Разработка стадии синтеза в производстве эпоксидной смолы марки ЭД-16

В данной курсовой работе производится разработка основного оборудования производства эпоксидных смол — реактора синтеза .

Эпоксидные смолы представляют собой группу искусственных смол, обладающих способностью переходить в твердое состояние при взаимодействии с рядом соединений, приобретая новые ценные физико-химические и диэлектрические свойства. Благодаря этому эпоксидные смолы нашли широкое применение в различных отраслях промышленности: электрои радиотехнике, приборостроении, авиационной промышленности, судо-, автомобиле-, машиностроении.

Преимущественно эпоксидные смолы применяются для приготовления герметизирующих, пропиточных и заливочных изоляционных материалов, связующих для стеклопластиков, для изоляционных и защитных покрытий, клеев, а также для заливки малогабаритных изделий, изготовления пластмассовых штампов, форм и инструментальной оснастки для ремонтных работ и других целей.

В курсовом проекте производится выбор схемы производства, выбор и расчет реактора синтеза.

1. ХАРАКТЕРИСТИКА ВОПРОСА ПО ЛИТЕРАТУРНЫМ И ПРОИЗВОДСТВЕННЫМ ДАННЫМ. ТЕХНИКО-ЭКОНОМИЧЕСКОЕ ОБОСНОВАНИЕ

1.1 Анализ литературных и производственных данных Реакционные аппараты — основное оборудование химических цехов. По сравнению с аппаратурой для физико-химических процессов они имеют ряд особенностей: химические реакции, как правило, сопровождаются значительным тепловым эффектом, следовательно, возникает проблема подвода или отвода тепла и регулирования температуры; большинство химических процессов протекает в присутствии катализаторов, что создает, в свою очередь, проблемы хорошего контакта реагирующих продуктов с катализатором, его загрузки, выгрузки и регенерации.

В зависимости от формы реактора, наличия или отсутствия перемешивающих устройств, вязкости и плотности реакционной смеси в реакторе могут создаваться различные гидравлические условия, от которых существенно зависит течение реакции.

Используют два типа проточных, т. е. непрерывного действия, реакторов с существенно различными условиями: емкостной реактор (реактор смешения) и трубчатый (реактор вытеснения),.

Емкостное реактор представляет собой вертикальный цилиндрический аппарат высотой, как правило, один два диаметра, снабженный вращающейся мешалкой, установленной на вертикальном валу и штуцерами для отвода и подвода реагентов. Такой аппарат используют для проведения реакций в жидкой фазе. При интенсивной работе мешалки условия в нем близки к идеальному смешению и характеризуются постоянством концентраций реагирующих веществ и температуры по всему объему реактора,.

Трубчатые реакторы, в отличие от емкостных, не имеют перемешивающих устройств, в них перемешивание сведено к минимуму. Приблизительной теоретической моделью такого реактора является реактор вытеснения, в котором среда движется с постоянной скоростью подобно поршню. Концентрации веществ, участвующих в реакции плавно изменяется по длине аппарата и это изменение обусловлено только реакцией.

Выбор аппарата с перемешивающими устройствами и конструктивные особенности определяются характеристикой процесса, свойствами перемешиваемой среды, производительностью технологической линии, температурными параметрами процесса и давлением при котором процесс осуществляется.

При перемешивании в среду вводится дополнительная энергия, которая используется для перемешивания.

Известны различные методы ввода энергии в перемешиваемую среду: механический, циркулярный, струйный, пульсационный, барботажный, электромагнитный и магнитновихровой. В практике наибольшее распространение получил механический способ перемешивания жидких сред, осуществляемый путем механического воздействия рабочего органа (мешалки) на рабочую среду,.

Итак, исходя из описанной далее в п. 3.1 технологии производства продукта, определяем, что реакцию процесса необходимо и целесообразно проводить именно в аппарате с перемешивающим устройством, так как для осуществления процессов в жидкой неоднородной среде используются именно такие аппараты. Под жидкой неоднородной средой понимается одно или многокомпонентная среда с неравномерной концентрацией и температурой, а также жидкая неоднородная система состоящая из дисперсной фазы распределяемой в жидкой среде. Такие реакторы являются наиболее распространенным видом аппаратов, применяемых в химической промышленности, они часто стандартизированы и выпускаются серийно,.

Характерные особенности реакторов котлов следующие, [8]:

· аппарат комплектуется одним приводом, устанавливаемом на его крышке таким образом, чтобы ось выходного вала мотор-редуктора совпадала с осью вала мешалки, а ось вала мешалки совпадала с осью корпуса аппарата;

· аппарат может иметь на валу одну, две и более мешалок;

· аппарат может устанавливаться как без внутренних, так и с внутренними устройствами;

· каждый аппарат может изготавливаться и быть разделен на аппараты: гладкостенные; с отражательными перегородками; секционные и аппараты с центральной циркулярной средой.

Так как мы имеем дело с жидкой средой и процесс организован периодически, то целесообразно выбрать аппарат емкостного типа.

Емкостные реакционные аппараты применяют для процессов, где основной является жидкая фаза (системы жидкость — жидкость, жидкость — газ, жидкость — твердое тело).

Они, как правило, имеют перемешивающее устройство. Емкостные аппараты с мешалками используют не только как химические реакторы, но и для различных физико-химических процессов — получение жидких компонентов и др.

Условия работы и конструкция емкостных аппаратов с мешалками весьма разнообразны. Они имеют емкость от 0,04 до 100 м³ и рабочее давление до 10 МПа.

В настоящее время в соответствии с ГОСТ 20 680–85 химическим машиностроением могут быть изготовлены аппараты десяти типов.

Разнообразие конструкций жидкостных реакторов обусловлено использованием различных перемешивающих и теплообменных устройств, в зависимости от вязкости жидкости и теплового эффекта.

Мешалки предназначены для перемешивания и передачи механической энергии от динамических элементов аппарата к перемешиваемой среде.

ГОСТом 20 680−85 — регламентируется двенадцать типов мешалок. Входящие в этот ряд мешалки отличаются одна от другой значение гидродинамического коэффициента сопротивления, определяющего значение критерия Kv.

На рисунке 1.1 показаны различные конструкции быстроходных мешалок.

Рисунок 1.1- Конструкции быстроходных мешалок а) — трехлопастная мешалка; б) — винтовая мешалка; в) — открытая турбинная; г) — закрытая турбинная; д) — шестилопастная мешалка; е) — лопастная мешалка; ж) — трехлопастная эмалированная.

На рисунке 1.2 показаны различные конструкции тихоходных мешалок.

Рисунок 1.2 — Конструкции тихоходных мешалок.

аякорная; б — якорная эмалированная; в — рамная мешалка; г — шнековая; д — ленточная;; е — ленточная мешалка со скребками.

В зависимости от числа оборотов все применяемые мешалки условно могут быть разделены на тихоходные (лопастные, рамные, листовые и якорные) и быстроходные (турбинные и пропеллерные), имеющие частоту вращения более 8−10 с-1.

