Дипломный проект Технологический расчет воздухоразделительной установки Кж-0,25 - файл n7.doc

Дипломный проект Технологический расчет воздухоразделительной установки Кж-0,25
скачать (1684.9 kb.)
Доступные файлы (24):
n1.dwg
n2.dwg
n3.dwg
n4.dwg
n5.dwg
n6.dwg
n7.doc876kb.17.01.2011 13:01скачать
n8.dwg
n9.dwg
n10.dwg
n11.frw
n12.dwg
n13.dwg
n14.dwg
n15.dwg
n16.frw
n17.dwg
n18.doc919kb.30.01.2006 02:59скачать
n19.dwg
n20.frw
n21.dwg
n22.dwg
n23.frw
n24.dwg

n7.doc

Содержание

стр.

Задание………………………………………………….. 3

1. Введение………………………………………………… 4

2. Назначение и область применения……………………. 5

3. Техническая характеристика…………………………... 6

4. Описание и обоснование схемы установки…………... 7

5. Технологический расчет

5.1. Расчетная схема………………………………………. 9

5.2. Данные для расчёта…………………………………... 10

5.3. Материальные и энергетические балансы блока разделения………………………………………… … 11

5.4. Энергетические балансы аппаратов………………... 13

5.5. Расчёт процесса ректификации……………………… 18

5.6. Определение удельного расхода энергии…………... 22

5.7. Заключение…………………………………………… 23

6. Расчёт аппарата по индивидуальному заданию

6.1. Гидравлический расчёт………………………………. 24

6.2. Обоснование выбора материалов и проверка

прочности основных деталей и узлов……………….. 31

7. Основы эксплуатации установок

7.1. Пуск…………………………………………………… 33

7.2. Поддержание нормального технологического

режима………………………………………………… 34

7.3. Остановка……………………………………………... 35

8. Основные выводы………………………………………. 36

Список литературы……………………………………... 37

Приложения……………………………………………… 38

1.Введение
Применение кислорода в медицине и энергетике, в процессах сварки и резки металла, в машиностроении и судостроении, радиоэлектронной и химической промышленности привело к созданию универсальных воздухоразделительных установок для получения как жидкого, так и газообразного кислорода.

Одним из таких агрегатов является установка средней производительности для получения жидкого кислорода Кж-0,25, которая широко используется на предприятиях для обеспечения потребителей жидким кислородом в цистернах.

Установка Кж-0,25 отличается простотой в эксплуатации и надёжностью, в её решениях и конструкциях аппаратов отражены последние достижения отечественного и зарубежного кислородного машиностроения.

Кроме того, в производстве нашли применения и другие установки, где возможно получение не только кислорода, но и других составляющих компонентов воздуха, таких как азот, аргон, неоно-геливая смесь и криптоноксеноновый концентрат.

Следует отметить, что общими тенденциями развития воздухоразделительных установок являются: снижение затрат на производство продуктов разделения, материалоемкости (особенно коррозионно-стойкой стали) и энергетических затрат, повышение надёжности установок, увеличение продолжительности рабочей компании, автоматизация процессов управления воздухоразделительными установками.



2. Назначение и область применения

Проектируемая установка предназначена для получения жидкого технического кислорода. Данная установка может найти самое широкое применение в медицине, химической и нефтехимической промышленности, а также для удовлетворения нужд в кислороде металлургических предприятий. Установка также применяется на ремонтно-механических, машиностроительных и других предприятиях использующих кислород для сварки и резки металлов.

Установка может применяться на ремонтно-механических машиностроительных и других предприятиях. Кислород используется для сварки и резки металлов, а также в медицине. Установка изготавливается для нужд народного хозяйства и для поставки на экспорт в районы с умеренным и тропическим климатом. Установку допускается эксплуатировать в районах с сейсмичностью до 8 баллов по ГОСТ 6249-52.

Самая высокая часть установки - блок разделения - может устанавливаться как в помещениях, так и вне здания.


