Размещено на http://www.allbest.ru/

Расчет насадочной ректификационной колонны непрерывного действия для разделения бинарной смеси метанол-вода

Задание на проектирование

Ректификационная колонна тарельчатого типа

Рассчитать ректификационную колонну непрерывного действия для разделения бинарной смеси метанол - вода.

Исходные данные:

Производительность по дистилляту - 200 т/сутки.

Содержание низкокипящего компонента (% масс.):

в исходной смеси - 46 %;

в дистилляте - 90 %;

в кубовом остатке - 4 %.

Смесь поступает в колонну при температуре кипения и давлении 0,1 МПа.

Температуру охлаждающей воды в дефлегматоре и давление греющего пара в испарителе выбрать самостоятельно.

Введение

История уже не раз показывала, что промышленное использование энергии деления атомного ядра сопряжено со значительными рисками и требует тщательного контроля процесса и высокой квалификации всех задействованных в эксплуатации атомной станции работников. Однако с момента запуска первой в мире АЭС прошло уже более полувека, технологии обеспечения промышленной безопасности шагнули вперёд, а экономическая выгода от применения ядерного топлива в соответствии с новейшими исследованиями очевидна как никогда. Одно и то же количество энергии вырабатывается урановым топливом куда меньшей массы в сравнении, например, с нефтью, газом или углём, а собираемые из урановых таблеток тепловыделяющие элементы (далее ТВЭЛ) могут эксплуатироваться долгие годы. В конце концов, отработанное ядерное топливо можно регенерировать и вновь использовать в энергетической промышленности.

• Основой тепловыделяющих элементов в настоящее время является диоксид урана UO₂, используемый и как ядерное топливо, и как сырьё для других отраслей урановой промышленности. В свою очередь, сырьём для производства UO₂ является урановая руда. В земной коре уран распространён достаточно широко; его содержание составляет от 2 до 4?10^-4 % [1], а основными минералами являются уранинит (UO₂ с примесью UO₃) и настуран (соединение состава xUO₂?yUO₃?zPbO). Наибольшее количество урановой руды добывают Казахстан, Канада и Австралия, подняв на поверхность, по данным World Nuclear Association на 2012 год, 19, 9 и 6 тысяч тонн соответственно [2].
• Несмотря на сравнительно крупные объёмы добычи, сам по себе природный уран малопригоден для прямого использования в ядерном топливе, так как доля наиболее радиоактивного изотопа ²³⁵U в нём чрезвычайно низка. Для повышения доли этого изотопа в сырье используются различные методы обогащения, описанные, например, в [3, 4]. Единственно пригодным для процесса обогащения соединением на данный момент является гексафторид урана UF₆, поэтому около 97% [5] природного урана расходуется именно на его производство. Именно гексафторид урана поступает в качестве сырья на производства UO₂. Степень обогащения этого соединения в промышленности в целом варьируется от содержания изотопа ²³⁵U менее 6% для реакторов на тепловых нейтронах до порядка 25% для реакторов на быстрых нейтронах. Наиболее крупные производители UF₆ представлены в таблице 1 [5].

Таблица 1 - Номинальные мощности заводов по производству гексафторида урана [5]

Фирма, страна, год пуска завода	Год	Годовая мощность по урану, т
«Эллайд Кемикал», США, 1959	2008	15000
«Комюрекс», Франция, 1961	2012	15000
«Эльдарадоньюклеар», Канада, 1970	2010	10500
КНР	2010	500

• ет собой получение UO₂ из UF₆ через промежуточную стадию осаждения полиураната аммония, второй - посредством осаждения трикарбонатоуранилата. Оба этих процесса были внедрены в промышленность в разных странах, в частности АДУ-процесс получил распространение в США и России, а АУК-процесс - в Германии, где и был разработан.

Следует упомянуть о том, что существуют также методы получения диоксида урана безводным восстановлением и газовой конверсией. Эти методы подробно изложены в литературе [6, 7], однако в настоящей работе будет азобран именно АДУ-процесс производства ядерного топлива.

Масштабы производства ядерного топлива на основе диоксида урана растут с каждым годом, что можно проследить по данным таблицы 2 [5].

Таблица 2 - Распределение производственных мощностей зарубежной атомной промышленности по странам в период с 1970 по 1990 года [5]

Страна	Производство топлива и ТВЭЛ, тыс. тонн U/год
	1970	1978	1990
Великобритания	31	31	3,5
Канада	2,0	2,1	5,3
США	5,3	4,5	12
Франция	1,6	1,7	2,6
ФРГ	0,9	0,95	2,6
Япония	0,7	1,8	2,4

1. Материальный расчет

В данном разделе произведен расчёт материального баланса проектируемой ректификационной колонны, а также основные расходы жидкости и пара.

1.1 Материальный баланс ректификационной колонны

1.1.1 Производительность колонны по исходной смеси F и кубовому остатку W определяем из уравнений материального баланса колонны:

(1.1.1)

(1.1.2)

где - массовая доля низкокипящего компонента в исходной смеси (% масс.); - массовая доля низкокипящего компонента в дистилляте (% масс.); - массовая доля низкокипящего компонента в кубовом остатке (% масс.).

1.1.2 Предварительно пересчитаем производительность колонны по дистилляту в кг/с:

кг/с (1.1.3)

В результате расчета получаем значения производительности по исходной смеси кг/с и по кубовому остатку кг/с.

