Размещено на http://www.allbest.ru/

Размещено на http://www.allbest.ru/

Введение

Нефтяные и природные газы являются источниками получения одного из важнейших и перспективных видов химического и нефтехимического сырья - этана, из которого в США вырабатывают около 40% этилена, необходимого для производства пластических масс, оксида этилена, поверхностно-активных веществ и многих других химических продуктов и полупродуктов. В США в связи с высокой эффективностью этого сырья производство этана увеличилось в конце 60-х годов на 24 - 31%. Впоследствии ежегодный прирост составил от 5 до 25%. В США и Канаде для транспортирования этана построены крупные трубопроводные системы. В 1997 г., например, было завершено строительство трубопровода протяжённостью около 3 тыс. км., предназначенного для транспортирования этана, этилена, пропана и бутанов из западных районов Канады на восток страны и далее в США (производительность трубопровода 2,2 - 2,4 млн. т/г, рабочее давление 10 МПа). В Западной Европе после открытия крупных месторождений природного газа повысился интерес к лёгкому пиролизному сырью, поскольку из этана можно вырабатывать до 25% этилена. Повышенный интерес к этому сырью объясняется тем, что использование этана в химической и нефтехимической промышленности позволяет улучшить структуру пиролизного сырья и обеспечить высокую сбалансированность производства и потребления этилена с одной стороны, бутадиена и других побочных продуктов пиролиза бензина, с другой стороны.

Использование этана позволяет существенно уменьшить капитальные вложения в производство этилена и сократить сроки строительства химических и нефтехимических производств с законченным технологическим циклом (этилен-полиэтилен, этилен-этиловый спирт и т.д.) т.к. при пиролизе этана обеспечивается минимальный выход побочных продуктов, для утилизации которых требуется больше капитальных вложений (выход этилена из этана 70%, из бензина 27%, из вакуумного газойля 15%).

1. Технологическая часть

1.1 Технологическая схема и её описание

Природный газ ком но ГПЗ (рис. 1.1) от 0,1 до 2,44 МПа, охлаждают на установке НТА в рекуперативных теплообменниках 1,2,3 и пропановом испарителе 4 от 37 до -20С, в результате этого часть газа конденсируется. Для предотвращения гидратообразования при охлаждении газа в сырьевой поток перед теплообменниками 2 и 3 и пропановым испарителем 4 вводят раствор этиленгликоля. Из испарителя 4 смесь газа, обводненного этиленгликоля и сконденсировавшихся углеводородов (конденсата), поступает для разделения в сепаратор 5. После сепаратора обводненный этиленгликоль направляют на блок регенерации (на схеме не показан), конденсат - в абсорбционно-отпарную колону 12 (после рекуперации холода в теплообменниках 3 и 12), а газ - в нижнюю часть абсорбера 8. На верхнюю тарелку абсорбера поступает рекуперированный, предварительно насыщенный тяжёлыми углеводородами абсорбент, охлаждённый до -20С. С верха абсорбера 8 получают сухой газ, который после узла предварительного насыщения (пропанового испарителя 7 и сепаратора 6) и рекуперации холода в теплообменнике 2 используют в качестве топлива.

С низа абсорбера 8 отводят насыщенный абсорбент. Этот поток дросселируют (снижают давление с 2,44 до 2 МПа) и после рекуперации холода в теплообменнике 9 направляют в питательную секцию абсорбционно-отпарной колоны 12 (давление в колоне 2 МПа). Для обеспечения необходимого режима работы АОК на верхнюю тарелку колоны подают насыщенный тяжёлыми углеводородами и охлаждённый до -20С регенерированный абсорбент, а в нижнюю часть АОК подводят тепло на различных температурных уровнях с помощью двух циркуляционных орошений. С этой целью циркуляционные потоки нагревают в рекуперативных теплообменниках 13 и 14. С верха АОК получают сухой газ, который после узла предварительного насыщения (пропанового испарителя 10 и сепаратора 11) и рекуперации холода в теплообменнике 1 направляют потребителям. С низа абсорбционно-отпарной колоны 12 отводят деэтанизированный насыщенный абсорбент. Этот поток нагревают в рекуперативном теплообменнике 15 и подают в питательную секцию десорбера 21 (рабочее давление в апарате 1,0 МПа). С верха десорбера выходит деэтанизированная широкая фракция углеводородов С_{3+высшие}, которая после конденсации и охлаждения в воздушном холодильнике 18 поступает в рефлюксную ёмкость 19. Часть широкой фракции углеводородов используют для орошения десорбера, а избыток охлаждают в воздушном холодильнике 20 и откачивают.

