Проектирование отделения вакуумной сепарации титановой губки на базе АО «УК ТМК»

Министерство образования и науки Республики Казахстан

Восточно-Казахстанский государственный технический университет

им. Д. Серикбаева

Проектирование отделения вакуумной сепарации титановой губки на базе АО " УК ТМК"

ДИПЛОМНЫЙ ПРОЕКТ

специальность 5 0709 — «Металлургия»

Выполнил: Коробков Е.В.

Усть-Каменогорск 2010

Реферат

Пояснительная записка к дипломному проекту выполнена на 99 стр., содержит 3 рис., 16 табл., 20 библ. назв.

РЕАКЦИОННАЯ МАССА, ВАКУУМНАЯ СЕПАРАЦИЯ, ЭЛЕКТРОПЕЧЬ СОПРОТИВЛЕНИЯ, РЕТОРТА, ТИТАНОВАЯ ГУБКА, МАГНИЙ, ХЛОРИД МАГНИЯ, МАТЕРИАЛЬНЫЙ БАЛАНС, ТЕПЛОВОЙ БАЛАНС, КОНСТРУКТИВНЫЙ РАСЧЕТ.

Целью дипломного проекта является модернизация отделения вакуумной сепарации реакционной массы, производительностью 30 000 тонн в год губчатого титана.

С целью интенсификации процесса вакуум-термической сепарации реакционной массы предлагается снизить продолжительность высокотемпературной выдержки на 2,5 часа.

В дипломной проекте на основе существующей аппаратурно-технологической схемы, выполнены расчеты материального и теплового баланса, выбрано основное и вспомогательное оборудование.

Экономический расчет выполнен на основании прогрессивных норм выработки и расходных коэффициентов, отражающих современный уровень развития титановой отрасли.

В необходимом объеме рассмотрены вопросы автоматизации процесса, экологичности и безопасности.

Графическая часть выполнена на 4 чертежах.

1. Аналитический обзор

1.1 Обзор технологий

2. Выбор и обоснование принимаемого в проекте технологического решения

3. Технологическая часть

3.1 Номенклатура сырья и продукции

3.2 Описание основного технологического процесса

3.3 Металлургические расчёты

4. Аналитический контроль производства

5. Контроль и автоматизация технологических процессов

6. Экологичность и безопасность проекта

6.1 Анализ вредных и опасных производственных факторов

6.2 Мероприятия по охране труда и технике безопасности

6.3 Санитарно-гигиенические мероприятия

6.4 Обеспечение спецпитанием

6.5 Общая вентиляция

6.6 Электробезопасность

6.7 Противопожарные мероприятия

6.8 Общие правила безопасности

6.9 Расчет электроосвещения в отделении сепарации

6.10 Расчет защитного заземления

6.11 Охрана воздушного бассейна от загрязнения вредными веществами

6.12 Экологическое состояние в отделении вакуумной сепарации

6.13 Проектные решения по утилизации отходов производства

7. Экономика производства

7.1 Организация производства

7.2 Планирование производства

7.3 Расчет экономической эффективности

7.4 Нахождение точки безубыточности

7.5 Технико-экономические показатели проекта

Заключение

металлургия титан технологический автоматизация Титан, благодаря своей высокой прочности, твердости и высокой коррозийной стойкости, нашел широкое применение почти во всех отраслях промышленности: пищевой, медицинской, авиакосмической и т. д.

Современное производство титана базируется на хлорной технологии: получение тетрахлорида титана с последующим его восстановление магнием и очисткой полученной реакционной массы (титановая губка, загрязненная продуктами восстановления — магнием и хлористым магнием) методом вакуумной сепарации.

Переработка реакционной массы методом вакуумной сепарации является одним из основных переделов в технологии производства титана, так как конечным продуктом переработки является получение товарной титановой губки. Этот процесс является довольно сложным и дорогостоящим, так как к качеству товарного губчатого титана предъявляются очень высокие требования.

Поэтому вопросы, связанные с улучшением технико-экономических показателей процесса вакуумной сепарации — уменьшение расхода электроэнергии, повышение качества титановой губки и т. д. являются на сегодняшний день наиболее актуальными.

Целью настоящего дипломного проекта является проектирование отделения переработки реакционной массы методом вакуумной сепарации производительностью 30 000 тонн в год титановой губки.

Новизна и практическая ценность заключается в снижении удельного расхода электроэнергии, расхода воды подаваемой на охлаждение аппарата. В уменьшении потерь магния с отвальным конденсатом на 40%. Годовой экономический эффект от внедрения предлагаемых решений составит около 1 000 000 тыс.тенге.

1. Аналитический обзор

1.1 Обзор технологий

В основном, современное производство титана базируется на хлорной технологии: получение тетрахлорида титана хлорированием титаносодержащего сырья с последующим его восстановлением магнием и очисткой полученной реакционной массы (титановой губки, загрязненной продуктами восстановления — магнием и хлоридом магния) методом вакуумной сепарации.

В СНГ все три предприятия — Запорожский титано-магниевый комбинат, расположенный на Украине; Березниковский титано-магниевый комбинат, расположенный в России; Усть-каменогорский титано-магниевый комбинат производят титан по хлорной технологии, используя в качестве восстановителя магний.

Магниетермический способ получения титана из тетрахлорида титана оказался наиболее экономически и технологически целесообразнее только при комбинировании титанового и магниевого производств, которые обеспечивают наиболее рациональную регенерацию продуктов (магний и хлор) и переработку отходов (хлорид магния).

В процессе металлотермического восстановления образуется металлический титан, загрязненный продуктами восстановления (так называется реакционная масса). В странах СНГ получают металлический титан с использованием в качестве восстановителя металлический магний.

Помимо магниетермического способа получения титана в аппарате периодического действия, широко применяемого в мировой практике, существуют и другие. Важным является производство титана натриетермическим способом, используемым за рубежом, в частности в Англии.