1.2 Пересчет составов фаз из массовых долей в мольные

Для последующих расчетов необходимо перевести массовые доли в мольные. Пересчет осуществляется по формуле:

где и - молярные массы низкокипящего и высококипящего компонентов соответственно (г/моль); и - соответственно мольная и массовая доли низкокипящего компонента в исходной смеси, кубовом остатке или дистилляте.

В работе низкокипящим компонентом является метанол, имеющий молярную массу , а высококипящим компонентом - вода, имеющий массу г/моль.

Осуществляем перевод массовых долей в мольные:

· исходная смесь:

· дистиллят:



· кубовый остаток:

1.3 Построение фазовых диаграмм

1.3.1 Необходимо построить t-x-y - диаграмму заданной бинарной смеси и её линию равновесия. Для построения этих диаграмм нужно определить равновесные составы паровой и жидкой фаз разделяемой смеси. Воспользуемся справочными данными […].

Таблица 1.3.1 Равновесные составы паровой и жидкой фаз смеси метанол - вода

t, °C	% (мол.) метанола
	в жидкости	в паре
100	0	0
96,4	2	13,4
93,5	4	23
91,2	6	30,4
87,7	10	41,8
81,7	20	57,9
78	30	66,5
75,3	40	72,9
73,1	50	77,9
71,2	60	82,5
69,3	70	87
67,5	80	91,5
66	90	95,8
64,5	100	100

На основании справочных данных строим график зависимости температуры от составов жидкой и паровой фаз (t-x-y - диаграмма), представленного на рисунке 1.3.1 и график зависимости содержания низкокипящего компонента в паре от его содержания в жидкости (линия равновесия), представленного на рисунке 1.3.2.

Рисунок 1.3.1 t-x,y диаграмма для бинарной смеси метанол - вода

Рисунок 1.3.2 y-x диаграмма для бинарной смеси метанол - вода

1.4 Определение рабочего флегмового числа

Определяем оптимальное рабочее флегмовое число графическим методом, для этого:

1.4.1 Определяем минимальное флегмовое число по формуле

где - мольные доли метанола в дистилляте, исходной смеси и паре исходной смеси соответственно (определяются по рисунку 1.3.2).

Задаемся рядом значений коэффициента избытка флегмы в (от 1,2 до 2,2) и рассчитываем соответствующие рабочие флегмовые числа по формуле:

Для каждого значения R на y-x диаграмме строим рабочие линии укрепляющей и исчерпывающей частей колонны по уравнениям:

· для укрепляющей части: (1.4.3)

· для исчерпывающей части: (1.4.4)

Для каждого случая определяем число теоретических ступеней изменения концентрации N. Это отражено на рисунке 1.4.1.



Рисунок 1.4.1 Определение числа теоретических ступеней при различных R

Все результаты для удобства занесены в таблицу 1.4.1.

Таблица 1.4.1 Определение оптимального рабочего флегмового числа

R	0,5424	0,6328	0,7232	0,8136	0,904
в	1,2	1,4	1,6	1,8	2
N	8	8	6	6	6
N(R+1)	12,34	13,06	10,34	10,88	11,42

Строим график зависимости N(R+1) от R. По этому графику определяем оптимальное рабочее флегмовое число, которое соответствует минимуму данного графика.

График отображен на рисунке 1.4.2. По графику видно, что минимуму соответствует значение R=0,723.



Рисунок 1.4.2 Определение рабочего флегмового числа

Уравнения рабочих линий:

Для верхней части колонны:

где - относительный мольный расход питания.

Рабочая линия колонны отображена на рисунке 1.4.3.

Рисунок 1.4.3 Диаграмма рабочей линии

1.5 Массовые расходы жидкости в верней и нижней частях колонны

Средние массовые расходы (нагрузки) по жидкости для верхней и нижней частей колонны определяются из соотношений:

(1.5.1)

(1.5.2)

где M_P и M_F - мольные массы дистиллята и исходной смеси; M_в и M_н - средние мольные массы жидкости в верхней и нижней частях колонны.

Мольная масса жидкости в верхней и нижней частях колонны соответственно равна:

(1.5.3)

(1.5.4)

где x_ср.в и x_ср.н - средний мольный состав жидкости соответственно в верхней и нижней частях колонны:

кмоль/кмоль (1.5.5)

кмоль/кмоль (1.5.6)

Тогда:

кг/кмоль

кг/кмоль

Мольная масса исходной смеси и дистиллята:

кг/кмоль

кг/кмоль

Подставив, получим:

кг/с

кг/с

Средние массовые потоки пара в верхней G_в и нижней G_н частях колонны соответственно равны:

Здесь - средние мольные массы паров в верхней и нижней частях колонны:

где:

кмоль/кмоль (1.5.11)

кмоль/кмоль (1.5.12)

Тогда:

Подставив, получим:

кг/с

кг/с

2. Технологический расчет

В данном разделе курсового проекта определены основные габаритные размеры колонны - её высота, а также число и основные параметры насадок.

2.1 Расчет скорости пара и диаметра колонны

Предельную фиктивную скорость пара w_п, при которой происходит захлебывание насадочных колонн, определяют по уравнению:

(2.1.1)

где с_х, с_y, - средние плотности жидкости и пара, кг/м³; м_x - в мПа*с.

