плавления и полиморфных превращений должен быть экспрессным, характеризоваться высокой прочность и чувствительностью. Поэтому для решения данной задачи как наиболее адекватным признан метод ДТА [12].

Полиморфные превращения аммиачной селитры и минеральных удобрений на ее основе оказывают большое влияние на такие потребительские свойства, как слеживаемость, гигроскопичность, смешиваемость. Изучение двойной системы NH₄NO₃-NH₄H₂PO₄ методом (ДТА), а также сравнительный анализ кривых ДТА чистой аммиачной селитры и выпускаемой в последние годы аммиачной селитры с магнезиальной добавкой, имеет не только теоретическое, но и практическое значение.

Выделяют четыре типичных эндоэффекта, которые характеризуют:

- IV (ромбическая) - III (ромбическая);

- III (ромбическая) - II (тетрагональная);

- II (тетрагональная) - I (кубическая);

- I (кубическая) - расплав.

Сравнительное определение температуры модификационных переходов в циклах нагрева и охлаждения проводились для следующих типов соединений, выступающих в производственной практике: нитрата аммония «ч», технической аммиачной селитры с магнезиальной добавкой и лабораторных образцов САФУ с содержанием P₂O₅ 0,41 и 5,7% P₂O₅.

Присутствие магнезиальной добавки на 6 ⁰С снижало температуру плавления аммиачной селитры (169⁰С и 136⁰С) и на 3⁰С - температуру начала кристаллизации (167⁰С и 164⁰С). Фосфатная добавка в количестве 0,6% P₂O₅ увеличивает температуру начала перехода IV > III на 11-12 ⁰С (42-43⁰С и 52-55⁰С), для переходов III > II и II > I она остается такой же, как и для аммиачной селитры.

Для проб САФУ с содержанием 0,41-5,7% P₂O₅ наблюдалась тенденция к понижению температуры плавления на 16⁰С (153⁰С и 169⁰С) и увеличение температуры фазовых переходов III > II на 4-8⁰С (92-96⁰С и 88⁰С) и IV > III на 6-14⁰С (49-57⁰С и 42-43⁰С) при практически неизменной температуре фазового перехода II > I (129 ⁰С) по сравнению с чистой аммиачной селитрой.

Таблица 5.2 Температуры фазовых переходов САФУ при нагреве

Содержание P2O5, %	IV > III	III > II	II > I	I > расплав
5,7 (САФУ)	57	95	128	153
1,6	56	94	128	156
1,0	56	90	128	156
0,78	56	90	128	157
0,41	53	90	128	157
0	42-43	88	129	169

При увеличении содержания в системе NH₄NO₃-NH₄H₂PO₄ моноаммоний фосфата (от 0 до 5,7% P₂O₅) наблюдается тенденция снижения температуры плавления с 169⁰С до 153⁰С, повышения температуры фазовых переходов IV > III и III > II с 42 ⁰С до 54⁰С и с 88⁰С до 94⁰С соответственно. Температура перехода II > I осталась практически неизменной.

Снижение температуры плавления системы позволит экономить тепловую энергию на технологических стадиях упаривания и грануляции. Особенно важным является повышение температуры фазового перехода IV > III САФУ. В этом случае можно снизить расход холодного воздуха для охлаждения гранул в холодильнике кипящего слоя внизу грануляционной башни перед подачей готового продукта на склад.

6. Технологические расчеты

6.1 Материальный и тепловой балансы производства САФУ

6.1.1 Материальный баланс аппарата ИТН

Исходные данные для расчетов

1. Производительность агрегата…………………………………….450 тыс.т/год
2. Число дней работы установки в год………………………………………330
3. Производительность по 100%-ной NH4NO3, кг/ч.………………………...56800
4. Давление процесса ат. абс ……………………………………………………1,05
8. Концентрация азотной кислоты, % мас…………………………………….….58
6. Концентрация газообразного аммиака, % мас…………………………….....100
7. Потери азотной кислоты с соковым паром, кг…………………………..........7,5
8. Потери нитрата аммония с соковым паром, кг…………………………….....2,5
9. Для промывки сокового пара от аммиачной селитры и азотной кислоты в промывную зону аппарата ИТН подается КСП, кг/ч…………………………....…..3003
в том числе:
воды, кг/ч................……………………………………………………................2979
азотной кислоты, кг/ч……………………………………………………….……...12
нитрата аммония, кг/ч……………………………………………………….……..12
Молярная масса NH4NO3, кг/кмоль………………………………………….……80
Молярная масса HNO3, кг/кмоль…………………………………………….……63
Молярная масса NH3, кг/кмоль……………………………………………….…...17
Молярная масса Н2О, кг/кмоль………………………………………..………......18

1) Нейтрализация азотной кислоты газообразным аммиаком протекает по реакции:

Н₃+НО₃ Н₄О₃+Q ?Н = -146490 кДж

2) Теоретически расход НО₃ по реакции равен на 1 т. Н₄О₃:

из 63 кг HNO₃ получается 80 кг NH₄NO₃

из х кг HNO₃ получается 1000 кг NH₄NO₃ , отсюда



3) Практически расход с учетом потерь:

4) Теоретический расход 100%-ного Н₃ по реакции равен:

из 17 кг NH₃ получается 80 кг NH₄NO₃

из х кг NH₃ получается 1000 кг NH₄NO₃ , отсюда

.

5) Практический расход Н₃: 12,5+2,5 = 215 кг.

6) Часовой расход НО₃ в аппарате ИТН: 795 · 56,8 = 45156 кг/ч

Часовые потери НО₃: 7,5 · 56,8 = 426 кг/ч

7) Часовой расход Н₃: 215 · 56,8 =12212 кг/ч

Часовой потери Н₃: 2,5 · 56,8 =142 кг/ч

8) Расход 58%-ой кислоты на нейтрализацию:

.

9) Масса Н₂О в растворе: 77855 - 45156 = 32699 кг/ч

10) Общая масса раствора Н₃ и НО₃: 77855 + 12212 = 90067 кг/ч

11) Концентрация раствора Н₄О₃ без учета испарения Н₂О за счет тепла реакции нейтрализации:

12) С учетом испарения Н₂О концентрация раствора Н₄О₃ на выходе из аппарата ИТН принимается 90%. Правильность выбранной концентрации проверяется тепловым расчетом. Масса 90%-го раствора Н₄О₃:

13) Масса Н₂О содержащая в этом растворе: 63111 - 56800 = 6311 кг

14) Масса Н₂О, испарившейся за счет тепла нейтрализации и перешедшая в СП пар: 32699 - 6311 = 26388кг/ч

Мы рассчитали материальный баланс аппарата ИТН по основным потокам Н₃ и раствору НО₃. Однако с 1-й тарелки сепараторной зоны по переливной трубе в реакционную часть поступает 20%-ый раствор Н₄О₃. Этот раствор смешивается с основной массой циркуляционного 90%-го раствора Н₄О₃ и упарившегося до 90%-го раствора Н₄О₃. Объем 20%-го раствора 6,4 /ч, плотность 1,085 т/.