Под быстроходными понимаются мешалки, используемые для перемешивания при турбинном и переходных режимах движения жидкости, под тихоходными при ламинарном режиме движения жидкости.

Быстроходные мешалки могут использоваться в гладкостенных аппаратах, а также в аппаратах, оборудованных различными внутренними устройствами. Помимо этого мешалки с наклонными лопастями могут использоваться в аппаратах с циркуляционной трубой.

Тихоходные мешалки в основном применяют для гомогенизации и ускорения высоковязких и ньютоновских сред, интенсификации тепломассообмена и для осуществления некоторых других технологических операций.

Тихоходные мешалки, как правило, используются только в гладкостенных аппаратах, исключением является шнековая мешалка, которая может быть также использована в аппаратах с циркуляционной трубой и отражательными перегородками.

При выборе типа мешалки и ее параметров учитывают требования процесса, свойства жидкости (вязкость, наличие осадков и др.), форму аппарата и другие факторы.

Лопастные мешалки. Их относят к группе тихоходных. Недостаток — малая интенсивность перемешивания и отсутствие значительных вертикальных потоков, вследствие чего их не рекомендуется применять для взвешивания тяжелых осадков и работы с расслаивающимися жидкостями. Несмотря на это, лопастные мешалки широко применяют для различных процессов и в аппаратах значительного объема. Они просты по конструкции, обеспечивают удовлетворительное перемешивание жидкости.

Рамные мешалки. Эти мешалки применяют для аппаратов большой емкости до 100 м³. Они обеспечивают удовлетворительное перемешивание жидкостей с большой вязкостью.

Якорные мешалки. Применяют для обработки вязких, загрязненных и застывающих жидкостей. Лопасти такой мешалки создают интенсивное перемешивание непосредственно около стенок и очищают их от налипших осадков, если таковые имеются. Для особо вязких жидкостей применяют якорные мешалки с дополнительными вертикальными или наклонными планками. Общие недостатки всех тихоходных мешалок: громоздкость, значительные пусковые перегрузки, необходимость применения редукторов с большим передаточным отношением.

Листовые мешалки. Применяют сравнительно редко, в основном для маловязких сред. Для улучшения перемешивания в мешалке делают отверстия. Турбинные мешалки. Их относят к быстроходным, работающим по принципу центробежного насоса, т. е. они всасывают жидкость в середину и за счет центробежной силы отбрасывают ее к периферии. Таким образом, в отличие от лопастных, рамных и якорных мешалок, сообщающих жидкости в основном круговое движение, турбинные сообщают радиальное. Турбинные мешалки обеспечивают весьма интенсивное перемешивание.

Их можно применять в широком диапазоне вязкостей и плотностей перемешиваемых жидкостей, для подъема тяжелых суспензий, получения эмульсий, при химических процессах и др. Не рекомендуется применять турбинные мешалки для аппаратов большой емкости. В аппаратах с турбинными мешалками обязательная установка отражательных перегородок, если они отсутствуют, то образуется глубокая воронка, иногда доходящая до дна аппарата и перемешивание ухудшается.

Пропеллерные мешалки. Особенность их работы — значительные осевые потоки жидкости. Пропеллерные мешалки применяют для химических процессов растворения, эмульгирования, взмучивания и во многих других случаях. Пропеллерные мешалки не применяют в аппаратах с плоским дном, так как в углах образуются застойные зоны.

Поскольку в реакторе на различных стадиях присутствует не чистая эпоксидная смола, а ее растворы и эмульсии, общая вязкость среды невелика, и применяем быстроходные мешалки — трехлопастные стандартизированные (ГОСТ 20 680−75).

Внутреннее устройство в зависимости от условия работы также может быть весьма различным.

В качестве теплообменных элементов для аппаратов с мешалками применяют рубашки или змеевики.

Для поддержания оптимального температурного режима в реакторах используют различные теплообменные устройства, обеспечивающие нагрев или охлаждение реакционной массы. Выбор конструкции теплообменного устройства зависит прежде всего от теплового эффекта реакции, а также от температурных условий ведения процесса, гидравлического режима движения реагентов, физических, химических и теплофизических свойств теплоносителя.

Исходя из этих преимуществ выбираем для проектируемого реактора гладкую приварную рубашку в качестве теплообменного элемента и змеевик в качестве дополнительного теплообменного устройства.

В качестве приводов к аппаратам для перемешивания жидких сред обычно используются приводы моноблочные с мотор-редуктором, герметичные электроприводы и электродвигатели.

По своему конструктивному исполнению моноблочные приводы с мотор-редуктором могут быть выполнены в нормальном исполнении или в виде малогабаритных мотор-редукторов. Моноблочные приводы нормального исполнения могут иметь жесткое соединение валов мотор-редуктора и мешалки, клиноременную передачу и мотор-вариатор.

Аппараты для перемешивания жидких сред в зависимости от физико-химических характеристик и параметров этих сред, а также требований производственной санитарии, техники безопасности и пожароопасности комплектуются гидрозатворами, сальниковыми и торцовыми уплотнениями.

Гидрозатворы представляют собой уплотнительный узел предназначенный для предотвращения контакта газовой среды, заполняющей внутреннюю полость аппарата, с атмосферой.

Сальниковые уплотнения применяются для герметизации валов аппаратов при условии их работы с неагрессивными или малоагрессивными средами, находящихся под избыточным давлением, не превышающим 0,6 МПа, или под действием остаточного давления, большего 0,04 МПа.

Частота вращения валов, уплотнение которых осуществляется с помощью сальников должна находиться в пределах от 5 до 320 об/мин.

Сальниковые уплотнения без охлаждения с подводом смазывающей жидкости в зону уплотнения используются от минус 20 0С до плюс 70 0С, а с подводом жидкости в зону уплотнения могут работать при условном давлении до 2,5 МПа или остаточном давлении не ниже 20 мм.рт. столба.

Торцевые уплотнения получили широкое распространение благодаря следующим достоинствам:

— в отличии от сальников при нормальной работе не требуется их постоянного обслуживания;

— правильно подобранные торцовые уплотнения отличаются большой износоустойчивостью и следовательно долговечностью;

— торцовые уплотнения обладают высокой герметичностью.

Торцовые уплотнения удовлетворительно работают в предельно тяжелых условиях под давлением (от 10−5 мм.рт.ст. до 45 МПа), температуре (от минус 200 0С до плюс 450 0С и выше при охлаждении), по скорости скольжения в парах трения (от 0 до 100 м/с и более), о агрессивности (концентрированные кислоты, щелочи, радиоактивные среды) и по абразивности сред (грунтовые, песковые, глинистые и т. п.), их изготавливают на валы любого размера (от нескольких миллиметров до 1500 мм и более в диаметре).

Исходя из приведенного выше обзора, целесообразно выбрать конструкцию реактора, представляющую из себя стальной цельносварной вертикальный аппарат емкостного типа, снабженный гладкой приварной теплообменной рубашкой, мешалкой турбинного типа мотор-редуктором с торцевым уплотнением.