Поскольку отношения L/G и физические свойства фаз в верхней и нижней частях колонны различны, определим скорости захлебывания для каждой части отдельно.

Температуры вверху и внизу колонны определяем по рисунку 1.3.1 в соответствии с температурами равновесных смесей состава , а именно .

Плотности смеси паров метанола и воды рассчитываются по формулам:

Для нахождения плотностей смеси метанола и воды в жидком состоянии необходимо рассчитать дополнительный параметр для верхней и нижней части колонны:

кг/кг (2.1.4)

кг/кг (2.1.5)

Для определения плотностей отдельной метанола и воды в верхней и нижней частях колонны воспользуемся методом линейной интерполяции и систематизируем результат его использования в таблице 2.1.1.

Таблица 2.1.1 Плотность чистых веществ при разных температурах

t, °C	см, кг/м3	св, кг/м3
70	730,6	977,8
70,8	729,544	977,32
80	717,4	971,8
90	703,8	965,3
99,4	690,64	958,814
100	689,8	958,4

Таким образом

Произведем определение вязкости смеси метанола и воды в жидком состоянии вверху и внизу колонны. Вязкости отдельных веществ при соответствующих температурах получим методом линейной интерполяции на ЭВМ. Результаты использования этого метода занесём в таблицу 2.3.1.

Таблица 2.3.1 Динамическая вязкость компонентов при различной температуре

t, °C	µм, мПа*с	µв, мПа*с
60	0,351	0,469
70,8	0,318	0,409
80	0,29	0,357
99,4	0,241	0,286
100	0,24	0,284

Расчет динамической вязкости смеси вверху и внизу колонны ведем по формуле:

(2.1.8)

Тогда:

мПа*с

мПа*с

Таким образом, получим, что предельная скорость вверху и внизу колонны, в соответствии с уравнением, имеет вид:

Произведя расчёт, получим, что предельная скорость для верхней и нижней части колонны соответственно равна 3,917 и 3,822 м/с соответственно.

Примем рабочую скорость на 30% ниже предельной:

м/с

м/с

Ориентировочный диаметр колонны определяем из уравнения расхода:

(2.1.9)

Отсюда:

м

м

Выберем стандартный диаметр обечайки колонны d = 1,4 м. При этом действительная рабочая скорость пара будет равна:

м/с

м/с

что составляет 62,8 и 69,8% от предельных скоростей для верхней и нижней части колонны соответственно.

2.2 Расчет высоты насадки

Высоту насадки H рассчитывают по модифицированному уравнению массопередачи:

(2.2.1)

где n_oy - общее число единиц переноса по паровой фазе; h_oy - общая высота единицы переноса, м.

Общее число единиц переноса вычисляют по уравнению:

Этот интеграл определяют обычно методом графического интегрирования:

где S - площадь, ограниченная кривой, ординатами y_W и y_P и осью абсцисс; M_x и M_y - масштабы осей координат.

Воспользуемся рисунком 1.4.3 и определим необходимые для графического интегрирования рабочие и равновесные концентрации y, отразив это определение на рисунке 2.2.1.



Рисунок 2.2.1 Определение параметров графического интегрирования

В соответствии с определёнными графически точками составим их таблицу под номером 2.2.1.

Таблица 2.2.1 Графическое интегрирование

	х	y*	y	y*-y	1/(y*-y)	S	m
xW	0,023	0,153	0,023	0,130	7,692	0,266	4,450
Низ колонны	0,043	0,242	0,063	0,179	5,587	0,272	3,630
	0,070	0,340	0,117	0,223	4,484	0,249	2,600
	0,100	0,418	0,175	0,243	4,115	0,345	1,800
	0,140	0,490	0,257	0,233	4,292	0,431	1,520
	0,190	0,566	0,353	0,213	4,695	0,414	1,100
	0,230	0,610	0,433	0,177	5,650	0,527	0,800
	0,270	0,642	0,512	0,130	7,692	1,273	0,759
xF	0,324	0,683	0,620	0,063	15,873	0,380	0,554
Верх колонны	0,380	0,714	0,645	0,069	14,493	0,310	0,567
	0,440	0,748	0,668	0,080	12,500	0,288	0,517
	0,500	0,779	0,692	0,087	11,494	0,414	0,450
	0,580	0,815	0,728	0,087	11,494	0,384	0,463
	0,660	0,852	0,762	0,090	11,111	0,383	0,437
	0,747	0,890	0,797	0,093	10,753	0,404	0,455
xP	0,835	0,930	0,835	0,095	10,526

где m - средний коэффициент распределения в условиях равновесия для соответствующей части колонны.

Расчёт отдельных площадей ведём по методу трапеций и, просуммировав площади для верхней и нижней частей колонны, получаем соответственно значения 2,56 и 3,78. Эти значения соответствуют общим числам переноса вверху и внизу колонны.

Общую высоту единиц переноса h_oy находят по уравнению аддитивности:

(2.2.4)

где h_x и h_y - частные высоты единиц переноса соответственно в жидкой и паровой фазах.

Отношение нагрузок по пару и жидкости G/L, кмоль/кмоль равно для верхней части колонны:

(2.2.5)

для нижней части колонны:

(2.2.6)

Здесь:

Тогда для верхней части колонны:

Для нижней части колонны:

Высота единицы переноса в жидкой фазе равна:

(2.2.8)

где c и Ф - коэффициенты, определяемые по рисункам из источника […]; - критерий Прандтля для жидкости; Z - высота слоя насадки одной секции, которая из условия прочности опорной решётки и нижних слоёв насадки, а также из условия равномерности распределения жидкости по насадке не должна превышать 3 м.

