Реферат Укрепление раствора дистиллерной жидкости в электродиализной установке
Работа добавлена на сайт bukvasha.net: 2015-10-28Поможем написать учебную работу
Если у вас возникли сложности с курсовой, контрольной, дипломной, рефератом, отчетом по практике, научно-исследовательской и любой другой работой - мы готовы помочь.
Предоплата всего
от 25%
Подписываем
договор
Введение
Хозяйственная деятельность человека требует вовлечения большого количества природных ресурсов. При этом с каждым годом возрастает интенсивность воздействия на природу.
При функционировании предприятий в окружающую среду выбрасывают млрд. м3 неочищенных сточных вод, млн. тонн пыли, млн. тонн опасных для здоровья людей ядовитых газов. В тепловой энергетике более 60 % теплоты, полученной при сжигании органического топлива, теряется в окружающую среду. Это приводит к нарушению природных экосистем и возникновению кризисных ситуаций в отдельных звеньях окружающей среды.
Анализируя причины кризисных ситуаций, главным аспектом кризиса окружающей среды является ошибочность технологии. Корни ошибок связаны с недостаточностью системы критериев, на основе которых, осуществляется выбор решений. Технические решения должны обеспечивать устойчивость той природной системы, на основании которой они функционируют.
Этот подход соответствует необходимости экологизации всего знания и природопользования.
В настоящее время мембранные процессы широко применяются в различных отраслях народного хозяйства. Специфичность конкретных технологических задач обуславливает структуру технологических схем, включающие наряду с мембранными методами традиционные методы разделения.
Структура технологических схем зависит, как от состава исходного раствора, так и от требований, предъявляющих к очищенному раствору. При этом очередность размещения в схеме очистки того или иного процесса определяется составом примесей в обрабатываемом на данной стадии растворе и физико-химическими аспектами, лежащими в основе данного метода разделения. Так, например, негативный опыт применения мембранных процессов без соответствующей предварительной очистки показал, что мембраны быстро теряют удельную производительность и селективность. Для продолжительной и эффективной эксплуатации мембранных процессов необходимо уделить существенное внимание предварительной очистке, затраты на которую нередко значительно превышают затраты на стадию мембранного разделения.
Следует иметь в виду, что без качественной очистки мембранные процессы эксплуатироваться не могут.
Насущной задачей ряда отраслей промышленности является обеспечение высокого качества получаемых изделий. В последние годы широко применяются баромембранные процессы - обратный осмос, ультрафильтрация и микрофильтрация. Главной особенностью этих методов является наличие полупроницаемой мембраны, обладающей преимущественной проницаемостью по определённым компонентам разделяемой смеси.
В настоящее время в цехе жидкого хлористого кальция производится переработка основного отхода производства кальцинированной соды – дистиллерной жидкости, с получением кальция хлористого жидкого и соли поваренной технической. Процесс переработки ведется выпарных аппаратах.
В связи с высокими энергозатратами и возникающими проблемами при эксплуатации трех корпусной выпарной установки предлагается данную стадию подготовки дистиллерной жидкости проводить в установках мембранного разделения.
1 Литературный обзор
Многообразие мембранных процессов характеризуется использованием специфического технологического элемента – мембраны, которая в широком понимании может быть определена как «область разграничивающая две фазы». В зависимости от физического состояния разделяемых фаз (твердое, жидкое, газообразное) и от типа применяемых мембран (пористые или беспористые перегородки, жидкие, стеклянные металлические, полимерные, биологические и другие пленки) реализуются различные мембранные процессы.
Диализ – перенос растворенного вещества через мембрану за счет градиента его химического потенциала по обе стороны мембраны. Разделение веществ при диализе осуществляется за счет различной скорости их диффузии через мембрану. Процесс используется для отделения щелочи от коллойдной гемоцеллюлозы в производстве в производстве вискозы. Для выделения кислот из травильных растворов, очистки биологических растворов, в том числе, выделения солей из крови в аппаратах «искусственная почка» и других системах, где коллойдные системы отделяются от электролитов. Недостатком процесса является низкая производительность.
Осмос – перенос растворителя через мембрану из области с меньшей концентрацией раствора в область с большей концентрацией. Движущей силой процесса является так называемое осмотическое давление растворителя. Вследствие низкой производительности как технологический процесс осмос распространения не получил.
Обратный осмос - разделение истинных растворов при наложении на мембранную систему разности давлений, превышающей осмотическое давление. При этом направление потока растворителя противоположно осмотическому и он переносится из более концентрированного раствора в разбавленный, что позволяет, с одной стороны, концентрировать, а с другой,— разбавлять раствор. Процесс получил широкое распространение при обессоливании морских и солоноватых вод, получении особо чистой воды, извлечении ценных компонентов из сточных вод, в пищевой промышленности.
Ультрафильтрация - отделение молекул или частиц, существенно различающихся по размерам, под действием давления, приложенного к пористой мембране. Процесс широко используется при очистке сточных вод, концентрировании ферментных растворов, для отделения очищаемых вод от растворенных и диспергированных компонентов.
Разделение газов через мембраны - осуществляется за счет селективной проницаемости материала мембраны и, как правило, сопровождается приложением к системе разности давления. Примерами реализации процесса являются установки для концентрирования криптона из воздуха с использованием пористых мембран, получения высокочистого водорода с использованием мембран в виде полых волокон или из палладиевых сплавов, получения гелия из природных газов с использованием ассиметричных ацетатных мембран
Обмен в системе газ-жидкость - через мембрану осуществляется за счет разности давлений и изменения агрегатного состояния веществ. При использовании полимерных мембран в медицине осуществляется насыщение крови кислородом и удаление углекислого газа (аппарат «искусственное легкое»), в химической промышленности — разделение жидких азеотропных смесей.
Особую область представляют процессы с наложением на мембранную систему электрического поля — процессы мембранного электролиза. При таких процессах осуществляются перенос растворенных веществ через мембрану под действием электрического поля (электродиализ), перенос растворителя через мембрану под действием электрического поля (электроосмос), электрохимические реакции на электродах и взаимодействия переносимых через мембрану компонентов с продуктами электродных реакций.
Процессы мембранного электролиза достигли достаточно высокого технико-экономического уровня и широко внедряются и промышленность, что весьма показательно на примере мембраной технологии получения хлора и каустической соды электролизом растворов поваренной соли. В настоящее время совершенствование технологии мембранного электролиза позволяет достичь таких технико-экономических показателей, которые позволяют широко внедрять этот процесс в промышленность.
1.1
Физические основы процесса мембранного электролиза
В основе метода мембранного электролиза лежит явление переноса ионов через ионообменные мембраны под действием электрического тока.
Ионообменные мембраны отличаются от традиционно применяемых в электрохимии пористых перегородок тем, что с их помощью обеспечивается преимущественный перенос одноименно заряженных ионов. Через идеальную катионообменную мембрану осуществляется перенос только катионов, через анионообменную — только анионов. В реальных условиях мембраны переносят ионы обоих зарядов, поскольку не обладают идеальной селективностью.
Принцип мембранного электролиза можно рассмотреть на примере двухкамерного мембранного электролизера, изображенного на рисунке 1.1.
Анодное и катодное пространства электролизера разделены ионообменной (катионообменной) мембраной, практически непроницаемой для газов и жидкостей в отсутствие электрического тока. В анодном пространстве имеются анионы (A
1
), катионы (K
1
), растворитель (S
1
),
недиссоциирующее соединение (N
1
). В катодном пространстве находятся соответствующие компоненты раствора А2, К2, S2, N
2
. Под действием электрического тока катион К1 перемещается через катионообменную мембрану к катоду, захватывая при этом растворитель S
1. Катион К2 может перемещаться в катодную камеру только за счет диффузии, направление электрического поля этому движению препятствует. Анионы А1 и А2, недиссоциированные соединения N
1
и N
2
, растворитель S
2 через мембрану практически не переносятся.
За счет электродных реакций в анодном пространстве электролизера происходит образование продукта окисления О и возможно выделение газа G
1
В катодном пространстве образуется продукт восстановления R
и возможно выделение газа G
2
. Если продукт окисления О в анодной камере является катионом, он также может переноситься через мембрану в катодную камеру.
Рисунок 1.1 – Принципиальная схема мембранного электролиза
Аналогично можно рассмотреть и двухкамерный мембранный электролизер с анионообменной мембраной, обеспечивающей перенос анионов и предотвращающей перенос катионов.
Направленное движение одних компонентов растворов и надежное отделение других позволяет осуществлять процессы в одном технологическом аппарате с высокой избирательностью (селективностью) и при достижении достаточной чистоты целевых продуктов. Многие процессы, осуществляемые путем мембранного электролиза, не имеют аналогов.
Дополнительные возможности открываются при использовании биполярных мембран, состоящих из слоев с катионообменными и анионообменными свойствами. Будучи расположена между анодом и катодом, как это показано на (рисунок 1.2), при достаточно высоких значениях электрического поля она становится источником ионов Н+ и ОН-, образующихся за счет диссоциации молекул воды. Такая мембрана не пропускает через себя ни катионы, ни анионы. Молекулы воды, являющиеся источниками ионов, диффундируют к границе раздела слоев мембраны.
Рисунок 1.2 – Схема работы биполярной ионообменной мембраны
Биполярные мембраны предложено использовать, как правило, в электролизерах в комбинации с катионообменными и анионообменными мембранами. Из процессов, реализуемых в таких электролизерах можно указать следующие: гидролиз солей в растворе электролита; получение органических кислот и щелочи из солей; подкисление и подщелачивание растворов; и т.д.
Широкое распространение получил специфический вид мембранного электролиза — электродиализ, осуществляемый, как правило, в многокамерных мембранных электролизерах, в которых электроды размещаются только в крайних камерах. Схема наиболее распространенного электродиализатора с чередующимися катионообменными и анионообменными мембранами приведена на рисунке 1.3
Рисунок 1.3 – Принципиальная схема процесса электродиализа
В процессе электродиализа за счет направленного потока ионов, образуются два потока: разбавленный по концентрации электролита раствор и концентрированный по концентрации электролита раствор. При электродиализе наблюдается главным образом изменение ионного состава жидкостей, а электродные реакции, протекающие в крайних камерах, играют вспомогательную роль. В таблице 1 приведены основные направления использования этого метода.
Как правило, очистка растворов осуществляется в камерах обессоливания при одновременном повышении концентрации электролита в камерах концентрирования. Исключением являются процессы концентрирования органических соединений с добавкой соли. В этом случае концентрирование осуществляется за счет переноса воды через мембрану с ионами соли.
Процессы ионного обмена протекают при подаче в электролизер исходных растворов различного ионного состава, а процессы фракционирования за счет различной подвижности ионов в фазе мембраны.
1.2 Мембраны применяемые в электромембранных аппаратах
Синтетические полимерные мембраны и мембранные процессы изучают более 100 лет. Однако только 40 лет назад, когда первые синтетические мембраны стали коммерческим материалом, появились возможности для реализации их технических приложений. Сейчас можно выделить четыре основные области применения мембран:
1) процессы разделения веществ: микрофильтрация, ультрафильтрация,
обратный осмос, газоразделение, первапорация, диализ и электродиализ;
2) контролируемые системы массопереноса для дозированного введения
лекарств или внесения в почву удобрений и пестицидов;
3) мембранные реакторы: энзиматические (ферментные) и каталитические,
биосенсорные устройства – и ткани искусственныхорганов;
4) мембраны в энергосберегающих и конверсионных системах: в топливных элементах и электролизерах.
В настоящее время известно несколько сот мембранных материалов, из них около 50 типов принадлежат к ионообменным мембранам. Два обстоятельства стимулировали промышленное применение заряженных синтетических мембран:
открытие эффекта высокой электропроводности ионитов в набухшем состоянии, которое было сделано Хейманом и О’Доннелом в 1948 году; использование разнополярных ионообменных мембран в электродиализном аппарате для обессоливания воды (работы Майера и Штраусса в Германии и Джуда и Мак-Рея в Америке, 1953 год). На рисунке. 1.4 представлены принципиальные схемы
использования мембран в процессах электромембранной технологии (электродиализ, мембранный электролиз) и в электрохимических устройствах типа топливных элементов. В любом из этих реакторов заряженные мембраны хорошо проводят электрический ток и обладают свойством избирательно пропускать ионы определенного знака. При всем многообразии практических приложений можно выделить два типа систем: электрохимические системы с мембранами, работающие во внешнем электрическом поле; электрохимические системы с мембранами в условиях равновесия, являющиеся генераторами электрической разности потенциалов.
Широкие области использования мембран позволяют решить многие экологические проблемы, сделать более эффективными методы лечения и методы использования ресурсов.
На рисунке 1.5 схематически изображена катионообменная мембрана как фрагмент электромембранной системы. Ионитовые мембраны представляют собой полиэлектролиты, то есть хорошо набухающие пленки, несущие на полимерной матрице фиксированные положительные или отрицательные заряды. Высокая плотность этих зарядов внутри макромолекулы создает так называемый пространственный заряд, который компенсируется эквивалентным числом зарядов противоположного знака — противоионами. Последние в окрестности пришитых, фиксированных зарядов создают ионную атмосферу и обеспечивают электронейтральность полимера. В мембране содержится также небольшое количество подвижных ионов, имеющих одинаковый знак заряда с фиксированными ионами, которые называются коионами. При контакте мембраны с разбавленным раствором электролита коионы практически полностью исключаются из фазы мембраны и не участвуют в переносе тока. Этот эффект называют “доннановским исключением” в честь пионерской работы выдающегося исследователя Ф.Дж. Доннана (1910 год), который предложил уравнение для термодинамического равновесия в системе мембрана/раствор электролита.