3.Техническая характеристика
Мощность, кВт

- компрессора

- турбодетандера

- щит управления

- компрессора холмашины

Концентрации , % об О2

- продукционного кислорода хk=99.7

- отбросного азота ya=2

- кубовой жидкости хR=33

- азотной флегмы xn=2.5

Температуры и разности температур, К

- воздух на входе в ожижитель Т1=313

- воздух на входе в блок очистки Т2=281

- воздух перед основным ТО Т3=283

- воздух перед турбодетандером Т4=156

- кислорода перед сливом Т16=87.5

- переохлаждения основной флегмы ∆ Тn=11

- переохлаждение кубовой жидкости ∆ ТR=3.5

Давление, МПа

- воздуха после компрессора Р0=4.5

- среднерасчётное кислорода Р=15

- в кубе нижней колонны Рнк=0.67

- в кубе верхней колонны Рвк=0.17

- жидкого кислорода перед сливом Р16=0.15

Сопротивления, МПа

- ожижителя ∆ Рож=0.004

- блока очистки ∆ Рбо=0.02

- основного ТО ∆ Рто=0.013

- нижней колонны ∆ Рнк=0.01

- верхней колонны ∆ Рвк=0.018

- в переохладителе ∆ Рпер=0.004


4. Описание и обоснование схемы установки
В режиме получения жидкого кислорода установка Кж-0,25 обеспечивает производительность жидкого технического кислорода первого сорта, с концентрацией 99,7% О2, Холодопроизводительность обеспечивается циклом высокого давления с детандером и промежуточным охлаждением газа. Установка состоит из следующих элементов:
Компрессор воздушный поршневой;

Теплообменник-ожижитель;

Блок очистки, состоящий из двух баллонов;

Основной теплообменник;

Турбодетандерный агрегат;

Нижняя ректификационная колона;

Верхняя ректификационная колона;

Конденсатор-испаритель;

Узел охлаждения жидких потоков, включающий охладитель азотной флегмы и кубовой жидкости;

Охладитель продукционного кислорода;

Охладитель продукционного азота;
В состав установки также входит вспомогательное оборудование: контрольно-измерительные приборы, межблочная арматура и т.д.

Описание

Атмосферный воздух после фильтра, очистки от пыли и механических примесей поступает в компрессор 1 , где сжимается до давления Р=4,5МПа , затем воздух направляется в теплообменник-ожижитель 2, где охлаждается отбросным азотом до температуры 281К, при этом из воздуха сжижается основная часть влаги.

Воздух поступает в один из двух адсорберов блока очистки 3, где из него удаляется остальная влага, СО2, углеводороды. В качестве адсорбента используется цеолит. В процессе очистки воздух нагревается на 2° и при температуре 283К направляется в узел теплообмена. Осушенный и очищенный воздух делится на два потока: меньшая часть воздуха (0,4),охлаждается в основном теплообменнике 4 и дросселируется вентилем ВР1 до Р=0,67МПа.

Большая часть воздуха (0,6) охлаждается в фреоновом теплообменнике 5 и холодильной машине 6 и поступает на расширение в турбодетандер.

Расширенный в турбодетандере воздух смешивается с потоком после вентиля ВР1 и направляется в куб нижней колонны 8.


В нижней ректификационной колонне происходит предварительное разделение воздуха на азотную флегму и обогащённую кислородом кубовую жидкость. Отбираемая из нижней колонны азотная флегма, направляется в охладитель азотной флегмы и кубовой жидкости, дросселируется вентилем ВР2 в охладитель продукционного кислорода 12 и дальше поступает на тарелку верхней ректификационной колоны. В верхней колонне происходит окончательное разделение воздуха на продукционный кислород и отбросной азот. Между колоннами установлен конденсатор-испаритель, являющийся конденсатором для нижней колонны и испарителем для верхней колонны. Жидкий продукционный кислород, отбираемый из конденсатора-испарителя охлаждается на 8 – 10 ° в охладителе 12 и далее через вентиль ВР4 сливается потребителю.

Газообразный отбросной азот, отбираемый из верхней части верхней колонны нагревается в охладителе 11, теплообменниках 4 и 2 , а затем через электроподогреватель 14 поступает на регенерацию блоков очистки, либо выбрасывается в атмосферу.



5. Технологический расчет

В технологическом расчете определяем параметры во всех расчетных точках схемы, которые позволяют произвести конструктивные расчеты аппаратов воздухоразделительных установок.