Высота единицы переноса в паровой фазе h_y равна:

(2.2.9)

где ш - коэффициент, определяемый по рисунку из источника […]; - критерий Прандтля для пара; - массовая плотность орошения; d - диаметр колонны, м; (µ_x - в мПа*с);

.

Для расчёта h_x и h_y необходимо определить вязкость паров и коэффициенты диффузии в жидкой D_x и паровой D_y фазах.

2.2.5 Произведем определение вязкости паров метанола и воды при соответствующих температурах при помощи линейной интерполяции и занесем её результаты в таблицу 2.2.2.

Таблица 2.2.2 Динамическая вязкость паров компонентов при различной температуре

t, °C	µм.пар, мН/м	µв.пар, мН/м
70	11,17*10-3	10,59*10-3
70,8	11,19*10-3	10,63*10-3
80	11,52*10-3	11,18*10-3
90	11,88*10-3	11,57
99,4	12,21*10-3	11,93*10-3
100	12,23*10-3	11,96*10-3

При известной нам из подпункта 1.5.7 средней концентрации паров вверху и внизу колонны рассчитываем динамическую вязкость паров по следующей формуле:

Отсюда:

мПа*с

мПа*с

Поскольку вязкости паров вверху и внизу колонны близки, можно принять среднюю вязкость паров в колонне равной:

мПа*с

Коэффициент диффузии в жидкости при средней температуре t (в °C) равен:

(2.2.11)

Коэффициенты диффузии в жидкости D_x20 при 20°C можно вычислить по приближенной формуле:

(2.2.12)

где A, B - коэффициенты, зависящие от свойств растворенного вещества и растворителя (принимаемые за 1); н_б и н_т - мольные объемы компонентов в жидком состоянии при температуре кипения, см³/моль (равные 40,45 и 18,7 для метанола и воды соответственно); µ_x - вязкость жидкости при 20°C, мПа*с.

Динамическая вязкость чистых метанола и воды при 20°C равна соответственно 0,584 и 1 мПа*с. Отсюда:

мПа*с

мПа*с

Тогда по формуле (2.4.4):

м²/с

м²/с

Температурный коэффициент b определяют по формуле:

где, приняв по справочным данным плотность метанола и воды при 20°C равной соответственно 792,8 и 998,2 кг/м³, получаем плотность смесей вверху и внизу колонны:

кг/м³

кг/м³

Отсюда:

В итоге, по формуле (2.4.3):

м²/с

м²/с

Коэффициент диффузии в паровой фазе может быть вычислен по уравнению:

(2.2.14)

где T - средняя температура в соответствующей части колонны, К (равная для верха и низа соответственно 343,8 и 372,4 К); P - абсолютное давление, Па.

Таким образом:

м²/с

м²/с

Произведем расчет поверхностного натяжения для смеси метанола и воды, занеся результаты линейной интерполяции и справочные данные в таблицу 2.2.3.

Таблица 2.2.3 Поверхностное натяжение компонентов при различной температуре

t, °C	ум*103, Н/м	ув*103, Н/м
60	19,3	66,2
70,8	18,382	64,256
80	17,6	62,6
99,4	15,757	59,011
100	15,7	58,9

Расчет поверхностного натяжения вверху и внизу колонны осуществляется по формуле:

Тогда:

мН/м

мН/м

Поскольку получить данные о коэффициентах c, Ф и ш из представленных в пособии графиков не представляется возможным, воспользуемся следующими расчетными формулами (в качестве насадки при этом возьмём кольца Рашига диаметром 35 мм, поскольку рабочая скорость вверху и внизу колонны составляет менее 30% от соответствующих предельных скоростей):

(2.2.16)

(2.2.17)

(2.2.18)

Таким образом:

Таким образом, высоты единиц переноса, по формулам (2.2.8) и (2.2.9) для верхней части колонны равны:

м

м

Для нижней части колонны:

м

м

По уравнению (2.2.4) находим общую высоту единиц переноса для верхней и нижней частей колонны. При этом m определяется по значениям таблицы 2.2.1 арифметическим усреднением локальных значений m в интервалах изменения составов жидкости от x_w до x_F и от x_F до x_W. Для верхней и нижней части колонны m равен соответственно 0,481 и 1,912. Таким образом:

м

м

Высота насадки в верхней и нижней частях колонны равна соответственно:

м; м

Тогда общая высота насадки в колонне равна:

м

С учетом того, что высота слоя насадки в одной секции Z равна 2,8 м, общее число секций в колонне составляет 7 (5 секция в верхней части и 2 - в нижней).

Общую высоту ректификационной колонны определяют по уравнению:

(2.2.19)

где Z - высота насадки в одной секции, м; n - число секций; h_р - высота промежутков между секция ми насадки, в которых устанавливают распределители жидкости, м; Z_в и Z_н - соответственно высота сепарационного пространства над насадкой и расстояние между днищем колонны и насадкой, м.

Значения Z_в и Z_н выбираем в соответствии с рекомендациями - для диаметра колонны 1,4 они будут равны 1000 и 2000 мм соответственно.