Этот способ основан на следующей экзотермической реакции:

TiCl_{4 (Г)} + 4Na_(Ж) = Ti _(тв.) + 4NaCl_(Ж) + Q (1.1)

Натриетермический способ имеет определенные преимущества перед магниетермическим (легкость транспортировки натрия вследствие низкой 198^оС) температуры его плавления; высокая скорость реакции восстановления и прохождение ее со стопроцентным коэффициентом использования натрия; отсутствие сложного и энергоемкого передела вакуумной сепарации; возможность ведения полунепрерывного процесса. Вместе с тем, этому методу свойственны существенные недостатки. Натрий очень активен на воздухе. Он быстро окисляется, а с водой реагирует с взрывом. Все это требует принятия специальных мер безопасности. Отрицательными сторонами этого метода также является высокая экзотермичность процесса восстановления, большой объем восстановления и продуктов реакции, что приводит к необходимости применения громоздкой аппаратуры.

Из-за других способов производства титана известны восстановление двуокиси титана кальцием по реакции:

TiO₂ = 2Ca = Ti + 2CaO, (1.2)

гидридом кальция по реакции:

TiO₂ + 2CaH₂ = Ti + 2CaO + 2H₂. (1.3)

Интересен йодный метод, с помощью которого может быть получен высокочистый титан:

TiJ₄ = Ti + 2J₂. (1.4)

Все эти способы применяются ограниченно и по своим масштабам значительно уступают магниеи натриетермическому способу [2, 3].

Весьма перспективен электролитический способ титана. Главное его преимущество — отсутствие металлического восстановителя. Достигнуто значительные успехи по разработке и усовершенствованию этого метода. Идея метода уже используется в промышленной практике при электротехническом рафинировании титана (например, некачественного губчатого титана, отходов плавки титана и его сплавов). В этом процессе анодом служим загрязненный титан, погруженный в расплав электроплиты. Последний содержит хлориды щелочных металлов и низшие хлориды титана. При электролизе, проходящем при (800 — 850)⁰С титан переходит в электролит и осаждается на катоде. Катодный осадок после гидрометаллургической обработки, просеивания, служит отличным сырьем для порошковой металлургии.

На первых этапах развития магниетермического производства титана для очистки титановой губки от хлорида магния и магния применяли гидрометаллургический способ, который состоит в обработке реакционной массы разбавленной (однопроцентной) хлороводородной кислотой на холоду для извлечения основного количества магния и его хлорида. Остаточное количество выщелачиваем после мокрого измельчения губки в шаровой мельнице десятипроцентной шароводородной кислотой при 45^оС. Готовый титановый порошок содержит (0,1 — 0,3)% водорода, 1% кислорода, примесь которого, в основном, окислением титана при контакте с водяным раствором.

Также разработан способ выщелачивания магниетермической реакционной массы в насыщенных растворах хлорида магния. Этот метод позволяет регламентировать скорость процесса растворения хлористых солей изменением их концентрации в растворе.

Реализация этого способа возможна двумя технологическими вариантами процесса выщелачивания:

— в предварительно приготовленный насыщенный раствор хлорида магния одновременно вводятся реакционная масса и хлороводородный водный раствор в таком соотношении, чтобы образующаяся в результате выщелачивания жидкая фаза также представляла собой насыщенный или близкий к насыщенному раствор хлорида магния. При этом скорость введения веществ регламентируется обеспечением изотермичности процесса выщелачивания.

— в предварительно приготовленный насыщенный раствор хлорида магния одновременно или большими порциями вводится реакционной массы, а затем производится регламентированное введение хлороводороднго водного раствора.

Проведенные исследования показали практическую возможность реализации обоих вариантов очистки реакционной массы. Однако, гидрометаллургические способы обладают рядом недостатков:

— при выщелачивании реакционной массы теряется металл — восстановитель;

— в случае переработки магниетермической реакционной массы хлорид магния при выщелачивании частично гидролизуется и остатки гидратов, которые не могут быть полностью удалены из титановой губки при выщелачивании при последующей плавке, взаимодействуют с титаном, загрязняя его кислородом, водородом и др.

Для улучшения качества титана был разработан способ вакуумной отгонки (сепарации) магния и хлорида магния из реакционной массы, который в настоящее время стал доминирующим [3−5].

Вакуумная сепарация основана на различной упругости паров титана, магния и хлорида магния. Так, температура кипения при атмосферном давлении у титана магния и хлорида магния соответственно 3260, 1107, 1417^оС. Отделение вакуумной дистилляции. Однако, максимальная температура на стенке реторты не должна превышать 1085^оС. При этой температуре железо заметно взаимодействует с титаном с образованием легкоплавкого соединения — эвтектики. Поэтому для более полного удаления магния и хлорида магния и снижения температуры процесса возгонку ведут под глубоким вакуумом.

Передел вакуумной сепарации непосредственно связан с переделом восстановления и может иметь разное аппаратурно-технологическое оформление. При так называемом раздельном способе магниетермического получения титановой губки процесс восстановления ведут в отдельном аппарате и отдельной печи. После окончания процесса аппарат восстановления охлаждают, передают на отдельный участок, вскрывают, очищают, переоборудуют на аппарат вакуумной сепарации и устанавливают в другую электротермическую печь для проведения высокотемпературной вакуумной сепарации. При таком раздельном способе аппарат восстановления с печами размещают в одном помещении или корпусе, а аппараты сепарации с печами — в другом. Раздельный процесс наименее экономичен и практически не используется.