Уточним материальный баланс с учетом прихода 20%-го раствора Н₄О₃.

15) Масса 20%-го раствора Н₄О₃: 6,4 · 1,085 = 6,944т/ч = 6944кг/ч.

16) Масса Н₄О₃ в 20%-ом растворе: 6944 · 0,2 = 1389кг/ч

17) Масса 90%-го раствора нитрата аммония после упарки 20%-го раствора:

1389/0,9 = 1543 кг

18) Масса испарившейся Н₂О: 6944 - 1543 = 5401 кг

19) Общая масса выходящего 90%-го раствора Н₄О₃ из ИТН:

63111 + 1543 = 64654кг.

20) Общая масса выходящего сокового пара из аппарата ИТН складывается из массы потерь Н₃ и НО₃ и массы дополнительного пара после упарки 20%-го раствора:

26388 + 5401 + 426 + 142 = 32357кг.

21) Общий приход и расход массы.

Приход: 90067 + 6944 = 97011кг

Расход: 64654 + 32357 = 97011кг.

Таблица 6.1 Материальный баланс процесса нейтрализации (на два аппарата ИТН)

Приход	Кг/ч	% масс	Расход	Кг/ч	% масс
Газообразный аммиак (с м. д. Н3 99,6 %),	12212	12	Раствор аммиачной селитры с м. д. Н4О3 90% на выходе из аппарата ИТН	64654	67
Азотная кислота с масс. дол. НО3 80%, в том числе НО3 Н2О	77855 45156 32699	81	Соковый пар, в том числе: Н2О Н4О3 НО3	32357 31789 426 142	33
Раствор аммиачной селитры с м. д. NН4NО3 20%, том числе Н4О3 Н2О	6944 1389 5555	7
Всего:	97011	100	Всего:	97011	100

В данном разделе произведен расчет материального баланса на два аппарата ИТН. При этом получается большое количество сокового пара, который используется для подогрева исходных реагентов и воздуха в теплообменниках. Большое количество воды для сокового пара приходит с раствором азотной кислоты (81% от прихода).

6.1.2 Тепловой баланс аппарата ИТН

Исходные данные:

Данные материального баланса аппарата ИТН

Температура аммиака………………………………………….……………..125°С
Температура раствора азотной кислоты ………………………………..……90°С
Температура сокового пара………………………………………………….106 °С

Целью расчета теплового баланса является определение всех потоков прихода и расхода тепла.

Условием теплового баланса является равенство прихода и расхода тепла:

Q_ПРИХ = Q_РАСХ (6.1)

Запишем уравнение теплового баланса:

Q₁ + Q₂ + Q₃ + Q₄ = Q₅ + Q₆+ Q₇+ Q₈+ Q₉+ Q₁₀, (6.2)

где Q₁ - физическое тепло 58%-й НО_3,кДж;

Q₂ - физическое тепло газообразного аммиака, кДж;

Q₃ - физическое тепло 20%-го раствора, кДж;

Q₄ - тепловой эффект реакции нейтрализации, кДж;

Q₅-эндотермический эффект разбавления 90%-го раствора Н₄О₃ 20%-ым раствором Н₄О₃, кДж;

Q₆ - теплота, затраченная на испарение Н₂О из раствора Н₄О₃, кДж

Q₇ - теплота, затраченная на испарение НО₃ и раствора азотной кислоты, кДж

Q₈ - физическое тепло сокового пара, кДж

Q₉ - физическое тепло 90%-го раствора Н₄О₃, кДж

Q₁₀ - потери тепла в окружающую среду, кДж.

Расчет прихода тепла

1) физическое тепло азотной кислоты рассчитаем по формуле:

Q = m · c · t, (6.3)

где m - масса азотной кислоты, кг;

с - теплоемкость азотной кислоты, кДж/кг·К;

t - температура азотной кислоты, °С.

Q₁ = 77855 · 2,780 · 90 = 19479321 кДж.

2) физическое тепло газообразного аммиака рассчитаем по формуле:

Q = n · c · t, (6.4)

где n - количество аммиака, кмоль;

c - теплоемкость аммиака, кДж/кмоль·К;

t - температура аммиака, °С.

Q₂ = 12212 · 2,26 · 125 = 3449890 кДж

3) физическое тепло конденсата сокового пара рассчитаем по формуле:

Q = n · c · t, (6.5)

Q₃ = 6944 · 3,530 · 108 = 2647331 кДж

4) Q₄ тепло реакции нейтрализации является суммой следующих теплот:

- теплота дегидратации азотной кислоты (она численно равна теплоте разбавления HNO₃ водой до концентрации 58%), кДж/кг HNO₃:

q₁ = = 357,88

- теплота дегидратации, приходящаяся на 1 кг NH₄ NO₃, кДж:

q₂ = = 281,7

- теплота нейтрализации в соответствии с реакцией на 1 кг NH₄ NO₃, кДж:

q₃ = = 1830,2

- теплота растворения образовавшегося нитрата аммония до концентрации 90% на 1 кг NH₄ NO₃, кДж/кг: q₄ = 76

Удельная теплота нейтрализации равна:

q₅ = 1830,2 - 281,7 - 76 = 1472,5 кДж/кг

Вычислим тепло реакции нейтрализации:

Q₄ = 1472,5 · 56800 = 83638000 кДж

Общий приход тепла

Q_прих = 19479321 + 3449890 + 2647331 + 83638000 = 109214542 кДж

Расчет расхода тепла

5) Масса Н₄О₃ в разбавленном растворе: 56800 + 1389 = 58189кг

Общая масса разбавленного раствора: 63111 + 6944 = 70055кг

Концентрация раствора после разбавления: 58189 · 100/70055 = 83%масс

Затраты тепла на растворение Н₄О₃ до концентрации 83%:

122кДж/кг · 58189кг = 7099058кДж

Затраты тепла на растворение Н₄О₃ до концентрации 90%:

76кДж/кг · 58189кг = 4422364кДж

Q₅ = 7099058 - 4422364 = 2676694кДж

6) теплоту, затраченную на испарение воды из раствора аммиачной селитры, рассчитаем по формуле:

Q₇ = ДН_исп. · G, (6.6)

где ДН_исп - средняя теплота испарения воды при и концентрации раствора от 63 до 90%масс,кДж/кг, кДж/кг;

G - масса испарившейся воды, кг.