В таком случае, общая высота колонны равна:

м

Поскольку колонна достаточно большого размера, располагаем её на открытом воздухе и накладываем теплоизоляцию в соответствии с этим условием (подробнее в разделе 5 настоящей пояснительной записки).

3. Расчет гидравлического сопротивления насадки

В данном разделе курсового проекта произведено определение полного гидравлического сопротивления проектируемой ректификационной колонны.

Гидравлическое сопротивление насадки равно:

(3.1)

Гидравлическое сопротивление сухой неорошаемой насадки ДP_с рассчитывают по уравнению:

(3.2)

где л - коэффициент сопротивления сухой насадки, зависящий от режима движения газа в насадке.

Критерий Рейнольдса для газа в верхней и нижней частях колонны рассчитывается по формуле:

(3.3)

Соответственно:

Следовательно, режим турбулентный.

Для турбулентного режима коэффициент сопротивления сухой насадки в виде беспорядочно засыпанных колец Рашига находят по уравнению:

(3.4)

Тогда:

Гидравлическое сопротивление сухой насадки в верхней и нижней частях колонны равно в соответствии с формулой (3.2):

Па

Па

Плотность орошения в верхней и нижней частях колонны определяется по формуле:

(3.5)

Подставив соответствующие значения, получим:

м³/м²*с

м³/м²*с

Гидравлическое сопротивление орошаемой насадки в верхней и нижней частях колонны по формуле (3.1):

Па

Па

Общее гидравлическое сопротивление орошаемой насадки в колонне:

Па

4. Тепловой расчет колонны

В данном разделе курсового проекта произведен тепловой расчет проектируемой ректификационной колонны.

Расход теплоты, отдаваемой охлаждающей воде в дефлегматоре-конденсаторе, равен:

(4.1)

Произведем определение удельной теплоты испарения чистых метанола и воды при помощи метода линейной интерполяции и занесем результаты расчета в таблицу 4.1.

Таблица 4.1 Удельная теплота испарения компонентов при различной температуре

t, °C	rм, кДж/кг	rв, кДж/кг
70	1085	2320
70,8	1083	2318
80	1060
90	1041	2280
99,4	1016	2261
100	1014	2260

Произведем расчет удельной теплоты парообразования смеси:

Отсюда:

Вт

Расход теплоты, получаемой в кубе-испарителе от греющего пара вычисляем по формуле:

(4.2)

Тепловые потери принимаем в размере 3% от полезно затрачиваемой теплоты.

Для данного расчёта определим теплоёмкости смесей при различных температурах с помощью метода линейной интерполяции. Данные об удельной теплоёмкости метанола и воды при разных температурах занесены в таблицу 4.1.

Таблица 4.1 Удельная теплоемкость компонентов при различной температуре

t, °C	cм, Дж/кг*К	cв, Дж/кг*К
70	2816	4189,5
70,8	2820	4190
80	2866	4196,3
86,3	2898	4201,8
90	2917	4205,0
99,4	2964	4215,2
100	2967	4215,9

Рассчитываем теплоёмкости смесей по формуле:

Таким образом:

Дж/кг*К

Дж/кг*К

Дж/кг*К

В итоге:

Зададимся начальной и конечной температурами охлаждающей воды, равными 23 и 43°C соответственно. Отсюда ведём следующие расчеты:

Расход теплоты в паровом подогревателе исходной смеси при тепловых потерях в 5% равен:

Вт (4.4)

Расход теплоты, отдаваемой охлаждающей воде в водяном холодильнике дистиллята:

Вт (4.5)

Расход теплоты, отдаваемой охлаждающей воде в водяном холодильнике кубового остатка:

Вт (4.6)

Зададимся параметрами греющего пара, подаваемого под давлением 2 кгс/см² и имеющего влажность 5%. Учтём также, что удельная теплота парообразования воды равна 2258 кДж/кг. Отсюда произведем следующие расчеты.

Расход греющего пара в кубе испарителе равен:

кг/с (4.7)

Расход греющего пара в подогревателе исходной смеси равен:

кг/с (4.8)

В итоге:

кг/с

Зададимся параметрами охлаждающей воды, а именно её плотностью, равной 1000 кг/м³ и теплоемкостью, равной 4190 Дж/кг*К. Учтём также, что в процессе теплообмена охлаждающая вода нагревается на 20°C. С учётом этих параметров произведем дальнейшие расчеты.

Расход охлаждающей воды вычисляется по формуле:

(4.9)

Расход охлаждающей воды в дефлегматоре:

кг/с

Расход охлаждающей воды в холодильнике дистиллята:

кг/с

Расход охлаждающей воды в холодильнике кубового остатка:

кг/с

Итого:

кг/с

Произведем пересчет полученного значения на часы:

кг/ч

5. Расчет тепловой изоляции

Толщину тепловой изоляции д_п находят из равенства удельных тепловых потоков через слой изоляции от поверхности изоляции в окружающую среду:

(5.1)

где б_в - коэффициент теплоотдачи от внешней поверхности изоляционного материала в окружающую среду, Вт/(м²*К):

(5.2)

t_ст2 - температура изоляции со стороны окружающей среды (воздуха); для аппаратов, работающих в закрытом помещении выбирается в интервале 35 - 45°C, а для аппаратов, работающих на открытом воздухе в зимнее время - в интервале 0 - 10°C; t_ст1 - температура изоляции со стороны аппарата; ввиду незначительного термического сопротивления стенки аппарата по сравнению с термическим сопротивлением слоя изоляции t_ст1 принимают равной средней температуре в колонне t_ср; t_в - температура окружающей среды (воздуха), °C; л_и - коэффициент теплопроводности изоляционного материала, Вт/(м*К).