1.2 Технико-экономическое обоснование В данном разделе приводится сравнение существующего базового варианта аппарата с предлагаемым и проводится обоснование необходимости разработки нового аппарата.

Недостатки существующего базового варианта аппарата:

· Сварка внутренних устройств и деталей реактора выполнена вручную.

· Для изготовления аппарата используется дорогая сталь 12Х18Н10Т.

Основные предложения по разработке новой конструкции и технологии изготовления реактора:

· Замена ручной электродуговой сварки на автоматическую сварку, что также приведет к уменьшению трудоемкости изготовления реактора.

· Замена материала корпуса реактора на более дешевую сталь 08Х18Н6Т, что приведет к уменьшению стоимости аппарата.

Ориентировочная экономическая оценка основных предложений по разработке новой конструкции и технологии изготовления реактора Э определяется по формуле:

Э = Э1 + Э2; (1.1)

где Э1 — уменьшение трудоемкости изготовления;

Э2 — уменьшение стоимости конструкции.

Уменьшение трудоемкости изготовления.

Экономия за счет уменьшения трудоемкости изготовления определяется по формуле:

; (1.2)

где = 132,6 руб/ч. — средняя сдельная почасовая тарифная ставка;

Т = 20н/ч — приблизительное уменьшение трудоемкости за счет принятых технико-экономических решений в проекте.

Уменьшение стоимости конструкции

; (1.3)

где m = 10 500 кг — масса реактора;

С2 = 195 руб/кг — стоимость 1 кг стали 12Х18Н10Т, используемой в базовом варианте;

С1 = 143 руб/кг — стоимость 1 кг стали 08Х22Н6Т, используемой в проектируемом варианте.

Ориентировочная экономическая оценка основных предложений по разработке новой конструкции и технологии изготовления реактора 548 652 руб.

2. КОНСТРУКЦИЯ РЕАКТОРА

2.1 Описание проектируемой конструкции

Корпус реактора состоит из цилиндрической обечайки и приваренного к ней эллиптического днища. Сверху реактор снабжен крышкой, крепление которой к корпусу осуществляется с помощью фланцевого соединения.

Для нагрева и охлаждения содержимого реактора имеется гладкая теплообменная рубашка, выполненная в виде двух секций. Такая конструкция позволяет снизить расход теплоносителя на стадии конденсации смолы, в течение которой объем реакционной массы в аппарате мал.

Для интенсификации процессов тепло — и массообмена имеется перемешивающее устройство, состоящее из насажанных на вал мешалок. В данной конструкции применяются стандартизированные лопастные мешалки с углом наклона лопастей 24. Мешалки в количестве четырех размешаются на вале на равных расстояниях друг от друга, их крепление к валу осуществляется с помощью шпонок и винтов. Вал с мешалками приводится в движение приводом (электродвигатель и мотор-редуктор), расположенным на стойке. Стойка крепится шпильками к бобышке, вваренной в крышку. Для уплотнения вала служит размещенный в крышке сальник.

Аппарат устанавливается в вертикальное положение на предусмотренные опоры (четыре опоры-лапы).

Т.к. теплообменная поверхность рубашки недостаточна (см. п. 4.2, тепловой расчет стадии конденсации смолы), в реакторе устанавливается дополнительное теплообменное устройство — змеевик 10. Высота змеевика достаточна для его участия в охлаждении реакционной массы на стадии конденсации.

Для входа жидких реагентов, выхода паров, входа и выхода из змеевика охлаждающей воды в крышке реактора предусмотрен ряд штуцеров; имеются два смотровых лючка для наблюдения за ходом процесса, люк для отбора проб и люк-лаз для внутреннего монтажа, осмотра и ремонта реактора. В днище корпуса предусмотрен спускной клапан для слива содержимого реактора.

Реактор работает следующим образом. Через технологические штуцера в реактор загружаются исходные реагенты; затем при постоянном перемешивании и охлаждении реактора (путем подачи воды в нижнюю секцию рубашки и в змеевик) равномерно дозируется раствор щелочи и происходит конденсация смолы.

После этого производятся стадии водно-толуольных промывок и другие стадии.

2.2 Выбор конструкционных материалов

Поскольку эпихлоргидрин является коррозионной средой, элементы конструкций аппаратов, соприкасающиеся с ним (корпус и крышка реактора; крышки, трубная решетка и трубки конденсатора), следует изготавливать из коррозионно-стойкой стали. Выбираем сталь марки 12Х18Н10Т.

В качестве материала для изготовления элементов конструкций, не соприкасающихся с эпихлоргидрином (рабочие среды — вода, водяной пар), применяем сталь ВСт3сп, обладающую значительно более низкой стоимостью.

Скорость коррозии рассмотренных материалов соответственно составляют /8/: П1 = 0,01 мм/год; П2 = 0,1 мм/год.

В качестве материала прокладок принимаем паронит, стойкий к воздействию вышеупомянутых сред .

3. РАСЧЕТЫ РЕАКТОРА

3.1 Технологический расчет

3.1.1 Расчет материальных балансов стадий производства ЭД-16

Данные для расчета:

Материальные балансы составляем в расчете на 1 тонну готовой смолы ЭД-16. Массовые доли потерь веществ и др. берутся в соответствии с технологическим регламентом .

Рассчитываем материальный баланс стадии приготовления конденсационного раствора.

Определяем состав и количество дифенилолпропана.

Общее количество вещества определяем по формуле:

(3.1)

где mвещ — масса чистого вещества;

хприм — содержание примесей, %.

Масса технического дифенилолпропана по формуле (3.1) при mвещ = 722,29 кг; хприм = 0,5%:

Масса оставшегося компонента:

mост = mобщ — mi, (3.2)

где mобщ — общая масса смеси;

mi — сумма масс остальных компонентов.

Количество примесей в дифенилолпропане определяем по формуле (3.2), подставляя mобщ = 725,92 кг; mi = 722,29 кг:

mост = 725,92 — 722,29 = 3,63 кг Определяем состав и количество эпихлоргидрина.

Масса 100%-го эпихлоргидрина составляет:

где 85/100 — соотношение масс эпихлоргидрина и дифенилолпропана;

мДФП = 722,29 кг — масса дифенилолпропана.

Массу технического вещества определяем по формуле:

(3.3)

где mвещ — масса чистого вещества;

хвещ — содержание чистого вещества, %.

Для эпихлоргидрина mвещ = 613,95 кг; хвещ = 90%:

Масса воды в техническом эпихлоргидрине определяем по формуле (3.2), подставляя mобщ= 682,17 кг; mi = 613,95 кг:

mост = 682,17 — 613,95 = 68,22 кг Определяем потери эпихлоргидрина.

Потери вещества находим по формуле:

mп = пmвещ/100, (3.4)

где п — доля теряемого вещества, %;

mвещ — масса вещества.