кДж/кг

кг

Q₆ = 2252 ·31418 = 70753336кДж

7) Тепло, затраченное на испарение HNO₃ из раствора азотной кислоты, вычислим следующим образом:

- теплота дегидратации равна 357,88 кДж/кг;

- теплота испарения HNO₃ из 100%-го раствора равна 626,3 кДж/кг

- вычислим Q₇: Q₇ = 426 · (357,88 + 626,3) = 419260,68 кДж

8) Q₈ = 32357 · 1,895 · 155,5 = 9534718 кДж

9) Q₉ = 64654 · 2,193 · 155,5 = 22047758 кДж

10) Q₁₀= Q_прих - (Q₅ +Q₆+ Q₇+ Q₈+ Q₉) (6.7)

Q₁₀ = 109214542 - 105431766,7 = 3782775,3кДж,

Таблица 6.2 Тепловой баланс на два аппарата ИТН.

Приход	Кг/ч	% масс	Расход	Кг/ч	% масс
Q1 - физ. тепло 58%-й НО3 кДж;	19479321	17,8	Q5-эндотермический эффект разбавления 90%-го раствора Н4О3 20%-ым раствором Н4О3, кДж;	2676694	2,5
Q2 - физ. тепло газообразного аммиака, кДж	3449890	3,2	Q6 - теплота, затрачен-ная на испарение Н2О из раствора Н4О3, кДж	70753336	64,8
Q3 -физ. тепло 20%-го раствора, кДж;	2647331	2,4	Q7 - теплота, затраченная на испарение НО3 и раствора азотной кислоты, кДж	419260,68	0,4
Q4 - теп. эффект реакции нейтра-лизации, кДж	83638000	76,6	Q8 - физ. тепло сокового пара, кДж	9534718	8,7
			Q9 - физ. тепло 90%-го раствора Н4О3, кДж	22047758	20,2
			Q10 - потери тепла в окружающую среду, кДж	3782775,3	3,4
Всего:	109214542	100	Всего:	109214542	100

В данном разделе произведен расчет теплового баланса на два аппарата ИТН. Значительную часть прихода тепла составляет тепло реакции нейтрализации (76,6%), а в расходе тепла - это тепло, затраченное на испарение воды из раствора аммиачной селитры (64,8%).

6.1.3 Материальный баланс донейтрализатора Р-4

Исходные данные:

Данные материального баланса аппарата ИТН

Массовая доля NH4NO3 в выходящем растворе…………………………..…..0,885
В аппарат подается добавка ЖКУ, кг/ч…………………………….….…..…6336,4
в том числе
фосфаты аммония, кг/ч…………………………………………………..……4749,2
вода, кг/ч ………………………………………………………………………1587,2
Потери аммиака, %мас………………………………………..…………………...58
Потери фосфатов аммония, %мас………...…………………………………….0,09

Расчет материального баланса.

1) Нейтрализация азотной кислоты происходит по реакции

Н₃+НО₃ Н₄О₃+Q ?Н = -146490 кДж

В донейтрализатор поступает 27кг/ч аммиака. Учитывая потери, прореагирует только 15,7 кг аммиака. Вычислим, сколько азотной кислоты при этом нейтрализуется:

17 кг NH₃ - 63 кг HNO₃

15,5 кг NH₃ - х кг HNO₃

Тогда останется азотной кислоты: 87 - 57,4 = 29,6 кг.

2) Найдем сколько получится нитрата аммония:

17 кг NH₃ - 80 кг NH₄NO₃

15,5 кг NH₃ - х кг NH₄NO₃

Тогда в выходящем из донейтрализатора растворе САФУ содержится нитрата аммония: 51504,4 + 72,9 = 51577,3 кг/ч

3) В аппарат с добавкой ЖКУ и аммиаком поступает вода. Вычислим, сколько воды будет в выходящем растворе:

5722,7 + 1587,2 + 0,1 = 7310 кг/ч.

4) составим таблицу материального баланса

Таблица 6.3 Материальный баланс донейтрализатора Р-4

Статьи прихода	кг/ч	%мас	Статьи расхода	кг/ч	%мас
Раствор аммиачной селитры с м.д. NH4NO3 0,9, в том числе NH4NO3 HNO3 Н2О	57314,1 51504,4 87 5722,7	85,3	Раствор САФУ с м.д. NH4NO3 0,885, в том числе NH4NO3 HNO3 Н2О фосфаты аммония	63661,7 51577,3 29,6 7310 4744,8	99,98
ЖКУ, в том числе фосфаты аммония Н2О	6336,4 4749,2 1587,2	10	Потери NH3 фосфаты аммония	15,9 11,5 4,4	0,02
Аммиак с м.д. NH3 0,996 в том числе Н2О NH3	27,1 0,1 27	4,7
ИТОГО	63677,6	100	ИТОГО	63677,6	100

В данном разделе произведен расчет материального баланса донейтрализатора Р-4. Большую часть прихода составляет раствор аммиачной селитры - 85,3%, а расходуется больше раствора САФУ - 99,98%.

6.1.4 Тепловой баланс донейтрализатора Р-4

Исходные данные:

Данные теплового баланса аппарата ИТН

Данные материального баланса донейтрализатора Р-4

Температура ЖКУ……………………………………………………………....80°С
Потери тепла………………………………………………………………………4%

Целью расчета теплового баланса донейтрализатора является определение расхода пара для обогрева донейтрализатора.

Условием теплового баланса является равенство прихода и расхода тепла.

Запишем уравнение теплового баланса:

Q₁ + Q₂ + Q₃ + Q₄ + Q₅ = Q₆ + Q₇ + Q₈ + Q₉, (6.8)

где Q₁ - физическое тепло 90%-го раствора аммиачной селитры, кДж;

Q₂ - физическое тепло газообразного аммиака, кДж;

Q₃ - физическое тепло ЖКУ, кДж;

Q₄ - тепло реакции нейтрализации, кДж;

Q₅ - тепло пара, подаваемого на обогрев донейтрализатора, кДж;

Q₆ - физическое тепло раствора САФУ, кДж;

Q₇ - физическое тепло аммиака в скруббер-нейтрализатор, кДж;

Q₈ - теплота, затраченная на разбавление 90%-го раствора аммиачной селитры 4,4%-м раствором, кДж;

Q₉ - потери тепла, кДж.

Расчет прихода тепла:

1) физическое тепло 90%-го раствора аммиачной селитры рассчитаем:

Q = m · c · t, (6.9)

где m - масса 90%-ного раствора аммиачной селитры, кг;

с - теплоемкость 90%-ного раствора аммиачной селитры, кДж/кг·К;

t - температура 90%-ного раствора аммиачной селитры, °С.