Наложение на мембрану постоянного электрического поля вызывает направленное движение противоионов, или электромиграцию. Поэтому говорят, что набухшая в воде или растворе электролита идеальная мембрана является полиэлектролитом с униполярной проводимостью (в отличие от растворов электролитов, где ток переносят и катионы и анионы). Удельная электропроводность мембран сравнима с электропроводностью растворов электролитов. В сухом состоянии эти мембраны почти не проводят ток, и их относят к диэлектрикам.
Сорбция воды или раствора электролита формирует специфическую рабочую структуру мембран. С физико-химической точки зрения набухание и электропроводность мембран – это следствия так называемого перколяционного эффекта (или эффекта протекания): достижение определенного, порогового значения влагосодержания в ходе гидратации заряженных групп вызывает скачкообразное возрастание проводимости, достигающее двух-трех порядков. Этот удивительный эффект превращает диэлектрик в проводник электрического тока или в твердый электролит.
Другое электрохимическое свойство электромембран – селективность, то есть избирательная проницаемость ионов определенного знака (в электрическом поле). Например, идеально селективная катионообменная мембрана должна пропускать на 100% только катионы (см. рисунок 1.5), но должна служить барьером для потока коионов (анионов). Соответственно анионообменная мембрана в идеальном случае на 100% проницаема для потока анионов. Вместе с ионами через мембрану переносится вода. Этот соперенос обеспечивает так называемую электроосмотическую проницаемость мембран. Таким образом, высокая электропроводность и идеальная селективность мембран – это их основные транспортные свойства, обеспечивающие высокую производительность электромембранного процесса разделения (рисунок 1.5).
а – электродиализ – процесс деминерализации и концентрирования водных растворов; б – биполярный электродиализ для получения кислот и щелочей из солевых растворов; в – мембранный электролиз с перфторированной сульфокатионитовой мембраной для промышленного получения хлора и щелочи; г – ионоселективная мембрана как твердый электролит в топливных элементах
Рисунок 1.4 - Схематическое изображение различных процессов с участием ионообменных мембран
R – фиксированные ионы; К,А – противоионы и коионы в мембране и растворе электролита; 1 – цепи полимерной матрицы, образующие каркас; 2 – мостики полимерного кросс-агента, сшивающие основные полимерные цепи; 3 – включения инертного полимера, придающего композиции термическую и механическую прочность
Рисунок 1.5 - Схематическое изображение фрагмента электромембранной системы
Требования к ионообменным мембранам
Эффективность деминерализации раствора в камере обессоливания может значительно снижаться под влиянием ряда процессов. Влияние нежелательных процессов переноса может быть снижено подбором соответствующих мембран и методов работы для каждого отдельного случая процесса электродиализа. Кроме химической устойчивости, механической прочности и стабильности размеров, мембраны должны обладать следующими качествами:
Высокой ионной селективностью, то есть быть ничтожно проницаемыми по отношению к ионам того же знака, что и фиксированный ион мембраны.
Селективность, выражаемая числом переноса противоиона в мембране, уменьшается с увеличением концентрации раствора, находящегося в контакте с мембраной.
Высокой электрической проводимостью в наиболее разбавленных растворах, получающихся в процессе обессоливания. Этот фактор влияет на омическое сопротивление электродиализной ячейки. Ничтожной скоростью свободной диффузии электролита при разности
концентраций, ожидаемой в процессе. Диффузия соли через мембрану действует в сторону, противоположную электролитическому переносу ионов, который является целью процесса, поэтому снижает эффективность. Свободная диффузия определяется разностью концентраций с двух сторон мембраны; когда эта разность увеличивается, скорость диффузии повышается. На величину диффузии влияет селективность мембран: чем выше селективность, тем меньше относительное увеличение диффузии для данной разности концентраций. · Низкой осмотической проницаемостью.
Ионитовые мембраны проявляют аномальные осмотические свойства в системах электролита; наиболее простой эффект заключается в том, что в системе электролита они юбладают ненормально высоким осмотическим потоком по сравнению с системой неэлектролита.
Трудно создать промышленную мембрану, которая отвечала бы всем этим требованиям, и поэтому выбор типа мембран должен быть компромиссным. Условия должны быть выбраны в зависимости от свойств используемой мембраны.
Классификация мембран для ЭМП
Мембраны подразделяются по знаку заряда матрицы на катионитные и анионитные (см. рисунок 1.6), а по способу получения на гетерогенные и гомогенные.
Гетерогенные мембраны представляют собой тонкодисперсный ионит, распределенный в пленке инертного связующего материала.
Гомогенные мембраны получаются в результате реакции поликонденсации или методом привитой полимеризации. Они характеризуются сплошной фазой ионита по всей пленке.
Рисунок 1.6. Анионообменная и катионообменная мембрана.
1.3 Аппаратурное оформление процесса электролиза
1.3.1 Классификация электролизеров для электролиза водных электролитов
По форме корпуса и соответственно основных элементов электролизеры подразделяются на цилиндрические, прямоугольные (квадратные) или другой целесообразной конфигурации. Цилиндрическая форма повышает прочностные свойства конструкции, более предпочтительна при процессе электролиза под давлением или при повышенном вакууме, удобна в изготовлении. Полезное использование площади при цилиндрической форме несколько меньше, чем у электролизеров других форм, например, квадратного сечения. Прямоугольная или квадратная форма обеспечивает возможность большего развития рабочей поверхности электродов за счет увеличения размеров в одном направлении, например в ширину, чего нельзя достичь при цилиндрической форме. Кроме того, при составных (многоэлементных) электродах, присущих современным мощным электролизерам, такая форма позволяет иметь однотипные электроды, в то время как при цилиндрической форме составные части электродов в большинстве случаев различаются по размерам или конфигурации (сегменты, полосы, секторы и т. д.).
По электрическому соединению ячеек различаются биполярные и монополярные электролизеры. Биполярные электроды исключают применение то-коподводящих шин, что обеспечивает экономию конструкционных материалов, электроэнергии и места. Однако при этом необходима разделительная герметичная перегородка, изолирующая рабочие пространства, в которых располагаются электроды противоположной полярности. Требуются переходники тока, которые с анодной стороны должны быть защищены от анодного растворения и коррозионного воздействия анолита. В комплексе ячеек, составляющих электролизер, имеются возможности утечек тока из-за повышенного суммарного напряжения.
Монополярные электроды соответственно требуют применения индивидульных токоподводов, но при этом исключается необходимость в разделительной герметичной перегородке между электродами, токопереходником. Такие электроды работают со значительно меньшим напряжением, которое для каждой ячейки и для всего электролизера в составе комплекса ячеек одинаково.
По типу электродов электролизеры могут быть с выносными или совмещенными электродами. При выносных электродах рабочие поверхности их разделены пространством и ток распределяется по ним при помощи токопередающих или токоразводящих устройств (стержни, полосы, кабель и т. д.). В этом случае каждый электрод имеет лишь одну рабочую поверхность. Такая конструкция электродов позволяет иметь достаточный объем для электролита и его циркуляции и делает независимыми обе части электрода при ремонте. С другой стороны, существуют проблемы правильного токораспределения между этими частями, применения токораспределителей, их связь с электродами, а также обеспечения равномерного распределения плотности тока по их поверхности.
При совмещенных электродах обеспечивается идеальная токопередача между поверхностями электродов противоположных полюсов и наиболее равномерное распределение плотности тока по ним. Отпадает необходимость в токопереходниках. Наиболее эффективны эти преимущества в тех случаях, когда один и тот же конструкционный материал используется для изготовления анода и катода. В противном случае возникает проблема биметалла (возможен металл—графит или металл — электропроводящие пластмассы и т. д.). Это более сложное, но вполне осуществимое решение. Однако при электродах с совмещенными полюсами рабочее пространство для электролита и выделяющихся продуктов электролиза минимальное и для протекания многих процессов это представляет большие трудности.
По форме рабочей поверхности полюсов электролизеры могут иметь электроды плоские, рифленые, пальцеобразные, зернистые и др. Форма электродов выбирается конструктивно в зависимости от характера процесса, необходимой нагрузки, применительно к плотности тока, с учетом требований и возможностей изготовления и других общих и частных факторов.
Электроды могут быть съемными и неразъемными. Съемные электроды больше, их рационально применять при выносных электродах; неразъемные электроды можно применять как при совмещенных, так и выносных электродах. Выбор того или иного типа соединения электродов определяется технологией процесса, размерами электродов, необходимостью и особенностями ремонта, требованиями изготовления, длительностью пробега и др. По принципу питания ячеек рабочими средами и выводу продуктов электролиза электролизеры могут быть как с внутренней системой технологических коммуникаций, так и с внешней коммуникационной обвязкой. При внутренней системе коммуникаций в теле ячеек, составляющих электролизер, выполняют соответствующие сквозные каналы, образующие в сборе единый герметично изолированный от всего окружающего проход, соединенный с определенным пространством ячейки. Такая система коммуникаций сокращает габаритные размеры электролизера и освобождает его от многоэлементной технологической обвязки снаружи. Однако внутренняя система требует высокой точности изготовления, монтажа и герметизации и более опасна с точки зрения утечек тока.
При внешней коммуникационной обвязке каждая ячейка снабжается соответствующими технологическими штуцерами и, как правило, соединяется с коллекторами гибкими переходниками. В этом случае доступ к электролизеру оказывается загроможденным.
Применяются также электролизеры с внутренним и внешним разделением фаз. При внутреннем разделении фаз продукты электролиза или компоненты рабочих сред выводятся непосредственно из отдельных ячеек — каждый в свой коллектор и ввод свежего электролита осуществляется также в каждую ячейку. При этом смещении и циркуляция электролита осуществляются внутри электролизера и интенсивность этого процесса невысокая. Само разделение осуществляется спокойно, но для этого необходимы дополнительные объемы рабочего пространства в ячейках и, следовательно, большие размеры их. Сложна и коммуникационная обвязка электролизера.
При внешнем разделении фаз рабочие среды всех ячеек выводятся в общий коллектор; в нем или в специальном разделителе компоненты отделяются друг от друга и поступают в общие коллекторы. При этом осуществляется интенсивная циркуляция электролита через внешний контур, причем она может быть как естественной (эрлифт), так и принудительной. При таком принципе работы имеет место хорошее и быстрое перемешивание электролита, сокращаются вводы компонентов фаз, упрощается технологическая обвязка. Но при этом необходимо обеспечение правильной циркуляции и дополнительные средства для ее осуществления, возникают возможности гидравлических ударов и вибраций электролизеров, весь процесс становится более напряженным и требует большого внимания. Возможен слив по уровню. В этом случае такие трудности не возникают.
По расположению ячеек в комплексе электролизеры делятся на вертикальные и горизонтальные. При вертикальном расположении ячеек достигается значительная экономия площади, занимаемой электролизером. Для некоторых процессов, например для хлорного электролиза с диафрагмой с использованием фильтрации (протекание) потока электролита через диафрагму под гидростатическим напором, при вертикальной компоновке ячеек электроды занимают горизонтальное положение, что способствует равномерному протоку электролита через диафрагму и заметному улучшению важнейших технологических показателей (выход по току, расход электроэнергии, срок службы диафрагмы и т. д.). Удобна и точна сборка электролизеров. Однако применение вертикальных электролизеров сопряжено с рядом серьезных эксплуатационных недостатков — возникает необходимость в площадках обслуживания по высоте, усложняется технологическая и электрическая обвязка ячеек, требуются более высокие здания и др.
При горизонтальном расположении ячеек компоновка в серии, технологическая и коммуникационная обводка, эксплуатация и ремонт электролизеров проще, удобнее и экономичнее и часто более подходит для рационального осуществления процесса.
Ячейки в фильтр-прессной компоновке могут иметь промежуточную емкостную царгу (раму, кольцо) или стыковаться между собой непосредственно.
Промежуточная царга позволяет просто и надежно создавать в последней ячейке необходимый реакционный объем для рабочих сред, их циркуляцию, разделение фаз, вывод продуктов электролиза и др. Однако наличие такой царги связано с применением в фильтр-прессе минимум одного дополнительного уплотнения стыка. Чтобы избежать этого, царга может составлять одно целое с телом одного из электродов, но это усложняет конструкцию электрода, затрудняет его переборку и ремонт, а в ряде случаев является трудноосуществимым технически.
Фильтр-прессные электролизеры различаются по способам сжима ячеек в один агрегат с одновременным обеспечением надежной герметичности стыков между ячейками. Различают сжимы:
механические (с помощью болтов — штанг с нарезкой и гайками, при которых стяжка может осуществляться как вручную, так и с применением специальных механизмов); гидравлические; электрические и др.
Основными требованиями к сжимам являются простота и надежность устройства, возможность корректировки (изменение) сжимающих усилий, исключение саморазуплотнений, минимум занимаемого места и металлоемкости, доступность.