1.2 Материальный баланс производства

Исходные данные:

Давление в аппарате Р = 2,44 МПа.

Коэффициент извлечения пропана при абсорбции = 0,9.

Число теоретических тарелок N = 15.

Температура процесса абсорбции Т = -20С.

Расход сырого газа V_г = 1*10⁹ м³/год = 11415525 м³/ч.

Природный газ поступает на переработку с Глинеко-Разбышевского месторождения с таким составом:

Таблица 1.1 Состав природного газа

Физико-химические свойства перерабатываемой газовой смеси.

Определим молекулярную массу исходной газовой смеси:

(1.1)

где, М - молекулярная масса исходной газовой смеси, кг/кмоль;

М_i - молекулярная масса исходного компонента, кг/кмоль;

Y_i - концентрация компонентов, кмоль / кмоль.

Плотность исходной газовой смеси в рабочих условиях:

, (1.3)

где, - плотность исходной газовой смеси, кг/м³;

_i - плотность i - го компонента данной смеси, кг/м³.

Выразим концентрации компонентов в массовых долях:

, (1.4)

;

;

;

;

;

;

;

;

;

.

Массовый расход исходной газовой смеси:

, (1.5)

где, G - массовый расход исходной газовой смеси, кг/час;

V_г - расход сырого газа, м³/год.

кг/год или кг/час.

Определим массовые расходы компонентов газовой смеси на входе в колонку:

, (1.6)

;

;

;

;

;

;

;

;

;

.

Выразим расходы компонентов в кмоль/час по формуле:

, (1.7)

;

;

;

;

;

;

;

;

;

;

кмоль/час.

Определим константы равновесия углеводородов при температуре -20С и давлении 24,4 атм. согласно /1/ и занесём в таблицу 1.2.

Таблица 1.2 Константы равновесия.

Найдём факторы абсорбции углеводородов по уравнению /1, стр. 55/ и составим таблицу:

, (1.7)

где, А₅ - фактор абсорбции пропана;

К₅ - константа равновесия пропана.

Согласно /1/ фактор абсорбции пропана А=1.

Таблица 1.3 Фактор абсорбции

По графику Кремеера /2, стр. 10/ для N=15 и зная А_i определим коэффициенты извлечения f_i. По полученным значениям составим таблицу.?

Таблица 1.4 Коэффициенты извлечения

Определение количества каждого поглощённого компонента.

, (1.8)

где, Ln_i - количество поглощённого компонента, кмоль/час;

f_i - коэффициенты извлечения.

;

;

;

;

;

;

;

;

;

.

Суммарное количество поглощённых элементов:

, (1.9)

.

Определяем количество сухого газа по формуле:

, (1.10)

кмоль/час.

Определяем количество каждого компонента в сухом газе.

, (1.11)

;

;

;

;

;

.

Определяем состав сухого газа исходя из условия:

, (1.12)

;

;

;

.

Найдём плотность сухого газа:

кг/м³.

Определяем количество тощего абсорбента:

, (1.13)

где, L₀ - количество тощего абсорбента, кмоль/час;

А₅ - фактор абсорбции пропана (А=1);

К₅ - константа равновесия пропана;

V₁ - количество сухого газа, кмоль/час.

.

Определяем количество насыщенного абсорбента:

, (1.14)

кмоль/час.

Определяем молекулярную массу сухого газа.

, (1.15)

где, М_сух - молекулярная масса сухого газа, кг/кмоль;

М_i - молекулярная масса исходного компонента, кг/кмоль;

тогда:

Определяем молекулярную массу абсорбента и его плотность при

рабочих условиях.

Используя /1, табл. ХII, XIV/ находим, что:

М₀ = 76,47 кг/кмоль;

_L0 = 649,116 кг/м³.

Состав насыщенных углеводородов определим из уравнения:

, (1.16)

тогда получим

;

;

;

;

;

;

;

;

;

.

Определяем мольную массу поглощённых углеводородов.

, (1.17)

где, М_угл - мольная масса поглощённых углеводородов, кг/кмоль;

тогда

Определяем мольную массу насыщенного абсорбента.

, (1.18)

где

тогда

кг/кмоль.

Удельный расход абсорбента.

, (1.19)

где,

кг/час;

кг/час;

тогда

.

Определяем плотность насыщенного абсорбента.

, (1.20)

где,

, тогда

Подставив полученное значение в уравнение (1.20) получим :

кг/м³.