Q₁ = 57314,1 ·2,400 · 155 = 21320845,2 кДж

2) физическое тепло газообразного аммиака рассчитаем по формуле:

Q = n · c · t, (6.10)

где n - количество аммиака, кмоль;

c - теплоемкость аммиака, кДж/кмоль·К;

t - температура аммиака, °С.

Q₂ = = 5196,3 кДж

3) физическое тепло ЖКУ рассчитаем по формуле:

Q = m · c · t, (6.11)

где m - масса ЖКУ, кг;

с - теплоемкость ЖКУ, кДж/кг·К;

t - температура ЖКУ, °С.

Теплоемкость ЖКУ рассчитаем по правилу аддитивности, используя теплоемкости чистых веществ и зная массовые доли их в растворе:

с_ЖКУ = 1,349 · 0,75 + 4,19 · 0,25 = 2,059 кДж/кг·К

Q₃ = 6336,4 · 2,059 · 80 = 1043731,8 кДж

4) рассчитаем тепло реакции нейтрализации:

при нейтрализации 63 кг HNO₃ выделяется 146490 кДж тепла

при нейтрализации 57,4 кг HNO₃ выделяется х кДж тепла

Q₄ = = 133468,7 кДж

5) выразим тепло пара, кДж: Q₅ = n · 36,1 · 183= n · 6606,3

6) приход тепла равен:

Q_ПРИХ = 21320845,2 + 5196,3 + 1043731,8 + 133468,7 + n · 6606,3

Q_ПРИХ = 22503242 + n · 6606,3

Расчет расхода тепла:

7) физическое тепло раствора САФУ с массовой долей нитрата аммония 0,88 рассчитаем по формуле:

Q = m · c · t, (6.12)

где m - масса раствора САФУ, кг;

с - теплоемкость раствора САФУ, кДж/кг·К;

t - температура раствора САФУ, °С.

Q₆ = 63661,7 · 2,200 · 155 = 21708639,7 кДж

8) физическое тепло аммиака в скруббер нейтрализатор, кДж, рассчитаем по формуле:

Q₇ = = 2205,1 кДж

9) вычислим эндотермический эффект разбавления 90%-го раствора аммиачной селитры 4,4%-м раствором, образующимся при смешении образующегося нитрата аммония с водой, пришедшей с ЖКУ:

-масса NH₄ NO₃ в разбавленном растворе, кг: 51577,3

-общая масса разбавленного раствора, кг: 51577,3 + 7310 = 58887,3

-концентрация раствора после разбавления: 5157730/58887,3 = 88%

-затраты тепла на растворение NH₄ NO₃ до 90% составляют:

q₁ = 76 кДж/кг • 51577,3 кг = 3919874,8 кДж

-затраты тепла на растворение NH₄ NO₃ до 88% составляют:

q₂ = 78 кДж/кг • 51577,3 кг = 4023029,4 кДж

-затраты тепла на разбавление 90%-го раствора до 88%-го составляют:

Q₈ = 4023029,4 - 3919874,8 = 103154,6 кДж

10) выразим потери тепла: Q₉ = (22503242 + n · 6606,3) · 0,04

11) расход тепла равен: Q_РАСХ = 21708639,7 + 2205,1 + 103154,6 + Q₉

Q_РАСХ = 22754129,1 + 264,3 · n

12) вычислим расход пара, исходя из условия теплового баланса:

22503242 + n · 6606,3 = 22754129,1 + 264,3 · n

n = 40 кмоль; n = 40кмоль · 18 кг/кмоль = 720 кг

13) вычислим тепло пара, кДж по формуле: Q₅ = 40 · 36,1 · 183 = 264252 кДж

14) вычислим приход тепла: Q_ПРИХ = 22503242 + 264252 = 22767494 кДж

15) вычислим потери тепла: Q₉ = (22503242 + 40 · 6606,3) · 0,04 = 910699,8 кДж

16) вычислим расход тепла: Q_РАСХ = 22754129,1 + 264,3 · 40 = 22764701,1 кДж

17) составим таблицу теплового баланса

Таблица 6.4 Тепловой баланс донейтрализатора Р-4

ПРИХОД	РАСХОД
Поток	кДж/ч	%	Поток	кДж/ч	%
Q1-физ. тепло 90%-го раствора NH4NO3	21320845,2	93,6	Q6-физическое те-пло раствора САФУ	21708639,7	95,4
Q2-физическое тепло газообраз-ного аммиака	5196,3	0,02	Q7-физ. тепло газо-образного аммиака в скруббер-нейтрали-затор	2205,1	0,09
Q3-физическое тепло ЖКУ	1043731,8	4,58	Q8-тепло разбав-ления	103154,6	0,51
Q4 - тепло реакции нейтрализации	133468,7	0,6	Q9 - потери тепла	910699,8	4
Q5-физ. тепло пара	264252	1,2
ВСЕГО	22767494	100	ВСЕГО	22764701,1	100

В данном разделе произведен расчет теплового баланса донейтрализатора Р-4. Большую часть прихода составляет раствор аммиачной селитры - 93,6%, а расходуется больше раствора САФУ - 95,4%.

6.1.5 Материальный баланс донейтрализатора Р-97

Исходные данные:

Данные материального баланса донейтрализатора Р-4

Массовая доля NH4NO3 в выходящем раствор………………………………0,885
Потери аммиака…………………………………………………………….58%мас
Потери фосфатов аммония……………………………………………….0,09%мас

1) небольшой избыток аммиака (0,5 г/л) должен быть в выходящем растворе аммиачной селитры , так как в барабан должен поступать раствор САФУ рН = 4,5-5. Этот избыток будет составлять 10,1 кг/ч, тогда прореагирует аммиака:

27 - 11,5 - 10,1 = 5,4 кг

2) вычислим, сколько азотной кислоты нейтрализуется:

17 кг NH₃ - 63 кг HNO₃

5,4 кг NH₃ - х кг HNO₃

х = 20,4 кг/ч

Тогда останется азотной кислоты: 29,6 - 20,4 = 9,2 кг

3) Найдем сколько получится нитрата аммония:

17 кг NH₃ - 80 кг NH₄NO₃

5,4 кг NH₃ - х кг NH₄NO₃

х = 25,9 кг/ч

Тогда в выходящем из донейтрализатора растворе САФУ нитрата аммония содержится: 51577,3 + 25,9 = 51603,2 кг/ч

4) составим таблицу материального баланса

Таблица 6.5 Материальный баланс донейтрализатора Р-97

Статьи прихода	кг/ч	%мас	Статьи расхода	кг/ч	%мас
Раствор САФУ с м.д. NH4NO3 0,881, в том числе NH4NO3 HNO3 Н2О фосфаты аммония	63661,7 51577,3 29,6 7310 4744,8	99,96	РастворСАФУ с м.д. NH4NO3 0,885, в т.ч. NH4NO3 HNO3 NH3 Н2О фосфаты аммония	63672,9 51603,2 9,2 10,1 7310 4740,4	99,98
Аммиак с м.д. NH3 0,996 в том числе Н2О NH3	27,1 0,1 27	0,04	Потери NH3 фосфаты аммония	15,9 11,5 4,4	0,02
ИТОГО	63688,8	100	ИТОГО	63688,8	100

В данном разделе произведен расчет материального баланса донейтрализатора Р-97. Большую часть прихода составляет раствор САФУ - 99,96%, а расходуется больше раствора САФУ - 99,98%.