Электролизеры подразделяются по процессу и режиму работы на работающие под давлением или без давления. Осуществление процесса электролиза под давлением позволяет значительно сократить объемы оборудования и коммуникаций, исключить специальные транспортирующие устройства для продуктов электролиза, в ряде случаев улучшить основные технологические показатели, но связано с более высоким классом изготовления, монтажа эксплуатации электролизеров.
Электролизеры без давления проще в эксплуатации и в исполнении, но в ряде случаев заметно уступают по экономическим показателям. Выбор типа электролизера и режима его работы определяется технико-экономическими и эксплуатационными факторами.
Ячейки фильтр-прессного электролизера могут быть с разделительной герметичной внутренней перегородкой (стенкой) или с сообщающимися пространствами.
Подразделяются электролизеры по принципу устройства герметизирующего стыка между ячейками: замковое соединение, плоское соединение, соединение типа клин — паз, с надувными прокладками.
По материалу корпуса ячеек можно различать электролизеры с металлической или неметаллической рамами.
По типу соединения электролизеры могут быть выполнены сплошь из ячеек, сочленяемых по принципу фильтр-пресса, или комбинированными, составленными из отдельных фильтр-прессных блоков, собранных в единый комплект по фильтр-прессному принципу.
1.3.2 Описание конструкции электролизеров
Несмотря на то, что технология мембранного электролиза стала широко внедряться в промышленность лишь с недавнего времени, она непрерывно подвергается серьезным усовершенствованиям с достижением крупных сдвигов в техническом оснащении и экономике производства. Это прежде всего относится к разработкам в области катионообменных мембран, а также конструкций электролизеров мембранного типа. Улучшается качество подготовки сырья, повышается концентрация получаемой электролизерах продукции и степень ее чистоты, более эффективной становится автоматизация производства, растет конкурентоспособность технологии. Развернутые в последнее время работы по мембранному способу разделения растворов позволили создать и подготовить к промышленному внедрению, технологический процесс и конструкции электролизеров биполярного и монополярного типов. Поскольку выпускаемые в настоящее время катионообменные мембраны в виде пленки требуют применения плоских электродных поверхностей, конструкторы вынуждены создавать электролизеры со многими электродными ячейками, уплотняемыми по принципу фильтр-прессного соединения. Это относится ко всем типам известных промышленных электролизеров.
Электролизер фирмы «Асахи Кемикл» (рисунок 1.7) представляет собой комплект из ряда биполярных электродных элементов и концевых монополярных элементов противоположного знака. Все электродные элементы герметично стянуты в единый агрегат с помощью концевых гидромеханизмов и промежуточной опорной плиты, которая делит агрегат на две части. Электродные элементы разделяются между собой мембранами, каждая из которых закрепляется с помощью специальных уплотнительных прокладок в стыках между элементами.
1 — концевой катодный монополярный элемент; 2 — концевой анодный монополярный элемент; 3 — биполярный элемент; 4 — гидравлический цилиндр; 5 — гидравлический пресс; 6 — нажимная плита; 7 — опорная стойка; 8 —балка; 9 — коллектор; 10 — гибкий шланг
Рисунок 1.7 - Электролизер фирмы «Асахи Кемикл»
Биполярный элемент включает стальную раму и перегородку, состоящую из двух гнутых обкладок, выполненных с катодной стороны из никеля, а с анодной — из титана.
Анод состоит из просечно-вытяжных титановых пластин, а катод — из просечно-вытяжных пластин, выполненных в зависимости от концентрации растворов из нержавеющей, углеродистой стали или из никеля.
Конструкция концевых монополярных элементов аналогична конструкции соответствующих частей биполярного элемента. Ток подводится к электролизеру через концевые монополярные элементы с помощью внешних шин и последовательно передается через все биполярные ячейки.
Наличие зазоров между пластиной и катодом, между переливным желобом и анодом увеличивает интенсивность циркуляции вдоль мембраны, предохраняя ее от соприкосновения с газовой фазой. Учитывая неизбежные в той или иной степени утечки тока, обусловленные высоким общим напряжением, и позможную повышенную электрохимическую коррозию, в электролизере предусмотрены специальные меры защиты.
Электролизер фирмы «Асахи Гласс» (рисунок 1.8) представляет собой агрегат, состоящий из двух или нескольких блоков. И свою очередь блок состоит из ряда чередующихся монополярных анодных и катодных элементов, разделенных мембранами и герметично стянутых в единый комплект с помощью гидравлического механизма. Анодная и катодная ячейки имеют одинаковую конструкцию и выполнены соответственно из титана и нержавеющей стали. Ячейка состоит из трубчатой рамы прямоугольного сечения, к которой приварены ребра биметаллических токораздаточных стержней и просечно-вытяжных плоских электродов. Распределение тока по электродам обеспечивается рамой и токораздаточными стержнями, приваренными к нижней планке рамы и ребрам, к которым, в свою очередь, приварены электроды.
Токораздаточные стержни имеют овальное сечение и состоят из медного сердечника с титановой или стальной оболочкой.
1 — анодный газовый сепаратор; 2 — шпилька; 3 — концевая неподвижная плита; 4 — анолитный коллектор; 5 — опора электролизера;
6 — токоподвод; 7 — прокладка; 8 — анодный элемент; 9 — катодный элемент; 10 — каталитный коллектор; 11—электроизолированная плита; 12 —мембрана; 13 — прижимная концевая плита; 14 — катодный газовый сепаратор
Рисунок 1.9 - Электролизер фирмы «Асахи Гласс»
Обвязка электролизера по току последовательно-параллельная: в каждом блоке ячейки обвязаны параллельно, а блоки между собой соединяются последовательно. Несущая трубчатая полая рама является одновременно коллектором электролита. С наружной части планки рамы имеют штуцера, через которые подводится электролит и отводится газожидкостная смесь от каждой ячейки.
Мембранный электролизер типа МЭМ с биполярными электродами. Модуль включает электролизер, автономный преобразователь тока, технологическую и электрическую обвязки, комплекс средств автоматизации и контроля и индивидуальную систему управления процессом. Электролизер состоит из двух частей, компонуемых в модульном исполнении или параллельно, рядом, или последовательно в одну линию. Каждая часть электролизера представляет собой комплекс из концевых монополярных электродов (анод и катод) и расположенных между ними биполярных электродов. В одном из вариантов такой комплекс состоит из двух блоков электродов, каждый из которых содержит 29 биполярных электродов, замыкаемых с противоположных сторон соответственно монополярными анодным и катодным элементами.
1, 2—концевые электроды (соответственно анод и катод); 3 — биполярный электрод; 4, 5— коллекторы; 6, 8 — рамы; 7 —механизм фильтр-прессной стяжки; 9 — перегородка; 10, 13 — токоподводы; 11 —контактная стяжка; 12 — анод;
14 — катод; 15 — прокладка; 16 — плита
Рисунок 1.10 - Мембранный электролизер типа МЭМ:
В конструкции электролизера может быть использована любая катионообменная мембрана, рассчитанная на процесс электролиза с получением хлора, каустической соды и водорода. Поэтому при его эксплуатации применимы все известные в мировой практике мембраны этого типа и, в частности, Флемион. Мембрана, как обычно, располагается между поверхностями анода и катода и уплотняется по периметру с помощью прокладок и специальной герметизирующей ленты ФУМ. В электролизере предусмотрены устройства для крепления стяжек, фиксирующих блок ячеек при его отодвигании. Эти устройства позволяют заменять дефектную мембрану или электрод в отключенном состоянии без разуплотнения остальных ячеек. Это позволяет сократить сроки ремонтных работ при эксплуатации.
1.3.3 Принцип работы и основные характеристики предлагаемого электродиализного аппарата.
Электродиализное оборудование фирмы «Аквамин», предназначенное для концентрации водных растворов CaCl2 NaCl.
Обессоливание и концентрация продукта осуществляется с помощью метода электродиализа, т.е. ионы растворенных солей переносятся под действием постоянного электрического тока через ионообменные мембраны. Метод электродиализа использует:
1) электролитическую диссоциацию в воде молекул растворенных веществ;
2) направленное движение ионов в электрическом поле;
3) селективные свойства ионообменных мембран по отношению к ионам, имеющим заряды различных знаков.
Растворение солей в жидкости с образованием ионных пар происходит под воздействием диполей, образуемых молекулами воды в силу особенностей расположения в них атомов водорода и кислорода.
В постоянном электрическом поле ионы получают направленное движение согласно ориентации поля, при этом сохраняется принцип электронейтральности раствора в любой его точке.
Принцип работы электродиализа обессоливания раствора CaCl2+NaCl Обрабатываемый раствор разделяют чередующимися катионообменными «С» и анионообменными «А», которые образуют чередующиеся обессоливающие (дилюатные) камеры 2-4 и концентрирующие (рассольные) камеры 3-5, расположенные между парой электродов: анодом 6 и катодом 1. По трубопроводу 11 подают исходную воду на обессоливание в камеры 2-4, на концентрирование в камеры 3-5. Обессоленную воду из камер 2-4 и рассол из камер 3-5 удаляют отдельными трубопроводами 7 и 8. Перед каждым электродом устанавливают приэлектродные камеры.
Для эффективной работы ЕДА необходима промывка приэлектродных камер. Промывка предохраняет крайние мембраны от разрушения продуктами электролиза, особенно хлором (Сl) и его соединениями. Промывной раствор в обе электродные камеры подводится по самостоятельной рециркуляционной гидравлической системе 9-10.
Для предупреждения отложений солей в камерах, предусматривается периодическая смена полярности. Межпакетное пространство промывается рассолом. Под действием постоянного электрического тока катионы, двигаясь к катоду, из камер 2-4 свободно проникают через катионообменные мембраны «С», но задерживаются анионообменными мембранами «А» в камерах 3-5, а анионы, двигаясь к аноду, проходят через анионообменные мембраны «А» из камер 2-4, но задерживаются катионообменными мембранами «С» в камерах 3-5. При обработке, раствора ДЖ CaCl2 + NaCl передвижение ионов под действием электрического поля вызывает проход катионов Na+и Ca+ через катионные мембраны и анионов CL- через анионные мембраны. В результате этого из одного ряда камер (например, из ряда четных камер) ионы, имеющие положительные и отрицательные заряды выводятся постоянным электрическим током в смежный (нечетный) ряд камер, поэтому вода в четных камерах обессоливается, а в нечетных происходит концентрирование. Соответственно, в электродных камерах происходит электросинтез - кислоты (на аноде) и щелочи (на катоде)
На рисунке 1.11 изображено устройство электродиализного блока установки
Рисунок 1.11 – Электродиализный блок
Ввод электродиализной установки для повышения концентрации дистиллерной жидкости перед последующей стадией выпаривания способствует сокращению энергозатрат, повышения качества выпускаемой продукции, при обработке в аппаратах с ионообменными мембранами получение сильных кислот HCl (в разбавленном виде) необходимой для чистки технологического оборудования от инкрустаций, образующихся на внутренних поверхностях трубопроводов и аппаратов.
Тип установки …………………………… стационарная
Производительность………………………3,2м3/час
Пределы концентрации общие:
начальные концентрация….……………CaCl2 -9,65% НКЖД, NaCl -4,5% НКЖД,
конечные концентрация………………..CaCl2 -19-21%НКЖД, NaCl -4,5% НКЖД
Тип электродиализного аппарата…..пресс фильтр, многокамерный с вертикальным электрическим полем
Количество электродиализаторов шт. ……8
Источник потребляемой электроэнергии…..трехфазная сеть переменного тока, напряжение 380 В
Количество насосов, шт. ……………………..4
Габаритные размеры м2……………………… 36
длина, м……………………………………… 12
ширина, м……………………………………….3
высота, м……………………………………… 2
Масса (в сухом состоянии) кг ……………… 6000
Срок жизни установки……………………… 10 лет
Количество рабочих дней в году……………..320
Установочная мощность………………………80 kВт
Cрок замены мембран…………………………МА 40 - 6 мес. МК 40 - 18 мес.
Конструкция установки проектируется для работы по циркуляционной схеме при помощи электродиализного аппарата.
Установка обслуживается одним оператором, постоянного надзора не требуется
2. Обоснование выбора темы
Получение товарного хлорида кальция из дистиллерной жидкости содового производства заключается в последовательном выпаривании дистиллерной жидкости от концентрации ~ 10% СаС12 до 67%, требуемой условиями ГОСТ на плавленый продукт. Выпарку ведут в одиночных или батарейных плавильных котлах, обогреваемых топочными газами, в вакуум-выпарных аппаратах, обогреваемым паром, в распылительных сушилках и др.
Осветленную дистиллерную жидкость выпаривают обычно в многокорпусных выпарных аппаратах. По достижении концентрации ~40% СаСІ2 выделяется в осадок почти вся содержащаяся в жидкости поваренная соль. Она может быть возвращена в производство соды при условии тщательной отмывки от СаС12 (во избежание увеличения расхода соды на стадии предварительной очистки рассола NaCl). Отфугованная от маточного раствора, промытая и высушенная поваренная соль очень чиста и пригодна для пищевых целей. Попутное получение чистой пищевой поваренной соли является важным условием рентабельности производства хлорида кальция.
При выпаривании не очищенной от ионов
Эти факторы на данный момент предоставлены в существующей схеме получения жидкого хлористого кальция и требуют их решения. На производстве одна технологическая нитка – при выходе из строя одного из аппаратов останавливается все производство. К тому же образование инкрустаций приводит к увеличению энергозатрат и затрат на межостановочное обслуживание аппаратов, сокращает общий фонд рабочего времени.