1.2 Тепловой баланс

Уравнение теплового баланса:

, (1.21)

Энтальпии входящих и выходящих из абсорбера определяем по номограмме /2, стр30/.

i_G = 7907,19 кДж/кмоль;

i_V1 = 8139,91 кДж/кмоль;

i_Lo = -13939,32 кДж/кмоль;

i_Ln = -12163,65 кДж/кмоль.

Тогда:

Подставив полученные значения в уравнение теплового баланса, получим:

От циркулирующего абсорбента необходимо отвести 128,05 МВт тепла, для поддержания температуры процесса абсорбции на уровне 253 К.

1.3 Конструктивный расчёт

Определение диаметра аппарата

Наиболее нагружено по газу сечение абсорбера под его нижней тарелкой.

Согласно /3, стр. 70/ диаметр абсорбера в этом сечении:

, (1.22)

где, D_A - диаметр абсорбера, м;

G_a - количество газа, проходящего через расчитываемое сечение в рабочих

условиях, кг/ч;

U_a - массовая скорость газов в сечении абсорбера под нижней

тарелкой, кг/м² *ч.

Скорость газов по уравнению Саундерса и Брауна определяется уравнением

согласно /3, стр. 71/:

(1.23)

где, с - постоянная, зависящая от расстояния между тарелками;

_Г и _Ж - соответственно плотности газовой и жидкой смесей, кг/м³.

Используя /3, табл. 1.26/, для h_T = 500 мм находим, что с = 670.

Тогда:

Количество газа, проходящего через расчитываемое сечение в рабочих

условиях расчитываем по уравнению:

, (1.24)

где, V_Г - объём газовой смеси, м³;

_см - плотность смеси, кг/м³.

В свою очередь:

, (1.25)

где, G_Г - расход исходной смеси, м³/ч;

Р₀ = 1*10⁵ Па - нормальное атмосферное давление;

Т - рабочая температура, К;

П - рабочее давление в аппарате, Па;

Т₀ = 273 К.

Подставляя полученные значения в уравнение (1.25) находим V_Г.

м³/ч.

Подставим полученное значение в уравнение (1.24) и найдём G_a.

Используя полученные значения V_Г, G_a, и U_a по уравнению (1.22) находим D_A:

Принимаем диаметр аппарата D_A = 3 м.

Гидравлический расчёт абсорбера.

Гидравлическое сопротивление тарелки:

, (1.26)

Сопротивление сухой тарелки рассчитывается по уравнению:

, (1.27)

где, W_on - скорость газа в патрубке клапана, м/с;

= 3,12 согласно /4, табл.III.7/;

_см - плотность смеси (_см =29,363 кг/м³).

Определим скорость газа в патрубке клапана по уравнению:

, (1.28)

где, S - площадь патрубков клапанов, м²;

V_Г - объём газовой смеси, м³.

Согласно /4, табл. 6.4./ S = 0,65 м².

Тогда:

Подставив полученное значение в уравнение (1.27) найдём р_с.

Сопротивление тарелки р_ж, обусловленное высотой слоя жидкости на тарелке

вычисляем по формуле:

, (1.29)

где, р_ж - сопротивление тарелки, Па;

h_ж - высота слоя жидкости, м;

g = 9,81 м²/с - ускорение свободного падения.

Согласно /4, табл. 18.3/ находим, что h_ж = 55 мм.

Гидросопротивление тарелки:

Полное гидравлическое сопротивление аппарата определяем по формуле:

Определение высоты аппарата

Расстояние между тарелками принимают равным или несколько большим суммы высот барабанного слоя h_б и сепарационного пространства h_сеп.

Высоту сепарационного пространства вычисляем, исходя из допустимого брызгоуноса с тарелки, принимаемого равным и0,1 кг жидкости на 1 кг газа.

Для колпачковой тарелке унос жидкости определим согласно /4, стр. 134/ по следующей зависимости:

, (1.30)

где, Е - масса жидкости, уносимой с 1м² свободной площади сечения колоны (за вычетом переливного устройства), кг/м²*с;

- поверхностное напряжение мН/м³, ( = 16,44 мН/м³).

Значение определим по графику /4, рис.V-28/.

Тогда, подставив полученные значения в уравнение (1.30) получим:

.

h_б - высота.

Согласно /2, табл.X.19/ h_б =200 мм.

.

Принимаем расстояние между тарелками абсорбера равным h = 0,5 м. Тогда высота тарельчатой части абсорбера определяется по формуле:

Расстояние от верхней тарелки до крышки принимаем равным h₁ = 1500 мм. Расстояние от нижней тарелки до днища принимаем равным h₂ = 3*h =3*0,5=1,5 м.

Высота цилиндрической части аппарата:

Высоту опоры аппарата принимаем равной Н_оп = 3 м.