Потери эпихлоргидрина через воздушку смесителя при п = 0,002%:

mп = 0,2 613,95/100 = 0,01 кг Потери эпихлоргидрина через воздушку реактора при п = 0,005%:

mп = 0,5 613,95/100 = 0,03 кг Общее количество вещества определяем по формуле:

m= mi (3.5)

Результаты расчета сводим в таблицу 3.1

Таблица 3.1 Материальный баланс стадии приготовления конденсационного раствора

Составляем материальный баланс стадий конденсации смолы и отгонки эпихлоргидрина.

Определяем состав и количество технической щелочи.

Количество 100%-го гидроксида натрия:

(3.5а) где 37/100 — соотношение масс NaOH и дифенилолпропана;

мДФП = 722,29 кг — масса дифенилолпропана.

Масса технического NaOH по формуле (3.3) при mвещ = 267,25 кг; хвещ = 44%:

Масса отдельного компонента:

mi = ximобщ/100, (3.6)

где xi — содержание рассматриваемого компонента,%;

мобщ — общая масса смеси.

Масса NaCl по формуле (3.6) при хi = 3,8%:

mNaCl, щ = 3,8607,39/100 = 23,08 кг Масса примесей при хi = 0,8%:

mп, щ = 0,8607,39/100 = 4,86 кг Количество воды в технической щелочи согласно (3.2):

mост = 607,39 — (267,25 + 23,08 + 4,86) = 312,2 кг Определяем состав готовой смолы.

Масса NaCl в смоле по формуле (3.6) при x1 = 0,001%:

m1 = 0,11 000/100 = 0,01 кг Масса эпихлоргидрина в смоле (x2 = 0,2%):

m2 = 0,21 000/100 = 2 кг Масса NaOH в смоле (x3 = 1,25%):

m3 =1,25 1000/100 = 12,5 кг Масса чистой смолы по формуле (3.2):

mост = 1000 — (0,01 + 2 + 12,5) = 985,49 кг Рассчитываем материальный баланс реакции поликонденсации.

Суммарное уравнение реакции имеет вид:

(n+2)ЭХГ + (n+1)ДФП + (n+2)NaOH ЭДС + (n+2)NaCl + (n+2)H2O, (3.7)

где n = 0,59 — коэффициент поликонденсации;

ЭДС — эпоксидно-диановая смола.

Массу реагентов и продуктов реакции (3.7) определяем по формуле:

(3.8)

где mсмолы = 985,49 кгмасса получаемой смолы;

а — стехиометрический коэффициент при соответствующем веществе;

M — мольная масса вещества, кг/кмоль;

Мсмолы — мольная масса смолы, определяемая в зависимости от коэффициента поликонденсации n:

Mсмолы = 284n + 340, кг/кмоль (3.9)

Mсмолы = 2840,59 + 340 = 507,56 кг/кмоль Масса прореагировавшего эпихлоргидрина при, а = n + 2, M = 92,5 кг/кмоль:

Масса прореагировавшего дифенилолпропана при, а = n + 1, M = 232 кг/кмоль:

Масса прореагировавшего NaOH при, а = n + 2, M = 40 кг/кмоль:

Масса образующегося NaCl при, а = n + 2, M = 58,5 кг/кмоль:

Масса образующейся воды при, а = n + 2, M = 18 кг/кмоль:

Определяем потери эпихлоргидрина.

Масса эпихлоргидрина, теряемого в вакуум-нейтрализаторах, определяем по формуле (3.4) при п = 1,35% и mвещ = 613,91 кг:

mп = 1,35 613,91/100 = 8,29 кг Потери эпихлоргидрина в атмосферу после санитарной колонны по формуле (3.4) при п = 1,15%:

mп = 1,15 613,91/100 = 7,06 кг Составляем материальный баланс реакции омыления эпихлоргидрина.

Массу NaOH, участвующего в побочных реакциях, определяем по формуле (3.2):

mNaOH = 267,25 — (+ 12,5) = 53,6 кг, где 201,15 кг и 12,5 кгмасса NaOH, участвующего в целевой реакции и содержащегося в смоле соответственно.

Масса NaOH, участвующего в реакции омыления эпихлоргидрина:

mр = mNaOH/100, (3.9а) где = 96% -доля NaOH, омыляющего эпихлоргидрин.

mр = 9653,6/100 = 51,46 кг Реакция омыления эпихлоргидрина имеет вид:

ЭХГ + NaOH + H2O C3H8O3 + NaCl, (3.10)

где C3H8O3 — глицерин.

Массу реагентов и продуктов реакции (3.10) определяем по формуле:

(3.11)

где Mмольная масса соответствующего вещества, кг/кмоль;

MNaOH =40 кг/кмоль — мольная масса NaOH.

Масса реагирующего эпихлоргидрина (M = 92,5 кг/кмоль):

Масса реагирующей воды (M = 18 кг/кмоль):

Масса образующегося глицерина (M = 92 кг/кмоль):

Масса образующегося NaCl (M = 58,5 кг/кмоль):

Определяем массу выпариваемых веществ.

Масса отгоняемого эпихлоргидрина по формуле (3.2):

mэ, отг = 613,91 — (2 + 456,16 + 119) = 27,75 кг, где 2 кг; 456,16 кг; 119 кг — масса эпихлоргидрина в смоле и реагирующего по реакциям образования смолы и омыления эпихлоргидрина.

Масса эпихлоргидрина, возвращаемого в процесс:

mэ, в = mэ, отг/100, (3.11а) где = 80% - доля возвратного эпихлоргидрина;

mэ, отг = 27,75 кг — масса отгоняемого эпихлоргидрина.

mэ, в = 8027,75/100 = 22,2 кг Оставшаяся часть эпихлоргидрина отгоняется с водой в виде азеотропа с массовой долей эпихлоргидрина э = 75%. Его масса по формуле (3.2):

mэ, аз = 27,75 — 22,2 = 5,55 кг Масса азеотропа по формуле (3.3):

Рассчитываем баланс по хлориду натрия.

Масса NaCl в реакционной массе:

mNaCl, рм = 23,08 + 294,18 + 75,26 — 0,01 = 392,51 кг, где 23,08 кг; 294,18 кг; 75,26 кг — масса NaCl, вносимого NaOH, образующегося по реакции получения смолы и по реакции омыления соответственно.

Результаты расчета сводим в таблицу 3.2.

Таблица 3.2 Материальный баланс стадий конденсации смолы и отгонки эпихлоргидрина

Рассчитываем материальный баланс стадии водно-толуольных промывок.

Масса толуола в водном слое после промывок определяем по формуле (3.4), подставляя п = 1,375% и mвещ = 2200 кг:

mт, в. с = 1,3 752 200/100 = 30,25 кг Потери толуола в атмосферу через воздушку реактора при загрузке и в процессе промывки по формуле (3.4) при п = 0,25%:

mп.т1 = 0,252 200/100 = 5,5 кг Количество толуола в толуольном растворе смолы по формуле (3.2):

mт, трс = 2200 — 30,25 — 5,5 = 2164,25 кг Количество воды в водном слое после промывок определяем по формуле (3.5):

mв, в. с = 456,28 + 1200 = 1656,28 кг, где 456,28 кг и 1200 кг — масса воды в реакционной массе и подаваемой на промывку соответственно.