Для снижения расхода пара на выпаривание ДЖ в выпарных аппаратах цеха ЖХК можно применить один из способов увеличение концентрации исходного раствора (Хн) путем удаления растворителя.
Обычно перед выпариванием из раствора удаляют лишь часть растворителя, так как вприменяемых для выпаривания аппаратах вещество должно оставаться в текучем состоянии.
Практический опыт и теоретические знания (процесса выпаривания) говорят отом что, дистиллерную жидкость на выпаривание можно подавать с начальной концентрацией СаС12 в растворе Хн= 19-20 %, не более.
Процесс экономии пара на выпаривание рассмотрим в диапазоне изменения начальной концентрации СаС12от12до 19%
Очевидно, что изменение концентрации растворенного врастворе вещества в большую сторону приведет к снижению энергозатрат на выпаривание. Процесс концентрирования раствора заключается в удалении растворителя (Н20) в результате теплоемкость раствора уменьшается и снижая количество теплоты необходимое для проведения процесса. С увеличением концентрации исходного раствора при неизменных параметрах (давлении и температуры) процесс выпаривания начнет протекать быстрее, что приведет к увеличению производительности или к снижению расхода теплоносителя.
Экономию пара представим на следующем примере:
Расход ДЖ (GH) = 1000 м3/ч; концентрация раствора начальная (Хн) = 12,5%; концентрация упаренного раствора (Хк) = 35%; в выпарной аппарат подеется греющий пар давлением Р = 0,6 МПа.
Расход пара определим из следующего выражения для определения количества теплоты переданного раствору в выпарных аппаратах:
где D - расход пара кг/с;
Св - теплоемкость воды, кДж/кгтрад;
ТК1 температура кипения раствора;
Нп, НВ - энтальпии пара и воды, кДж/кг;
in - энтальпия конденсата кДж/кг;
1,03 - потери тепла.
При постоянном подводе пара (в выпарной аппарат) с неизменными параметрами давление и температура, значения теплоемкости воды, температуры кипения раствора энтальпии остаются практически без изменения. Теплоемкость раствора (СН) и значение производительности по выпаренной воде (W), меняется в зависимости от концентрации.
расход пара определится:
При увеличении концентрации исходного раствора например до 19 % расход пара определится как:
Разница составляет
В дипломном проекте для укрепления раствора дистиллерной жидкости, а также повышения качества выпускаемой продукции жидкого хлористого кальция и соли поваренной технической для первичной обработки поступающей в цех дистиллерной жидкости предлагается разработка проекта установки электродиализного аппарата в цехе ЖКХ производства ХК и БС.
Следует отметить улучшение экономических показателей, которые были учтены и рассчитаны далее в экономической части дипломного проекта.
3. Технологическая часть
3.1 Общая характеристика производства.
Производство хлористого кальция (жидкого) предназначено для переработки основного отхода производства кальцинированной соды - дистиллерной жидкости (ДЖ), с получением кальция хлористого жидкого по ГОСТ 450-77 и поваренной соли технической по ТУ 9192027-00204872-95.
Производство хлористого кальция (жидкого) на ОАО «Сода» введено в эксплуатацию в 2003 году и позволяет сокращать объёмы накопленной ДЖ в шламонакопителях «Белое море».
Годовая проектная мощность по утилизации дистиллерной жидкости в пересчёте на товарную продукцию составляет 33 тыс.т/год (100% СаСl2), 103,125 тыс.т в год (раствор с концентрацией СаСl232%)
При выделении из дистиллерной жидкости хлористого кальция жидкого также образуется попутный продукт - соль поваренная влажная - в объёме 16,5 тыс.т/год.
Режим работы производства хлористого кальция - непрерывный. Общий фонд рабочего времени - 8640 часов. Принятый фонд рабочего времени с учётом простоев на промывку, чистку, ремонт оборудования - 7332 часа.
Получение хлористого кальция основано на концентрировании отхода содового производства - дистиллерной жидкости - в выпарных установках не менее 32% маc. по СаСl2 с кристаллизацией при этом из раствора примеси хлористого натрия, который затем выделяется из упаренной суспензии на центрифуге.
Поскольку в процессе выпаривания из дистиллерной жидкости кристаллизуется также накипеобразующая примесь сульфата кальция, для уменьшения накипеобразования в выпарных аппаратах применен метод ввода кристаллической затравки безводного сульфата кальция-ангидрита СаSО4.
Для удаления образующейся накипи в аппаратах трёхкорпусной выпарки поз.259, поз.260, поз.261 и теплообменниках поз.257, поз.258 разработан процесс химической промывки, основанный на растворении сложной карбонатно-сульфатной накипи в 3-4%-ной ингибированной соляной кислоте.
Особенностями технологического процесса являются:
- подача в производство охлажденной дистиллерной жидкости из накопителя «белое море» с температурой окружающей среды, что потребовало разработкиузла её подогрева в пластинчатом теплообменнике вторичным вакуумным паромпоступающим в барометрический конденсатор из выпарной установки;
- применение фильтрующих центрифуг типа «ФГН» для разделения упаренной суспензии, содержащей кроме твердой поваренной соли взвесь тонкодисперсных кристаллов затравки ангидрида, которые могут забивать фильтрующую сетку центрифуги.
- очистка выпарных аппаратов от образующейся накипи путём химической промывки ингибированной соляной кислотой.
Производство хлористого кальция ОАО «Сода» является природоохранным объектом, так как позволяет сократить сброс дистиллерной жидкости в р.Белую на 310000 м3/год.
3.2 Характеристика производимой продукции.
Кальций хлористый технический жидкий выпускается по ГОСТ 450-77.
Кальций хлористый технический жидкий представляет собой раствор желтовато-серого или зеленоватого цвета прозрачный или с лёгкой мутью.
Химическая формула – СаСl2, молекулярная масса -111.
Хлористый кальций быстро поглощает влагу. При систематическом воздействии раздражает и осушает кожу; особенно раздражающе действует на слизистые оболочки верхних дыхательных путей и глаз. Хлористый кальций пожаро-взрывобезопасен. Допускается в жидком хлористом кальции, изготовляемом в течение года по безупарочному способу, массовая доля хлористого кальция не менее 32 %, а в продукте, изготовляемом другими способами в период с октября по апрель (включительно). массовая доля хлористого кальция - не менее 30 %.
Кальций хлористый жидкий, получаемый из дистиллерной жидкости содового производства, является раствором насыщенным примесями: NaCl, Са(ОН)2, СаSO4, Са2SО3. При охлаждении растворов технического продукта из него кристаллизуется в основном примесь хлористого натрия, растворимость которого тем выше чем ниже содержание хлористого кальция в исходной ДЖ.
Кальций хлористый жидкий используется для устранения снежноледяных образований, обеспыливания на автомобильных дорогах, в нефте-газо добывающей промышленности, в строительстве, в холодильной технике и для других целях.
Наряду с хлористым кальцием в производстве получается попутный продукт - поваренная соль техническая. Показатели качества поваренной соли соответствуют требованиям ТУ 9192-027-00204872-95.
3.3 Описание технологического процесса
3.3.1 Основные стадии производства
Для производства товарного продукта хлористого кальция предусмотрено применение двух видов дистиллерной жидкости карбонизованная (КДЖ) и некарбонизованная (НКДЖ) усредненные составы представлены в таблице 2:
Таблица 2 – характеристика применяемого сырья
| Вид ДЖ | Концентрация веществ, г/литр | |||||||
| CaCl2 | NaCl | CaSO4 | CaOH2 | CaCO3 | Ca(HCO3) | pH | взвеш. | |
| НКДЖ | 109,0 | 51,0 | 0,97 | 0,69 | 0,27 | отсут. | 11,3 | 0,03 |
| КДЖ | 105,0 | 51,0 | 0,95 | отсут. | 0,01 | 0,12 | 8,2 | отсут. |
Концентрация в % масс
| | CaCl2 | NaCl | CaSO4 | CaOH2 | CaCO3 | Ca(HCO3) |
| НКДЖ | 9,65 | 4,51 | 0,09 | 0,06 | 0,02 | отсут. |
| КДЖ | 9,25 | 4,51 | 0,08 | отсут. | 0,001 | 0,01 |
Плотность 1,13 г/см3; Динамическая вязкость при 20°С – 14*10-3 Пас; Температура замерзания °С - -11,7; расход ДЖ
1. Подача из цеха КПДЖ карбонизованной и некарбонизованной осветленной дистиллерной жидкости, смешение этих потоков с получением смешанного раствора с заданным содержанием Са(ОН)2 = 0,025 - 0,03% мас, необходимым для снижения коррозии оборудования.
2. Смешение подогретой дистиллерной жидкости с ретурным потоком концентрированного не менее 35%-го раствора хлористого кальция, содержащим кристаллическую затравку безводного сульфата кальция, и дополнительный подогрев смешанного раствора, имеющего концентрацию 14% мас. СаСl2, до температуры 70-75ºС конденсатами в теплообменниках трёхкорпусной выпарной установки.
3. Упаривание подогретого смешанного 12%-го раствора хлористого кальция в трёхкорпусной выпарной установке до концентрации хлористого кальция 19% мас. СаСl2, при которой из раствора не происходит кристаллизация хлористого натрия.
Для снижения гипсового накипеобразования в выпарных аппаратах применяется затравка кристаллов безводного сульфата кальция - ангидрита СаSO4.
4. Упаривание 19%-го раствора хлористого кальция в однокорпусной выпарной установке, работающей под вакуумом, до концентрации не менее 35% мас. СаСl2, при которой происходит кристаллизация основной массы хлористого натрия, содержащегося в дистиллерной жидкости. В процессе кристаллизации хлористого натрия на стенках выпарного аппарата (труба вскипания, сепаратор) происходит образование солевых инкрустаций. Поэтому через 25-30 суток выпарной аппарат промывается от солевых инкрустаций исходной, подогретой до 55°С некарбонизованной дистиллерной жидкостью. Длительность промывки составляет примерно 2-3 смены.
5. Упаренная суспензия из выпарного аппарата, содержащая в твёрдой фазе хлористый натрий и кристаллы затравки CaSО4, подвергается разделению. Процесс разделения упаренной суспензии производится в гидроциклоне, где происходит сепарация высокодисперсных кристаллов сульфата кальция и возврат их в голову процесса, а также на центрифуге, где выделяется кристаллический хлористый натрий.
Отфильтрованный на центрифуге раствор хлористого кальция концентрацией не менее 35% и осадок хлористого натрия отправляются на склады готовой продукции.
3.3.2 Описание технологической семы узла электродиализной обработки.
Смешанный 12-17% раствор хлористого кальция с затравкой ангидрита из емкости поз,2742 насосом поз.H321,2 подаётся на стадию электродиализной предварительной обработки дистиллерной жидкости вместо трёхкорпуснуй выпарной установки.
Комплекс ЭДА собран из 11 установок. Учитывая то, что работа планируется на концентрирование раствора, установка проектируется по циркуляционной схеме обессоливания.
Каждая установка состоит, в основном, из двух блоков: технического блока, включающего гидравлическую и электрическую части управления и электродиализного блока, состоящего из 8-ми электродиализных модулей. Все элементы гидравлической системы выполнены из полимерных материалов.
— Проектная температура рабочей среды : 18°С - 20°С
— Температура окружающей среды: 5°С - 40°С
Гидравлическая пропускная способность при давлении 2 кг/см2: Дилюатный тракт -3,2 м3 /час; Рассольный тракт -3,2 м3 /час; по анолиту - 3,0 м3/час; по католиту - 3,0 м3/час.
В процессе работы уровень концентрации в рассольном тракте контролируется автоматически при помощи контроллера электропроводности и электрозадвижек. Уровень жидкости в рассольном баке и баке промывки также поддерживается автоматически при помощи датчиков уровня и электрозадвижек. Процесс контролируется и управляется по следующим переменным характеристикам: « Давление – Манометрами»; «Сила тока – Амперметрами»; «Производительность – ротаметры»; «Солесодержание — Кондуктометрами»; «рН-рНметром»
Для устойчивой работы установки в процессе наладки давления всех 4-х трактов на входе устанавливаются одинаковыми. Согласно показателям в спецификации:
— давление дилюатного тракта на входе макс, 2 кг/см2
— давление рассольного тракта на входе 2кг/см2
— давление промывки электродов 2 кг/см2
— Энергопитание проектируется от сети переменного тока 220/380 В 50Гц.
Основное оборудование
— Подача продукта на ЕДУ обеспечивается центробежным насосом CHI марки “Grundfos”.
— Циркуляция рассола обеспечивается центробежным насосом CHI марки “Grundfos”.
— Циркуляция промывки электродов обеспечивается центробежным насосом CHI марки “Grundfos”.
— Электродиализный блок состоит из 8 ЕДА по 400 мембран каждый.
— Трубопроводы из ПВХ
— Емкость промывки электродов, вместимостью 1000 л.
— Емкость рассола, вместимостью 1000 л.
— Шкаф автоматики и нагрузки.
— Коллектор гидравлической переполюсовки.
— Шаровые 3-х ходовые краны с эл.приводом.