Выберем в качестве материала для тепловой изоляции совелит (85% магнезии + 15% асбеста), имеющий коэффициент теплопроводности л = 0,098 Вт/(м*К). Тогда, по формуле (5.2):

Вт/(м²*К)

Рассчитаем толщину тепловой изоляции по формуле (5.1):

м

6. Конструктивно-механический расчет

В данном разделе курсового проекта подобраны основные конструкционные материалы для деталей аппарата, а также рассчитаны геометрические размеры этих деталей.

6.1 Выбор и определение механических характеристик конструкционных материалов

Поскольку максимальной температурой, достигаемой в колонне, можно считать температуру кипения чистой воды в 100°C, а в самой колонне в течение рабочего процесса находятся смеси метанола и воды различных концентраций, для изготовления цилиндрической обечайки колонны целесообразно использовать аустенитную химически устойчивую сталь 12Х18Н10Т.

Глубинный показатель коррозии для этой стали П равен 0,03 мм/год. Зададимся сроком эксплуатации колонны Т_Э, равным 15 годам. Тогда, с учётом коррозии, эрозии и различных других видов разрушений, прибавка к толщине обечайки колонны должна составить:

мм

Примем прибавку на различные виды разрушений c равной 4 мм.

Произведем расчёт механических характеристик выбранной стали.

Выберем расчётную температуру исходя из условия:

(6.1.1)

Поскольку максимальной температурой в колонне является температура кипения чистой воды 100°C, воспользуемся этим значением как расчетным.

В соответствии с ГОСТ Р 52857.1 определим допускаемое напряжение для рабочих условий и для условий испытания:

Модуль упругости аустенитной стали E принимаем равным 2,00*10⁵ МПа как для рабочих условий, так и для условий испытания.

Коэффициент линейного расширения б для интервала температур 20 - 100°C принимаем равным 16,6°C^-1.

Коэффициент прочности сварных швов ц принимается равным 1. Коэффициенты запаса прочности для рабочих условий и условий испытания равны соответственно 1,5 и 1,1. Коэффициентами устойчивости в данном механическом расчёте не задаёмся, поскольку на ректификационную колонну не предполагается установка рубашки.

6.2 Определение толщины стенки цилиндрической обечайки

Поскольку проектируемая ректификационная колонна работает при атмосферном давлении, для корректного определения толщины стенки её обечайки сразу произведём расчёт при условии гидравлического испытания.

Пробное давление при гидравлическом испытании равно:

МПа (6.2.1)

Примем пробное давление равным 0,2 МПа.

Расчетную толщину стенки цилиндрической обечайки колонны рассчитываем по формуле:



Тогда:

В соответствии со стандартом, примем расчётное значение толщины обечайки равным его минимальному значению, а именно 10 мм. Поскольку необходимо учесть прибавку на коррозии в 4 мм, исполнительная толщина обечайки s будет равна 14 мм.

Допускаемое давление рассчитываем по формуле:

Тогда:

Допускаемое значение для данной толщины обечайки больше величины пробного давления при гидравлическом испытании, следовательно, обечайку для данной колонны позволительно изготовить толщиной 15 мм.

Произведём проверку условия применимости расчётных формул из данного подраздела:

Условие применимости формул выполняется, расчёт толщины обечайки произведён правильно.

6.3 Расчет толщины днища и крышки

В соответствии с ГОСТ Р 52867.2 выбираем эллиптическое днище и эллиптическую крышку с соотношениями габаритных размеров:

R = D

H = 0,25 D

Толщина стенки днища и крышки при таких условиях совпадает с толщиной стенки цилиндрической обечайки и, соответственно, будет равна 14 см.

6.4 Расчет и подбор штуцеров

В соответствии с уравнением объёмного расхода жидкости или газа, диаметр штуцера будет определяться по следующему выражению:

(6.4.1)

Расчётные параметры для каждого штуцера занесём в таблицу 6.4.1. Для определения плотностей компонентов используем метод линейной интерполяции и уравнение Менделеева-Клапейрона, преобразованное к виду:

 (6.4.2)

где P - давление; M - молярная масса компонента, г/моль; R - универсальная газовая постоянная; t - температура, °C.

Таблица 6.4.1 Исходные данные для расчёта штуцеров

№	G, кг/с	t°C	x (y), % мол	см	св
1	4,74	78,2	30	730,6	977,8
		77,6	32,4	720,6	973,25
		75,6	40	717,4	971,8
2	2,425	99,4	2,3	690,64	958,81
3	3,989	70,8	83,5	1,12	0,63
4	2,425	99,4	2,3	1,034	0,581
5	3,989	43	83,5	764,81	990,94

Произведём определение диаметра штуцера для подачи исходной смеси.

По формуле (2.1.4) произведём определение параметра a

Получим значение плотности смеси:

кг/м³

Диаметр штуцера равен:

мм

Примем диаметр штуцера равным по стандарту 100 мм.

Произведём определение диаметра штуцера для отвода кубовой жидкости.