При совещенном способе получения титановой губки аппараты восстановления и сепарации собраны в один агрегат, и процессы восстановления и сепарации можно проводить в одной печи или в различных печах, но в одном корпусе. Совмещенный процесс был разработан в СССР, и в разные годы был опробован на Запорожском и на Усть-Каменогорском титано-магниевых комбинатах. На тот период он не показал заметных преимуществ перед полусовмещенным процессом и не нашел промышленного применения. Совмещенный процесс имеет ряд преимуществ: снижение энергозатрат, трудозатрат, повышение качества титана. Кроме того, в случае использования для конденсации магния и хлорида магния рядом стоящего конденсатора и возможностью демонтажа аппарата сепарации в горячем состоянии совмещенный процесс дает дополнительные преимущества, повышающие эффективность его использования: значительное снижение массы и высоты транспортируемого аппарата сепарации. Это позволяет при существующих высотах зданий и действующих мостовых кранов эксплуатировать аппараты большой цикловой производительности. Наряду с рядом преимуществ, совмещенный процесс имеет ряд существенных недостатков, связанных с более сложными конструкциями аппаратов и печей, не достаточно эффективным использованием оборудования, приборов контроля и управления, вакуумных насосов и вентиляторов. При использовании аппаратов с боковым конденсатором снижается коэффициент использования производственных площадей. При существующей конструкции совмещенных аппаратов с верхним конденсатором горячий демонтаж аппаратов сепарации невозможен. Поэтому поиск технических решений здесь необходим.

В СНГ, в основном, применяется полусовмещенный способ получения титановой губки. Отличие его от раздельного заключается в том, что после процесса восстановления аппарат не охлаждают и не разбирают, а в горячем состоянии в крышке монтируют легкоплавкую магниевую заглушку. На аппарат с магниевой заглушкой сверху монтируют оборотную реторту — конденсатор и в собранном виде аппарат сепарации устанавливают в печь сепарации в другом корпусе. При полусовмещенном способе расход электроэнергии ниже, а качество титановой губки лучше, чем при раздельном.

Как правило, при раздельном и полусовмещенном способах переделы восстановления и сепарации размещаются в разных корпусах, а между ними организуется передел подготовки аппаратов восстановления и сепарации (монтажный участок). Это вызвано однотипностью оборудования и технологии [4,5].

В процессе вакуумной сепарации хлорид магния и магний испаряются и осаждаются в конденсаторе. Конденсат испаряется и часть самовозгорается в контакте с воздухом при демонтаже аппарата сепарации. Скорость увлажнения и вероятность возгорания возрастают с увеличением удельной поверхности и содержания дисперсного магния. Поскольку конденсат является оборотным, кислород, содержащийся в продуктах увлажнения и горения, попадает в титановую губку, ухудшая ее качество. Поэтому на монтажном участке применяется инертный газ — аргон, который вытесняет воздух из реторты — конденсатора при монтаже аппарата восстановления.

Одним из основных факторов, определяющих условие конденсации и структуры конденсата, является тепловой режим конденсатора, обуславливаемый скоростью отгонки магния и хлорида магния из титановой губки, конструктивными особенностями, габаритами аппарата сепарации и режимом охлаждения поверхности конденсатора. В настоящее время применяется водное и воздушное охлаждение, интенсивность которого, в основном, задается в начале сепарации и не изменяется в ходе процесса, что приводит к образованию рыхлого конденсата в аппаратах большой цикловой производительности, характеризующейся повышенной тепловой нагрузкой на конденсатор.

Исследования показали, что наиболее плотный конденсат образуется при охлаждении водой конденсатора в течении 10−15 часов с момента установки аппарата в печь. Однако, установленный режим оказался неприемлемым для данной конструкции аппарата, поскольку создавалась опасность проплавления резиновой прокладки между фланцем аппарата и патрубком, через который производится откачка аппарата. Магний и хлорид магния конденсируется в зоне разделения нижней реторты и конденсатора, в том числе и на экране, где начинается преимущественное осаждение конденсата, когда экран не успевает прогреться до начала периода бурной возгонки.

Также существует конструкция аппарата с нижним расположением конденсатора. Принципиально эта конструкция аналогична аппарату сепарации с верхним расположением конденсатора. Однако, в этом аппарате применяется колпаковая съемная печь. Аппарат устанавливается на специальный стенд. Учитывая специфику процесса, нижнюю часть сборника для конденсатора делают неразъемной в виде усеченного конуса, а верхнюю часть осадителя — разъемной. На поверхность экрана устанавливают специальную кольцевую подставку, которая препятствует опусканию блока реакционной массы в процессе сепарации. Между стенками экрана и реторты при монтаже аппарата, засыпают слой хлорида магния, который создает гидравлический затвор, и препятствует проникновению расплавленного магния. Такие реторты не применяются на заводах из-за сложного аппаратурного оформления и сложности проводимых работ [7−9].

Проводились исследования по конструкции аппаратов сепарации с рядом стоящим конденсатором. Такой аппарат состоит из реактора с заглубленной крышкой, установленный в электропечь, конденсатор, помещенный в рядом стоящий с печью холодильник, соединенные между собой обогреваемым паропроводом и вакуумпроводом. Холодильник установлен в тележке с возможностью перемещения в горизонтальном направлении для компенсации температурного расширения материала трубопровода. Устройство стыковых обогреваемых патрубков паропровода обеспечивается маневром тележки с установленным на ней холодильником и конденсатором по колее (рельсам), а также подъемом и опусканием последних при помощи гидроподъемников, установленных на раме тележки. Недостатком установки является сложность и громоздкость конструкций, обеспечивающих передвижение конденсатора в горизонтальной и вертикальной плоскостях при стыковке патрубков паропровода. Так, наличие тележки с колесами обуславливает необходимость установки рельсового пути, а наличие грузоподъемников на маме тележки — необходимость иметь маслонасосную станцию с маслопроводами, что повышает трудоемкость обслуживания устройства. Наличие большого числа деталей требует значительного времени на подготовку устройства и монтажу, на их ремонт, повышает вероятность их поломки во время эксплуатации, что в целом снижает производительность устройства из-за непроизводительных простоев и его надежность.

На АО «УК ТМК» был опробован аналогичный аппарат. Основными недостатками были: зарастание внутреннего сечения сливного стояка, зарастание паропровода на выходе в конденсатор, к тому же колпаковые печи, обогреваемые паропровод, потреблял очень много электроэнергии (так же, как печь вакуумной сепарации).