Результаты расчета сводим в таблицу 3.3.

Таблица 3.3 Материальный баланс стадии водно-толуольных промывок

Рассчитываем материальный баланс стадии выпаривания толуола и затаривания смолы в тару Потери толуола в атмосферу после санитарной колонны определяем по формуле (3.4) при п = 0,8% и mвещ = 2164,25 кг:

mп.т2 =0,82 164,25/100 = 17,31 кг Потери летучих веществ на стадии затаривания определяем по формуле (3.4) при п = 0,006% и mвещ = 1000 кг:

mп.л = 0,61 000/100 = 0,06 кг Масса толуола, возвращаемого после отгонки в процесс, определяем по формуле (3.2):

mт.в = 2164,25 — 17,31 = 2146,94 кг Результаты расчета сводим в таблицу 3.4.

Таблица 3.4 Материальный баланс стадии выпаривания толуола и затаривания смолы

3.1.2 Расчет реактора синтеза эпоксидной смолы

Данные для расчета:

Определение свойств реакционной массы Массы компонентов, входящих в состав реакционной массы, их массовые доли и плотности при температуре 60С сводим в таблицу 3.5.

Массовые концентрации определяем по формуле:

xi = mi /mi, (3.12)

где mi — масса i-го компонента.

Плотность смеси определяем по формуле:

(3.13)

Таблица 3.5 Состав и плотность реакционной массы

Динамический коэффициент вязкости смеси принимаем равным вязкости эпоксидной смолы ЭД-16 при 60С: = 12 Пас .

Теплоемкость и теплопроводность смеси принимаем равными теплоемкости и теплопроводности смолы. В связи с отсутствием экспериментальных данных эти свойства смолы определяем по эмпирическим формулам.

Теплоемкость смолы определяем по формуле /11, с.208/:

(3.14)

где Ci — атомная теплоемкость химических элементов, входящих в состав смолы, Дж/(гатК);

ni — число атомов соответствующих элементов;

М = 507,56 — молекулярная масса смолы.

Для углерода, водорода и кислорода в составе жидкого вещества атомные теплоемкости равны соответственно 11,72; 17,99; 25,1 Дж/(гатК). Количественная формула смолы имеет вид С21Н24О4[C18H20O3]n, где n = 0,59 -коэффициент поликонденсации смолы.

Подставляем численные значения в формулу (3.14):

с = [(21 + 180,59)11,72 + (24 + 200,59)17,99 + (4 + 30,59)25,1]/507,56 == 2,28 Дж/(гК) = 2280 Дж/(кгК) Коэффициент теплопроводности смолы при 20С определяем по формуле /11, (XVI.2)/:

(3.15)

где, А = 0,42 210−17 — коэффициент для неассоциированных жидкостей.

Коэффициент теплопроводности смолы при t = 60С определяем по формуле /11, с.325/:

= 20[1 + (t — 20)], (3.16)

где = -0,0012 — среднее значение коэффициента изменения теплопроводности.

= 0,146[1 — 0,0012(60 — 20)] = 0,139 Вт/(мК) Определение объема и числа реакторов

Наибольшая степень заполнения реактора имеет место при проведении третьей стадии водно-толуольных промывок.

Доля воды, подаваемой на третью промывку, составляет III = 28% от общего количества подаваемой воды. Тогда масса воды при mв = 1200 кг по формуле (3.4) составит:

mвIII = 0,281 200 = 336 кг/т смолы Глицерин и NaCl отводятся из толуольного раствора смолы с водой; их масса на третьей стадии промывок при mг = 118,36 кг/т:

mгIII = 0,28 118,36 = 33,14 кг/т смолы

mсIII = 0,28 392,51 = 109,90 кг/т смолы Часть толуола (mт.п = 30,25 кг/т) также отводится с водой. Масса толуола при mт = 2200 кг/т составляет:

; (3.17)

Массы компонентов, входящих в состав смеси, их массовые доли и плотности при температуре 60С сводим в таблицу 3.6. Массовые концентрации определяем по формуле (3.12), плотность смеси определяем по формуле (3.13).

Таблица 3.6 Состав и плотность смеси при третьей стадии промывок

Объем смеси в реактора в расчете на 1 т готовой смолы:

VIII = mIII/III, (3.18)

где mIII =3670,57 кг/т — масса смеси;

III = 934 кг/м3 — плотность смеси.

VIII = 3670,57/934 = 3,93 м3/т Число реакторов определяем, исходя из условия:

(3.19)

где ц — коэффициент полезного действия цикла, определяемый по формуле:

; (3.20)

Принимаем число реакторов z = 2.

Масса смолы, получаемой за один цикл работы реактора:

(3.21)

Объем смеси в реакторе при максимальной загрузке составляет:

Vж = VIIIGоп; (3.22)

Vж = 3,933,66 = 14,4 м³

Принимаем максимальную степень заполнения реактора = 0,85.

Номинальный объем реактора:

Vн = Vж/; (3.23)

Vн = 14,4/0,85 =16,9 м³

Принимаем значение объема реактора из стандартного ряда значений:

Vн = 16 м³

Степень заполнения реактора:

= Vж/Vн; (3.23а)

= 14,4/16 = 0,9

Принимаем значение диаметра реактора из стандартного ряда:

D = 2,2 м Определяем размеры и частоту вращения мешалки.

Принимаем диаметр мешалки из стандартного ряда значений диаметров /4, табл.7/:

dм = 1400 мм = 1,4 м Ширина лопасти мешалки /4, с.41/:

b = 0,2dм; (3.24)

b = 0,21,4 = 0,28 м Согласно рекомендациям /4, табл.9.1/ окружная скорость мешалки w = 3,816 м/с. Принимаем w = 4,5 м/с.

Частота вращения мешалки составит:

; (3.25)

Принимаем значение частоты вращения мешалки из стандартного ряда /4, табл.9/:

n = 63 об/мин = 1,05 с-1

Тогда окружная скорость составит:

w = dмn (3.26)

w = 3,141,41,05 = 4,62 м/с

3.1.3 Тепловой расчет реактора

Расчет ведем согласно /11/

Наиболее напряженной стадией по теплообмену является стадия конденсации смолы. Реакция конденсации — экзотермическая, ее тепловой эффект составляет q = 83,4 кДж/моль ЭХГ = 8,34 107 Дж/кмоль ЭХГ. Тепловой эффект реакции в пересчете на 1 кг смолы составит:

; (3.27)

где mЭХГ = 465,16 кг/т — масса ЭХГ, идущего на образование 1 т смолы;

МЭХГ = 92,5 кг/кмоль — мольная масса эпихлоргидрина.