— Металлический каркас из нержавеющей стали
— Трансформатор разделительный 380/380 -70 kВт
После стадии предварительной обработки в ЭДА раствор хлористого кальция с концентрацией 19-20 % СаСl2 насосом поз. 2633,4 перекачивается в выпарной аппарат поз.Т2 для получения раствора хлористого кальция с концентрацией не менее 35%.
3.3 Материальный баланс распылительной сушилки.
Количество поступающего на сушку влажного материала кг/ч, определяли согласно [5,С.15] по формуле
G1=
где Gсух - масса сухого порошка, кг/ч;
U1 - начальная влажность композиции, %.
Подставим значение начальной влажности U1= 40% в формулу (3.1) получим
G1 =
Количество высушенного материала G2, кг/ч, определяли согласно [5,С .15] по формуле
G2=
где U2 – конечная влажность порошка, %
Gсух – масса сухого порошка, кг/ч.
Подставим значения в формулу (3.2) и получим
G2=
Количество удаленной влаги W,кг/ч, определим согласно [5,С.15] по формуле
W=G1-G2 , (3.3)
где G1 – количество влажного материала поступающего на сушку, кг/ч;
G2 – количество высушенного материала, кг/ч
W=15000-10000=5000 кг/ч
Количество поступающего в распылительную сушилку природного газа, воздуха и выход компонентов определяли при расчете теплового баланса. Материальный баланс в таблице 3.2
3.4 Тепловой расчет
3.4.1 Тепловой баланс распылительной сушилки.
В качестве сушильного агента применяются дымовые газы, полученные при сжигании природного газа Бухарского месторождения. Весовой состав этого газа, согласно [5,С.451], следующий : метан СН4-78,62%; этан С2Н6-6,72%; пропан С3Н8-5,12%; бутан С4Н10 -1,74%; окись углерода СО2-2,3%; азот N2-5.5%; плотность газа γГ=0,761 кг/м3.
Расход воздуха для сжигания газа в тонне L0, кг/кг, определяли согласно [5,C.12] по формуле
L0=1,38·
где х и у – количество атомов углерода и водорода соответственно, в
молекулах углеродных оставляющих природного газа.
L0=1,38·
Низшую теплопроводность рабочего состава топлива Q
Q
Q
Высшую тепловую способность рабочего состава топлива Q
Q
Q
+0,09·8/(12·3+8) ·5,12+0,09·10/(12·4+10) ·1,74)]=50789 кДж/кг
Теплоемкость газа СТ, кДж/кг °С, определяли согласно [7,C.65] теплоемкость смеси по формуле
СТ =ССН4·СН4 +...+ССО2-СN2·N2 , (3.7)
где ССН4; ...;ССО2;СN2 - теплоемкость газовой смеси принятых согласно [2.]
ССН4 = 2,167 кДж/кг °С; СС2Н2 =1,648 кДж/кг °С;
СС3Н8 =1,55 кДж/кг °С; СС4Н10 =1,59 кДж/кг °С;
ССО2 =0,86 кДж/кг °С; СN2 =2,95 кДж/кг °С;
Подставим значения в формулу (3.7) получим
Ст = 2,167·0,7862+1,648·0,0672+1,55· 0,0512+1,59·0,0174+
+0,86·0,023+2,95·0,055=2,1 кДж/кг °С;
влагосодержание воздуха Х0, кг/кг, определяем по формуле
Х0 = 0622·φ0·РН/(П-φ0·РН) , (3.8)
где φ0 – относительная влажность воздухаХ0,φ0 =67% согласно
таблице 40 [8,C.513] ;
РН – давление насыщенного водяного пара при температуре
t0 = 19,4 °C, РН =0,23324·10-2 МПа согласно таблице 38[8,C.511];
П – общее давление паровоздушной смеси, МПа.
Х0=0622·
Энтальпию воздуха I0 кДж/кг сухого воздуха, определяли согласно [8,C.403] по формуле
I0 =(1,011,97 · Х0 ) · t0 2493 · Х0 , (3.9)
I0 =(1,01+1,97 ·0,01) ·19,4+2493 ·0,01 =45кДж/кг сухого воздуха
КПД топки принимали равный ηТ = 0,09, а температура топлива (природного газа) t0т =25°С.
Теплоемкость сухих газов принимали равной теплоемкости воздуха при средней температуре
СВ = СГ = 1,01 кДж/кг °С.
Коэффициент избытка воздуха определяли согласно [7.C,65] по формуле
α=
где in – теплосодержание пара при температуре газа tГ =665°С.
определяли по формуле
in=4,19·(595+0,47·tг), (3.11)
in =4,19·(595+0,47·335)=3153 кДж/кг
α=
Вес сухих газов Gг, кг/кг сухого газа, определяли согласно [7,C.64] по формуле
Gг=1+α ·L-
Gг=1-7,3 ·16,6-2,06=118 кг /кг сухого газа
Вес водяных паров Gп, кг/кг сухого газа, определяли согласно [7,C.64] по формуле
Gп =
где х, у – число атомов углерода и водорода соответственно;
α – коэффициент избытка воздуха;
L0 - расход воздуха при сжигании газа в топке, кг/кг;
Х0 – влагосодержание воздуха, кг/кг.
Gп = 2,06+7,3 ·16,6 ·0,01=327 кг/кг сухого газа
На основании полученных данных рассчитали состав дымовых газов Gп, кг/кг сухого газа, согласно [7,C.65] по формуле
Gсо2 =0,01 ·СО2+
GN2 =0.468 ·α · L0+ 0.01·N2 , (3.15)
Gо2 = 0.232·( α-1) ·L0 , (3.16)
где х, у – число атомов углерода и водорода соответственно;
α – коэффициент избытка воздуха;
L0 - расход воздуха при сжигании газа в топке, кг/кг;
Gсо2 =0,01 ·2,3+
·0,0174=2,35 кг/кг сухого газа
GN2 = 0,768·7,3·16,6+0,01·5,5 = 93,12 кг /кг сухого газа
GО2 = 0,232·(7,3-1) ·16,6 = 24,26 кг/кг сухого газа
Теплоемкость дымовых газов по их составу Gг, кДж / кг· °С проверяли согласно [7,C.165] по формуле
Сг=
где GСО2, GN2, GО2, - составы дымовых газов, кг/кг сухого газа;
ССО2, СN2, CО2, - теплоемкости составляющих дымового газа при
температуре 300°С согласно [2,C.473];
ССО2 = 0,994 кДж/кг·°С; СN2 = 1.044 кДж/кг·°С; СО2 = 0,96 кДж/ кг · °С;
Gг – вес сухих газов, кг/кг сухого газа.
Сг =
Поскольку полученное значение газов Сг, мало отличается от принятого, то величину коэффициента избытка воздуха можно не пересчитывать.
Влагосодержание дымовых газов на входе в сушилку Х1, кг/кг, определяли согласно [7,C.16] по формуле
Х1 =
где Gп и Gг – вес водяных паров и вес сухих газов соответственно, кг/кг
сухого газа.
Х1=
Теплосодержание дымовых газов IГ, кДж/кг, определяли согласно [7,C.66] по формуле
IГ =
где QвР – высшая теплопроводная способность топлива, кДж/кг сухого газа
ηТ – КПД топки;
СТ – теплоемкость газа, кДж/кг · °С ;
tT – температура топлива (природного газа),°С;
α - коэффициент избытка воздуха;
L0 – расход воздуха при сжигании газа в топке, кг/кг;
I0 – энтальпия воздуха, кДж/кг · °С сухого газа;
GГ – вес сухих газов, кг/кг сухого газа.
IГ =
Суммарную величину потерь тепла Δ, кДж/кг, определяли согласно [5,C.17] по формуле
Δ= Θ1-qм-qn , (3.21)
где Θ1 – температура исходного материала, °С;
qM – расход тепла на подогрев материала, кДж/кг;
qn – удельные потери тепла в окружающую среду, кДж/кг.
Расход тепла на подогрев материала qM , кДж/кг, определяли согласно [5,C.17] по формуле
qM =
где G2 – производительность сушилки по годовому продукту, кг/ч;
СМ – теплоемкость порошка, кДж/кг · °С4
W – количество удаляемой влаги, кг/ч;
Θ1 - температура исходного материала, °С;
Θ2 - температура конечного продукта, °С.
qM=
Удельные потери тепла qn, , определяли согласно [5,C.17] по формуле
qn = 0,1·(595+0,47·t2 + qM – Θ1) ·4,19 , (3.22)
где Θ1 – температура исходного материала, °С;
qM – расход тепла на подогрев материала, кДж/кг;
t2 – температура сушильного агента на выходе из сушилки, °С.
qn = 0,1 ·(595+0,47 ·100+(-50,4)-60) ·4,19= 239 кДж/кг
Δ = 60+50,4-239 = -128,6 кДж/кг
По диаграмме I-X:
I2=410 кДж/кг; X2 = 0.11 кг/кг.
Расход сушильных газов на 1 кг испаренной влаги ι, кг/кг, определяли согласно [9,C.744] по формуле
ι=
где Х1 , Х2 – влагосодержание дымовых газов на входе и на выходе
в сушилку соответственно, кг/кг.
ι=
Весовой расход сухих газов на входе в сушилку L, кг/ч, определяли согласно [9,C.744] по формуле
L= ι · W , (3.24)
где ι - расход сушильного агента на 1 кг влаги, кг/кг;
W – количество удаляемой влаги, кг/ч.
L = 12 ·5000 =60000 кг/ч
Удельный обьем влажных газов на входе в сушилку ύ1, м3/кг, определяли согласно [8,C.403] по формуле
ύ1 = 4,67· 10-6 · (622+1000· Х1) · (273+t) , (3.25)
где Х1 – влагосодержание дымовых газов на входе в сушилку, кг/кг;
t1 - температура дымовых газов на входе в сушилку, °С.
ύ1 =4,67·10-6·(622+1000·0,027) ·(273+335) = 1,8 м3/кг
Удельный объем влажных газов на выходе из сушилки ύ2, м 3/кг, определяли согласно [8,C.403] по формуле
ύ2 = 4,67· 10-6 · (622+1000· Х2) · (273+t1) , (3.26)
где Х2 – влагосодержание дымовых газов на выходе из сушилки, кг/кг;
t2 - температура дымовых газов на выходе из сушилки, °С.
ύ1 = 4,67· 10-6 · (622+1000· 0,11) · (273+100) = 1,27 м3/кг
Объемный расход сушильного агента на входе в сушилку V1, м3/ч , определяли согласно [8,C.432] по формуле
V1 = L · ύ1 , (3.27)
где L – весовой расход сухих газов на входе в сушилку, кг/ч;
ύ1 - удельный объем сушильного агента на входе в сушилку, м3/кг.
V1 =60000 ·1,18 = 108000 м3/ч
Объемный расход сушильного агента на входе в сушилку V2, м3/ч , определяли согласно [8,C.432] по формуле
V2 = L · ύ2 , (3.28)
где L – весовой расход сухих газов на входе в сушилку, кг/ч;
ύ2 - удельный объем сушильного агента на выходе из сушилки, м3/кг.
V1 =60000 ·1,3 = 78000 м3/ч
Количество тепла передаваемого частицами композиции Q, Вт, определяли согласно [7,C.204] по формуле
Q =[ W · (595+0,47 · t2 – θ1) · 1,163 +CM ·G2 · (θ2-θ1)] , (3.29)
где W – количество удаляемой влаги, кг/ч ;
t2 - температура дымовых газов на выходе из сушилки, °С;
θ1 – температура исходной композиции, °С;
θ2 - температура конечного продукта, °С;
G2 - производительность сушилки по готовому продукту, кг/ч;
CM – теплоемкость порошка, кДж/кг °С.
Q =[ 5000 · (595+0,47 · 100 – 60) · 1,163 +1,26 ·10000 · (40-60)] = 331,455 ·104 Вт
Расход топлива В, кг/ч, определяли согласно [7,C.68] по формуле
В =
где ι – расход сушильного агента на 1 кг влаги, кг/кг ;
W – количество удаляемой влаги, кг/ч;
GГ – вес сухих газов, кг/кг сухого газа.
В =
Удельный расход тепла на 1 кг испаренной влаги q, кДж/кг влаги, определяли согласно [7,C.67] по формуле
q=ι ·(Ir – I0), (3.31)
где ι – расход сушильного агента на 1 кг влаги кг/кг;
Ir – теплосодержание дымовых газов, кДж/кг;
I0 – энтальпия воздуха, кДж/кг сухого газа.
q = 12 ·(434-450 = 4668 кДж/кг влаги
Удельный расход топлива высушенного продукта b, кг/т , определяли согласно [7,C.66] по формуле
b =
где B – расход топлива, кг/ч;
G2 – производительность сушилки по готовому продукту, кг/ч.
b =
Приход тепла с дымовыми газами на 1 кг влаги q1 , кДж/кг, определяли согласно [7,C.30] по формуле
q1 = ι · I1 , (3.33)
где ι – расход сушильного агента на 1 кг влаги кг/кг;
I1 – теплосодержание дымовых газов, кДж/кг.
q1 = 12 · 434 = 5208 кДж/кг
Приход тепла с влагой материала на 1 кг влаги q2, кДж/кг, определяли согласно [7,C.30] по формуле
q2 =θ1 ·Cвл , (3.34)
где θ1 – температура исходной композиции, °С;
Свл – теплоемкость воздуха кДж/кг·°С.
q2 = 60 ·1,01 =60 кДж/кг
Приход тепла с материалом на 1 кг влаги q3 , кДж/кг, определяли согласно [7,C.30] по формуле
q3 =
где G2 – производительность сушилки по готовому продукту, кг/ч;
W - количество удаляемой влаги, кг/ч;
СМ – теплоемкость порошка, кДж/кг · °С;
θ1 – температура исходной композиции, °С.
q3 =
Расход тепла с уходящими газами на 1 кг влаги q4 ? кДж/кг, определяли согласно [7,C.30] по формуле
q4 = ι · I2 , (3.36)
где ι – расход сушильного агента на 1 кг влаги кг/кг;
I2 – теплосодержание отходящих из сушилки газов, кДж/кг.