Кроме того, если рассматривать конструкцию осуществления компенсации расширения материалов паропровода за счет перемещения холодильника на тележке, то конструкция тележки настолько металлоемка, что она не позволит осуществить перемещение относительно оси паропровода, что осложняет стыковку фланцев патрубков при монтаже установки, тем самым повышает трудоемкость обслуживания. Как следствие, непроизводительные простои при сборке устройства, при проведении процесса сепарации и при его разборке после процесса, ведут к снижению производительности процесса.

Благодаря исследованиям, проведенным в области вакуумтермической очистки титановой губки, установлено, что устройство, состоящее из реторт, одна из которых является термостатированным конденсатором, создаются благоприятные условия для достижения необходимого температурного градиента между номерами испарения и конденсации. Пары магния и хлорида магния, попадая в термостатированный конденсатор резко не теряют свою температуру. Конструкция вертикального обогреваемого паропровода, в сравнении с горизонтальным по прототипу, обеспечивают максимально свободный доступ парогазового потока к поверхности конденсации за счет сокращения длины пути с парами магния и хлорида магния. Использование устройства позволяет повысить производительность, дополнительно снизить затраты электроэнергии за счет сокращения продолжительности высокотемпературной выдержки.

С целью повышения производительности аппаратов применяемых в производстве губчатого титана проводили исследования с использованием индукционного нагрева.

Это объясняется тем, что в этом случае значительная часть энергии выделяется в непосредственно нагреваемом теле. Изменение вида нагрева будет заключаться в том, что вместо резисторного нагревателя в печи будет установлен источник электромагнитной энергии — индуктор.

При использовании резисторно — индуктивного нагревателя существенная часть энергии должна выделяться непосредственно в блоке реакционной массы. Частично будет нагреваться стальная стенка реактора, в котором находится реакционная масса, за счет радиационного излучения нагревателя. Выделение тепловой энергии происходит непосредственно в блоке реакционной массы, то есть источник тепловой энергии перемещается внутрь блока, что способствует увеличению теплового коэффициента полезного действия процесса сепарации. Улучшение качества титановой губки достигается действием динамических сил в блоке реакционной массы. Индуктор располагается в пространстве между ретортой и внутренней стенкой печи. Индуктор выполняется из трех — четырех секций, переключением которых можно регулировать величину электромагнитного поля и тепловой режим печи. Секции могут быть включены параллельно, последовательно или смешанно. Таким включением можно получить широкий диапазон регулирования температуры.

Приведенный обзор научно-исследовательских работ и практика работы титано — магниевых комбинатов показали, что на данный момент наиболее приемлемым для очистки реакционной массы является метод вакуумной сепарации с верхним расположением конденсатора.

2. Выбор и обоснование принимаемого в проекте технологического решения

Как показал обзор, приведенный в п. 1.1 при сепарации реакционной массы, во время процесса может происходить перегорание нагревателей, что приводит к ухудшению качества титановой губки, увеличению расхода электроэнергии, дополнительным трудозатратам и т. д. Разрушение защитной пленки на поверхности нагревателей может быть результатом воздействия материалов футеровки или появления окислительной среды в печном пространстве при разгерметизации швов аппарата.

Кроме того, работа печей сопротивления сопровождается довольно большим расходом электроэнергии. Основными путями снижения удельного расхода электроэнергии является: уменьшение тепловых потерь, улучшение теплоизоляции, повышение мощности печи, уменьшение потерь на аккумуляцию тепла, рационализацию электрического и технологического режима работы [5, 12, 13].

Анализ теплового баланса аппарата вакуумной сепарации показывает, что полезный расход тепла на нагрев и сублимацию магния и хлорида магния из реакционной массы составляет незначительную величину по сравнению с тепловыми потерями: 26% от израсходованного за цикл. Печи вакуумной сепарации работают в периодическом режиме и остывают между отдельными кампаниями, поэтому применение наиболее эффективных теплоизоляционных материалов позволит значительно снизить удельный расход электроэнергии.

На АО"УК ТМК" для футеровки электропечей используется шамот — легковес марок ШЛ-1 и ШЛ-1,3 в виде кирпича. Электропечи с такой футеровкой эксплуатируются более двух лет без капитального ремонта, но они имеют сравнительно высокую теплопроводность, что не позволяет снижать температуру кожуха печи и приводит к потерям тепла и увеличению расхода электроэнергии. Для снижения тепловых потерь можно рекомендовать новый футеровочный материал на основе стекловолокна, который успешно прошел испытания на Березниковском титано-магниевом комбинате.

Мероприятия по рационализации электрических и технологических режимов работ печей вакуумной сепарации: сокращение длительности технологического процесса за счет его совершенствования, применяя, например, новые виды нагрева. Небольшое повышение температуры ведения процесса также может сократить длительность печного цикла.

Повышение единичной мощности имеющихся аппаратов позволит на тех же площадях увеличить выпуск титановой губки и, следовательно, снизить удельный расход электроэнергии.

3. Технологическая часть

3.1 Номенклатура сырья и продукции

Исходным сырьем, перерабатываемым в отделение является реакционная массы, поступающая из отделения восстановления и представляющая собой титановую губку, пропитанную магнием и хлоридом магния.

Реакционная масса поступает в отделение вакуумной сепарации в ретортах и имеет следующий состав: (50 — 70)% титановой губки; (8 — 15)% хлористого магния (25 — 37)% магния.

В таблице 1 приведены требования к качеству титановой губки по ГОСТ 11 746–79.

Таблица 1.

Состав и твердость титановой губки

3.2 Описание основного технологического процесса

В отделении вакуумной сепарации применяется полусовмещенная схема получения титановой губки, при которой монтаж аппарата сепарации осуществляется без охлаждения аппарата восстановления, процесс сепарации ведется в специализированной электропечи. После процесса сепарации реторта — конденсатор с магнием с хлоридом магния отправляется на процесс восстановления. Из нее сливают хлорид магния, затем добавляют магний и подают тетрахлорид титана, образуется реакционная масса после прохождения реакции восстановления, эту реторту уже называют ретортой — конденсатором. А реторта с блоком титановой губки освобождают и монтируют на реторту — реактор, устанавливая между ними магниевую заглушку. Такая реторта становится ретортой — конденсатором. Этот метод получил название «Метод оборотных реторт». Технологическая схема отделения вакуумной сепарации представлена на рисунке 3.1

После процесса восстановления в реакторе остается спекшийся блок реакционной массы, представляющий собой титановую губку, пропитанную магнием и хлоридом магния.

Состав реакционной массы (средний по блоку) примерно следующий: (55 — 60)% титана,(25−35)% магния, (8 — 12)% хлорида магния, (0,01 — 0,1)% низших хлоридов титана. Блок прочно спаян со стенками реактора в верхней зоне, и его невозможно извлечь без разрушения места спая. Целью передела вакуумной сепарации является очистка титановой губки от магния, хлорида магния и низших хлоридов титана.

Вакуумная сепарация реакционной массы основана на различной упругости паров титана, магния и хлорида магния. Так, температуры кипения у титана, магния и хлорида магния соответственно равны 3260, 1107 и 1417 ⁰С. Следовательно, при 1417 ⁰С и атмосферном давлении от титана отгоняются магний и хлорид магния. Однако, при этих условиях, практически невозможно добиться полного отделения магния и хлорида магния от титана. Кроме того, при температуре 1085 ⁰С железо стенки реторты интенсивно взаимодействует с титаном с образованием легкоплавкого вещества — эвтектики. Скорость испарения магния и хлорида магния из реакционной массы зависит от упругости паров, общего давления над реакционной массой и температуры. Как показали исследования, зависимости давления паров магния и хлорида магния от температуры [3], при 900 ⁰С эти величины соответственно равны 0,13· 10⁵ Па. Для титана скорость испарения близка к нулю.

Это значит, что уже при 900⁰С над реакционной массой находятся пары магния и хлорида магния в количестве, пропорциональном давлению их паров. Если эти пары отводить, то из реакционной массы будут испаряться новые порции. Для отвода паров магния и хлорида магния в аппарате сепарации применяют конденсатор, в котором, с помощью охлаждения, создается низкая температура, следовательно, более низкое давление паров магния и хлорида магния. Таким образом, движение паров из реактора в конденсатор происходит в результате разности давления в этих зонах аппарата.

Из реакционной массы в период сепарации выделяются и другие газы (главным образом водород). Эти газы непрерывно откачиваются вакуумным насосом через конденсатор. Когда говорится о давлении в реторте в период сепарации, то под этим подразумевается давление газов (водорода, паров воды, паров хлоропроводной кислоты и другие), замеряемое на выходе из конденсатора. Измерение паров магния и хлорида магния не производят, так как в место замера давления эти вещества могут попасть только в конденсированном состоянии. Когда говорится о температуре сепарации, то под этим подразумевается температура наружной стенки реторты, реакционная масса в течение процесса прогревается от стенки к центру.

Рисунок 1 — Технологическая схема отделения вакуумной сепарации Вакуумные насосы могут откачать газы из реторты до остаточного давления (0,13 — 13,3)Па, однако, вследствие интенсивного выделения газов в начальный период сепарации давление повышается до (133 — 1328) Па.

Процесс сепарации имеет три основные стадии. В первой стадии происходит дегазация реакционной массы и ее нагрев. В случае быстрого нагрева часть газов (в основном воды и адсорбируемого стенками реактора воздуха) поглощаются титаном. Во второй стадии происходит интенсивное испарение магния и хлорида магния с открытой поверхности и из крупных пор. В третьей стадии испаряется, в основном, хлорид магния и оставшийся в мелких порах магний. Из диаграмм сепарации следует, что самым продолжительным периодом является третий. Продолжительность отгонки основного количества конденсата составляет (25 — 35)% общего времени сепарации. Продолжительность третьего периода резко увеличивается при увеличении длины пути паров с хлоридом магния. В аналогичных условиях находится губка в центральных зонах промышленного блока. Поэтому исследование процесса в третьем периоде — отгонка последних (2 — 3)% хлорида магния — является основным направлением при изучении процесса сепарации.

В первой и второй стадиях сепарации давление почти не влияет на скорость процесса.

Интенсивность испарения определяется количеством подводимого к материалу тепла и скоростью отвода массы пара. Во второй стадии испарение происходит интенсивно, следовательно, тепло подводится в достаточном количестве. В этот период удаление хлорида магния происходит путем углубления поверхности испарения внутрь тела (внутри крупных пор). В третьей стадии процесса условия для подвода тепла остаются такими же, однако, скорость испарения резко падает, процесс лимитируется возрастающим коэффициентом сопротивления переносу пара. Снижение скорости процесса происходит в результате наличия мелких пор, в которых остается (2 — 3)% хлорида магния.

Процесс сепарации резко замедляется при остаточном содержании хлорида магния около 2%.

Повышенное содержание хлора в губке, расположенной в верхней половине центральной зоны блока, объясняется не только тем, что эта зона прогревается в последнюю очередь, но главным образом, тем, что губка, формирующаяся в этой зоне, имеет структуру, неблагоприятную для сепарации. Другим существенным фактором, влияющим на скорость процесса сепарации, является расстояние от зоны испарения до поверхности блока губки. В случае, если блок имеет простую геометрическую форму: цилиндр, параллелепипед и т. п., этот фактор определяется соотношением массы блока и его поверхности.

Из изложенного следует, что продолжительность процесса сепарации определяется температурой, давлением, геометрической формой и размерами блока, структурой губки.

Остаточное давление, создаваемое в аппарате определяется возможностью вакуумных насосов. Применяемые в промышленности вакуумные насосы в сочетании с бустерными насосами создают в конце процесса остаточное давление порядка одного Паскаля. Снижение давления ниже одного Паскаля несущественно влияет на скорость процесса, создание же более низкого давления весьма сложно. Поэтому создаваемое существующим вакуумным оборудованием остаточное давление можно считать приемлемым.

Процесс сепарации заканчивается тогда, когда вся губка прогревается до температуры (940 — 960)⁰С. Исходя из этого, параметры для определения окончания процесса могло бы служить достижение этой температуры в той точке реакционной массы, которая прогревается в последнюю очередь. Такой точкой обычно является середина поверхности блока реакционной массы. Однако, этот параметр, во-первых, трудно замерить, во-вторых, он не всегда достаточно надежен.

Вторым, более точным методом определения окончания процесса является метод замера изменения давления газов в реторте после отключения вакуум — линии. Поворот газового потока определяет окончание процесса сепарации, он происходит вследствие того, что после прекращения выделения газов (в основном, водорода) из губки, которое происходит в течение всего процесса, губка начинает поглощать газы, натекающие в реторту через неплотности, а также из вакуум — линии.

После окончания процесса аппарат охлаждают сначала в печи, потом транспортируют его мостовым краном в так называемый холодильник, где он охлаждается сначала воздухом, затем водой.

3.3 Металлургические расчёты

Расчет состава реакционной массы Состав реакционной массы, которую перерабатывают в отделении вакуумной сепарации, находят из предварительного расчета процесса восстановления тетрахлорида титана магнием.

Процесс восстановления протекает по следующей реакции:

TiCl₄ + 2Mg = 2MgCl₂ + Ti. (5)

Процесс восстановления протекает в инертной среде, т. е. в среде аргона.

Расчет ведем на 1 тону губчатого титана с последующим пересчетом на цикловую производительность аппарата. В расчете принимается следующий состав:

— состав очищенного тетрахлорида титана, %: TiCl₄ — 99,98; FeCl₃— 0,003; SiCl₄— 0.005; AlCl₃ — 0.005; VOCl₃— 0,0034; O- 0,0006.

— состав магния — восстановителя марки, %: Mg -99,832; O -0.02; Fe -0,05;N -0.02; Ni -0,05;Cl -0,008.

— примеси аргона, %: O — 0,005; N — 0,002.

Восстановление идет по реакции (5):

3960,541 014,82 10 003 975,36

TiCl₄ + 2Mg = Ti + 2MgCl₂

189,72 48,61 47,9 190,42

На 47,9 кг титана потребуется 189,71 кг тетрахлорида титана

На 1000 кг титана потребуется х кг тетрахлорида титана

х = 3960,54 кг тетрахлорида титана

Находим количество тетрахлорида титана с примесями:

3960,54 / 0,99 983 = 3961,21 кг, в том числе:

FeCl₃: 3961,21· 3·10^-5 = 0,118 кг

SiCl₄: 3961,21· 5·10^-5 = 0,198 кг

AlCl₃: 3961,21· 5·10^-5 = 0,198 кг

VOCl₃: 3961,21· 3,4·10^-5 = 0,134 кг

O: 3961,21· 0,6·10^-5 = 0,023 кг

0,118 0,053 00,081 0,207

2FeiCl₃ + 3Mg = 2Fe + 3MgCl₂

162,2 72,9 111,7 285,6

0,198 0,056 0,032 0,221

SiCl₄ + 2Mg = Si + 2MgCl₂

169,8 48,61 28,08 190,42

0,198 0,054 0,02 0,212

AlCl₃ + 3Mg = 2Al + 3MgCl₂

266,66 72,9 26,98 285,6

0,134 0,009 0,106 0,036

2VOCl₃ + Mg = 2VOCl₂ + MgCl₂

346,58 24,3 275,68 95,2

Кислород = 0,023 кг.

Общее количество магния составляет:

1014,84 + 0,053 + 0,056 + 0,054 + 0,009 = 1015,012 кг.

Количество магния с примесями:

1015,72 / 0,99 832 = 1016,72 кг.

Коэффициент использования Mg принимаем равным за 60%:

1016,72 / 0,6 = 1694,533 кг.

Избыток Mg: 1694,533 — 1016,72 = 677,813 кг.

Mg = 1694,533 · 0,99 832 = 1691,686 кг,

Fe = 1694,533 · 0,0005 = 0,847 кг,

Ni = 1694,533 · 0,0005 = 0,847 кг,

O = 1694,533 · 0,0002 = 0,338 кг,

N = 1694,533 · 0,0002 = 0,338 кг,

Si = 1694,533 · 0,0002 = 0,338 кг,

Cl = 1694,533 · 0,8 = 0,135 кг.

Общее количество MgCl₂ образующегося во время восстановления:

3975,36 + 0,207 + 0,221 + 0,212 + 0,036 = 3976,036 кг.

По данным практики титано — магниевых заводов для получения одной тоны губки расходуется 7 м³ аргона.

Количество примесей переходящих из аргона в титановую губку [3]:

где V — расход Ar на 1 т титановой губки;

а — содержание примесей в Ar, общий %;

т — молекулярная масса примесей.

кг, кг.

Титан имеет способность активно взаимодействовать в нагретом состоянии со многими элементами и материалами. В процессе магниетермического получения титана образуется интерметаллические соединения. Основными каналами поступления примесей является Mg, TiCl₄ и Ar. Главным составляющим, загрязняющим титан железом, является магний. Железо легко извлекается из магния первыми порциями TiCl₄ и концентрируется в донной и гарниссажной частях блока.

Общее количество примесей, переходящих в титановую губку:

(0,338 + 0,0017) + (0,338 + 0,023 + 0,005) + (0,338 + 0,032) + +0,135 +(0,847 + 0,081) +0,847+0,02=3,00 кг.

Количество губки вместе с примесями: 1000 + 3,005 = 1003,005 кг.

Из практики следует, что во время процесса восстановления сливается 96% MgCl₂.: 3976,036 ^. 0,96 = 3816,994 кг.