Технологический расчет производится из условия, что количество всего перерабатываемого воздуха равно 1 кмоль, количество всех остальных потоков – доли от перерабатываемого воздуха.

5.1 Расчетная схема







5.2 Данные для расчета

5.2 Данные для расчета
Количество перерабатываемого воздуха. В=1200м3

Концентрации , % об О2

- продукционного кислорода хk=99.7

- отбросного азота ya=2

- кубовой жидкости хR=33

- азотной флегмы xn=2

Температуры и разности температур, К

- воздух на входе в ожижитель Т1=313

- воздух на входе в блок очистки Т2=281

- воздух перед основным ТО Т3=283

- воздух перед турбодетандером Т4=156

- кислорода перед сливом Т16=87.5

- переохлаждения основной флегмы ∆ Тn=11

- переохлаждение кубовой жидкости ∆ ТR=3.5

Давление, МПа

- воздуха после компрессора Р0=4.5

- среднерасчётное кислорода Р=15

- в кубе нижней колонны Рнк=0.67

- в кубе верхней колонны Рвк=0.1

- жидкого кислорода перед сливом Р16=0.15

Сопротивления, МПа

- ожижителя ∆ Рож=0.004

- блока очистки ∆ Рбо=0.02

- основного ТО ∆ Рто=0.013

- нижней колонны ∆ Рнк=0.01

- верхней колонны ∆ Рвк=0.018

- в переохладителе ∆ Рпер=0.004

Теплопритоки, кДж/кмоль

- к блоку разделения qбр=185

- к нижней колонне qнк=40

- к верхней колонне qвк=70

- к конденсатор-испарителю qки=40

- к переохладителю qпо=5

- к ТО qто=30

- к ожижителю qож=5

- к блоку очистки qбо=60

- при переключении блока очистки qпер=60

Адиабатный КПД турбодетандера ?ад=0.6
5.3. Материальные и энергетические балансы блока разделения
5.3.1. Материальный баланс установки
Уравнение материального баланса по кислороду



Материальный баланс нижней колонны. Целью материального баланса нижней колонны является определение потоков кубовой жидкости и азотной флегмы.



Количество перерабатываемого воздуха




Минимальное количество перерабатываемого воздуха определяется с учетом 10% потерь производительности компрессора.


Расчётная производительность установки по кислороду



С учётом потерь в компрессоре




Принимаем производительность установки 250 кГ/ч


5.4. Энергетические балансы аппаратов
5.4.1.Перенохладитель азотной флегмы.
Из энергетического баланса определяем энтальпию отбросного азота после переохладителя



, при и

, при и

Рис.2. Переохладитель

азотной флегмы На выходе из верхней колонны, при , , а на правой пограничной кривой при том же давлении
.
Энтальпии соответствует температура .
5.4.2. Переохладитель кубовой жидкости.
Из уравнения энергетического баланса определим энтальпию отбросного азота на выходе из переохладителя, ? энтальпия кубовой жидкости на выходе из нижней колонны, определяется из уравнения смешения по следующим параметрам потока: 33%О2, 67%N2.

. При



Рис.3. Переохладитель

кубовой жидкости
Так как переохлаждение кубовой жидкости составляет ∆Т=3.5°, то изменение энтальпии аппарата составляет ,

,

где µср - мольная теплоёмкость смеси,

.

,

этой энтальпии при Р=0.125МПа соответствует Т19=86.3К.


5.4.3.Перенохладитель жидкого кислорода.
Из уравнения энергетического баланса определим энтальпию кубовой жидкости на выходе из переохладителя.



, при Р15=0.16МПа

, при Р16=0.15МПа,
Рис.4. Переохладитель

жидкого кислорода
.
5.4.4. Узел ректификации




По известным параметрам воздуха перед тдр:



находим по диаграмме



Параметры воздуха после детандера



Действительный теплоперепад в детандере

Рис.5.Узел ректификации



Энтальпия воздуха после детандера






Этим параметрам отвечает , тогда

Как видно – попали в двухфазную область.