Высота эллиптической крышки и днища для диаметра 3 м согласно /5, стр. 440/ равна 750 мм. Тогда общая высота аппарата равна:



Определяем диаметры технологических патрубков.

Принимаем:

скорость газа в трубопроводе W_Г =12 м/с;

скорость жидкости W_Ж = 1,5 м/с.

а) Диаметр патрубка для ввода исходной газовой смеси:

(1.31)

Принимаем диаметр патрубка d_Г = 0,38 м.

б) Диаметр патрубка для ввода тощего абсорбента рассчитываем по формуле:

(1.32)

Принимаем диаметр патрубка d_L0 = 0,88 м.

в) Диаметр патрубка для вывода сухого газа:

(1.33)

м³/ч

м³/ч.

Принимаем d_V1 = 0,32 м.

Диаметр патрубка для вывода насыщенного абсорбента:

, (1.34)

Принимаем диаметр патрубка d_Ln = 1,2 м.

Расчёт толщины изоляции.

Температура среды в аппарате -20С.

Толщина стенки корпуса аппарата = 0,026 м.

Температуру окружающего воздуха примем согласно /6, табл. ХL/ равной среднегодовой t_возд = 14С. Температуру наружной поверхности изоляции примем исходя из требований охраны труда t_из = 40С.

Толщину изоляции будем подбирать из условия минимального нагрева внутренней поверхности аппарата окружающим воздухом.

Коэффициент теплопередачи:

, (1.35)

где, ₁ - коэффициент теплоотдачи от жидкости к стенке аппарата, Вт/м²*К;

₂ - коэффициент теплоотдачи от поверхности изоляции к воздуху, Вт/м²*К;

_ст - коэффициент теплопроводности стали, Вт/м²*К;

_из - коэффициент теплопроводности изоляции, Вт/м²*К.

В свою очередь:

, (1.36)

где, Nu - критерий Нуссельта;

l - длина аппарата.

Критерий Нуссельта найдём из критериального уравнения для теплоотдачи при течении вдоль плоской поверхности. Согласно /6/:

, (1.37)

где, Re - число Рейнольдса;

Pr - критерий Прандтля.

, (1.38)

где, - скорость жидкости в аппарате, м/с;

_ж - плотность жидкости в аппарате, кг/м³;

- вязкость жидкости, Па*с.

Скорость жидкости в аппарате принимаем равной скорости газа в аппарате т.е.

Коэффициент вязкости жидкости принимаем согласно /6, табл.XLII/ равным:

= 0,4*10^-3 Па*с.

Тогда получаем:

Критерий Прандтля определяем по формуле:

, (1.39)

где, С_ж - теплоёмкость, кДж/кг*К;

- теплопроводность, Вт/м*К.

Согласно /6, рис. 5/ находим, что С_ж = 2,024 кДж/кг*К.

Согласно /6, рис. 13/ находим, что = 0,1204 Вт/м*К, тогда

Согласно /6, стр. 150/ - для нагревающихся жидкостей.

Подставив в уравнение (1.37) находим, что критерий Нуссельта равен:

Из уравнения (1.36) находим ₁:

Коэффициент теплоотдачи от поверхности изоляции к воздуху ₂ согласно

/6, табл. 4.7/ принимаем равным ₂ = 10 Вт/м²*К.

Коэффициент теплопроводности изоляции согласно /6, табл.XXVIII/ принимаем

_из = 0,05 Вт/м²*К (стеклянная вата).

Коэффициент теплопроводности стали 09Г2С согласно /6, табл.XXVIII/ принимаем

_ст = 17,5 Вт/м²*К.

Примем в первом приближении _из = 10 мм.

Подставив полученные значения в уравнение (1.35) находим:

Определим удельный тепловой поток:

Определим температуру внутренней поверхности стенки корпуса аппарата:

Окончательно принимаем толщину изоляции из стеклянной ваты равную 10 мм.

2. Проектно-конструкторская часть

2.1 Расчёт толщины обечайки

В качестве материала для изготовления корпуса аппарата выбираем согласно /5/ сталь 09Г2С. Учитывая условия эксплуатации (температура от -30С до +30С), коррозионность перерабатываемой среды.

По /7, табл. 2.1/ выбираем допускаемые напряжения для стали 09Г2С:

допускаемое напряжение при t = 20С равно []²⁰ =170 МПа;

предел текучести _t = 206 МПа;

предел вязкости _в = 509 МПа.

Расчётную толщину цилиндрической обечайки определяем по формуле:

, (2.1)

где, - коэффициент;

Р_р - рабочее давление, МПа;

Р_u - давление при гидроиспытаниях, МПа;

[]_и - допускаемое давление при гидроиспытаниях, Мпа.