По формуле (2.1.4) произведём определение параметра a

Получим значение плотности смеси:

кг/м³

Диаметр штуцера равен:

мм

Примем диаметр штуцера равным по стандарту 125 мм.

Произведём определение диаметра штуцера для вывода паров дистиллята.

По формуле (2.1.4) произведём определение параметра a

Получим значение плотности смеси:

кг/м³

Диаметр штуцера равен:

мм

Примем диаметр штуцера равным по стандарту 500 мм.

Произведём определение диаметра штуцера для ввода паров из кипятильника.

По формуле (2.1.4) произведём определение параметра a

Получим значение плотности смеси:

кг/м³

Диаметр штуцера равен:

мм

Примем диаметр штуцера равным по стандарту 500 мм.

Произведём определение диаметра штуцера для ввода флегмы.

По формуле (2.1.4) произведём определение параметра a

Получим значение плотности смеси:

кг/м³

Диаметр штуцера равен:

мм

Примем диаметр штуцера равным по стандарту 80 мм.

6.5 Подбор фланцевого соединения

Принимаем стандартные размеры болтов и фланца, рекомендуемые по ГОСТ 28759.2-90.

6.6 Определение массы аппарата

Произведём расчёт ориентировочной массы пустого аппарата и его же массы при гидроиспытании.

Масса обечайки равна:

(6.6.1)

где D_н - наружный диаметр колонны, м; D - внутренний диаметр колонны; H_о - высота обечайки; с_ст - плотность стали.

Тогда:

кг

Масса насадки равна:

(6.6.2)

где с_н - насыпная плотность колец Рашига, кг/м³; n - число секций; Z - высота одной секции насадки, м.

Отсюда:

кг

Принимаем массу вспомогательных устройств (штуцеров, измерительных приборов, люков и т.д.) равной 10% от основной массы колонны, тогда:

(6.6.3)

В соответствии с подразделом 6.3 выбрано днище с внутренним диаметром 1400 мм и толщиной стенки 16 мм. В соответствии со стандартом, масса такого днища равна 258.8 кг.

Таким образом:

кг

Масса воды при гидроиспытании равна:

(6.6.4)

Объём днища составляет 0,419 м³.

Тогда:

кг

В итоге, максимальная масса колонны равна:

кг

6.7 Расчет опор аппарата

При расчёте лап определяют размеры рёбер. Отношение вылета к высоте ребра l/h рекомендуется принимать равным 0,5.

Толщину ребра определяют по формуле:

(6.7.1)

где G - максимальный вес аппарата, МН (обычно бывает во время испытания, когда аппарат заполнен водой); n - число лап (не менее двух); z - число рёбер в одной лапе (одно или два); у_с.д - допускаемое напряжение на сжатие (можно принять равным 100 МН/м²); l - вылет опоры, м.

Максимальный вес аппарата равен:

6.7.3 Примем число лап n = 3, конструкцию лап двухреберной; вылет лапы l = 0,2 м. Высота лапы h = l/0,5 = 0,4 м. Толщина ребра при k = 0,75 равна:

м

Отношение д к l составляет 10,5. По графику, отражённому на рисунке 6.7.1 удостоверимся в правильности выбора коэффициента k.



Рисунок 6.7.1 График для определения коэффициента k.

Как можно видеть, коэффициент k по графику также примерно равен 0,75, из чего можно заключить, что позволительно принять минимальную толщину опорных рёбер равной 0,019 м.

Прочность сварных швов должна отвечать условию:

(6.7.2)

где L_ш - общая длина сварных швов, м; h_ш - катет сварного шва, м (h_ш = 0,008 м); ф_ш.с - допускаемое напряжение материала шва на срез, МН/м² (ф_ш.с = 80 МН/м²).

6.7.5 Общая длина сварного шва равна:

м (6.7.3)

Прочность сварного шва проверяем по формуле (6.7.2).

Данное неравенство выполняется, соответственно, делаем вывод, что прочность обеспечена.

Список литературы

диоксид титана химический

1. Маслов, Александр Антонович. Технология урана: учебное пособие / А. А. Маслов, Г. В. Каляцкая, Г. Н. Амелина; Томский политехнический университет. -- Томск: Изд-во ТПУ, 2007. -- 97 с.: ил.. -- Учебники Томского политехнического университета. -- Библиогр.: с. 96.

2. World uranium mining production [Электронный ресурс]. Схема доступа: http://www.world-nuclear.org/information-library/nuclear-fuel-cycle/mining-of-uranium/world-uranium-mining-production.aspx#.UT95sjcWxaJ (дата обращения 08.03.2017).

3. Обогащение урана: пер. с англ. / Под ред. С. Виллани. -- Москва: Энергоатомиздат, 1983. -- 317 с.: ил.. -- Библиогр.: с. 299-313.

4. Бенедикт, М.. Химическая технология ядерных материалов = Nuclear chemical engineering: пер. с англ. / М. Бенедикт, Т. Пигфорд. -- Москва: Атомиздат, 1960. -- 528 с.: ил.. -- Библиогр. в конце глав..