6.1.6 Тепловой баланс донейтрализатора Р-97

Исходные данные:

Данные теплового баланса донейтрализатора Р-4

Данные материального баланса донейтрализатора Р-4

Температура аммиака……………………………………………………..…..120°С
Потери тепла……………………………………………………………………..4%

Целью расчета теплового баланса донейтрализатора является определение расхода пара для обогрева донейтрализатора.

Условием теплового баланса является равенство прихода и расхода тепла.

Запишем уравнение теплового баланса:

Q₁ + Q₂ + Q₃ + Q₄ = Q₅ + Q₆ + Q₇, (6.13)

где Q₁ - физическое тепло раствора САФУ с м.д. NH₄NO₃ 0,88, кДж;

Q₂ - физическое тепло газообразного аммиака, кДж;

Q₃ - тепло реакции нейтрализации, кДж;

Q₄ - тепло пара, подаваемого на обогрев донейтрализатора, кДж;

Q₅ - физическое тепло раствора САФУ на выходе, кДж;

Q₆ - физическое тепло аммиака в скруббер-нейтрализатор, кДж;

Q₇ - потери тепла, кДж.

Расчет прихода тепла:

1) физическое тепло раствора САФУ с массовой долей нитрата аммония 0,88 рассчитаем по формуле:

Q = m · c · t, (6.14)

где m - масса раствора САФУ, кг;

с - теплоемкость раствора САФУ, кДж/кг·К;

t - температура раствора САФУ, °С.

Q₁ = 63661,7 · 2,200 · 155 = 21708639,7 кДж

2) физическое тепло газообразного аммиака рассчитаем по формуле:

Q = n · c · t, (6.15)

где n - количество аммиака, кмоль;

c - теплоемкость аммиака, кДж/кмоль·К;

t - температура аммиака, °С.

Q₂ = = 5196,3 кДж

1) рассчитаем тепло реакции нейтрализации:

при нейтрализации 63 кг HNO₃ выделяется 146490 кДж тепла

при нейтрализации 20,4 кг HNO₃ выделяется х кДж тепла

Q₃ = = 47434,9 кДж

4) выразим тепло пара, кДж: Q₄ = n · 36,1 · 183 = n · 6606,3

5) приход тепла равен:

Q_ПРИХ = 21708639,7 + 5196,3 + 47434,9 + n · 6606,3

Q_ПРИХ = 21761270,9 + n · 6606,3

Расчет расхода тепла:

6) физическое тепло раствора САФУ на выходе из донейтрализатора:

Q₅ = 63672,9 · 2,209 · 150,3 = 21140211,5 кДж

8) физическое тепло аммиака в скруббер нейтрализатор:

Q₆ = = 2205,1 кДж

9) выразим потери тепла:

Q₇ = (21761270,9 + n · 6606,3) · 0,04

10) расход тепла равен:

Q_РАСХ = 21140211,5 + 2205,1 + Q₇

Q_РАСХ = 22012867,4 + 264,3 · n

11) вычислим расход пара, исходя из условия теплового баланса:

21761270,9 + n · 6606,3= 22012867,4 + 264,3 · n

n = 40 кмоль; n = 40кмоль · 18 кг/кмоль = 720 кг

13) вычислим тепло пара, кДж :

Q₄ = 40 · 36,1 · 183 = 264252 кДж

14) вычислим приход тепла: Q_ПРИХ = 21761270,9 + 264252 = 22025522,9кДж

15) вычислим потери тепла: Q₇ = (21761270,9 + 40 · 6606,3) · 0,04 = 881020,9 кДж

16) вычислим расход тепла: Q_РАСХ = 22012867,4 + 264,3 · 40 = 22023439,4 кДж

17) составим таблицу теплового баланса

Таблица 6.6. Тепловой баланс донейтрализатора Р-97

ПРИХОД	РАСХОД
Поток	кДж/ч	%	Поток	кДж/ч	%
Q1	21708639,7	98,6	Q5	21140211,5	96
Q2	5196,3	0,02	Q6	2205,1	0,01
Q3	47434,9	0,2	Q7	881020,9	3,99
Q4	264252	1,18
ВСЕГО	22025522,9	100	ВСЕГО	22023439,4	100

В данном разделе произведен расчет теплового баланса донейтрализатора Р-97. Большую часть прихода составляет раствор аммиачной селитры - 98,6%, а расходуется больше раствора САФУ - 96%.

6.2 Материальный и тепловой балансы производства аммиачной селитры

6.2.1 Материальный баланс донейтрализатора Р-4

Материальный баланс донейтрализатора Р-4 (с введением магнезиальной добавки)

Исходные данные:

Данные материального баланса аппарата ИТН

Раствор нитрата магния 37% Mg(NO3)2………………………………..1900,8 кг/ч:
в том числе Mg(NO3)2…………………………………………………….703,3 кг/ч
H2O…………………………………………………………………..……1197, 5 кг/ч

Расчет материального баланса.