Количество тепла, выделяющегося за операцию:

Qр = qрmсмолыGоп (3.28)

где mсмолы = 985,49 кг/т — масса чистой смолы (см. п. 3.1);

Gц = 3,66 т/ц — производительность реактора за цикл работы.

Qр = 4,19 105 985,493,66 = 1,51 109 Дж/цикл Тепло, уходящее из реактора с парами эпихлоргидрина:

Qи = rиmи, (3.29)

где rи = 670 103 Дж/кг — удельная теплота испарения эпихлоргидрина;

mи = 22,2 кг — масса испарившегося эпихлоргидрина .

Qи = 67 010 322,2 = 1,49 107 Дж/цикл Тепловой поток от реакционной массы при времени конденсации р = 4 ч = 14 400 с:

Q = (Qр — Qи)/р (3.30)

Q = (1,51 109 — 1,49 107)/14 400 = 104 000 Вт В качестве теплоносителя принимаем воду. Начальную температуру воды принимаем равной t2н = 20С; конечную температуру воды — равной t2к = 25С.

Средняя температура теплоносителя:

t2 = (t2н + t2к)/2 = (20 + 30)/2 = 22,5С (3.31)

Свойства воды при t2 = 22,5С /11, табл. XXXIX/:

Расход теплоносителя составит:

(3.32)

Определяем коэффициент теплоотдачи от рабочей среды к стенке аппарата.

Центробежный критерий Рейнольдса для рабочей среды:

(3.33)

где 1 = 1230 кг/м3 и 1 = 12 Пас — соответственно плотность и динамический коэффициент вязкости рабочей среды.

.

Для трехлопастной мешалки в гладкостенном аппарате при Re1 = 211 критерий мощности KN = 0,8 /3, с.109/.

Мощность, затрачиваемая на перемешивание среды:

N = zмKN1n3dм5, (3.34)

где zм — число мешалок.

Т.к. уровень жидкости в аппарате растет, zм = 1 в начале операции и zм = 2 в конце операции; подставляем в формулу (3.34) значение zм = 1,5:

N = 1,50,812 301,0531,45 = 9190 Вт Коэффициент теплоотдачи от рабочей среды к стенке аппарата определяем по формуле /11, (116)/:

1 = а2N0,29D-0,71 + а3N0,18D0,82, (3.35)

где а2, а3 — расчетные коэффициенты;

D = 2,2 м — внутренний диаметр аппарата.

Коэффициенты а2, а3 определяем по формулам /3, (117)(118)/:

а2 = 0,0237а110,581−0,54; (3.36)

а3 = 0,93а110,361−0,24, (3.37)

где а1 — коэффициент, определяемый по формуле /3, (119)/:

а1 = (с112)0,33, (3.38)

где с1 = 2280 Дж/(кгК), 1 = 0,139 Вт/(мК) — соответственно удельная теплоемкость и коэффициент теплопроводности реакционной массы.

а1 = (22 800,1392)0,33 = 3,49

Подставляем значение а1 в формулы (3.36) и (3.37):

а2 = 0,2 373,4912300,5812−0,54 = 1,34

а3 = 0,933,4 912 300,3612−0,24 = 23,2

Коэффициент теплоотдачи по формуле (3.35):

1 = 1,3 491 900,292,2−0,71 + 23,291 900,182,20,82 = 240 Вт/(мК) Определяем коэффициент теплоотдачи от стенки аппарата к теплоносителю и коэффициент теплопередачи.

Критерий Прандтля для теплоносителя:

(3.39)

Температуру стенки со стороны теплоносителя предварительно принимаем равной:

t2стI = (t1 + t2)/2, (3.40)

где t1 = 62,5С и t2 = 22,5С — соответственно температура реакционной массы и средняя температура воды.

t2стI = (62,5 + 22,5)/2 = 42,5С Критерий Грасгоффа для рабочей среды:

Gr2 = gHт32(t2ст — t2)/22, (3.41)

где g = 9,81 м/с2 — ускорение свободного падения;

Н2 — высота цилиндрической части рубашки; для ее определения найдем средний уровень жидкости в реакторе.

Объемы жидкости в начале и в конце стадии конденсации смолы определяем по формулам:

Vн = mнGц/н; (3.42а)

Vк = mкGц/2, (3.42б) где mн = 1468,09 кг/т — масса конденсационного раствора (см. табл.3.1);

н = 1200 кг/м3 — плотность;

mк = 2030,49 кг/т — масса смеси после конденсации смолы (см. табл.3.2).

Vн = 1468,093,66/1200 = 4,48 м³

Vк =2030,493,66/1230 = 6,04 м³

Средний объем рабочей среды:

Vж = (Vн + Vк)/2 (3.43)

Vж = (4,48 + 6,04)/2 = 5,26 м³

Эллиптическое днище диаметром D = 2,2 м имеет следующие характеристики /6, табл.7.2/:

Высота цилиндрической части рубашки, участвующей в теплообмене, составит:

; (3.44)

.

Подставляем численные значения в формулу (3.41):

Gr2I = 9,811,0232,1510−4(42,5 — 22,5)/(9,5410−7)2 = 4,921 010

Определяем произведение Gr2Pr2:

Gr2IPr2 = 4,9 210 106,6 = 3,251 011

Коэффициент теплоотдачи от стенки к теплоносителю определяем по формуле /11, с.120/:

2 = cs2(Gr2Pr2)f/Н2, (3.45)

где сs и f — коэффициенты.

При Gr2Pr2 более 2107: сs = 0,135; f = 0,330 /3, табл.19/.

2I = 0,1350,604(3,251 011)0,33/1,02 = 503 Вт/(мК) Суммарное термическое сопротивление стенки:

(3.46)

где r1, r2 — термические сопротивления загрязнений со стороны рабочей среды и теплоносителя соответственно;

sст = 0,016 м — толщина стенки;

ст = 17 Вт/(мК) — коэффициент теплопроводности легированной стали /11, табл.3/.

Принимаем r1 = 10−4 м2К/Вт; r2 = 1,710−4 м2К/Вт /11,табл.3/.

Коэффициент теплопередачи:

(3.47)

Уточняем значение температуры стенки со стороны теплоносителя:

(3.48)

где tср — средняя разность температур рабочей среды и теплоносителя:

tср = t1 — t2 (3.49)

tср = 62,5 — 22,5 = 40С Приближение считается удовлетворительным при соблюдении условия /11, с.124/:

; (3.50)

= |42,5 — 30,8|/|42,5 — 22,5| = 0,585 > 0,05

Т.к. условие (3.50) не выполняется, осуществляем второе приближение.