Запишем уравнение для определения


Тогда


5.4.5.Нижняя колонна




Составляем общий баланс нижней колонны



Находим нагрузку конденсатора-испарителя


Рис.6.Нижняя колонна
Тогда



Следовательно .


5.4.6.Основной теплообменник




Составляем для проверки расчета



Рис.7.Основной теплообменник Погрешность составляет 1%


5.4.7. Теплообменник-ожижитель
Цель баланса - определение температуры азота на выходе из аппарата

I1 – энтальпия влажного воздуха при Р=4.5МПа и Т1=313К

I2 – энтальпия влажного воздуха при Р=4.5МПа и Т1=281К
Из баланса для теплообменника-ожижителя определяем



При Р21=0.125МПа, Т21=286.9К

Рис.8.Теплообменник-

ожижитель


5.4.8. Общий тепловой баланс
Из общего теплового баланса



определим температуру отбросного азота на выходе из основного теплообменника



DHD – холодопроизводительность детандера



=185 – по условию,



– потери холода от недорекуперации азота,

=8235 ,
,

,



По находим температуру азота на выходе из основного теплообменника : Т20=257К.


5.5. Расчет процесса ректификации
Исходные данные для расчета


С помощью зависимости


определяем параметры потоков. Предполагаем, что концентрации азотной флегмы и отбросного азота равны между собой.
Параметры потоков пара и жидкости Таблица 1

Параметр

Ед. изм.

R

D

K

A

P

МПа

0.67

0.67

0.17

0.17

х,у

% об, N2

67

98

0.3

98

I

кДж/кмоль

-2471.9

-2222.5

-3971.8

2262.04


Технологическая схема аппарата двукратной ректификации для разделения воздуха включает нижнюю и верхнюю ректификационные колонны, между которыми установлен конденсатор-испаритель.

Перерабатываемый воздух поступает в куб нижней колонны, где происходит его предварительное разделение на обогащенную кислородом кубовую жидкость и азотную флегму. Отбираемый из нижней колонны кубовая жидкость и азотная флегма дросселируются и поступают в верхнюю колонну.

В верхней колонне происходит окончательное разделение воздуха на газообразный кислород и отбросной азот.

Материальные балансы ректификационных колонн

Составляем уравнения материальных балансов всего воздухоразделительного аппарата и определяем количество продукционного кислорода и отбросного азота.

Расчет ведем для В=1 кмоль и ув=79% об N2



Решая уравнения , получаем







Для определения потоков R и D составляем уравнения материальных балансов нижней колонны:


Решая совместимо уравнения, находим:


Энергетический баланс аппарата.

Энтальпия воздуха на входе в нижнюю колону определяется из уравнения энергетического баланса всего воздухоразделительного аппарата



При этом условно принимаем, что колонны работают в адиабатных условиях и теплопритоки через изоляцию отсутствуют.

Тепловую нагрузку конденсатора-испарителя можно определить по энергетическому балансу нижней либо верхней колонны.




Определение числа ректификационных тарелок нижней колонны в диаграмме y - x





Составляем уравнение материального баланса верхней части нижней колонны:





Последнее уравнение устанавливает связь между рабочими концентрациями:



расход пара определяем по нагрузке конденсатора-испарителя и теплоте парообразования:


Расход флегмы определяем из уравнения:




Рис.9.Ректификационная

колонна

Уравнение рабочей линии:



Рабочая линия строится по двум точкам:

при , ,

при .



Рис.10. Процесс ректификации в нижней колонне в диаграмме У-Х
Как видно из графо- аналитического расчета, число теоретических тарелок в нижней колонне шт.

Принимаем к.п.д. тарелки для нижней колонны

Определяем действительное число тарелок:
шт.


5.6. Определение удельного расхода энергии

Удельный расход электроэнергии на производство жидкого кислорода рассчитывается с учетом всех энергопотреблений




где мощность, потребляемая электродвигателем компрессора ;

Мощность, потребляемая электронагревателем блока очистки. установленная мощность электроподогревателя; время включения электроподогревателя.



суммарная мощность электроподогревателей (турбодетандера, щит управления).

действительная производительность установки.