1) Нейтрализация азотной кислоты происходит по реакции

Н₃+НО₃ Н₄О₃+Q ?Н = -146490 кДж

Газообразный аммиак для донейтрализации азотной кислоты:

 кг/ч аммиака,

где 17,63 - молекулярные массы аммиака и азотной кислоты соответственно;

88 - количество азотной кислоты, кг/ч;

С учетом потерь (2,5 кг/ч на 1000 кг аммиачной селитры)

111,5 кг/ч NH₄NO₃ - х

1000 кг/ч NH₄NO₃ - 2,5 кг/ч NH₃

х = 0,28 кг/ч

Общий расход аммиака: 23,7 + 0,28 = 24 кг/ч NH₃ (100%-ного)

Количество 99,6%-ного аммиака необходимого для донейтрализации:

99,6%-ного аммиака

Количество воды, содержащейся в 99,6 %-ом аммиаке:

24,1-24=0,1 кг/ч воды

Расход:

Раствор аммиачной селитры с массовой долей NH₄NO₃ 88,5% , входящей в донейтрализатор:

NH₄NO₃ (100%) = 59165+111,5=59 276,5 кг/ч

Mg(NO₃)₂= 703,3 кг/ч

H₂O=5401+1197,5+0,1=6598,6 кг/ч

Таблица 6.7 Материальный баланс донейтрализатора Р-4

Статьи прихода	кг/ч	%мас	Статьи расхода	кг/ч	%мас
Раствор аммиачной селитры с м.д. NH4NO3 0,9, в том числе NH4NO3 HNO3 Н2О	64654 59165 88 5401	97,1	Раствор аммиачной селитры в том числе NH4NO3 Mg(NO3)2 Н2О	66578,8 59276,5 703,3 6599	100
Раствор нитрата магния 37% в т.ч. Mg(NO3)2 H2O	1900,8 703,3 1197,5	2,86
Аммиак с м.д. NH3 0,996 в том числе Н2О NH3	24,1 0,1 24	0,04
ИТОГО	66578,9	100	ИТОГО	66578,8	100

В данном разделе произведен расчет материального баланса донейтрализатора Р-4. Большую часть прихода составляет раствор аммиачной селитры - 97,1%, а расходуется больше раствора аммиачной селитры - 100%.

6.2.2 Тепловой баланс донейтрализатора Р-4

Исходные данные:

Данные теплового баланса аппарата ИТН

Данные материального баланса донейтрализатора Р-4

Температура нитрата магния……………………………………………………80°С

Целью расчета теплового баланса донейтрализатора является определение расхода пара для обогрева донейтрализатора.

Расчет теплового баланса.

Условием теплового баланса является равенство прихода и расхода тепла.

Запишем уравнение теплового баланса:

Q₁ + Q₂ + Q₃ = Q₆ + Q₇ , (6.16)

где Q₁ - физическое тепло 90%-го раствора аммиачной селитры, кДж;

Q₂ - физическое тепло газообразного аммиака, кДж;

Q₃ - физическое тепло 37% раствора нитрата магния, кДж;

Q₄- физическое тепло раствора САФУ, кДж;

Q₅ - потери тепла, кДж.

Расчет прихода тепла:

1) физическое тепло 90%-го раствора аммиачной селитры рассчитаем по формуле:

Q = m · c · t, (6.17)

где m - масса 90%-ного раствора аммиачной селитры, кг;

с - теплоемкость 90%-ного раствора аммиачной селитры, кДж/кг·К;

t - температура 90%-ного раствора аммиачной селитры, °С.

Q₁ = 64654 · 1,86 · 160 = 19241030,4 кДж

2) физическое тепло газообразного аммиака рассчитаем по формуле:

Q = n · c · t, (6.18)

где n - количество аммиака, кмоль;

c - теплоемкость аммиака, кДж/кмоль·К;

t - температура аммиака, °С.

Q₂ = 24,1 · 2,3 · 120 = 6651,6 кДж

3) физическое тепло 37%-ного раствора нитрата магния рассчитаем по формуле:

Q = m · c · t, (6.19)

где m - масса нитрата магния, кг;

с - теплоемкость нитрата магния, кДж/кг·К;

t - температура нитрата магния, °С.

Q₃ = 1900,8 · 3,05 · 80 = 463795,2 кДж

6) приход тепла равен:

Q_ПРИХ = 19241030,4 + 6651,6 + 463795,2 = 19711477,2 кДж

Расчет расхода тепла:

4) физическое тепло раствора аммиачной селитры с массовой долей 88,5% рассчитаем по формуле:

Q = m · c · t, (6.20)

где m - масса раствора аммиачной селитры, кг;

с - теплоемкость раствора аммиачной селитры, кДж/кг·К;

t - температура раствора аммиачной селитры, °С.

Q₄ = 66578,8 · 1,95 · 150 = 19474299 кДж

5) выразим потери тепла:

Q₅ = 19711477,2 - 19474299 = 237178,2 кДж

6) расход тепла равен:

Q_РАСХ = 19474299 + 237178,2 = 19711477,2 кДж

7) составим таблицу теплового баланса

Таблица 6.8 Тепловой баланс донейтрализатора Р-4

ПРИХОД	РАСХОД
Поток	кДж/ч	%	Поток	кДж/ч	%
Q1	19241030,4	97,6	Q4	19474299	98,8
Q2	6651,6	0,03	Q5	237178,2	1,2
Q3	463795,2	2,35
ВСЕГО	19711477,2	100	ВСЕГО	19711477,2	100

В данном разделе произведен расчет материального баланса донейтрализатора Р-4. Большую часть прихода составляет раствор аммиачной селитры - 97,6%, а расходуется больше раствора аммиачной селитры - 98,8%.

6.3 Конструктивный расчет основного аппарата ИТН

В данной схеме производства используется вертикальный цилиндрический аппарат ИТН, состоящий из двух частей: реакционной и сепарационной. Реакционный стакан имеет отверстие в нижней части. Выше отверстий расположены барботер аммиака, ниже барботера газообразного аммиака - кольцевой барботер азотной кислоты. Верхняя часть реакционного стакана заканчивается диффузором.

Сепарационная часть аппарата - промыватель с четырьмя колпачковыми тарелками и двумя отбойниками. Среда: азотная кислота, аммиак, раствор NP-удобрения (аммиачной селитры) с массовой долей NН₄NО₃ до 91%, фосфаты аммония до 10 %, соковый пар.

Объем реакционной зоны:

, (6.21)

где V - расход реагентов в реакторе, м/с,

-время пребывания в реакционном стакане, с

V_з = 8,44 0,5 = 4,22 м³

2. Площадь поперечного сечения:

S = V/w, (6.22)

где w- линейная скорость потока в реакторе, м/с

S = 4,22/3,5 = 1,2 м²

3. Диаметр реакционного стакана:

D = (6.23)

D =м

4. Высота стакана:

H = V_p /S, (6.24)

H = 4,22/1,2=3,5м

По имеющимся диаметру и высоте реакционного стакана, учитывая число тарелок, находим по таблице высоту сепарационной части: H = 7660мм.

Следовательно, высота аппарата ИТН будет равна: 7660 + 3500 = 11160мм.

6.4 Расчет и выбор вспомогательного оборудования

Вспомогательным оборудованием процесса нейтрализации азотной кислоты газообразным являются: теплообменники, донейтрализаторы и скруббер.

Рассчитаем и подберем по ГОСТу подогреватель газообразного аммиака Т-1.

Перед подачей аммиака в аппарат ИТН аммиак нагревают до температуры 120-180 ⁰С в цилиндрическом одноходовом кожухотрубчатом теплообменнике.