5. Андреев, Генрих Георгиевич. Фторидные технологии в производстве ядерного топлива: монография [Электронный ресурс] / Г. Г. Андреев, А. Н. Дьяченко; Национальный исследовательский Томский политехнический университет (ТПУ). -- 1 компьютерный файл (pdf; 4.1 MB). -- Томск: Изд-во ТПУ, 2013. -- Заглавие с титульного экрана. -- Электронная версия печатной публикации. -- Доступ из корпоративной сети ТПУ. -- Системные требования: Adobe Reader. Схема доступа: http://www.lib.tpu.ru/fulltext2/m/2014/m078.pdf (дата обращения 08.03.2017).

6. Андреев, Генрих Георгиевич. Введение в химическую технологию ядерного топлива: учебное пособие / Г. Г. Андреев, А. Н. Дьяченко; Национальный исследовательский Томский политехнический университет (ТПУ). -- Томск: Изд-во ТПУ, 2010. -- 165 с.: ил.. -- Библиогр.: с. 164. -- ISBN 978-5-98298-742-6.

7. Жиганов, А. Н.. Технология диоксида урана для керамического ядерного топлива: учебное пособие / А. Н. Жиганов, В. В. Гузеев, Г. Г. Андреев. -- Томск: STT, 2002. -- 326 c.: ил.. -- Библиогр.: с. 320-326. -- ISBN 5-93629-127-8.

8. Годовой отчёт АО «ТВЭЛ» за 2015 год [Электронный ресурс]. Схема доступа доступа: http://www.tvel2015.ru/ru/section_1_2/ (дата обращения 08.03.2017).

9. Тураев, Н.С.. Химия и технология урана / Н. С. Тураев, И. И. Жерин; Томский политехнический университет. -- Москва: Руда и металлы, 2006. -- 396 с.: ил.. -- Библиогр.: с. 390-393. -- ISBN 5-98191-019-4.

10. Пищулин, В. П.. Математическая модель процесса термического разложения в барабанной вращающейся печи [Электронный ресурс] / В. П. Пищулин, В. Н. Брендаков // Известия Томского политехнического университета [Известия ТПУ] / Томский политехнический университет (ТПУ). -- 2005. -- Т. 308, № 3. -- [С. 106-109]. -- Заглавие с титульного листа. -- Электронная версия печатной публикации. -- [Библиогр.: с. 109 (2 назв.)]. -- Свободный доступ из сети Интернет. -- Adobe Reader. Схема доступа: http://www.lib.tpu.ru/fulltext/v/Bulletin_TPU/2005/v308/i3/23.pdf (дата обращения 22.04.2017).

11. Исследование механизма и кинетики процесса восстановления U₃O₈ водородом в неизотермических условиях [Электронный ресурс] / Е. В. Сидоров [и др.] // Ядерная энергетика: технология, безопасность, экология, экономика, управление сборник научных трудов I Всероссийской научно-практической конференции молодых атомщиков Сибири, Томск, 19-21 сентября 2010 г.: / Национальный исследовательский Томский политехнический университет (ТПУ). -- Томск: 2010. -- [С. 59-60]. -- Заглавие с экрана. -- Электронная версия печатной публикации. -- Свободный доступ из сети Интернет. -- Adobe Reader. Схема доступа: http://www.lib.tpu.ru/fulltext/v/Conferences/2010/K03/03025.pdf (дата обращения 22.04.2017).

12. Паттон, Ф. С.. Ядерное горючее на основе обогащенного урана: Сокращ. пер. с англ. / Ф. С. Паттон, Д. М. Гуджин, В. Л. Гриффитс; Под ред. Н. П. Галкина. -- Москва: Атомиздат, 1966. -- 291 с.: ил.. -- Библиогр. в конце глав..

13. Тютюнник Ю.Г. Техногенез урана / Ю.Г. Тютюнник. - Чернобыль: Укрытие, 1996. - 86 с.

14. Громов, Б.В.. Введение в химическую технологию урана: учебник / Б. В. Громов. -- Москва: Атомиздат, 1978. -- 336 с.: ил.. -- Библиогр.: с. 325. -- Алфавитно-предметный указатель: с. 326-332.

15. Синев, Николай Михайлович. Экономика атомной энергетики: учебное пособие / Н. М. Синев, Б. Б. Батуров. -- 2-е изд., перераб. и доп.. -- Москва: Энергоатомиздат, 1984. -- 391 с.: ил.. -- Библиогр.: с. 381-385. -- Алф.-предм. указ.: с. 386-387.

16. Институт промышленной безопасности, охраны труда и социального партнёрства [Электронный ресурс]: офиц. сайт. Санкт-Петербург, 2004. Схема доступа: https://www.safework.ru (дата обращения: 07.05.2017).

17. Изготовление топлива и ТВЭЛов для быстрых реакторов: собрник переводов -- Москва: ЦНИИ Атоминформ, 1972. -- 114 с.: ил.. -- Библиогр.: с. 113.

18. Перспективные ядерные топливные циклы и реакторы нового поколения: учебное пособие [эл. ресурс] / В. И. Бойко [и др.]; Национальный исследовательский Томский политехнический университет (ТПУ). -- 1 комп. ф. (pdf; 56.3 MB). -- Т.: Изд-во ТПУ, 2009. -- Заглавие с титульного экрана. -- Электронная версия печатной публикации. -- Доступ из корпоративной сети ТПУ. -- Системные требования: Adobe Reader. Схема доступа: http://www.lib.tpu.ru/fulltext2/m/2012/m136.pdf (дата обращения 07.05.2017).

Размещено на Allbest.ru

...