Найдем мощность при , используя зависимость:


Таким образом






5.7.Заключение
Параметры в узловых точках Таблица 2


№ точки

Направление потока

Р

МПа

Т

К

I

кДж/кмоль

1

Воздух перед ожижителем

4,5

313

8842

2

Воздух после ожижителя

4,5

281

7832,9

3

Воздух после блока очистки

4,5

283

7888

4

Воздух перед детандером

4,5

156

3374,55

5

Воздух после детандера

0,67

102,08

2650,29

6

Воздух после основного теплообменника

4,5

107,2

-1998,8

7

Воздух после ВР-1

0,67

100,37

-1998,8

8

Куб. жидкость на выходе из н.к.

0,67

97,9

-2481

9

Куб. жидкость после переохладителя

0,67

94,4

-2690

10

Куб. жидкость после ВР-2

0,67

96,6

-2690

11

Куб. жид. на выходе из переохладителя жидкого кислорода

0,67

98,2

-2589

12

Азотная флегма в переохладитель

0,67

97,74

-2213

13

Азотная флегма после переохладителя

0,67

86,74

-2921

14

Азотная флегма на орошение в. к

0,17

82,01

-2921

15

Кислород жид. из конденсатора

0,16

94,775

-4144

16

Кислород жид. из переохладителя

0,15

87,5

-4450

17

Азот в переохладитель азотной флегмы

0,14

80,2

2249

18

Азот в переохладитель кубовой жидкости

0,14

91,67

2598

19

Азот из переохладителя кубовой жидкости

0,125

86,3

2443

20

Азот из основного ТО

0,125

257

7487

21

Азот из ожижителя

0,125

286,9

8345,9

6. Расчёт аппарата по индивидуальному заданию
6.1. Гидравлический расчет
Расчет заключается в определении гидравлического сопротивления. Задаваясь конструктивными основными параметрами колонны (внутренний диаметр, расстояние между тарелками, диаметр перфораций ) расчетом нужно подтвердить нормальную ее работоспособность.

В ректификационной колонне применены алюминиевые поперечно-точные тарелки с сепарацией фаз. По высоте колонны чередуется установка тарелок с двумя сливными карманами и с односливными тарелками. Такая конструкция обеспечивает равномерность поперечного тока жидкости. Рабочий процесс в ректификационной колонне — основном аппарате узла разделения ВРУ — основан на взаимодействии стекающей жидкой фазы разделяемой смеси (флегмы) с движущейся навстречу ее паровой фазой. Движущей силой процесса является неравновесная разность концентраций компонентов разделяемой смеси. В результате массообмена нижекипящий компонент (НКК) переходит в пар и сосредотачивается в верхней части колонны, а вьпшекипящий компонент (ВКК) переходит в жидкость и сосредотачивается в нижней части колонны. Существует много контактных устройств, в которых реализуется взаимодействие пара и жидкости. В ректификационных колоннах ВРУ применяют, в основном, ситчатые тарелки диаметром 200—3800 мм, а установках малой производительности при диаметрах колонны до 150 мм — насадочные тарелки, заполненные контактными элементами различной конфигурации (спиральными, седлообразными, кольцами Рашига и др.).

Ситчатые тарелки бывают двух типов: с кольцевым и диаметральным током жидкости.


Рис. 11. Ситчатая тарелки с диаметральным током жидкости.
Они имеют одинаковое перфорированное дно. Диаметр do отверстий перфораций в кольцевых тарелках 0,9—1,2 мм, в диаметральных 0,9—2 мм; шаг перфорации t = 3,25 ... 5 мм.

В тарелках крупных установок отверстия могут иметь большие диаметры.