Критерий Грасгоффа для рабочей среды по формуле (3.41):

Gr2II = 9,811,0232,1510−4(30,8 — 22,5)/(9,5410−7)2 = 2,41 010

Gr2IIPr2 = 2,410 106,6 = 1,351 011

Коэффициент теплоотдачи от теплоносителя по формуле (3.45):

2II = 0,1350,604(1,351 011)0,33/1,02 = 377 Вт/(мК) Коэффициент теплопередачи по формуле (3.47):

Температура стенки со стороны теплоносителя по формуле (3.48):

Проверяем условие (3.50):

= |33,3 — 33,3|/|33,3 — 22,5| = 0,0 < 0,05

Т.к. условие (3.50) выполняется, окончательно принимаем коэффициент теплопередачи К = КII = 125 Вт/(м2К).

Проверяем достаточность теплообменной поверхности.

Площадь поверхности теплообмена при конденсации смолы определяем по формуле:

F = (D + sст) Н2 (3.51)

F = 3,14(2,2 + 0,016)1,02 = 7,10 м²

Тепловой поток через стенку аппарата:

Qст = KFtср; (3.52)

Qст = 1257,140 = 35 500 Вт Проверяем условие достаточности поверхности теплообмена:

Qст Qтр, (3.53)

где Qтр — требуемый тепловой поток:

Qтр = Q + N; (3.54)

Qтр = 104 000 + 9190 = 113 200 Вт

Qст = 35 500 Вт; Qтр = 113 200 Вт;

35 500 Вт < 113 200 Вт Условие (3.53) не выполняется, следовательно, требуется дополнительное теплообменное устройство. Применяем змеевик.

Требуемый тепловой поток через змеевик:

Qзм = Qтр — Qст; (3.55)

Qзм = 113 200 — 35 500 = 77 700 Вт Рассчитываем коэффициент теплоотдачи от рабочей среды к стенке змеевика.

Коэффициент теплоотдачи от перемешиваемой среды к встроенному в аппарат змеевику определяем по формуле /8, с.135/:

1 = а4N0,22dзм-1Dзм-0,38, (3.56)

где а4 — коэффициент, определяемый по формуле:

а4 = 0,15а110,4510,34, (3.57)

где а1 = 3,49 — расчетный коэффициент (см. выше).

а4 = 0,153,4 912 300,45120,34 = 29,9

1 = 29,991 900,220,056−11,96−0,38 = 3080 Вт/(м2К) Рассчитываем коэффициент теплоотдачи от стенки змеевика к теплоносителю и коэффициент теплопередачи.

С учетом возможности отложения солей на внутренней поверхности змеевика принимаем конечную температуру воды после змеевика t2к =40С.

Среднюю температуру воды определяем по формуле (3.31):

t2 = (20 + 40)/2 = 30 С

Свойства воды при t2 = 30С /11, табл. XXXIX/:

Расход теплоносителя определяем по формуле (3.32), подставляя значение тепловой нагрузки Q = Qзм = 77 700 Вт:

Скорость теплоносителя в змеевике:

(3.58)

где dзм. вн — внутренний диаметр змеевика.

Змеевик изготавливается из трубы диаметром 573,5 мм; диаметр витков принимаем равным Dзм = 1,96 м. Внутренний диаметр змеевика dзм. вн = 56 — 23,5 =

= 49 мм = 0,049 м; наружный dзм = 0,056 м.

Критерий Рейнольдса для теплоносителя:

(3.59)

Критерий Прандтля по формуле (3.39):

Предварительно принимаем температуру стенки со стороны теплоносителя по формуле (3.40):

t2стI = (62,5 + 30)/2 = 46,3С Коэффициент теплоотдачи от стенки змеевика к теплоносителю определяем по формуле /11, с.127/:

; (3.60)

где т — поправочный коэффициент;

2ст = 5,8910−4 Пас — динамический коэффициент вязкости воды при температуре t2ст = 46,3С.

т = 1 + 3,6dзм.вн/D; (3.61)

т = 1 + 3,60,049/1,96

Определяем сумму термических сопротивлений стенки змеевика, подставляя sст = sзм = 0,0035 м:

Коэффициент теплоотдачи по формуле (3.45):

Средняя разность температур по формуле (3.49):

tср = 62,5 — 30 = 32,5С Уточняем температуру стенки со стороны теплоносителя по формуле (3.48):

Вязкость воды при t2стII = 29,7С 2стII = 8,110−4 Пас /11, табл. XXXIX/.

Приближение считается удовлетворительным при соблюдении условия:

(3.62)

= |5,8910−4 — 8,110−4|/(5,8910−4) = 0,375 > 0,3

Т.к. условие (3.62) не соблюдается, осуществляем второе приближение.

Коэффициент теплоотдачи по формуле (3.60):

Коэффициент теплоотдачи по формуле (3.45):

Уточняем температуру стенки со стороны теплоносителя по формуле (3.48):

Вязкость воды при t2стIII = 30С 2стIII = 8,0410−4 Пас /11, табл. XXXIX/.

Проверяем условие (3.62):

= |8,110−4 — 8,0410−4|/(8,110−4) = 0,007 < 0,3

Т.к. условие (3.62) соблюдается, окончательно принимаем значение коэффициента теплопередачи Кзм = КI = 647 Вт/(м2К).

Проверяем условие достаточности поверхности теплообмена.

Требуемая площадь поверхности теплообмена змеевика:

; (3.63)

Площадь поверхности змеевика, погруженного в реакционную массу:

Fзм = dтрDзмzзм (3.64)

где dтр — диаметр трубы змеевика;

zзм = 12 — среднее число витков змеевика, погруженных в жидкость.

dтр = (dзм + dзм. вн)/2 (3.65)

dтр = (0,056 + 0,049)/2 = 0,0525 м

Fзм = 3,140,5 251,9612 = 3,88 м²

Проверяем условие достаточности поверхности теплообмена:

Fтр Fзм (3.66)

Fтр = 3,7 м²; Fзм = 3,88 м²;

3,7 м² < 3,88 м²

Условие (3.66) выполняется, следовательно, рубашка и змеевик обеспечивают полный отвод тепла от реакционной массы.

3.1.4 Расчет мощности перемешивания и подбор привода

Расчет мощности перемешивания производим для третьей стадии промывок.

Центробежный критерий Рейнольдса определяем по формуле (3.33), подставляя 1 = III = 934 кг/м3:

Для трехлопастной мешалки в гладкостенном аппарате при Reц = 160 критерий мощности KN = 0,85 /11, с.109/.

Мощность перемешивания определяем по формулу (3.34), подставляя

zм = 4; 1 = 934 кг/м3:

N = 40,859 341,0531,45 = 19 771 Вт Определяем потери мощности в сальниковом уплотнении.

Толщину сальниковой набивки определяем по формуле /11, (9.18)/:

н = (45)10−2dв0,5,м, (3.67)

где dв = 0,115 м — диаметр вала мешалки.

н = (45)10−20,1150,5 = 0,0140,017 м Принимаем н = 0,015 м.

Высоту набивки определяем по формуле /11, (9.18)/:

hн = (410) н; (3.68)

hн = (410)0,015 = 0,060,15 м Принимаем hн = 0,09 м.