В реакционной массе остается MgCl₂:

3976,036 — 3816,994 = 159,041 кг.

На основе получения данных составим таблицу 2 материального баланса процесса восстановления, в котором представлен состав реакционной массы.

Расчет материального баланса процесса вакуумной сепарации Состав исходного продукта — реакционной массы — взят из предварительного расчета (таблица 3.1). В отделении, согласно проекту предполагается получать титан губчатый марки ТГ — 90, имеющий состав ГОСТ 17 749–79, %: Ti — 99,74; Fe — 0,05; C — 0,02; Cl — 0,08; N₂ — 0,02; O₂ -0,04; Si — 0,01; Ni — 0,04.

Образуется губчатого титана: 1000 ^. 100 / 99,74 = 1002,606 кг.

Состав губчатого титана после сепарации, кг:

1002,606 ^. 0,9974 = 999,999 титана

1002,606 ^. 0,5 = 0,501 железа

1002,606 ^. 0,0002 = 0,2 углерода

1002,606 ^. 0,0008 = 0,802 хлора

1002,606 ^. 0,0002 = 0,2 азота

1002,606 ^. 0,0004 = 0,401 кислорода

1002,606 ^. 0,0001 = 0,1 кремния

1002,606 ^. 0,0004 = 0,401 никеля

В конденсат полностью переходит магний, алюминий.

Состав конденсата после сепарации, кг:

Mg из MgCl₂

677,813 + 40,595 = 718,408 магния,

Cl из MgCl₂

0,135 + 118,445 = 118,58 хлора,

0,02 алюминия,

0,928 — 0,501 = 0,427 железа,

0,339 — 0,2 = 0,1239 азота,

0,37 — 0,1 = 0,27 кремния,

0,847 — 0,401 = 0,446 никеля.

Всего образуется конденсата 838,29 кг.

Материальный баланс вакуумной сепарации представлен в таблице 3.

Составим цикловой материальный баланс процесса сепарации который представлен в таблице 4 для аппарата производительностью 4.3 тоны за цикл.

Коэффициент пересчета 4300 / 1002,606 = 4,2 888 233

Тепловой расчет аппарата сепарации Во время процесса сепарации происходит разделение компонентов Mg, MgCl₂ и Ti путем конденсации их на охлажденных стенках конденсатора.

Таблица 2

Материальный баланс процесса восстановления тетрахлорида титана магнием

Таблица 3.

Материальный баланс вакуумной сепарации

Таблица 4.

Материальный баланс процесса вакуумной сепарации (цикловой)

Исходные данные для расчета.

Состав реакционной массы: 4300 кг титана, 2907 кг магния, 682 кг хлорида магния.

Температура выдержки в процессе вакуумной сепарации 1010 С.

Аппарат поступающий в отделение сепарации имеет температуру 600 — -650 С.

Температура стенки охлаждаемой оборотной реторты не более 100 С. Температуры: плавления Mg — 651 С, кипения Mg — 1102 С, плавления MgCl₂ — 718 С, кипения MgCl₂ — 1410 С.

Тепловой расчет реактора

Рассчитываем количество тепла необходимое на испарение магния:

гдеQ^/ — скрытая теплота испарения Mg — 5606,5 кДж/кг С;

— скрытая теплота плавления Mg -361,9 кДж/кг С;

С — теплоемкость Mg;

G — вес Mg;

кДж.

Определим количество тепла, необходимого на испарение MgCl₂:

гдеQ^// — теплота возгонки MgCl₂ — 1368 кДж/кг С;

— теплота плавления MgCl₂ — 452 кДж/кг С;

С — теплоемкость MgCl₂ ;

G — вес MgCl₂ .

Q_MgCl2 = 682 ^. [0,84 ^. (718 — 20) + 452 + 1368 + 0,97 ^. (1010 — 718) =

= 1 834 279 кДж.

Определим количество тепла необходимого на нагрев титановой губки:

Q_Ti = G ^. C ^. (t_пл — t_г) ,

гдеС — теплоемкость титана — 0,67 кДж/кг С

G — вес титана — 4300 кг

t_г — температура губки — 700С.

Q_Ti = 4300 ^. 0,67(1010 — 700) = 893 110 кДж.

Количество тепла необходимого на нагрев реактора:

Q_p = G ^. C ^. (t_нр — t_р),

где С — теплоемкость нержавеющей стали — 0,62 кДж/кг С;

G — вес реактора.

гдеd_н — наружный диаметр реактора, м;

d_Вн — внутренний диаметр реактора, м;

— плотность материала реактора — 7200кг/м².

.

Q_рет = 3310 ^. 0,62 ^. (1010 — 600) = 841 402 кДж.

Расчет потерь тепла в оборотную реторту:

— потери через крышку реактора:

где — степень черноты крышки — 0,9;

С₀ — лучеиспускание абсолютно черного тела 20,7 кДж.

где n — число экранов;

F — площадь экранов крышки.

F_э = F_кр — F_ц.патр. .

F_э= .

.

— потери через центральный патрубок:

Суммарные потери в оборотную реторту: Q_{в.обр.рет} = Q_кр + Q_ц.п ,

Q_{в.обор.рет.}= 199 805 +8520 =208 325 кДж

Расчет охлаждения оборотной реторты

Расчет охлаждения оборотной реторты производится при конденсации Mg от температуры процесса равной 1010 С до температуры водоохлаждаемой стенки реторты равной 100 С.

— тепловыделения при конденсации Mg:

Q₁ = G ^. Q^/,

где Q^/ — скрытая теплота возгонки Mg — 5606 кДж;

G — вес Mg.

Q₁ = 2907 ^. 5606 = 16 298 269 кДж.

— тепловыделения при охлаждении магния до температуры плавления 651 С:

Q₂ = G C_ж (t_пр — t_пл).

Q₂ = 2907 1,4 (1010 651) = 1 458 400 кДж.

где C_ж — теплоемкость Mg = 1,4 кДж.