Жидкость под действием гидростатического напора движется над перфорированным дном тарелки, через отверстия которого проходит пар со скоростью w0 (рис. 5.2). Скорость w0 должна быть достаточной (обычно 3—5 м/с) для того, чтобы жидкость не "проваливалась" в отверстия перфорации (режим "дождевания"). Поток пара барботирует через жидкость, над которой образуется слой пены. В этом слое сосредоточена основная часть поверхности массообмена. Структура барботажного слоя и высота слоя пены зависят главным образом от скорости пара и физических свойств жидкости, которые определяются в основном молярным содержанием компонентов. Принято относить скорость пара к площади полного сечения колонны (wп обычно составляет 0,1 ... 1,5 м/с) или к площади барботажа (w = 0,12 ... 1,8 м/с). При выбранной скорости паpa wп расстояние между тарелками h должно быть таким, чтобы верхняя граница слоя пены не доходила до вышележащей тарелки и не было бы переноса (уноса) части жидкости с паром вверх по колонне. Для этого над слоем пены необходимо сепарационное пространство высотой hс. Расстояние между тарелками обычно составляет для кольцвых тарелок h = 60... 300 мм, для диаметральных — 120 ... 450.

Применение тарелок с диаметральным током позволяет вести процесс при более высоких скоростях паpa. Эти тарелки отличаются конструктивной простотой, высокой технологичностью и малой металлоемкостью. Они могут быть изготовлены из латуни или более дешевых алюминиевых сплавов.

Использование тарелок с диаметральным током жидкости позволило примерно на 15 % увеличить производительность колонн (при неизменных диаметре и гидравлическом сопротивлении). Тарелки с диаметральным током устанавливают в колоннах диаметром 400—3800 мм.

Тарелки имеют переливные устройства (карманы), через которые жидкость с вышележащих тарелок стекает на нижележащиe. Переливные карманы можно разделить на устройства с вертикальными и наклонными стенками (см. рис. 5.1). Наклонную стенку выполняют так, чтобы максимальное проходное сечение было на входе жидкости в карман. Это снижает скорость потока на входе и способствует выделению пузырьков пара из стекающей жидкости. Как правило, такие карманы снабжаются для повышения пропускной способности гидрозатворами со скругленным профилем.




Рис.12. Схема организации рабочего процесса на ситчатых тарелках

Тарелки и переливные карманы характеризуются следующими геометрическими параметрами, которые зависят от диаметра колонны: z1 — высотой сливной перегородки (8 ... 30 мм); z2 — высотой подпорной перегородки (12 ... 50 мм); a— величиной гидрозатвора (10—20 мм); b — периметром слива; s —высотой узкого сечения гидрозатвора кармана; Fb – площадью барботажа.

Гидравлический расчет тарелки


Цель расчёта:

- определить размеры колонны и тарелки;

При гидравлическом расчете колонны должны быть известны молярные расходы пара G и жидкости g; площадь барботажа Fb, м; диаметр отверстий d0, м; доля свободного (проходного) сечения eсв.

Определяем диаметр колоны и диаметр тарелки:




Базовые величины




где G – расход пара по колонне,

fб – площадь барботажа,

wб – скорость барботажа. Принимаем wб =0,2 м/с.

Общая длина перегородки



Общая длина перегородки



Удельная нагрузка на сливную перегородку:



Определение уровня светлой жидкости



где wк­ – скорость в колонне



z1, z­2 – высота сливных перегородок;

м коэффициент, зависящий от типа тарелки (табл. 3. )

Коэффициенты, используемые при гидравлическом расчете тарелок Т а б л и ц а3.

Тарелка

m

с1

c2

c3

с кольцевым током

с диаметральным током

0,00238 0,00588

3,275

2,78

3.917

3,325

0,95

0,99



Проверка движения пара через тарелку

Ориентировочное значение скорости пара в отверстиях


w01 = c1 (h0Чr' / r")0,5,



Диаметр отверстий

d0 = 1,05ЧtЧ(wб/w01)0,5,



Принимаем диаметр отверстий do=1,2мм

Доля свободного сечения


Реальная скорость пара в отверстиях

w0 =wб/,



Она должна быть больше минимальной скорости, обеспечивающей "бес провальную" работу тарелки

w0min = c2Чx–0,625Ч(h0Чr' / r")0,5,



c2—коэффициент (см. табл. 3),

x —коэффициент гидравлического сопротивления тарелки

x = 0.45(1-eсв2)Ч(d0/d01)–0,2

.

Значение d01 равно 0,001 м.

Сопротивление тарелки проходу пара


Сопротивление «сухой» тарелки

Dpc = xЧr"Чw02 / 2,



Сопротивление поверхностного натяжения, Па:

p = 4/d0,



Здесь s — поверхностное натяжение, Н/м.