В свою очередь:

Подставив полученные значения в уравнение (2.1) получим:

Исполнительная толщина цилиндрической стенки:

, (2.2)

где, С₁ - прибавка на коррозию, м;

С₂ - прибавка на минусовое значение предельного отклонения по толщине

листа, м.

Прибавка на коррозию С₁ определяется по формуле:

, (2.3)

где, П - проницаемость мм/год;

t - срок службы аппарата, год.

Принимаем П = 0,1 мм/год и t = 10 лет.

Тогда получаем:

Согласно /5, табл. 2.22/ принимаем С₂ = -0,4 мм.

Подставляем полученные значения в уравнение (2.2) получаем:

Проверим по условию применяемости по формуле:



Данное условие выполняется.

Поскольку аппарат, работающий под давлением, подвергается гидравлическому испытанию на прочность и плотность при давлениях, превышающих рабочее, необходимо проверить напряжения _{t исп} в стенке сосуда в момент испытания:

Условие выполняется.

2.2 Определение толщины эллиптической крышки и днища

Определим расчётную толщину по формуле:

(2.4)

м.

Определяем исполнительную толщину эллиптической крышки и днища:

, (2.5)

м.

2.3 Определение допускаемых давлений для корпуса аппарата

Для цилиндрической обечайки:

при рабочих условиях

, (2.6)

МПа;

при гидравлических испытаниях

, (2.7)

МПа;

Для эллиптической крышки и днища:

- при рабочих условиях

, (2.8)

МПа;

при гидравлических испытаниях

, (2.9)

МПа.

2.4 Расчёт укрепления отверстий

В аппарате имеются отверстия под следующие технологические патрубки:

обслуживающие люки, d_у = 500 мм;

ввода исходной газовой смеси, d_у = 380 мм;

ввода тощего абсорбента, d_у = 880 мм;

вывода сухого газа, d_у =3 20 мм;

вывода насыщенного абсорбента, d_у = 1200 мм.

В колонне также предусмотрены несколько отверстий под патрубки датчиков уровня, температуры и давления с d_у = 100 мм.

Определим наибольший диаметр одиночного отверстия, не требующий дополнительного укрепления:

для цилиндрической обечайки

, (2.10)

где, С_Ш - прибавка на коррозию штуцера, м.

Принимаем С_ш = 1,4 мм.

м.

Все отверстия с диаметром больше 0,106 м требуют укрепления.

Формула (2.10) соответствует и для эллиптической крышки и днища.

Расчётный диаметр.

, (2.11)

где, r - расстояние от центра укрепляемого отверстия до оси эллиптического днища.

В случае расположения отверстия на оси эллиптического днища r = 0.

м.

Теперь, зная D_p, по формуле (2.10) находим, что:

, (2.12)

м.

Проверим условие укрепления самого минимального отверстия штуцером согласно

/7/. Это отверстие для вывода сухого газа. Принимаем штуцер 350-25-240-09Г2С согласно ОСТ 26-1404-84 по /7, табл. 10.2/:

D_у = 350 мм;

Р_у = 2,5 МПа;

Н_т = 240 мм - вылет штуцера.

В свою очередь

где, l_1p - внешняя часть штуцера, участвующая в укреплении отверстия;

l_2р - внутренняя часть штуцера, участвующая в укреплении отверстия;

₁ - отношение допускаемого напряжения материала штуцера к допускаемому напряжению материала корпуса аппарата;

₂ - отношение допускаемого напряжения материала укрепляемого элемента к к допускаемому напряжению материала корпуса аппарата.

Принимаем ₁ = ₂ = 1.

В свою очередь

, (2.13)

где, d = D_у = 350 мм.

S_Ш - толщина стенки штуцера, мм.

С_Ш = С₁ = 1 мм - прибавка на коррозию штуцера.

Согласно /7, табл. 10.2/ принимаем S_Ш = 9 мм.

Подставив полученные значения в уравнение (2.13) получим:

Определим l_2p по формуле:

, (2.14)

Подставив числовые значения получим:

Полученные значения подставим в уравнение проверки укрепления минимального отверстия штуцером.

Условие соблюдается.

Проверим условие укрепления самого максимального отверстия штуцером. Это отверстие для вывода насыщенного абсорбента d_у = 1,2 м. Штуцеры такого диаметра не изготавливаются, поэтому патрубок будет изготавливаться из листового метала.

Определяем толщины патрубков.