Количество тепла Q, Вт, затрачиваемое на нагрев раствора определяется по формуле:

Q = G · c · Дt , (6.25)

где G - расход раствора ДАФ, кг/с;

c - теплоёмкость раствора, Дж/ (кг·К);

Дt -разность температур, ^оС;

Q = 12096,4 · 2,3 · (125 - 40) = 2364846,2 Вт

Количество нагревающего раствора G, кг/с, определяется по формуле:

G = 2364846,2 / (3743,763 · 85) = 7,43 кг/с

В процессе теплообмена аммиак нагревается от 40 ^оС до 125 ^оС

Среднелогарифмическая разность температур Дt _{ср лог}, определяется по формуле:

, (6.26)

где Дt _б -большая разность температур, град;

Дt _м- меньшая разность температур, град;

Дt _м =Дt _б =50 град

Дt _{ср лог} = 50 град

Отношение n/Z определяется по формуле:

(6.27)

где n -общее число труб, шт;

Z - число ходов;

Re - критерий Рейнольдса;

µ- вязкость среды, Па·с;

d- внутренний диаметр трубок, м

- при диаметре труб Ш_тр= 25Ч2 мм

,

- при диаметре труб Ш_тр=20Ч2 мм

Площадь поверхности теплообменника F_ор , м ², определяется по формуле:

(6.28)

k - коэффициента теплопередачи, Вт/( м ²·К)

Примем ориентировочное значение коэффициента теплопередачи:

k=250 Вт/( м ²·К)

Тогда ориентировочная поверхность теплообмена:

F_ор= 189 м ²

Выбираем теплообменник, соответствующий площади поверхности теплообменника Fор = 189 м². (ГОСТ 15120- 79):

- поверхность теплообмена F=219 м²

- диаметр теплообменника Ш=800 мм

- диаметр труб теплообменника Ш_тр=25Ч2 мм

- число ходов Z = 1

- число трубок n = 465 шт

- длина труб = 6м

- площадь сечения в вырезе S₁ =16,1·10^-2 м²

- площадь сечения между перегородками S₂ =7,9·10^-2 м²

- площадь сечения одного хода по трубе S₃ =6,9·10^-2 м²

Критерий Рейнольдса Re определяем исходя из формулы:

Re=

Критерий Прандтля (Pr) определяем по формуле:

Pr = (6.29)

где c - удельная теплоемкость, кДж/ (кг·К);

л - теплопроводность, Вт/ (м·К);

µ- вязкость среды, Па·с.

Pr == 5,07

Коэффициент теплоотдачи к жидкости б, Вт/( м²·К), движущейся по трубам турбулентно, определяется по формулам :

б = 0,023 · Re^0,8 · Pr^0,4 · л /d , (6.30)

б₁ = 0,023 · 950^0,8 · 5,07^0,4 · (0,748/0,021) =377,9 Вт/(м²·К)

Площадь сечения потока в межтрубном пространств между перегородками:

S₂ = 0,079 м²

Критерий Рейнольдса Re в межтрубном пространстве определяется:

Re = G · d_вн / S₂ · м , (6.31)

где G - расход, кг/с;

d_вн - внутренний диаметр, м ;

S₂ - площадь сечения между перегородками, м²

Re₂ = 7,43 · 0,02/(0,079 · 0,0125) =150,5

Критерий Прандтля: Pr₂ = 3743,4630 · 0,00125/ 0,548 = 6,255

Коэффициент теплоотдачи к жидкости, движущейся в межтрубном пространстве:

б = 0,24 · Re^0,6 · Pr^0,36 · л /d, (6.32)

б₂ = 0,24 · 150,5^0,6 · 6,255 ^0,36 (0,748/0,02) =351,7 Вт/( м²·К)

Коэффициент теплопередачи К, Вт/(м² ·К), определяется по формуле:

, (6.33)

где Уд/л - сумма термических сопротивлений стенки и загрязнений, м²·К/Вт

Уд/л= (6.34)

Уд/л = 0,002/17,5 + 2/2900 = 0,000804 м²·К/Вт

Коэффициент теплопередачи: К = 1/(1/377,9 +0,000804 +1/351,7) =160 Вт/(м²·К),

Поверхность теплообмена составит: F = 2364846,2/ (50 · 160) = 295,6 м²

Запас поверхности теплообмена составляет: Д = (295,6 - 189)/295,6 · 100% = 3,6%

Данные по оборудованию приведены в таблице 5.9

Таблица 6.9 Основное оборудование процесса нейтрализации азотной кислоты газообразным аммиаком и введение ЖКУ.

Оборудование	Размеры
Подогреватель газообразного аммиака Т-1 Диаметр, мм Высота, мм Поверхность теплообмена,м2	800 7140 219
Аппарат ИТН Р-3 Диаметр реакционной части, мм. Диаметр реакционного стакана, мм. Высота, мм. Диаметр сепарационной части ,мм. Общая высота, мм. Давление, МПа. Температура в реакционной зоне , С. Температура в сепарационной зоне ,С.	1600 1200 5300 3600/2200 11160 0,02 148-165С 100-106С
Контрольный донейтрализатор Р-97 Диаметр, мм Высота, мм	1600 6700
Скруббер-нейтрализатор Х-86 Диаметр, мм Высота, мм	600 3814
Донейтрализатор Р-4 Диаметр, мм Высота, мм Вместимость, м3 Давление , МПа Температура ,С	800 6720 3,2 0,02 165
Подогреватель азотной кислоты Т-2 Диаметр, мм Высота, мм Поверхность теплообмена,м2	600 5610 94
Бак-гидрозатвор Е-5 Диаметр, мм Высота ,мм	1600 2508
Отделитель- испаритель жидкого аммиака Х-37 Диаметр, мм Высота, мм Вместимость, м3 Поверхность теплообмена, м2	1600 3160 5 2,3

6.5 Механические расчеты

1 Определение толщины стенки.

Рассматриваемый аппарат представляет собой цилиндрическую обечайку. Материал корпуса - сталь 12Х18Н10Т, модуль упругости при температуре 300єC - Е=1,9МПа.

Коэффициент прочности сварных швов корпуса , коэффициент Пуассона м = 0,3.

Прибавка к расчетной толщине корпуса:

с = с₁ + с₂ + с₃, (6.35)

где с₁ - прибавка для компенсации коррозии, эрозии, с₁ = 2,5мм;

с₂ - прибавка для компенсации минусового допуска, с₂ = 0,8мм;

с₃ - технологическая прибавка, с₃ = 4,75мм

с = 2,5 + 0,8 + 4,75 = 8,05мм

Расчетное давление: Р = 0,02МПа.