Сопротивление столба жидкости

pк=r'ЧgЧh0,



Сопротивление отбойного козырька

pо.к=к"wк2 / 2,



Полное сопротивление тарелки проходу пара с учетом среднего уровня жидкости

Dp = Dpc + Dps + pк+pо.к,


Расстояние между тарелками по условию перелива жидкости


Критическая глубина потока

Hkp = 0,47 i2/3,



Высота узкого сечения кармана

s = c3ЧHkp,



где с3 — коэффициент (см. табл. 3).

Из конструктивных соображений высоту s можно выбрать больше расчетной.

Высота столба жидкости hж в переливном кармане определяется высотой подпорной перегородки гидрозатвора z2, напором для преодоления сопротивления узкого места гидрозавора s и напором для преодоления разности давлений под и над тарелкой Dр

hж = k1Чz2 – k2Чa + k3ЧHkp + k4ЧHkp3/s2 + k5ЧDp / (r'g),



Если тарелка имеет сепарационное пространство для выделения пузырьков пара – значение коэффициента k5 принимать равным 1,0.
Значения коэффициентов ki Таблица 4.

Тип переливного устройства

k1

k2

k3

k4

k5

I – прямоугольное

0,95

0

1,68

1,16

1,05


Минимальное расстояние между тарелками

hmin1 = 1,25 (hж – z1),



В уравнение для hmin1 введен коэффициент запаса 1,25.

Расстояние между тарелками по условию уноса пены


Для вычисления высоты слоя пены на тарелке находим:

Скорость витания капель

wk = 1,75Ч[gs(r' – r") / (r")2]1/4



и относительная скорость витания

wko = 1 – w / wk,



2. Коэффициент взаимодействия фаз

kf =(0,2r' + r") / [wko (r' – r")],



3. Число Фруда

Fr = kf Чw2 / (g hef),



где hef =[z1 + i2/3 / g1/3]Чwko – эффективная высота запаса жидкости,



4. Паросодержание двухфазного слоя пены

j = 2 / [1 + (1 +2Ч Fr)0,5 ],



5. Высота пены на тарелке

hn = h0 / (1 –j),

м .

6. Высота сепарационного пространства

hc = 0,08328 w0,57 Fb0,07,

м.

7. Расстояние между тарелками

hmin2 = hn + hc,

м.

После расчетов в качестве расстояния между тарелками принимается большее из hmin1 и hmin2.

Принимаем hmin2 =0,06м.


6.2. Обоснование выбора материалов и проверка прочности основных деталей
Для изготовления корпусных деталей нижней колонны используются листы из нержавеющей стали 12Х18Н10Т. Выбор этого материала обусловлен работой аппарата и температурой находящейся там средой. Материал, из которого изготовлена нижняя колонна должен быть хорошо свариваемым и самое главное обладать вязкостью, это необходимо при раскатывании тарелок в царгах. Поэтому используют сталь 12Х18Н10Т.
Расчет на прочность обечайки

Материалы : сталь 12Х18Н10Т [ơ]=160МПа-предел прочности стали 12Х18Н10Т



Толщина стенки обечайки:



где- коэффициент прочности

сварного шва.



где С-сумма прибавок к расчетной

толщине.



где - допуск на коррозию,

- прибавка на

Рис.13. Обечайка компенсацию минусового допуска.



Принимаем S=0,003м.

Допускаемое внутреннее избыточное давление



Условия применения расчетных формул:



Расчетные формулы применимы.
Расчет на прочность днища

Расчет ведем для эллиптического днища нагруженного избыточным внутренним давлением.

Материалы : сталь 12Х18Н10Т [ơ]=160МПа-предел прочности стали 12Х18Н10Т



Толщина стенки днища

рассчитывается по следующей формуле:



где - коэффициент прочности

Рис.14.Днище сварного шва.



где прибавка для компенсации коррозии,

прибавка для компенсации минусового допуска на толщину листа.



Принимаем

Допускаемое избыточное внутреннее давление



где



Условия применения расчетных формул:



7. Основы эксплуатации установки
7.1. Пуск

Пуск установки разделяется на 3 этапа:

1-этап ? охлаждение аппаратов и изоляции до появления жидкости.