Определим расчётную толщину стенки патрубка по формуле:

, (2.14)

Определим исполнительную толщину стенки патрубка

Соответственно определяем l_1p и l_2р для d_у = 1,2 м.

Тогда получаем:

;

.

Условие укрепления выполняется.

Следовательно, все отверстия будут укреплены за счёт штуцера.

Согласно /7, табл. 10.2/ в качестве патрубков принимаем штуцера по

ОСТ 26-1404-84:

для ввода исходной газовой смеси: штуцер 400-25-240-09Г2С, S_ш = 10 мм;

для вывода сухого газа: штуцер 350-25-240-09Г2С, S_ш = 9 мм;

для обслуживающего люка: штуцер 500-25-280-09Г2С, S_ш = 10 мм.

Расчёт аппарата на ветровую нагрузку

Рассчитав аппарат на ветровую нагрузку, проверим прочность и устойчивость ап парата, установленного на открытой площадке при действии на него ветра. Аппарат будет установлен во II географическом районе. Согласно /5, табл. 29.14/ нормативный скоростной напор ветра на высоте от поверхности земли до 10 м для этого района равен q = 0,035*10^-2 МН/м².

Исходные данные: Н = 22 м;

D = 3 м, поскольку Н/D = 22/3<15 поэтому расчётная схема аппарата принимается в виде упругого защемлённого стержня.

Определяем расчётный скоростной напор по участкам.

I участок:

где, - поправочный коэффициент к нормативному скоростному напору для участков аппарата высотой Н>10 м.

Согласно /5, рис. 29.15/ = 1,5.

Тогда:

II участок: .

Определим минимальную и максимальную силы тяжести аппарата.

Минимальная масса аппарата будет при его монтаже.

, (2.15)

где, G_кр, G_дн - масса эллиптической крышки и днища, кг;

G_тар - масса тарелки, кг;

G_об - масса цилиндрической оболочки, кг;

G_из - масса изоляции, кг.

Определим составные части уравнения (2.15).

Согласно /5, табл. 16.1/ G_кр=G_дн= 2165 кг.

G_тар= 290 кг.

, (2.16)

, (2.17)

Согласно /6, табл.XVII/ _из = 300 кг/м³.

Подставив полученные значения в уравнение (2.15) получим:

Определим максимальную силу тяжести аппарата.

, (2.18)

где, G_min - минимальное количество жидкости в кубе;

, (2.19)

В свою очередь: , (2.20)

где, h_o - высота жидкости на тарелке, (h_o = 55 мм).

Тогда получаем:

Подставив полученные значения в уравнение (2.18) получим:

Определим период собственных колебаний аппарата.

, (2.21)

где, Т - период собственных колебаний аппарата, с;

Е^t - модуль упругости материала корпуса при рабочей температуре, МПа;

j - момент инерции верхнего поперечного сечения корпуса аппарата относительно центральной оси, м;

₀ - угол поворота опорного сечения, 1/МН*м.

Принимаем Е^t = 2*10⁵ МПа.

В свою очередь: .

Определим ₀ по формуле:

, (2.22)

где, С_ф - коэффициент неравномерного сжатия грунта, МН/м³;

J_ф - момент инерции подошвы фундамента относительно центральной оси, м.

Для грунтов средней плотности принимаем С_ф = 50 МН/м³.

.

Подставив полученные значения С_ф и J_ф в уравнение (2.22) получим:

.

Подставив все полученные значения в уравнение (2.21) найдём период собственных колебаний аппарата для минимальной и максимальной силы тяжести:

для минимальной силы тяжести

с.

для максимальной силы тяжести

с.

В зависимости от Т определим по графику /5, рис. 29.16/ коэффициент

динамичности:

при T_min = 0,055 = 1;

при T_max = 0,05 = 1.

Определим коэффициент увеличения скоростного напора по формуле:

, (2.23)

где, m - коэффициент пульсации скоростного напора.

Согласно /5, рис. 29.17/ m = 0,35.

Тогда получим: .

Определим силу действующую на участок.

, (2.24)

где, Р - сила действующая на участок, МН;

h - высота участка, м.

Согласно рисунка 2.1 высота h = 7,3 м.

I участок:

II участок:

III участок:

Определим изгибающий момент от ветровой нагрузки относительно основания аппарата.

, (2.25)

.

.

.

Тогда получаем: .

Изгибающий момент от действия ветровой нагрузки на обслуживающую площадку, расположенную на высоте Х_і от основания аппарата, определим по формуле:

, (2.26)

где, F_n - площадь ветровой проекции площадки, м².

В свою очередь:

, (2.27)

где, D_n - диаметр площадки, м;

h_n - высота площадки, м;

R - коэффициент заполнения площадки конструктивными элементами.