Температура стенки: Т = 140°С.

Диаметр корпуса D = 3600мм.

Величина допускаемых напряжений при температуре t = 140єC, у = 136МПа.

Расчетная толщина стенки корпуса, нагруженной внутренним избыточным давлением, мм:

, (6.36)

где [у] = з·у*, з - поправочный коэффициент, для листового проката з = 1.

[у] = 1·136 = 136МПа

мм

Округляем S_R до целого четного числа, S_R = 6мм.

Исполнительная толщина обечайки:

S=S_R+c (6.37)

S = 4,2+8,5 = 12,7мм.

Принято 14мм.

Условие применения формул:

, (6.38)

для обечаек и труб при D? 200мм

< 0,1 Условие выполняется.

Рассчитаем толщину стенки полусферического днища.

Радиус кривизны в вершине днища: R = 0,5D, R = 2200мм.

 (6.39)

мм

Исполнительная толщина стенки днища, мм:

S₁ = S_1R + c (6.40)

S₁ = 2,6 + 8,5 = 11,1 мм

Принимаем S₁ = 12мм.

2 Определение допускаемого давления

Допускаемое наружное давление, МПа:

[Р] = min{[Р]₁;[Р]₂}, (6.41)

где [Р]₂ - допускаемое наружное давление, определяемое из условия прочности обечайки между смежными кольцами жесткости, МПа:

, (6.42)

[Р]₂ = = 0,42МПа

[Р]₁ - допускаемое давление из условия прочности и условия устойчивости в пределах упругости, МПа:

, (6.43)

[Р]_у - допускаемое давление из условия прочности, МПа:

(6.44)

[Р]_у = = 1,116МПа

[Р]_Е - допускаемое давление устойчивости в пределах упругости, МПа:

; (6.45)

где К_э - коэффициент, принимаем К_э = 0,93;

n_у - коэффициент запаса устойчивости, n_у = 2,4

[Р]_Е = = 1,776МПа

[Р]₁ = = 0,845МПа

[Р] = min {0,845; 1,016} = 0,845МПа

[Р] > Р₂ (0,845 > 0,42), условие прочности и устойчивости выполняется.

3 Расчет укрепления отверстий

Допускаемый диаметр одиночного отверстия, не требующего дополнительного укрепления:

(6.46)

74мм

Формула применяется, если: ,

где d_R - расчетный диаметр отверстия,

d_R = d + 2с (6.47)

Отверстие для отбора проб: d = 10мм

d_R = 10 + 2 Ч 8,05 = 26,1мм

Укрепление не требуется (d_R < d₀ ).

Отверстие для термопары: d = 40мм

d_R = 40 + 2 Ч 8,05 = 56,1мм

Укрепление не требуется (d_R < d₀ ).

4 Укрепление одиночного отверстия в обечайке, днище, крышке другим штуцером

Внутренний диаметр штуцера d = 600мм.

Наибольший расчетный диаметр отверстия, не требующего дополнительного укрепления, при отсутствии избыточной толщины стенки:

(6.48)

мм

Допускаемое напряжение материала штуцера при расчетной температуре =140МПа.

Допускаемое напряжение материала накладного кольца при расчетной температуре =136МПа.

Расчетная длина внешней части штуцера:

, (6.49)

где l₁ - исполнительная длина внешней части штуцера, l₁ = 48мм,

с_S - сумма прибавок к расчетной толщине штуцера, с_S = 0,8мм,

S₁ - исполнительная толщина стенки штуцера, мм:

S₁ = S_1R + с_S, (6.50)

, (6.51)

ц₁ - коэффициент прочности продольного сварного соединения, ц₁ = 1,

мм

S₁ = 1,7 + 0,8 = 2,5мм

Принимаем S₁ = 10мм

мм

Принимаем l_1R = 48мм.

Расчетная ширина накладного кольца, мм:

, (6.52)

где l₂ - исполнительная ширина накладного кольца, l₂ = 240мм,

S₂ - исполнительная толщина накладного кольца, S₂ = 12мм

мм

Принимаем l_2R = 240мм

Расчетная ширина зоны укрепления в окрестности штуцера, мм:

(6.53)

l_R = = 194мм

Отношения допускаемых напряжений:

(6.54)

Х₁ = Х₃ = 140/136

Принимаем Х₁ = Х₃ = 1.

(6.55)

Х₂ = 136/136 = 1

Условие укрепления отверстия:

l_1R(S₁ - S_1R - c_S)X₁ + l_2RS₂X₂ + l_3R(S₃ - 2c_S)X₃ + l_R(S - S_R - c) ? 0,5(d_R - d_oR) S_R (6.56)

48(10 - 1,7 - 0,8)1 + 240Ч12Ч1 + 0 + 194(18 - 9,8 - 8,05) = 3269мм

0,5(600 - 77,2)9,8 = 2561,72мм

Определяем необходимость укрепления отверстия диаметром 900мм.

Отверстия диаметром 600 и 900мм следует укрепить другим штуцером.

5 Расчет укрепления взаимовлияющих отверстий

Максимальное расстояние между наружными поверхностями двух соседних штуцеров: в = 370мм.

Условие, когда отверстия считаются одиночными

(6.57)

мм

370 < 389, отверстия взаимовлияющие.

Допускаемое давление перемычки, МПа:

, (6.58)

где к₁ и к₂ - коэффициенты, для выпуклых днищ к₁ = 2, к₂ =1,

V₁ - коэффициент снижения прочности:

, (6.59)

где D_R - расчетный диаметр укрепляемого элемента, мм:

D_R = 2R - для сферических днищ, D_R = 2Ч1900 = 3800мм,

= 600мм, = 900мм - расчетные диаметры взаимовлияющих штуцеров,

- внутренние диаметры взаимовлияющих штуцеров.

МПа

Расчетное давление 0,2МПа не превышает допускаемое давление перемычки 0,82МПа

6 Расчёт опор обечайки

Вертикальные аппараты обычно устанавливают на стойках, когда они размещаются внизу помещения или на подвесных лапах, когда аппараты размещают между перекрытиями в помещении или на специальных, стальных конструкциях. При отношении Н/D>5 вертикальные аппараты размещают на открытой площадке и устанавливают на так называемых юбочных (цилиндрических и конических) опорах.

Находим нагрузку на одну опору:

Q=G/z, (6.60)

где G - вес обечайки со средой, Н;

z - число опор, z = 4;

Q = 221300/4 = 55,2 кН

Размеры опоры: а=258 мм, а₁=315 мм, b=83 мм, b₁=43 мм, b₂=323 мм, b₃=166 мм, h₁=98 мм, h₂=493 мм, S=17 мм, S₁=31 мм, d_б=М36.