Расход тепла с высушенным материалом на 1 кг влаги q5 , кДж/кг, определяли согласно [7,C.30] по формуле
q5 =
где G2 – производительность сушилки по готовому продукту, кг/ч;
W - количество удаляемой влаги, кг/ч;
СМ – теплоемкость порошка, кДж/кг · °С;
θ2 – температура конечного продукта, °С.
q3 =
Расход и приход тепла сведем в таблицу 3.1
Таблица 3.1 – Тепловой баланс распылительной сушилки на 1 кг влаги
| Приход тепла | кДж/кг | Расход тепла | кДж/кг |
| С дымовыми газами | 5208 | С дымовыми газами | 4920 |
| С влагой материала | 60 | С высушенным материалом | 101 |
| С материалом | 151 | Потери в окружающую среду | 239 |
| Итого : | 5419 | Итого : | 5260 |
Рассогласование баланса распылительной сушилки составило :
δ =
При инженерных расчетах допускается рассогласование баланса равное 5%
Принимаем унос синтетических моющих средств с дымовыми газами 10%, что составит 1000 кг/ч.
Таблица 3.2 – Материальный баланс распылительной сушилки
| Приход | кг/ч | Расход | кг/ч |
| 1 | 2 | 3 | 4 |
| Композиции | 15000 | Порошка | 10000 |
| в том числе : | | в том числе : | |
| сухого | 9000 | на транспортер | 9000 |
| Влажного | 6000 | Унос с дымовыми газами | 1000 |
Продолжение таблицы 3.2
| 1 | 2 | 3 | 4 |
| Дымовых газов | 60000 | Дымовые газы: сухого влажного | 60000 5000 |
| Итого | 75000 | Итого | 75000 |
По полученным данным провели расчет основных размеров
распылительной сушилки.
Секундный объем газов VC, м3/ с , определяли согласно [7,C.183]
по формуле
VC =
где V1 , V2 – объемный расход сушильного агента на входе и на выходе
распылительной сушилки соответственно м3/ч .
VC =
Сечение сушильной камеры FK, м2 , определяли согласно [7,C.183] по формуле
FK =
где Vc – секундный объем газов , м3/с;
ωГ – скорость газа в сушильной камере, принимаем согласно [7,C.184].
ωГ = 0,5 м/с
FK =
Диаметр камеры распылительной сушилки D, м определяли согласно [7,C.184] по формуле
D =
где FK – площадь сечения сушильной камеры, м2 .
D =
Принимаем диаметр камеры распылительной сушилки равным 6 метрам.
Среднюю разность температур между газом и частицей Δtср, °С, определяли согласно [7,C.204] по формуле
Δtср =
где t1 , t2 – начальная и конечная температуры газов соответственно, °С;
tМ – средняя температура влажного теплоносителя, по I-X
диаграмме, tМ = 50 °С;
Δtср =
Диаметр капель для механических форсунок d, м, определяли согласно [7,C.193] по формуле
d = КЖ ·
где σ – поверхностное натяжение композиции, определяли согласно [7,C.193];
σ = 0,75 ·10-2 кг/м,
ρГ – плотность газа ,кг/м3;
ύ – скорость выхода струи принимаем согласно [7,C.192].
ύ = 90 м/с
g – ускорение свободного падения ,м/с2 ;
КЖ – коэффициент зависящий от свойств жидкости, то есть от σ,
принимаем согласно [7,C.193].
d = 2,5 ·
Значение критерия Архимеда Аr определяли согласно [7,C.155] по формуле
Ar =
где g – ускорение свободного падения , м/с2;
d – диаметр капель, м;
γ – кинематическая вязкость газа, γ = 55,46 ·10-6 м2/с;
ρк, ρг – плотности композиции и газа, соответственно, кг/м3.
Аг =
Значение критерия Рейнольдса Re определяли согласно [7,C.155] по формуле
Re = 0.512 · Aг0,715, (3.44)
где Аг – критерий Архимеда .
Re = 0.512 · (76)0,715= 3,4
Скорость витания частиц ωв ,м/с, определяли согласно [7,C.155] по формуле
ωВ =
где ρк, ρг – плотности композиции и газа, соответственно, кг/м3;
g – ускорение свободного падения ,м/с2 ;
d – диаметр капель, м;
ξ – коэффициент сопротивления, зависящий от критерия Рейнольдса,
определяется согласно [7,C.155] по формуле
ξ =
где Re – критерий Рейнольдса , находящийся в пределах 2 ≤ Re ≤ 500
ωВ =
Производительность сушилки по высушенному материалу на 1 м2 сечения сушильной камеры ε, м3/ м2 · ч, определяли согласно [9,C.793] по формуле
ε =
где G2 – производительность сушилки по готовому продукту, кг/ч;
ρк, – плотности композиции, кг/м3;
Fк - площадь сечения сушильной камеры, м2
ε =
Объемный коэффициент теплоотдачи αv Вт/м · °С, определяли согласно [9,C.792] по формуле
αv = 5,69 ·λ·ε·
где λ – теплопроводность топочных газов, принимаем согласно [9,C.823].
λ =3,59 ·10-2 Вт/м · °С
ε – производительность сушилки по готовому продукту на 1 м2 ,
сечения сушильной камеры м3/ м2 ·ч;
d – диаметр капель, м;
ωВ – скорсть витания частиц, м/ч;
ωг - скорость газа в сушильной камере, м/ч.
αv = 5,69 ·3,59 ·10-2 ·0,26 ·
Полученный коэффициент теплоотдачи для прямоточного процесса сушки в 1,3÷ 1,5 раз меньше , чем у противоточных сушилок, поэтому
αv = 38,07 · 1,5 =57 Вт/ м · °С
Объем сушильной камеры Vк , м3, определяли согласно [9,C.795] по формуле
Vк =
где Q – количество тепла передаваемое частицами композиции ,Вт;
αv – объемный коэффициент теплоотдачи, Вт/м · °С;
Δt – средняя разность температур между газом и частицами, °С.
Vк =
Высоту сушильной камеры Нк , м, определяли согласно [9,C.795] по формуле
Нк =
где Vк – объем сушильной камеры, м3;
Fк – площадь сечения сушильной камеры, м2.
Нк =
Для распылительных сушилок с механическими форсунками отношение Н/D должно находится в пределах:
1,5<
Условие (3.51) выполняется.
3.4.2 Теплохимический и технологический расчет узла охлаждения порошка сушильной башни
Исходные данные :
1. Производительность башни по порошку, кг/с 2,25
2. Температура порошка, °С;
начальная 400,00
конечная 200,00
3. Температура охлаждающего воздуха, °С;
начальная 20,00
конечная 200,00
4. Разряжение в башне, Па 294,00
Для определения расхода охлаждающего воздуха составим уравнение энергетического баланса:
количество отнимаемого тепла определяется по формуле[13]
Q1 = Gп· Cп·(tн1- tк1), (3.52)
количество тепла определяется по формуле[13]
Q2 = Gв· Cв·(tк11- tн11), (3.53)
По условию энергетического баланса Q1= Q2 , тогда
Gп· Cп·(tн1- tк1) = Gв· Cв·(tк11- tн11) (3.54)
Отсюда находим расход охлаждающего воздуха:
Gв =
где Gп , Gв – соответственно массовые расходы охлаждающего агента и
порошка , кг/с ;
Сп , Св - соответственно удельные теплоемкости охлаждающего
воздуха и порошка при средней температуре, Дж/кг · °С;
tн1, tк1 – соответственно начальная и конечная температуры порошка,
°С;
tн11 ,tк11 – начальная и конечная температуры охлаждающего воздуха,
°С;
Имеем СП = 0,92 кДж/кг · °С; СВ = 1,013кДж/кг · °С; [14].
Gв =
Таким образом, что бы снизить температуру в нижней части сушильной башни с 400 °С до 200 °С , необходимо подавать охлаждающий воздух с массовым расходом 2,3 кг/с.
Для подачи охлаждающего воздуха в узел охлаждения используются вентиляторы ВВд-9 и Ц10-28 №4 производительностью 3500 м3/ч каждый , то должно выполнятся условие: фактический объемный расход охлаждающего воздуха VВ ≤ 7000 м3/ч .
Объемный расход охлаждающего воздуха определяется по формуле
VВ =
где VВ – объемный расход охлаждающего воздуха, м3/ч;
GВ – массовый расход охлаждающего воздуха, кг/с;
3600 – коэффициент перевода секунд в часы;
ρВ – плотность охлаждающего воздуха, кг/м3.
VВ =
что удовлетворяет условию VВ ≤ 7000 м3/ч;
Для дальнейшего расчета принимаем расход охлаждающего воздуха в каждую камеру узла 3500 м3/ч [13].
Далее, одним из условий выбора конструктивных размеров узла является осевая составляющая Wос скорости воздуха (скорости выхода из кольцевой щели), которая исходя из опытных данных должна быть не менее 2 м/с [13].
Боковая рабочая поверхность камер узла составляет [13]
Fi = π · Д · hi , (3.57)
где Fi – боковая поверхность i –ой камеры, м3;
π – коэффициент равный 3,14 ;
Д – диаметр окружности камер, м;
hi - высота i –ой камеры, м;
Принимаем следующие значения (с последующей проверкой):
Д = 1,4 м; h1 = 0,05 м; h2 = 0,1м.
F1= 3,14 ·1,4 ·0,05 = 0,22 м2
Скорость выхода из кольцевой щели определяется по формуле [13]
Wос i =
где Wос i – скорость выхода охлаждающего воздуха из кольцевой щели
i – ой камеры, м/с;
VBi – объемный расход охлаждающего воздуха в i –ю камеру, м3/ч;
3600 – коэффициент перевода секунд в часы.
Wос 1 =
Wос i =
что удовлетворяет условию Wос ≥ 2 м/с, таким образом оставляем ранее принятые размеры диаметра и высот камер.
Скорость ввода охлаждающего воздуха в камеру определяется [14]по формуле
ω =
где ω – скорость ввода в камеру охлаждающего воздуха, м/с;
Δπ – разряжение в нижней части сушильной башни, Па;
ρВ – плотность воздуха, кг/м3;
ξ – коэффициент местного сопротивления.
Здесь ξ=0,5 для входа в трубу с острыми краями [14].
ω =
Площадь поперечного сечения камер определяется по формуле [14]
Si =
где Si – площадь поперечного сечения i –ой камеры, м2;
VBi – объемный расход охлаждающего воздуха в i –ю камеру, м3/ч;
3600 – коэффициент перевода секунд в часы.
S1 =
S2=
Сопротивление узла охлаждения определяется по формуле [14]
ΔР = ΔРск +ΔРм.с., (3.61)
где ΔР – полное сопротивление узла охлаждения, Па;
ΔРск- затрата давления на создание скорости потока воздуха, Па;
ΔРм.с.- потеря давления на преодоление местных сопротивлении, Па.
Затрата давления на создание скорости и потока воздуха в камерах определяется по формуле [14]
ΔРск=
где Wос – осевая скорость воздуха, м/с;
ρВ – плотность воздуха, кг/м3.
ΔРск1=
ΔРск2=
Потеря давления на преодоление местных сопротивлений определяется по формуле [14]
ΔРм.с.=
где ΔРм.с. - потеря давления на преодоление местных сопротивлений, Па;
ξ – сумма коэффициентов местного сопротивления;
Wос – осевая скорость воздуха, м/с;
ρВ – плотность воздуха, кг/м3.
Сумма коэффициентов местного сопротивления определяется по формуле [14]
Σ ξ = ξ1 + ξ2 , (3.64)
где ξ1 – коэффициент местного сопротивления для входа в трубу с
острыми краями;
ξ2 – коэффициент местного сопротивления для отвода квадратного
сечения.
Здесь ξ2 = А · В, где А и В коэффициенты.
Коэффициент А = 1,4 при угле закручивания камер φ =180 ° [14].
Коэффициенты В1 = 0,087 и В2 = 0,088 определяются в зависимости от линейных размеров камер [14]
ξ21 = 1,4 · 0,087 = 0,1218
ξ22 = 1,4 · 0,088 = 0,1232
Тогда,
Σξ1 = 0,5 + 0,1218 = 0,6218
Σξ2 = 0,5 + 0,1232 = 0,6232
Отсюда
ΔРм.с.1=
ΔРм.с.=
ΔР1 = 13,1 + 8,2 = 21,3 Па
ΔР1 = 3,3 + 2,1 = 5,4 Па
Сумма сопротивлений камер узла охлаждения составляет :
ΔР = ΔР1 + ΔР2 =21,3 + 5,4 = 26,7 Па
4 Механическая часть
4.1 Обоснование выбора материалов
Выбор материалов для изготовления нефтезаводской аппаратуры и оборудования определяются рядом факторов, которые можно разделить на две группы:
- зависящие от внешних рабочих условий;
- связанные со свойствами данного материала.