Принимаем D_n = 5 м, h_n =1,7 м и R =0,35.

Подставив полученные значения в уравнение (2.27) получаем:

.

Используя полученное значение F_n по формуле (2.26) определяем М_вn:

.

.

.

Для аппаратов, оборудованных площадками обслуживания, общий изгибающий момент от ветровой нагрузки М_в0 определяется по формуле:

.

Произведём расчёт опоры аппарата.

Примем толщину цилиндрической стенки опоры S = 0,026 м. Напряжение сжатия в этой стенке с учётом наличия в ней отверстия для лаза d = 0,5 м при максимальной нагрузке от силы тяжести аппарата определяем по формуле:

;

Напряжение на изгиб в той же стенке при тех же условиях определяем по формуле:

;

Отношение: .

Для данного отношения определим коэффициенты R_c и R_и по графикам

/5, рис. 15.8/ R_c = 0,05 и R_и = 0,07.

Коэффициент К_с определим по формуле:

.

Коэффициент К_и определим по формуле:

.

Определяем допускаемое напряжение на стенки в обечайке опоры.

Определяем допускаемое напряжение на изгиб в обечайке опоры.

Проверим условие устойчивости цилиндрической опоры (при р_n =0) по формуле:

, (2.28)

Данное условие выполняется.

Максимальное напряжение на сжатие в сварном шве, соединяющем цилиндрическую опору с корпусом аппарата, при коэффициенте сварного шва _ш = 0,7.

, (2.29)

Определим геометрические размеры опоры.

Внутренний диаметр опорного кольца определим по формуле:

.

Наружный диаметр опорного кольца определим по формуле:

.

Опорную площадь кольца определим по формуле:

Момент сопротивления опорной площади кольца:



Максимальное напряжение сжатия на опорной поверхности кольца:

Номинальная расчётная толщина опорного кольца (при l = 0,156 м):

.

С учётом прибавки на коррозию принимаем S_k = 36 мм.

Наименьшее напряжение на опорной поверхности кольца:

при максимальной силе тяжести аппарата

Расчётным является большее значение .

Определяем условную расчётную нагрузку на фундаментные болты определяем по формуле:

Принимаем количество фундаментных болтов z = 24.

Нагрузка на один болт определяется по формуле:



Расчётный внутренний диаметр резьбы болтов определяем по формуле:

;

.

Принимаем болты М40.

Определим диаметр болтовой окружности по формуле:

.

Принимаем D_б = 3,17 м.

Проверим корпус аппарата на прочность и устойчивость.

Расчёт производим для сечения в месте соединения корпуса и обечайки. В расчётном сечении действуют нагрузки:

осевая сжимающая сила G = 0,585*10⁶ Н, равная максимальному весу колонны;

изгибающий момент от ветровой нагрузки М = 0,336 МН*м;

внутреннее давление 2,44 МПа.

Определим меридиональное напряжение на поветренной стороне:

;

.

Определим напряжение на подветренной стороне:



Определим кольцевое напряжение по формуле:

.

Эквивалентное напряжение на поветренной стороне:

;

Эквивалентная напряжение на подветренной стороне:

;

Произведём проверку условий прочности:

на поветренной стороне

, (2.30)

где, [] - допускаемое напряжение для стали 09Г2С.

Принимаем [] = 183 МПа.

На подветренной стороне:

, (2.31)

Условие прочности выполняется.

Расчёт насоса для подачи тощего абсорбента.

Для подачи абсорбента в аппарат выбираем центробежный насос:

Определяем полезную мощность затрачиваемую на перекачивание жидкости:

, (2.32)

где, N - полезная мощность, кВт;

Q - подача насоса, кг/с (Q = L₀);

H - напор насоса, м;

- плотность перекачиваемой жидкости, кг/м³.

Принимаем Q = L₀ = 572 кг/с; H = 22 м; = 649,116 кг/м³.

Определяем мощность, которую должен развивать электродвигатель насоса на выходном валу при установившемся режиме работы:

, (2.33)

где, N - мощность, кВт;

_н, _пер - коэффициенты полезного действия насоса и передачи эл. двигателя к насосу;

Для центробежных насосов:

_н = 0,8; _пер = 1.

Тогда, подставив полученные значения в уравнение (2.33) получаем:

Зная N, по каталогу выбираем электродвигатель к насосу. Он должен иметь номинальную мощность N_н равную N.

Выбираем насос по расходу и напору X 500/37.

Электродвигатель АО - 102 - 6.

N_н = 105 кВт.