— тепловыделения при затвердении жидкого Mg:

Q₃ = G Q^// .

Q₃= 2907 362 = 1 052 087 кДж

гдеQ^// — скрытая теплота плавления — 362 кДж.

— тепловыделения при охлаждении твердого Mg до температуры водо-охлаждаемой стенки реторты:

Q₄ = G C (t_пл t_ст) .

Q₄= 2907 1,17 (651 — 100) = 1 876 490 кДж.

где С — теплоемкость Mg в интервале 651 — 100 С — 1,17 кДж.

— Суммарные тепловыделения при конденсации Mg:

Q_Mg = Q₁ + Q₂ + Q₃ + Q₄ .

Q_Mg = 16 298 269 + 1 458 400 + 1 052 087 + 1 876 490 = 20 685 248 кДж.

Расчет тепловыделений при конденсации паров MgCl₂ от температуры процесса 1010 С до температуры конденсатора 100 С

— тепловыделения от конденсации паров MgCl₂:

Q₁ = G Q^///,

где Q^/// — скрытая теплота испарения MgCl₂ — 1368 кДж.

Q₁ = 682 1368 = 933 090 кДж.

— тепловыделения при охлаждении от 1010 С до температуры плавления 718 С:

Q₂ = G C_ж (t_пр — t_пл) ,

гдеC_ж — теплоемкость MgCl₂ — 0,97 кДж.

Q₂ =682 0,97 (1010 — 718) = 193 304 кДж.

— тепловыделения при затвердевании жидкого MgCl₂: Q₃ = G Q .

где Q — скрытая теплота плавления MgCl₂ — 452 кЛж

Q₃ = 682 452 = 308 176 к Дж.

— тепловыделения при охлаждении твердого MgCl₂ до температуры водоохлаждаемой стенки оборотной реторты:

Q₄ = G C (t_пл -t_ст) .

где С — теплоемкость MgCl₂ в интервале температур 718 — 100 С — 0,84 кДж.

Q₄= 682 0,84 (718 100) = 354 451 кДж.

— общие тепловыделения при конденсации MgCl₂:

Q _MgCl2 = Q₁ + Q₂ + Q₃ + Q₄ .

Q_MgCl2 = 933 090 + 193 304 + 308 176 + 354 451 = 1 789 024 кДж.

На период возгонки основного количества конденсата затрачивается примерно до 20% времени выдержки. Остальное время процесса сепарации идет на удаление оставшегося Mg и MgCl₂.

На основании опытных данных об увеличении температуры выдержки на 10С продолжительность высокотемпературной выдержки, с температурой по зонам 970, 1010, 1020, 1010, принимаем 62 часа. Определяем время интенсивной возгонки:

62—100%х = 12,4 часов.

х—20%

— часовые тепловыделения при конденсации Mg и MgCl₂:

.

.

Суммарные тепловыделения в конденсатор из реактора:

Q = Q_Mg + Q_MgCl2 + Q_крыш .

Q = 166 165 + 144 276 + 209 362 = 2 021 805 кДж.

Расчет водяного охлаждения оборотной реторты (конденсатора)

Охлаждение реторты — конденсатора во время процесса сепарации производится водой. Из практических данных известно, что температура воды после охлаждения порядка 70 С. Начальная температура воды — 20 С. Определяем количество воды, необходимое для охлаждения оборотной реторты:

где С — теплоемкость воды = 4,184 кДж/кгс.

Теплоотдача при стекании жидкости по вертикальной поверхности:

где G — расход воды на охлаждение равен 2,68 ?

d — периметр орошения, м

— коэффициент динамической вязкости воды, при 20 С = 10^-3 нс/м²

.

т. к. Re = 1957 < 2000, то давление можно считать ламинарным.

По упрощенной формуле толщина пленки воды: ,

где — плотность воды при 20 С = 0,998 10³ кг/м³.

Критерий Прандтля для воды при 20 С равен 7,02.

гдеH — высота с которой стекает пленка воды.

Критерий Галия:.

Критерий Нуссельта: Nu = 0,67 (Ga² P² Re)^1/9 ,

Nu = 0,67 [(87,93 10¹²)² 7,02³ 19,57] = 3792.

Коэффициент теплоотдачи для пленочного течения определяется из уравнения:

где — теплопроводность воды, при 20 С = 10^-2Вт/мч.

Определим необходимую поверхность орошения водой:

Действительная поверхность орошения реторты конденсатора:

Таким образом, поверхности орошения и количества воды вполне достаточно для отвода выделяющегося тепла и конденсации всего количества MgCl₂.

Тепловой расчет печи сепарации

Потери тепла в стационарном режиме.

Исходные данные: t_п — рабочая температура печи — 1020 С; t_в — температура окружающей среды — 20 С; ₁ — толщина шамота легковеса ШЛБ — 10 — 0,12 м; _????коэффициент теплопроводности шамота 2,5 кДж/м² ч С; ₂ — толщина пенодиатомита ПД — 350 — 0,38 м; _????коэффициент теплопроводности пенодиатомита — 0,62 кДж/м²чС; ₃ — толщина металлического кожуха — 0,02 м; _????коэффициент теплопроводности стали — 185,3 кДж/м²чС.

Определим площади слоев кладки футеровки и кожуха: F = dcp H .

Средняя поверхность слоя шамота: F₁ = 3,14 2,0 4,85 = 30,46 м² .

Средняя поверхность слоя пенодиатомита: F₂ = 3,14 2,46 4,99 = 38,55 м².

Наружная поверхность кожуха: F₃ = 3,14 2,50 5,04 = 40 м².

Определим температуру наружной поверхности кожуха печи. Для этого задаемся температурами наружной стенки печи 50, 70, 90С. Определим коэффициент теплопередачи для этих температур:

.

.

— потери тепла в окружающую среду при заданных температурах:

.

Потери тепла теплопроводностью: Q_т = F (t_вн.ст — t_н.ст),