К факторам первой группы относятся: температура, давление и свойства среды. Ко второй группе факторов относятся физико-механические и технологические свойства материалов.
К материалам , выбираемым для изготовления деталей аппаратов, предъявляется ряд требований:
-коррозионная стойкость, не менее чем 5-8 лет ;
- прочность ;
- ударная вязкость;
- теплоустойчивость;
- пластичность;
- свариваемость.
Для изготовления распылительной сушилки применяли коррозионно-стойкую сталь 12Х18Н10Т по ГОСТ 5632.
Химический состав и свойства материала распылительной сушилки и механизма очистки конусной части занесем в таблицу 4.1.
Таблица 4.1 – Химический состав и свойства материала
| Марка стали | ГОСТ | Содержание элементов, % | Механические свойства | |||||||||
| С | Mn | Si | S | P | Cr | Ni | Ni | σт , МПа | σ, МПа | δs, МПа | ||
| 12Х18Н10Т | 5632 | 0,12 | 2 | 1 | 0,03 | 0,035 | 18 | 10 | 1 | 235 | 530 | 25 |
В таблицу 4.2 занесем область и условия применения для материала распылительной сушилки.
Таблица 4.2 – Допустимые температура и давление для материала сушилки
| Марка стали | ГОСТ | Область применения | |
| Рабочая температура, °С | Рабочее давление, МПа | ||
| 12Х18Н10Т | 5632 | от-20 до +445 | не ограниченно |
Так как температура в распылительной сушилке находится в пределах 335÷370 °С, то согласно [10,C.11] условный предел текучести стали 12Х18Н10Т при температуре 370 °С примем равным
σТ t= 186 МПа
Допускаемое напряжение [σ], МПа, определяли согласно [10,C.9] по формуле
[σ] =
Здесь 3,5 запас устойчивости к пределу текучести при температуре 370 °С.
[σ]=
4.2 Расчет распылительной сушилки на прочность
Исходные данные :
Внутренний диаметр D,м - 6,0
Внутреннее давление Р, МПа - 0,09
Температура стенки t, °С - 370
Схема расчета сушилки приведена на рисунке 4.1.
Толщину стенки цилиндрической обечайки S, м, определяли согласно
[10, C. 18] по формуле
Sp =
S = Sp + C, (4.3)
где Sp – расчетная толщина цилиндрической обечайки, м ;
Р - рабочее давление в сушилке, МПа;
D – внутренний диаметр цилиндрической обечайки, м;
[σ]- допускаемое напряжение для расчета на внешнее давление, МПа;
φ – коэффициент прочности сварного шва, принимаем
согласно [10, C. 13];
φ= 1,0
С – прибавка на коррозию, м.
Прибавка для компенсации коррозии, к стали 12Х18Н10Т, равна нулю.
Sp =
S = (5,8 + 0) · 10-3 = 5,8 · 10-3 м
Окончательно толщину стенки цилиндрической обечайки принимаем равной
S = 6,0·10-3 м
Проверку применимости формулы (4.2) производим согласно
[10, C. 19] при условии
где S – толщина цилиндрической обечайки, м ;
С - прибавка на коррозию, м;
D – внутренний диаметр цилиндрической обечайки, м;
0,001 · 10-3 <0,1
Условие применимости выполняется.
Толщину стенки конического днища Sк, м, определяли согласно [10, C. 18] по формулам
Sк.р. =
SК = Sк.р. (4.6)
где Sк.р. – расчетная толщина стенки конуса, м ;
Р - рабочее давление в сушилке, МПа;
Dк – расчетный диаметр конуса, м;
[σ]- допускаемое напряжение материала сушилки при рабочей
температуре, МПа;
φ – коэффициент прочности сварного шва, принимаем
согласно [10, C. 13];
α - угол конусности днища, α = 30°.
Расчетный диаметр конуса Dк, м, определяли согласно таблицы 7.12
[10, C. 18] по формуле
Dк = D1 -1,4 · а ·sinα, (4.7)
где D1 – диаметр у основания конуса, м;
α - угол конусности днища, град.;
а – безразмерный коэффициент, определяемый по формуле
а = 0,7 ·
где S – толщина цилиндрической обечайки, м ;
С - прибавка на коррозию, м;
D1 –диаметр у основания конуса, м;
α - угол конусности днища, град.
а = 0,7 ·
Dк = 6,8-1,4 ·0,16 ·sin 30 = 6,68 м
Sк =
Окончательно толщину стенки конического днища принимаем равным, по ГОСТ 19903 на заготовку,
Sк = 6,0 ·10-3
Проверку применимости формул (4.5) и (4,6) производим согласно
[10,C.19] при условии
где Sк – толщина стенки конического днища, м ;
С - прибавка на коррозию, м;
Dк – расчетный диаметр конуса, м;
α - угол конусности днища, град.
0,89 ·10-3<0,115
Условие применимости формул выполняется.
Рисунок 4.1 – Схема к расчету толщины стенки.
4.2.2 Проведем расчет сушильной башни на ветровую нагрузку.
Рисунок 4.2 – Схема к расчету на ветровую нагрузку.
Координаты центра тяжести определяли в зависимости от высоты зон по формулам
Х1 =
Х2 = Н1 +
Х3 = Н1 + Н2 +
где Хi – координата центра тяжести i-ой зоны;
Нi – высота i-ой зоны.
Х1 = 1,1 м, Х2 = 7,2 м, Х3 = 16,75 м.
Коэффициент, учитывающий возрастание скоростного напора, θi , определяли согласно [14, C.105] по формуле
θi =
где Хi – координата центра тяжести i-ой зоны.
θ1 = 0,702; θ2 = 0,949; θ3 = 1,086.
Нормативное значение статической составляющей ветровой нагрузки, qНi , определяли согласно [4, C.104] по формуле
qНi = q0 · θi · c, (4.14)
где q0 – коэффициент, учитывающий возрастание скоростного напора
ветра, Мпа;
θi – коэффициент , учитывающий возрастание скоростного напора
ветра с увеличением высоты Хi над поверхностью земли;
с – аэродинамический коэффициент, зависящий от формы аппарата.
Скоростной напор ветра q0 выбирали согласно [4, C.105]
q0 = 35 ·10-5 МПа
Аэродинамический коэффициент с выбирали согласно [4, C. 105]
с = 0,7
qН1 = 35 ·10-5 · 0,702 · 0,7 = 17,2 ·10-5МПа
qН2 = 35 ·10-5 · 0,949 · 0,7 = 23,25 ·10-5МПа
qН3 = 35 ·10-5 · 1,086 · 0,7 = 26,607 ·10-5МПа
Площадь проекции i-го участка на плоскость, перпендикулярную направлению ветра, Fi, определяли согласно [4, C.104] по формуле
Fi = Нi · D, (4.15)
где Нi – высота i-го участка, м;
D - наружный диаметр аппарата, м.
F1 = 2,2 · 6,024 = 13,253 м2
F2 = 10 · 6,012 = 60,12 м2
F3 = 9,1 · 6,012 = 54,71 м2
Статическую составляющую ветровой нагрузки РСi для i-го участка определяли согласно [4, C.104] по формуле
РСi = qНi· Fi , (4.16)
где qНi – нормативная составляющая статической ветровой нагрузки, Мпа;
Fi – площадь проекции i-го участка на плоскость, перпендикулярную
направлению ветра, м2.
РС1 = 17,2·10-5·13,253 = 2,28·10-3 МН,
РС2 = 23,25·10-5·60,12 = 13,98·10-3 МН,
РС3 = 26,607·10-5·54,71 = 14,56·10-3 МН.
Внутренний диаметр опорного фундаментального кольца определяли согласно [4, C.107] по формуле
D*1 = DH · (1-0,65 · k0), (4.17)
где DH – наружный диаметр корпуса, м;
k0 – коэффициент.
Коэффициент k0 определяли согласно [4, C.108]
k0 = 0,044
D*1 = 6,048 · (1-0,65 · 0,044) = 5,85 м
Наружный диаметр опорного фундаментального кольца определяли согласно [4, C.107] по формуле
D*2 = DH · (1-1,35 · k0), (4.18)
D*2 = 6,048 · (1-1,35 · 0,044) = 6,38 м
Экваториальный момент инерции площади подошвы фундамента определяли согласно [4, C.106] по формуле
Jф = 0,065 · D*24, (4.19)
где D*2 – наружный диаметр фундаментального кольца, м.
Jф = 0,065 · 6,3844 = 107,7 м4
Угол поворота опорного сечения фундамента φ0 определяли согласно [4, C.106] по формуле
φ0 =
где Сφ – коэффициент упорного неравномерного сжатия грунта;
Jф – экваториальный момент инерции пощади подошвы фундамента,
м4 .
Коэффициент неравномерного сжатия грунта Сφ определяли согласно [4, C.106]
Сφ 100 МН/ м3
φ0 =
Относительное перемещение центров масс участков ki определяли согласно [4, C.106] по формуле
ki = j ·
где j – коэффициент, зависящий от отношения моментов инерции
отдельных участков корпуса;
Н – высота аппарата, м ;
Е – модуль продольной упругости материала корпуса, МПа;
J1 – экваториальный момент площади поперечного сечения корпуса, м4 ;
Аi – коэффициент, зависящий от относительных координат центров
тяжести участков;
φ0 - угол поворота опорного сечения фундамента;
αi – относительные координаты центров тяжести участков.
Коэффициент, j определяли согласно [4, C.106]
j = 0,67
Экваториальный момент инерции J1 площади поперечного сечения корпуса определяли согласно [4, C.105] по формуле
J1 =
где DH – наружный диаметр корпуса, м;
DВ – внутренний диаметр корпуса,м.
J1 =
Коэффициент Аi определяли согласно [4, C.106] по формуле
Аi = 1,5 ·αi2 – 0,5 ·αi3 , (4.23)
где αi – относительные координаты центров тяжести участков.
Относительные координаты центров тяжести αi определяли согласно [4, C.106] по формуле
αi =
где ХI – координаты центров тяжести зон аппарата;
Н - высота аппарата.
α1 =
α2 =
α3 =
А1 = 1,5 ·0,052 – 0,5 ·0,053 = 0,0039
А2 = 1,5 ·0,342 – 0,5 ·0,343 = 0,154
А3 = 1,5 ·0,792 – 0,5 ·0,793 = 0,689
k1 = 0,67 ·
k2 = 3,738 · 10-5 (М · м)-1
k3 = 9,94 · 10-5 (М · м)-1
Максимальная осевая нагрузка аппарата Qmax определяли согласно [4, C.102] по формуле Qmax = 2 · МН.
Период собственных колебаний Т аппарата с постоянным сечением по высоте определяли согласно [4, C.102] по формуле
Т =
где Н – высота аппарата;
Qmax – максимальная осевая нагрузка;
g – ускорение свободного падения;
Е – модуль продольной упругости материала корпуса;
J1 – экваториальный момент инерции площади поперечного
сечения корпуса;
φ0 – угол поворота опорного сечения фундамента.
Т =
Коэффициент пульсации mi скоростного напора для середины i-го участка определяли согласно [4, рис.77]
m1 = 0,5984 m2 = 0,586; m3 = 0,574.
Массу i-го участка Мi определяли согласно [4, C.105] по формуле
Мi = Qmax ·
где Н – высота аппарата, м;
Qmax – максимальная осевая нагрузка, МН;
Нi - высота i-ой зоны, м.
М1 = 2 ·
М2 = 0,68 МН
М3 = 1,57 МН
Приведенное ускорение центра масс i-го участка ηi определяли согласно [4, C.107] по формуле
ηi = ki·
где ki – относительное перемещение центров масс участков;
mi – коэффициент пульсации скоростного напора для середины
i-го участка;
Рсi – статическая составляющая ветровой нагрузки, МН;
Мi - масса i-го участка, кг.
η1 = 6,49 · 10-3 м/с2
η2 = 12,24 · 10-3 м/с2
η3 = 17,32 · 10-3 м/с2
Динамическую составляющую Рд i ветровой нагрузки определяли согласно [4, C.104] по формуле
Рд i = 0,75 · Мi · σ · η i , (4.28)
где Мi – масса i-го участка, кг;
σ - коэффициент динамичности;
η i – приведенное ускорение центров масс i-го участка, м/с2.
Коэффициент динамичности определяли согласно [4, рис.76]
σ = 1,1
Рд 1 =1,07 · 10-3 МН
Рд 2 =6,87 · 10-3 МН
Рд 3 =22,4 · 10-3 МН
Ветровую нагрузку, действующую на аппарат, определяли согласно [4, C.104] по формуле
Р i = Рс i + Рд i, (4.29)
где Рсi – статическая составляющая ветровой нагрузки, МН;
Рд i – динамическая составляющая ветровой нагрузки, МН.