3. Автоматизация

3.1 Вводная часть

В химической промышленности комплексной механизации и автоматизации уделяется большое внимание. Это объясняется сложностью и высокой скоростью протекания технологических процессов, а также чувствительностью их к нарушению режима, вредностью условий труда, взрыво- и пожароопасностью перерабатываемых веществ и т.д.

В механизированном технологическом процессе человек продолжает принимать непосредственное участие, но его физическая работа сводится лишь к нажатию кнопок, повороту рычагов и т.п. Здесь на человека возложены функции управления механизмами и машинами /8/. С увеличением нагрузок аппаратов, мощностей машин, сложности и масштабов производства, с повышением давлений, температур и скоростей химических реакций, ручной труд в механизированном производстве подчас просто немыслим.

Ограниченные возможности человеческого организма (утомляемость, недостаточная скорость реакции на изменение окружающей обстановки и на большое количество одновременно поступающей информации, субъективность в оценке сложившейся ситуации и т.д.) являются препятствием для дальнейшей интенсификации производства. Наступает новый этап машинного производства - автоматизация, когда человек освобождается от непосредственного участия в производстве, а функции управления технологическими процессами, механизмами, машинами передаются автоматическим устройствам.

Автоматизация приводит к улучшению основных показателей эффективности производства: увеличению количеству, улучшению качества и снижению себестоимости выпускаемой продукции, повышению производительности труда. Внедрение автоматических устройств обеспечивает высокое качество продукции, сокращению брака и отходов, уменьшению затрат сырья и энергии, уменьшения численности основных рабочих, снижение капитальных затрат на строительство зданий (производство организуется под открытым небом), удлинение сроков межремонтного пробега оборудования. Внедрение специальных автоматических устройств способствует безаварийной работе оборудования, исключает случаи травматизма, предупреждает загрязнение атмосферного воздуха и водоёмов промышленными отходами /8/.

В автоматизированном производстве человек переключается на творческую работу - анализ результатов управления, составление заданий и программ для автоматических приборов.

газ абсорбер обечайка автоматизация

3.2 Обоснование выбора контролируемых параметров

Показатели эффективности процесса является концентрация (У) извлекаемого компонента в объединённой газовой смеси, а целью управления - достижения определённого (минимально возможного для данных производственных условий) значения этой концентрации. Концентрация У_к определяется разностью количеств извлекаемого компонента, поступающего с газовой смесью и поглощаемого из неё абсорбентом. Концентрация У_к зависит от расхода газовой смеси концентраций Х_н, У_н, отношения расходов G_a/G_c, температуры и давления в аппарате.

Изменения расхода газовой смеси могут быть сильными возмущениями, поэтому расход газа следует стабилизировать. Изменять его с целью регулирования показателя эффективности нецелесообразно, так как при этом производительность абсорбера может оказаться ниже расчётной и следовательно, экономичность процесса снизится /8/. Концентрации Х_н и У_н определяются режимами других технологических процессов; с их изменением в объекте регулирования будут вноситься возмущающие воздействия.

Отношение расходов G_a/G_c можно поддерживать постоянным путём стабилизации обоих расходов. Это отношение можно использовать также для регулирования процесса, причём изменять его следует путём изменения расхода G_a.

Температура в абсорбере зависит от многих параметров: температуры, теплоёмкости и расхода газовой и жидкой фаз; интенсивности массообмена. Температуру следует стабилизировать, однако в рассматриваемом абсорбере нет внутреннего охлаждения, поэтому ограничимся стабилизацией температур абсорбента и газовой смеси на входе в абсорбер путём изменения расходов хладоносителей. Давление в абсорбере целесообразно стабилизировать путём изменения расхода обеднённой смеси.

Итак, стабилизировать все параметры, влияющие на показатель эффективности, практически невозможно. Поэтому в качестве регулируемой величины следует предусмотреть узлы регулирования расхода G_c, температуры t_c и t_a, давления в колоне.

В нижней части абсорбера должно находится некоторое количество жидкости, обеспечивающее гидравлический затвор, что исключает поступление газовой смеси из абсорбера в линию насыщенного абсорбента и позволяет регулировать давление в абсорбенте. Постоянное количество этой жидкости поддерживается регулированием уровня в абсорбере путём изменения расхода насыщенного абсорбента /8/.

В качестве параметров, которые необходимо контролировать, следует выбрать расход и температуру исходного и насыщенного абсорбентов, исходной и обеднённой газовой смеси, хладоносителей, а также концентрацию извлекаемого компонента в обеднённой смеси, уровень в нижней части колоны, температуру по высоте колонны, давление в ней.

Размещено на Allbest.ru