2-этап ? накопление жидкости в колонне.

3-этап ? переход от пускового режима к рабочему.
Пуск осуществляется при давлении воздуха 6,4 МПа. После пуска насоса сжиженного газа давление снижается до рабочего. Перед началом пусковых работ необходимо провести следующие мероприятия:


Последовательность 1-го этапа:

? открыть вентили;

? пустить компрессор и поднят давление до максимального;

? набираем воздух, открываем вентиль на входе в один из адсорберов и поднимаем давление до рабочего;

? пускаем воздух в основной теплообменник;

? открываем вентиль перед турбодетандером и пускаем в работу турбодетандер;

? приоткрываем ВР1, поддерживая расчётное давление в нижней колоне. По мере охлаждения аппаратов давление в нижней колонне будет понижаться. Появление первых порций жидкости определяется по резкому падению давления.

Последовательность 2-го этапа:

? набрать уровень в кубе нижней колонны 15 – 20 см и приоткрыть вентиль;

? по мере подачи жидкости в верхнюю колонну увеличивается уровень на тарелках, что определяется по сопротивлению колонны;

? включаем в работу конденсатор-испаритель.
Последовательность 3-го этапа:

? наладить процесс ректификации в нижней колонне;

? осуществить слив жидкого кислорода из конденсатора-испарителя через насос.



7.2. Поддержание нормального технологического режима.
Нормальный технологический режим установки характеризуется номинальными значениями следующих параметров:



7.3. Остановка
1. Открываем сброс в атмосферу продуктов разделения и закрываем подачу потребителю.

  1. Останавливаем насос.

  2. Перекрыть подачу воздуха на турбодетандер.

  3. Выключить электроподогреватель блока очистки.

  4. Закрыть вентиль ВР-1.


При полной остановке необходимо слить жидкость из куба нижней колоны и из конденсатора-испарителя, открыть продувочные вентили.

Открыть вентили отогрева и через подогреватель подать греющий газ в установку.

При кратковременной остановке жидкость из установки не сливать. Слив жидкости осуществить лишь в тех случаях, когда её уровень становится меньше регламентного.



8. Основные выводы

В результате расчетов установлено, что проектируемая установка разделения воздуха производит жидкий технический кислород I-го сорта по ГОСТ 5583-78. При этом затраты энергии на производство 1кГ кислорода составят 1,086 кВт*ч/м3.

При конструировании аппаратов использованы наиболее современные конструкторские решения. В установке применен современный охладитель азотной флегмы и кубовой жидкости, что требует меньшего расхода материалов и уменьшает теплопритоки из окружающей среды.

В качестве ректификационных устройств применены алюминиевые поперечноточные тарелки с сепарацией фаз. Это позволило устранить вредные работы при их изготовлении, уменьшить габариты блока разделения, так как применение отбойников позволяет уменьшить расстояние между тарелками, исключить применение дефицитной меди , уменьшить все колонны за счет использования алюминия. Кроме того, поперечный ток жидкости по тарелке (в место кругового) улучшает процесс тепломассообмена.

Список литературы



  1. Архаров А.М. Техника низких температур - М. Энергия, 1975г.

  2. Архаров А.М. и др. Криогенные системы ч.1 – М. Машиностроение, 1986г.

  3. Архаров А.М. и др. Криогенные системы ч.2 – М. Машиностроение, 1987г.

  4. Вассерман А.А., Казавчинский Я.З., Рабинович В.А. Теплофизические свойства воздуха и его компонентов – М. Наука, 1966г.

  5. Вассерман А.А., Рабинович В.А Термодинамические свойства жидкого воздуха и его компонентов – М. Стандартиз., 1968г.

  6. Наринский Г.Б. Ректификация воздуха – М. Машиностроение, 1978г.

  7. Поберёзкин А.Э., Сердюк Л.С., Багмет А.Д. Методические указания к курсовому проектированию по установкам сжижения и разделения газовых смесей – О. Ротапринт, 1987г.















Учебный материал
© nashaucheba.ru
При копировании укажите ссылку.
обратиться к администрации