Р 1 = (2,28 +1,07) · 10-3 = 2,44 · 10-3 МН
Р 2 = (13,98 +6,87) · 10-3 = 20,85 · 10-3 МН
Р 3 = (14,56 +22,4) · 10-3 = 236,96 · 10-3 МН
Ветровой момент МВ ,действующей на аппарат относительно опорной поверхности фундаментального кольца, определяли согласно [4, C.107] по формуле
МВ = Р 1 ·Х 1 + Р 2 ·Х 2+ …+ Р 5 ·Х 5 , (4.30)
где Р i – ветровая нагрузка, действующая на аппарат, МН;
Х i - координаты центров тяжести i-ой зоны.
МВ = (22,4 ·1,1+20,85 ·7,2+36,96 ·16,75) · 10-3 МН ·м
Опорную площадь фундаментального кольца F определяли согласно [4, C.108] по формуле
F =
где D*2 – наружный диаметр фундаментального кольца, м;
D*1 - внутренний диаметр фундаментального кольца, м.
F =
Момент сопротивления определяли согласно [4, C.108] по формуле
W =
W =
Максимальное напряжение на опорной поверхности фундаментального кольца σmax определяли согласно [4, C.108] по формуле
σmax =
где Qmax – максимальная осевая нагрузка, МН;
F – опорная площадь фундаментального кольца;
МВ – ветровой момент, МН · м;
W – момент сопротивления, МН ·м.
σmax =
Длину в выступающей части кольца определяли согласно [4, C.109] по формуле
b =
где D*2 – наружный диаметр фундаментального кольца , м;
DН - наружный диаметр аппарата, м.
b =
Минимальное напряжение на опорной поверхности фундаментального кольца σmin определяли согласно [4, C.109] по формуле
σmin =
где Qmin - минимальная осевая нагрузка ,МН;
F – опорная площадь фундаментального кольца;
MB – ветровой момент, МН·м;
W – момент сопротивления, МН·м.
σmin =
Минимальные напряжения имеют отрицательное значение, что свидетельствует об отрыве фундаментального кольца от фундамента. в этом случае болты работают на растяжение.
Внутренний диаметр резьбы d0 фундаментного болта определяли согласно [4, C.110] по формуле
d0 =
где σmin – минимальное напряжение, МПа ;
F – опорная площадь фундаментального кольца, м2;
[σ ]δ20 – допускаемое напряжение материала болтов при 20ºС, МПа;
n – количество болтов, шт;
с – прибавка на коррозию, м.
Выбирали 16 болтов из стали 35Х согласно [10, C.95]
[σ ]δ20 = 230МПа
d0 =
Согласно рекомендации [10, C.98] диаметр болтов округляли до стандартного значения, d0 принимали
d0 = 30 мм
Площадь опасного сечения сварного шва определяли согласно [4, C.114] по формуле
ƒC = π · DH · 0.7 · S, (4.37)
где DH – наружный диаметр корпуса, м;
S – толщина стенки корпуса, м.
ƒC = 3,14 · 6,024 · 0.7 · 0,024 = 0,318 МН · м
Момент сопротивления сварного шва определяли согласно [4, C.114] по формуле
WC = 0,8 · DH2 · 0,7 · S, (4.38)
WC = 0,8 · 6,0242 · 0,7 · 0,024 = 0,49 МН ·м
Изгибающий момент М1 относительно сварного шва определяли согласно [4, C.107] по формуле
М1 =
где Р i – ветровая нагрузка на i-ом участке. МН;
Н i - высота i-го участка, м;
h0 – высота фундамента от сварного шва, м.
М1 = 2,864·10-3+150,15·10-3+619,08·10-3 = 0,772 МН·м
Напряжение σС в сплошном сварном шве, крепящем корпус аппарата к цилиндрической части, определяли согласно [4, C.113] по формуле
σС =
где Qmax - максимальная осевая нагрузка, МН;
fC – площадь опасного сечения сварного шва, м2 ;
М1 - изгибающий момент, действующий выше сварного шва, МН ·м ;
WC – момент сопротивления сварного шва, МН ·м.
σmax =
Чтобы выполнялось условие прочности, проверяли условие согласно [4, C.114]
σС ≤ φ · [σ ], (4.41)
где σС – напряжение в сварном шве, МПа;
φ – коэффициент прочности сварного шва;
[σ ] – допускаемое напряжение растяжения для основного металла,
МПа.
Предел прочности на растяжение выбирали согласно [4, C.19]
[σ ] =500 МПа
Условие (4.41) выполняется
15 < 500 МПа
Максимальное напряжение сжатия в сечении обечайки определяли согласно [4, C.114] по формуле
σ0 =
где Qmax - максимальная осевая нагрузка, МН;
F0 – площадь сечения стенки опорной обечайки, м2 ;
М – ветровой момент, МН · м;
W0– момент сопротивления изгибу опорной части, МН · м.
Площадь сечения F0 определяли согласно [4, C.114] по формуле
F0 = π · D · S , (4.43)
где D – внутренний диаметр опорной части;
S – толщина стенки.
F0 = 3,14 · 6,0 · 0,024 = 0,226 м2
Момент сопротивления изгибу определяли согласно [4, C.114] по формуле
W0 =
W0 =
σ0 =
Условие прочности проверяли определяли согласно [4, C.114] по формуле
σ0 ≤ 0,8 · σТ , (4.45)
где σ0 - максимальное напряжение сжатия, МПа;
σТ - предел текучести материала при 20ºС, МПа;
Предел текучести стали 12Х18Н10Т определяли согласно [4, C.19]
σТ = 240 МПа
Условие выполняется
11,13 < 192 МПа
Проверяли условие согласно [4, C.115] по формуле
где D – внутренний диаметр обечайки, м;
S – толщина стенки обечайки , м;
F – модуль продольной упругости при рабочей температуре, Н · м2;
σТ - предел текучести при рабочей температуре, МПа.
Предел текучести стали 12Х18Н10Т при температуре 370 ºС принимали согласно [10, C.225]
σТ = 184,5 МПа
Условие (4.46) выполняется
125 < 180
Так как условие выполняется , коэффициент уменьшения допускаемого напряжения определяли согласно [4, C.115] по формуле
где σТ - предел текучести при расчетной температуре ;
Е – модуль продольной упругости;
D – внутренний диаметр обечайки, м;
S – толщина стенки, м;
с – прибавка на коррозию, м.
Прибавка на коррозию согласно [1, C.115] во всех формулах принималась равной нулю.
Допускаемую осевую сжимающую силу определяли согласно [4, C.115] по формуле
где D – внутренний диаметр обечайки, м;
S – толщина стенки м;
φС - коэффициент уменьшения допускаемого напряжения ;
[σ ] – нормативное допускаемое напряжение.
Проверяли условие согласно [4, C.115] по формуле
где все символы имеют те же значения, что и в условии (4.46)
Условие (4.49)выполняется
125 < 229
Так как условие (4.49) выполняется .то определяли коэффициент согласно [4, C.115] по формуле
где σТ - предел текучести ,МПа ;
Е – модуль продольной упругости, Н/ м2;
D – внутренний диаметр обечайки, м;
S – толщина стенки, м.
Допускаемы допускающий момент Мдоп определяли согласно [4, C.105] по формуле
где D – внутренний диаметр обечайки, м;
S – толщина стенки м;
φп - коэффициент;
[σ ] – нормативное допускаемое напряжение, МПа.
Устойчивость опорной части проверяли согласно [4, C.115] по формуле
где Qmax – максимальная осевая нагрузка аппарата, МН;
Qдоп – допустимая осевая сжимающая сила, МН;
МВ – ветровой момент, МН ·м;
Мдоп – допускаемый изгибающий момент, МН ·м.
Условие прочности (4.52) выполняется
0,12 < 1
4.2.3 Проверочный расчет опор
Рисунок 4.3 – Распределение нагрузок на опоры
Сушильная башня имеет восемь опор, вес приходящийся на одну опору составляет G=25000 кг.
Определим толщину ребра в опоре согласно [3, C.677] по формуле
где z – число ребер в опоре;
σид – изгибающее напряжение для ВСт3;
l – вылет опоры, м;
k – коэффициент;
σид = 140 Н/м2; l = 0,66 м; k = 0,2 .
Прверим условие
Условие (4.54) выполняется. Истинная толщина ребра 0,02 м поэтому S1 округляем до 0,02 м.
При расчете нагрузки на опору-лапу действующие на сушилку нагрузки приводятся к осевой силе Р и моменту М относительно опорной поверхности лапы. расчетные нагрузки показаны на рисунке 4.3
Нагрузка на одну опору определяется согласно [3,C.291] по формуле
где Z – число опор
Р – максимальный вес сушилки равный 2 МН;
М – изгибающий момент , равный 0,93 МН;
λi – коэффициент зависящий от числа опор, равный еденицы.
е =
где в – вылет опоры;
S0 – 0,0046 м, минимальная толщина стенки сушилки по данным;
дефектоскопии;
SН – 0,02 м, толщина накладного листа.
е =
Проверим прочность стенки сушильной башни под опорой-лапой с накладным листом.
Максимальное мембранное напряжение от основных нагрузок и реакции опоры определяется согласно [3, C.293] по формуле
где
где р – 0,1 МН/м2 , рабочее давление в сушилке
отсюда
Коэффициент к3=0,5 , принимается по рисунку 14.8 согласно [3, C.293] по формуле в зависимости от
где Н – 1,83 м, высота накладного листа;
Максимальное напряжение изгиба от реакции опоры определяется по формуле
где К4 – коэффициент , принимаемый по рисунку 14.9 согласно [3, C.293] в зависимости от
Условие прочности имеет вид , согласно [3, C.292]
где А – для рабочих условий, равно 1;
[σ] = 98 МН/м2, для стали Ст3 при температуре 350 ºС.
6,3 > 1
Условие прочности не выполняется
Существующая остаточная толщина обечайки сушилки S0 = 4,6 мм недостаточна. С учетом новых условий требуется усилить пояс в районе опор , а также увеличить количество опор.
4.2.4 Проверка нижней части сушильной башни на растяжение
Определим опасное сечение башни и вес который приходится на опасное сечение Б-Б.
РБ-Б = ∑ Б1, Б2, Б3 … , (4.64)
Вес футеровки в нижней части башни
Б1 = Р2 = 874 кг Б3 = Р4 = 451 кг
Б2 = Р3 = 1549 кг Б4 = Р4 = 2838 кг
Б5 = 4615 кг – вес обечайки S = 6 мм
Б6 = 1302 кг - вес малого конуса
Б7 = 7972 кг – вес большого конуса
Б8 = 5014 кг – вес газовыводящего устройства
Б9 = 253 кг – вес люков
Б10 = 75000 – вес продукта в сушилке
РБ -Б = 874+1549+451+2838+4615+1302+7972+5014+253+75000 = 99868 кг
Определим минимальную толщину стенки обечайки в опасном сечении
[σp]=
где F – площадь поверхности;
[σp] – предел прочности для стали.
F=
F = π ·DВН · S , (4.66)
отсюда
S =
S =
Футеровка сушилки существенного влияния на прочность нижней части башни не оказывает.
4.3 Монтаж, эксплуатация и ремонт проектируемой сушилки
Перед началом основных работ по ремонту и монтажу распылительной сушилки необходимо провести организационно-техническую подготовку. В первую очередь следует ознакомится с технической документацией, с конструктивным исполнением аппарата, проверить комплектность оборудования. Следующим этапом подготовительной работы является проверка возводимых под аппарат опор с точки зрения соответствия их установочных размеров с фактическими размерами.
Для ремонта и монтажа установки следует определить необходимое количество стальных стропов соответствующих размеров по грузоподъемности, длине и форме исполнения, определить потребность подъемно-транспортных средств и дополнительных приспособлений, которые окажутся необходимыми при ремонте и монтаже установки.
Перед началом такелажных работ все грузоподъемные средства и приспособления к ним, должны быть испытаны в соответствии с правилами ГОСГОРТЕХНАДЗОРА. Груз подвешенный к крюку подъемного механизма должен быть прочно и надежно застропован, причем стропы должны быть наложены на поднимаемый груз без узлов или перекруток и обеспечивать надежное закрепление грузов во время их подъема или перемещения. В местах где стропы пересекаются с острыми ребрами или углами необходимо укладывать предохраняющие от перелома прокладки. Расстановка перемещаемого груза должно производиться лишь после того, как он займет вполне устойчивое положение.
Строповка частей аппарата при подъеме и перемещении должна производиться за специально приваренные кулачки, либо отверстия в ребрах жесткости. Строповка за обработанные поверхности запрещается. Распылительная сушилка в собранном виде по своим габаритам не может транспортироваться , она поставляется в виде отдельных узлов, подлежащих сборке на месте монтажа.
Сборку установки на месте монтажа рекомендуется производить в следующем порядке.
Монтируются опоры металлоконструкций на болтах и свариваются между собой . На опорные конструкции устанавливается распылительная сушилка , которая собирается по частям . Монтаж трубопроводов производится по месту после окончания монтажных работ по установке коллектора для композиции. Соединение труб выполняется на фланцах. Предварительная накладка производится после монтажа, реконструкции или ремонта, в ее объем входит :
1) ревизия элементов и узлов аппарата ;
2) отладка оптимального соотношения газа и воздуха;
3) отладка распылительных форсунок .
Кроме этого при ревизии распылительной сушилки выполняется “ холостая обкатка“ электроприводов, запорной и регулирующей арматуры , а также схемы дистанционного управления.