Мощность, затрачиваемая на трение в сальниковом уплотнении /11, (9.17)/:

Nуп = 4dв2nнрехр (0,2hн/н — 1) (3.69)

где р 0,1106 Па — наружное избыточное давление в аппарате;

fтр = 0,080,12 — коэффициент трения.

Принимаем fтр = 0,12.

Nуп = 40,11 521,050,0150,1106ехр (0,20,09/0,015 — 1) =12,2 Вт Мощность привода:

Nпр = (N + Nуп)/; (3.70)

где = 0,850,9 — коэффициент полезного действия привода мешалки.

Принимаем = 0,85.

Nпр = (19 771 + 12,2)/0,85 = 23 274 Вт Выбираем стандартный мотор-редуктор с частотой вращения n = 1,05 с-1 и мощностью N = 30 кВт.

3.2 Прочностной расчет основных элементов реактора Расчет ведем согласно.

Данные для расчета:

3.2.1 Определение расчетных параметров

Расчетные температуры корпуса и рубашки реактора принимаем равными tR=150C.

Механические свойства конструкционных материалов Допускаемые напряжения для стали марки 08Х18Н10Т:

при температуре tR=150C: = 160 МПа /12, табл.1.4/;

при гидроиспытании:

(3.71)

где т20 = 236 МПа — напряжение текучести для стали марки 08Х18Н10Т при температуре 20С /16, табл.3.8/;

nт = 1,1 — коэффициент запаса текучести /6, табл.1.7/.

Модуль продольной упругости для стали марки 08Х22Н10Т :

Допускаемые напряжения для стали марки ВСт3сп:

при температуре tR=150C: = 131 МПа ;

при гидроиспытании по формуле (3.71) при т20 = 250 МПа :

Модуль продольной упругости для стали марки 10Х22Н10Т /6, табл.1.5/:

Наружное избыточное давление для расчета элементов корпуса:

pнR = pк + pр; (3.72)

pнR = 0,085 + 0,48 = 0,565 МПа Внутреннее избыточное давление для расчета элементов рубашки:

pR = pр =0,48 МПа.

Т.к. при данном давлении среда в рубашке — пар, гидростатическое давление не учитываем.

Пробное давление для корпуса аппарата (вакуум в рабочих условиях) :

pпр = max1,5 pнR пр/; 0,2, МПа; (3.73)

pпр = max1,50,565 215/146; 0,2 = max1,25; 0,2 = 1,25 МПа Гидростатическое давление столба воды при гидроиспытаниях:

pгс = вgHв10−6, МПа,; (3.74)

где в = 999 кг/м3 — плотность воды при 20C;

g = 9,81 м/с2 — ускорение свободного падения;

Hв — высота столба воды.

Для корпуса Hв = Hк = 4,58 м:

pгс = 9999,814,5810−6 = 0,045 МПа.

Гидростатическое давление следует учитывать, если оно превышает 5% от расчетного:

pгс 0,05 pпр (3.75)

pгс = 0,045 МПа; 0,05 pпр = 0,051,25 = 0,063 МПа;

0,045 МПа 0,063 МПа Т.к. условие (3.75) не выполняется, гидростатическое давление при гидроиспытаниях корпуса не учитываем.

Пробное давление для рубашки аппарата (0,07 МПа pR 0,5 МПа) :

pпр = max1,5pR пр/; pR + 0,2,МПа; (3.73б)

pпр = max1,50,48 227/131; 0,48 + 0,2 = max1,25; 0,68 = 1,25 МПа Гидростатическое давление при гидроиспытаниях рубашки определяем по формуле (3.4), подставляя Hв = Hр = 3,813 м:

pгс = 9999,813,81 310−6 = 0,037 МПа.

Проверяем условие (3.75):

pгс = 0,037 МПа; 0,05 pпр = 0,051,25 = 0,0625 МПа;

0,037 МПа 0,0625 МПа.

Т.к. условие (3.75) не выполняется, гидростатическое давление при гидроиспытаниях рубашки не учитываем.

Общее значение прибавки к расчетной толщине стенки:

c = c1 + c2 + c3; (3.76)

где c1 — прибавка на коррозию и эрозию;

c2 — прибавка на минусовое значение предельного отклонения по толщине листа;

c3 — технологическая прибавка.

Т.к. значение проницаемости материала стенок корпуса П 0,05 мм/год, принимаем c1 = 1 мм.

Для рубашки:

с1 = Пра; (3.77)

с1 = 0,112 = 1,2 мм Для листового проката значение c2 = 0,8 мм.

Значение технологической прибавки c3 = 0.

Подставляем значения в формулу (3.77).

Для корпуса:

c = 1 + 0,8 + 0 = 1,8 мм Для рубашки:

c = 1,2 + 0,8 + 0 = 2 мм

3.2.2 Расчет толщины стенки корпуса реактора

Расчетная схема обечайки показана на рисунке 3.3.

Расчетная схема обечайки

Рисунок 3.3 — Схема расчета обечайки Толщина стенки определяется из условия прочности и проверяется на устойчивость от действия наружного избыточного давления.

Расчет ведется согласно /12, с.102/.

Толщину стенки обечайки, нагруженной наружным избыточным давлением, определяем по формуле:

sR = maxK2D10−2; 1,1pнRD/(2); (3.78)

где K2 — коэффициент, зависящий от коэффициентов K1 и K3;

D = Dк = 2,2 м — внутренний диаметр обечайки;

= 146 МПа — допускаемое напряжение для материала обечайки.

Коэффициенты K1 и K3 определяем по формулам:

; (3.79)

где nu = 2,4 -коэффициент запаса устойчивости для рабочих условий;

E = 1,99 105 МПа — модуль продольной упругости для материала обечайки;

lR — расчетная длина обечайки, определяемая по формуле:

lR = hо + hц + hд (3.80)

где hц = 0,06 м — высота цилиндрической отбортовки днища с диаметром D =2,2 м и толщиной стенки s = 1225 мм /6, табл7.2/;

Hд = 0,55 м — высота эллиптической части днища с D = 2,2 м.

lR = 1,61 + 0,06 + 0,55/3 = 1,85 м Подставляем значения в формулу (3.79):

По номограмме /6, рис. 6.3/ определяем значение коэффициента K2:

K2 = f (2,84; 0,841) = 0,64.

Подставляем значения в формулу (3.78):

sR = max0,642,210−2; 1,10,565/(2146) = max0,0141; 0,0021 = 0,0141 м Расчетную толщину стенки обечайки, нагруженной внутренним избыточным давлением, определяем по формуле:

(3.81)

где = 1 — коэффициент прочности сварного шва, выполненного автоматической сваркой, при контроле качества в объеме 100% /14, табл.1.8/.

Для условий гидроиспытания корпуса pR = pпр = 1,25 МПа; допускаемое напряжение = пр = 215 МПа:

Из расчетных значений толщины стенки, найденных ранее, выбираем наибольшее:

sR = max0,0141; 0,0064 = 0,0141 м Исполнительную толщину стенки обечайки принимаем из ряда стандартных толщин листового проката согласно условию: