Файл: Кафедра общей химии и химической технологии магистерская диссертация разработка основного оборудования производства этилена с использованием Wolfram Mathematica.pdf

Глава 1. Исследование эффективности очистки этан-этиленовой
фракции процесса пиролиза от ацетиленистых соединений на различных
катализаторах.
1.1 Методы исследования

5

6
Таблица 1.2 - Условия гидрирования ацетилена в ЭЭФ
Параметры
Значение
Температура, С
60-140
Давление, атм
1
Объемная скорость по сырью, ч-1 3000
Таблица 1.3 - Свойства катализаторов

7
1.2
Исследование
физико-химических
свойств
палладийсодержащих катализаторов гидрирования
Таблица 1.4 - Химический состав катализаторов

8
Таблица 1.5 - Характеристика текстуры Pd-содержащих катализаторов

9
Таблица 1.6 - Распределение объема пор по радиусу
1.3 Влияние СО на процесс селективного гидрирования ацетилена
в ЭЭФ

10
1.4 Исследование процесса селективного гидрирования ацетилена
в ЭЭФ на палладийсодержащих катализаторах

11
Рис. 1.3 - Влияние температуры на конверсию ацетилена в ЭЭФ.
Остаточное содержание ацетилена на катализаторе № 277 при всех рассмотренных температурах в десятки раз выше. промышленной двухступенчатой очистки норма содержания ацетилена достигнута только при использовании катализаторов № 277 и № 222.

12
Таблица 1.7 - Влияние температуры на величину остаточного содержания ацетилена в очищенной ЭЭФ

13

14

15

16
Таблица 1.8 - Выбор перспективного катализатора (Т = 100 °С)
Выводы

17
Глава 2. Расчет реактора гидрирования ацетилена
2.1 Описание технологической схемы
Куб колонны
К-11 оборудован выносным отключаемым кипятильником Т-47/
1-2.
Образовавшийся конденсат пара П4 из межтрубного пространства кипятильника Т-47/
1-2
стекает в сборник конденсата Е-145, откуда через регулирующий клапан поз.LRCA-5-0323 отводится в емкость Е
76.

18
Насос Н-27/
1-2
по блокировке останавливается при:
- минимальном уровне 20 % в емкости Е-30 поз.LRCSA-5-0321;

19
- падении перепада давления между всасывающим и нагнетательным трубопроводами до значения 0.15 МПа (1.5 кгс/см
2
) поз.PDIS-5-0108, РDIS-5-
0109.
Конденсат пара П4 из подогревателя Т-50 отводится в емкость Е-76 через термодинамические конденсатоотводчики.
Процесс гидрирования ацетилена протекает при температуре (60–150) о
С (в зависимости от снижения активности катализатора).

20
- в поток ЭЭФ, выходящий из II-ой секции реактора Р-2/
1-2
перед водяными холодильниками Т-48б/
1-2
, через регулирующий клапан поз.FRC-5-
0253.

21 датчика поз.TRC-5-054, установленными на линии подачи пара П4 в подогреватель Т-50 и линии подачи холодной ЭЭФ в реактор гидрирования
Р-2/
1-2
- поз.TISА-5-051 I-я реакционная секция сигнализация повышения температуры 180 о
С и блокировка повышения температуры 200 о
С;
- поз.TISА-5-052 II-я реакционная секция сигнализация повышения температуры 180 о
С и блокировка повышения температуры 200 о
С;

22
ЭЭФ, охлажденная до температуры [(-16)–(0)] о
С поз.TR-5-058-1 из теплообменника Т-12/
2
направляется в колонну К-11А для отмывки от "зеленого масла".
Схемой предусмотрена пусковая линия вывода ЭЭФ из трубного пространства теплообменника Т-12/
2
в сепаратор Е-11 на всас I-ой ступени компрессора М-1.
Схемой предусмотрена линия вывода «зеленого масла» в Е-11 на всас
I-ой ступени компрессора М-1 с низа I, II, III зоны реактора Р-2/
1-2
Схемой предусмотрены поточные хроматографы для анализа ЭЭФ после Т-50 до Р-2/
1,2
, после I-ой, II-ой, III-ей зон Р-2/
1-2
Режим работы колонны К-11А:
Температура верха, о
С, поз.TR-5-066-2
(-22)–(-6)
Температура куба, о
С, поз.TR-5-013-8
(-20)–(-4)
Давление в колонне, МПа (кгс/см
2
)
2.4–2.9 (24–29)
Отмывка ЭЭФ от "зеленого масла" в колонне К-11А осуществляется жидкой ЭЭФ, подаваемой из куба колонны К-13 насосом Н-28а/
1-2
, через регулирующий клапан поз.FRC-5-0211 на верхнюю тарелку колонны
К-11А.
Жидкая ЭЭФ с растворенным в ней "зеленым маслом" из куба колонны
К-11А с температурой [(-20)–(-4)] o
C поз.TR-5-013-8 и расходом не более 6.0 м
3
/ч поз.FR-5-0212 отводится через теплообменник Т-40 в сепаратор Е-15 IV- ой ступени нагнетания компрессора М-1 или сепаратор Е-16 на всасе V-ой

23 ступени компрессора M-1. Уровень в кубе колонны К-11А регулируется регулирующим клапаном поз.LRCA-5-0324.
Отмытая от "зеленого масла" ЭЭФ с верха колонны К-11А направляется на осушку от остаточной влаги в осушителях С-3/
1-2
. Осушка производится до точки росы не выше (-60) о
С на цеолите марки КА-
СО.
Осушенная ЭЭФ из осушителей С-3/
1-2
направляется в конденсатор Т-
51а.
Схемой предусмотрена возможность подачи газообразной ЭЭФ с верха колонны К-11 и жидкой ЭЭФ из флегмовой емкости Е-30 на подпитку в этиленовый холодильный цикл (в сепаратор ЭХЦ Е-60).
2.2 Технологический расчет реактора гидрирования ацетилена
2.2.1 Материальный баланс реактора
Материальный баланс установки рассчитывается исходя из мощности установки по производству этилена в тыс.тонн\год, которая составляет 300 тыс.тонн\год.
На основании годовой производительности определяется часовая производительность установки по этилену.
G’ф=Gф*1000*1000/Тэф, кг/ч;
Где G’ф – часовая производительность, кг/ч;
Gф – мощность установки, тыс.тонн/год;
Тэф – эффективный фонд рабочего времени, ч
G’ф = 330*1000*1000/8000 = 41250 кг/ч.
В реакторе протекают следующие реакции:
С2Н2 + Н2 = С2Н4
С2Н4 + Н2 = С2Н6
G44 + G47 = G49

24
По этилену:
G44*0+G47*X47*Mэт/Мац-Ср = G49*X49
По этану:
G44*0+G47*X47*Mэтан/Мэтил-Ср = G49*X49
G44+ G47 = G49
G47*0.7926 + G47*0,0112*28/26-Cp = 45933,13
G47*0.195+1.0714Cp = 12237,55
G47(0,195+1,0714*0,8047) = 12237,55+45933,13*1,0714
G47*1,0572=61451,36
G47=58128,97 кг/ч
Ср=58128,97*0.8047-45933.13=843.25 кг/ч
G44=G49-G47=58357.43-58128.97 = 228.46кг/ч
Таблица 2.1 Материальный баланс реактора компоненты
Приход
Расход
G44
G47
G49 кг/ч
% кг/ч
% кг/ч
%
Водород
111,12 48,64
Метан
117,34 51,36 40,69 0,07 157,57 0,27
Ацетилен
651,94 1,12
Этилен
46073,02 79,26 45933,13 78,71
Этан
11335,15 19,50 12237,55 20,97
Пропилен
29,06 0,05 29,18 0,05
ИТОГО
228,46 100,00 58129,86 100,00 58357,43 100,00
Целью расчетов контактного аппарата является определение:

Основных геометрических размеров аппарата;

Высоты слоя катализатора

Необходимой поверхности теплообменника.
Все расчеты будем проводить при следующих исхходных данных:
Температура на входе в аппарат Т1, 80 С
Температура на выходе из аппарата Т2, 140 С
Рабочее давление, Р =2.8 МПа

25
Таблица 2.2 – Состав потока на входе в реактор
Элемент кг/ч масс.доли кмоль/ч мол.дол
Водород
111,12 0,001904 55,01 0,02602
Метан
117,34 0,002709 9,88 0,00467
Ацетилен
651,94 0,011156 25,04 0,01185
Этилен
46073,02 0,789497 1645,465 0,7784
Этан
11335,15 0,1942366 377,838 0,1787
Пропилен
29,06 0,000498 0,6919 0,00033
ИТОГО
58317,63 1,00 2113,92 1,00
Диаметр аппарата определим по формуле:
4 *
;
* *3600
вх
вх
V
D



вх
V
- объемный расход парогазовой смеси, м3/ч
вх

- линейная скорость потока на входе в реактор (0.3 м/с)
* R* T
2113.92 *8314 *353 22157, 2 280000
вх
вх
g
V
P



м3/ч
4*22157, 2 1.97 0.3*3.14*3600
D
м


Принимаем стандартный диаметр D = 2м.
Скорость химического превращения ацетилена в этилен зависит от внешней диффузии реагентов к зернам катализатора.
Нагрузка на 1м2 реакционного сечения в этом случае составит по этилену :
2 4
2 4
2 46073.02 14672.94 3.14 / 4* 4
*
4
f
f
C H
C H
G
G
D




кг/м2*ч
Аналогично находим нагрузку для каждого компонента из смеси.
Таблица 2.3 - Нагрузка на 1м2 реакционного сечения
Элемент кг/(м2*ч) мас.доли кмоль/(м2*ч) мол. доли.

26
Водород
35,389 0,001904 17,69 0,02602
Метан
50,36 0,002709 3,147 0,004673
Ацетилен
207,34 0,011156 7,97 0,011845
Этилен
14672,94 0,789497 524,03 0,778395
Этан
3606,9 0,19423662 120,33 0,1787
Пропилен
9,25 0,00049797 0,22 0,000327
ИТОГО
18582,18 1,00 673,387 1,00
2.2.2 Высота слоя катализатора
Высота слоя катализатора определяется из условия
Н= ВЕП*Z
Где ВЕП – высота единиц переноса, м
Z – число единиц переноса.
2/3
*
G
v
Sc
ВЕП
к
a

Где Sc – критерий Шмидта
*
I
A
Sc
D



µ,р – взякость иплотность газового потока (Па*с, кг/м3)
I
A
D
- эффективный коэф. Диффузии, м2/с
v
a
- удельная поверхность катализатора
G
к
- коэф. Массопередачи, кмоль/(м2*Па*с)
При Rе <350
G
к
= 1,8215*
0.51
Re

При Re > 350
G
к
= 0.9891*
0.49
Re

Где Re – критерий Рейнольдса

27
*
Re
3600*
вх
экв
G
d


Где
4 *
экв
v
d
а



- порозность слоя (0.38)
Число единиц переноса определяется выражнием:
* (1
*
)
* ln(
* (1
*
)
вх
вых
сл
вых
вх
z

 


 



Где
сл

- среднее логарифмичекое сумм
2 2
(1
*
)
C H
 

и
(1
* )
i
 

i

- концентрация ацетилена на поверхности контакта катализатора;
вых

,
вых

- мольные доли ацетилена в потоке на входе и выходе;

-изменение числа молей на 1 моль реагирующего ацетилена.
По данным мат.баланса установки найдем:
вх

= 0,01184.
вых

=0 2
2 1 2 1
1
вых
вх
i
i
С Н








 

Концентрация ацетилена на поверхности катализатора определяется соотношением
i
i
P
P


Где
i
P
- парциальное давление ацетилена на поверхности катализатора, Па;
Р – общее давление на входе в реактор, Па
В свою очередь
i
P
можно найти из соотношения:
* k *
* ВЕП
вх
i
G
v
G
P
М
a

Средняя молекулярная масса потока на входе в реактор:
1
*
n
i
i
i
М
M





28
Где
i
M
- молекулярная масса i-го компонента в потоке.
i

- мольная доля i-го компонента.
М
= 0,02602*2,02 + 0,004673*16,05 + 0,011845*26,04 + 0,778395*28,6 +
0,1787*30,08 + 0,000327*42,09 = 27,667 кг/кмоль
Средняя плотность потока:
1
*
n
см
i
i
i

 



Где
0 0
0 0
0
*
*
*
*
*
22.4
*
i
i
T
P
M
T
P
T P
T P




плотность i-го компонента в потоке.
При температуре на входе в реактор Т = 353 К и рабочем давлении на входе в реактор Р = 2,8 МПа найдем:
2 4
2 2
2.02 273* 2.8
*
1.95
/
3 22.4 353*0.1 15,16
/
3 25,17
/
3
H
СН
С H
кг м
кг м
кг м







3 6
2 6
2 4
40, 69
/
3 29, 08
/
3 27,13
/
3
С H
С H
С H
кг м
кг м
кг м






см

=0,02602*1,95+0,004673*15,16+0,011845*25,17+0,778395*27,13+0,1787*28,08
+0,000327*40,69 = 26,747 кг/м3
Таблица 2.4 – состав потока на выходе из реактора
Элемент кг/ч масс.доли кмоль/ч мол.доли
Водород
0 0
0 0
Метан
157,57 0,0027 9,81 0,004775
Ацетилен
0 0
0 0
Этилен
45933,13 0,78771 1636,96 0,769685
Этан
12237,55 0,02097 406,83 0,19804
Пропилен
29,18 0,0005 0,69 0,00034
ИТОГО
58357,43 1,0 2054,29 1,0

29
Средняя молекулярная масса потока на выходе из реактора:
вых
М

0*2,02 + 0,004775*16,05 + 0,79685*28,06 + 0,19804* 30,08 +
0,00034*42,09 = 28,41 кг/моль
При температуре на выходе из реактора Т = 414К и рабочем давлении Р = 2.8
МПа:
2 4
2 4
2 6
3 6
1, 67
/
3 13, 23
/
3 23,13
/
3 24, 79
/
3 34, 69
/
3
Н
СН
С Н
С Н
С Н
кг м
кг м
кг м
кг м
кг м










вых
см

= 13,23*0,004775 + 23,13*0,79685 + 24,79*0,19804 + 34,69*0,00034 =
23,41 кг/м3
Коэф. дуффузии
A
i
D
для ацетилена, диффундирующего через смесь газов:
4 2
4 2
6 3
6 2
2 2
2 4
2 4
2 6
3 6
2 2
2 2
2 2
2 2
2 2
2 2
1
CH
C H
C H
C H
I
C H
C H
CH
C H
C H
C H
H
h
ch
C H
C H
C H
C H
D
D
D
D
D
D












Где
i

- мольные доли компонентов в потоке
j
i
D
- коэф. Диффузии для бинарных смесей. Для диффузии газа i в газ j по уравнению Максвелла – Джиллиленда имеем:
3/2 7
1/3 1/3 2 3600*
1 1
4.3*10 *
*
*(
)
j
i
i
j
i
j
T
D
P
M
M






Где
,
i
j
 
- мольные объемы газов
Р – общее давление, атм
Таблица 2.5 – мольные объемы газов, м3/кмоль вещество мольные объемы
Вещество мольные объемы
H2 14,3
C2H4 49
CH4 35
C2H6 56
C2H2 42
C3H6 70

30
Таблица 2.6 - Результаты расчета коэффициентов диффузии представлены в табл.
Компонент
На входе, м2/с
На выходе, м2/с
H2 2,48*10-8 2,7*10-8
CH4 7,74*10-9 8,64*10-9
C2H2 6,24*10-9 6,97*10-9
C2H4 5,81*10-9 6,49*10-9
C2H6 5,45*10-9 6,09*10-9
C3H6 4,63*10-9 5,19*10-9
Для входного потока получаем
9 2
4 5.81*10 2 /
I
C H
D
м
с


Для выходящего потока
9 2
4 6, 49*10 2 /
I
C H
D
м
с


Средняя вязкость газовой смеси:
4 2
4 2
6 3
6 2
4 2
4 2
6 3
6 2
2 2
2 2
2 2
1, 385*
1
* (
*
CH
C H
C H
C H
H
см
CH
C H
C H
C H
H
H
H
H
H
H
H
D
D
D
D














Значения вязкостей компонентов газовой смеси можно вычислить по соотношению, основанному на использовании принципа соответственных состояний:
7 1/6 10 *3600*
*
4
(1 0.36*
*(
1) *(1
))
c
r
i
r
r
c
T
T
T
T







Где
r
T
- приведенная температура, выражаемая в виде доли от критической
r
c
T
T
T

c

- вязкость при критических параметрах:
Для органических соединений:
1/ 2 1
*
*C
c
c
m
i
i
i
M
T
n




Тс- критическая температура, К

31
i
n
- число атомных групп i-го типа
Сi – групповые составляющие для определения
c

Для простых газов можно использовать выражение
Для потока на входе в реактор
6 10, 03*10
cм



Па*с, а для потока на выходе из реактора
6 9, 21*10
cм



Па*с
Удельная поверхность катализатора по производственным данным аv = 18 м2/м3, тогда
4 * 0, 38 0, 084 18
экв
d
м


Для входного потока
6 29039,372*0, 084
Re
67556 3600*10, 03*10
вх



6 9
10, 03*10 78, 45 26, 747*4, 78*10
вх
Sc




0,41 0,9891*67556 0, 0118
/ ( 2*
* )
вх
G
k
кмоль м
Па с



Для выходного потока:
6 29039,372*0, 084
Re
73570 3600*9, 21*10
вх



6 9
9, 21*10 75, 79 23, 415*5,19*10
вх
Sc




0,41 0,9891*73570 0, 0114
/ ( 2*
* )
вх
G
k
кмоль м
Па с



Высота единиц переноса:
ВЕП =
2/3 2/3 78, 45 75, 79
(
0, 0118*18 0, 0114 *18)
3.61 2


При:
58357, 43 0, 0277 26, 667 *0, 0118*18*99,36*3600
вх
i
Р
атм


58357, 43 0, 02798 28, 41*0, 0114*18*99,36*3600
вых
i
Р
атм



32 4
0.0277 9.89 *10 28
вх
i




4 0.02798 9.99 *10 28
вх
i




4 4
(1 1*0, 01184) (1 1*6, 49*10 )
0.9937 1 1*0.01184
ln(
)
1 1*6.49*10
вх
сл




 




4 4
(1 1*0) (1 1*5,81*10 )
0.9997 1 1*0
ln(
)
1 1*5,81*10
вых
сл




 




Тогда, коэффициент, учитывающий изменение составва продуктов на границах газовой пленки будет равен:
0.9937 0.9997 0.9967 0.9937
ln(
)
ln(
)
0.9997
вх
вых
сл
сл
сл
вх
сл
вых
сл










Количество единиц переноса:
0.011845*(1 1*0.001)
0.9967 *ln(
)
0.55
(0.001*(1*0.011845)
z



Высота слоя катализатора:
3.61*0.55 2
k
h
m


Необходимый объем катализатора:
*
k
k
V
S h

, где
2
*
4
D
S


- площадь поперечного сечения реактора.
3.14 * 2 * 2 1.98*
6.5 3 4
k
V
м


Объемный расход контактного газа на выходе из реактора составит:
6
*
*
2054.29 *8.314 * 414 *1000 2525.3 3 /
2.8*10
вых
вых
g
R T
V
м
ч
P



Линейная скорость на выходе из реактора
2525.3* 4 0.22
/
3.14 * 2 * 2 *3600
вых
вых
V
м с
S




Среднее значение линейной скорости газового потока в сечении аппарата:

33 0, 3 0, 22 0, 26
/
2 2
вх
вых
м с








,
Что соответствует оптимальному технологическому режиму.
Среднее время контакта составит
2 6.5*3600 *
22.8 2525.3 2215.72
k
ср
V
c
V





2.2.3 Тепловой расчет
Целью теплового расчета секции контактирования является уточнение температуры контактных газов на выходе из реактора.
Уравнение теплового баланса в общем виде:
1 2
3
пот
Q
Q
Q
Q



Где Q1-тепловой поток исходной смеси, кВт; Q2-теплота, выделяющася за счет хим.реакции,кВт; Q3-тепловой поток контактного газа, кВт; Qпот – теплопотери в окр.среду, кВт.
Для определения значений Q1, Q3 необходимо расчитать средние молярные теплоемкости газовой смеси при средней температуре Твх=353К и контактного газа при средней температуре Tвых = 414 К.
Теплоемкости индивидуальных соединений можно вычислить по формуле:
0 2
3
i
c
A BT
CT
DT
 


Таблица 2.7 - Константы уравнения
Вещество
А
В
С
D
Водород
6,483 2,22E-03
-3,30E-
06 1,83E-09
Метан
4,598 1,25E-02 2,86E-
-2,70E-09

34 06
Ацетилен
5,6886 0,020344
-1,38E-
05 3,73E-09
Этилен
1,0532 0,036714
-1,91E-
05 3,90E-09
Этан
1,2174 0,042866
-1,70E-
05 2,27E-09
Пропилен
0,886 0,056013
-2,77E-
05 5,27E-09
Таблица 2.8 - Расчет средней молярной теплоемкости газовой смеси
Вещество
Мольная доля компонента
(1)
Средняя молярная теплоемкость компонента, (2)
Дж/моль*К
1*2
Водород
0,026020 29,00 0,750
Метан
0,004673 37,55 0,175
Ацетилен
0,011845 46,39 0,550
Этилен
0,778395 47,38 36,880
Этан
0,178700 57,34 10,250
Пропилен
0,000327 69,81 0,021
Итого
1,00 48,63
Таблица 2.9 - Расчет средней молярно теплоемкости контактного газа
Вещество
Мольная доля компонента
(1)
Средняя молярная теплоемкость компонента, (2)
Дж/моль*К
1*2
Водород
0 29,14 0,0000
Метан
0,00477 40,93 0,1952
Ацетилен
0 49,35 0,0000
Этилен
0,79685 53,51 42,6394
Этан
0,19804 65,24 12,9201
Пропилен
0,00034 79,36 0,0270
Итого
1 55,726
Находим тепловой поток газовой смеси :
1 1
1 1
*
*
3600
g
c
t
Q

1
c
- средняя молярная теплоемкость газовой смеси, Дж/моль*К.

35 1
2113.92 * 48.63*80 2284.44 3600
Q
кВт


Для определения Q2 необходимо знать теплоты основных протекающих реакций. Примем их согласно уравнениям, представленным в материальном балансе.
С2Н2 + Н2 = С2Н4
С2Н4 + Н2 = С2Н6 1
2 2
2 2
4
(
)
(
)
P
P
p
C H
P
C H
P
Q
G
VH
G
VH




0 0
исх. .
1 0
0 2 4 2 2 2
0 0
2 6 2 4 1
2 2 2 2 4
(
0)
(
0)
50, 66 226, 6 175, 94 87, 34 50, 66 138 25.04
/
1645, 465 1636, 96 8, 5
/
p
кон в в
в в
р
с н
с н
р
с н
с н
р
р
c h
c h
VH
VH
VH
VH
VH
VH
VH
VH
VH
VH
VH
g
кмоль ч
g
кмоль ч










 
 

 






Находим Q2 по формуле:
2 1000 *
(g * (
))
3600
i
j
i
H
Q



Где g
i
j
-расход j-го компонента в i-той реакции, кмоль/ч
i
H

-тепловой эффект i-той реакции, кДж/моль
Получаем
2 1000
* (25.04 *175.4 8.5*138)
1545.84 3600
Q
кВт



Потери тепла изолированным оборудованием:
* F *(
)
пот
и
и
нар
о с
Q
t
t



и

- суммарный коэффициент теплоотдачи лучеиспусканием и конвекцией.
Исходя из требований техники безопасности, температура наружной поверхности не должна превышать 45С.

36
Для реакторов, при температуре наружной поверхности до 350 С
и

=9,3+0,058*
нар
t
=9,3+0,058*45=11,92 Вт/(м2*К)
Толщина изоляции из условия
(
)
и
нар
в
и
вн
нар
и
t
t
t
t






и

,
и

- толщина изоляции и теплопроводность.
(
)
0, 28* (140 45)
0,12
* (
)
11, 91* (45 20)
и
вн
нар
и
и
нар
о с
t
t
м
t
t









Тогда
2
*
*
3,14 * 2 *13, 6 4, 71 90,12
и
и
и
кр
F
D
H
F
м






3 11,91*90,12*(45 20) *10 26,83
пот
Q
кВт




Определяем тепловой поток контактного газа:
3 1
2 1545,8 2284, 44 26,83 3803, 41
пот
Q
Q
Q
Q
кВт







Для теплового потока контактного газа имеем формулу:
3
*
*
3600
и
вых
вых
вых
g
С
t
Q

Где
вых
С
- средняя молярная теплоемкость контактного газа, Дж/моль*К
и
вых
t
-истинная температура контактного газа.
3 3600*
3600*3803,88 120, 06
*
2054, 29*55, 726
и
О
вых
вых
вых
Q
t
С
g
С




37
Таблица 2.9 - Тепловой баланс секции контактирования
Приход
Расход
Тепловой поток
Значение, кВт
Доля, %
Тепловой поток
Значение, кВт
Доля, %
Теловой поток газовой смеси
2284,44 59,6
Тепловой поток контактного газа
3803,41 99,67
Теплота, выделяющаяс я за счет реакций
1545,8 40,4
Теплопотери в окр.среду
26,83 0,33
Всего
3830,24 100 3830,24 100
2.2.4 Гидравлический расчет
Основное гидравлическое сопротивление реактора гидрирования сосредоточено в слое катализатора.
Гидравлическое сопротивление слоя насадки:
2 0
3 8
V
На w
Р



 
Где

-коэффициент трения;
Н-высота слоя катализатора;
V
а
-удельная поверхность =18м2/м;

-средняя плотность газового потока в реакторе = 25,08 кг/м3;
2 0
w
- фиктивная скорость = 0,3 м/с;

- порозность = 0,38.
Найдем критерий Рейнольдса
0 6
4 *
*
4 * 0.3* 25.08
Re
173805
*
18*9.62 *10
v
w
a






Коэффициент трения:

38 133 133 2.34 2.34 2.341
Re
173805






Находим гидравлическое сопротивление :
2 3
2.341* 4.8* 2*18* 25.08*0.3 395.2 8*0.38
P
Па
 

2,8 2,8 0,395 2, 405
вх
вых
вх
вых
Р
МПа
Р
Р Р
Р
МПа

  



2.3 Конструктивно - механический расчет реактора гидрирования
ацетилена
2.3.1 Определение расчетных параметров
Исходные данные:
2,8
расч
Р

- рабочее давление, МПа
2000
вн
D

- внутренний диаметр, мм
14500
Н

- высота аппарата, мм
420
расч
T

- расчетная температура, С
1


- коэффициент прочности сварного шва
3
с

- суммарная прибавка, мм
1000
воды


- плотность воды, кг/м3
Для определения допускаемых напряжений и модуля упругости воспользуемся ГОСТ Р 52857.1 – 2007, [7].
Материал стали 09Г2С t
20 100 150 200 250 300 350 375 400 420
(
)
T


183 160 154 148 145 134 123 116 105 92
(
)
T

E
1.99 1.91 1.86 1.81 1.76 1.71 1.64 1.55 1.44 1.35
(
)
T


39
Расчетная температура Т
Р
=420

С.

40
Пробное давление при гидравлическом испытании: где
20 183


- допускаемое напряжение для стали при 20 С
Условное давление для выбора фланцевых соединений определим по формуле:
2.3.2 Определение толщины стенки обечайки
Ведем расчет согласно ГОСТ Р 52857.2 – 2007, [8].

41
Для выполнения условия прочности принимаем толщину стенки равной s = 55 мм.
Допускаемое внутреннее избыточное давление вычисляют по формуле:
Проверка условия применимости формул:

42
2.3.3 Расчет эллиптических днищ
Рисунок 3.2 – Расчетная схема эллиптического днища
Расчетная толщина днища определяется по формуле: где
вн
R
D

- радиус кривизны в вершине днища.
Принимаем толщину днища стандартного значения
дн
s
= 55 мм
Проверка применимости формул для эллиптических днищ:
Допускаемое давление при гидроиспытании
Определим длину отбортованной цилиндрической части днища по формуле:

43
2.3.4 Сопряжение обечайки и днища
Рисунок 3.3 – Схема к определению краевых сил и моментов
- соответственно радиальные и угловые перемещение края эллиптической оболочки под действием нагрузок P,
0 0
0 0
Э
Э
Э
Э
Э
Э
P
Q
M
P
Q
M
Δ , Δ ,Δ ,
,
,
  

44
Подставляем соответствующие значения деформаций и решаем полученные уравнения c помощью программы Mathcad 15:
Q0=284
M0=286.5 от нагрузок Р, Q0, М0.
Подставим соответствующие значения нагрузок в формулы (17,18):

45
Определим максимальное напряжение на краю эллиптического днища и цилиндрической обечайке по формуле:
Проверка выполнения условия прочности в месте сопряжения обечайки и днища:
2.3.5 Укрепление отверстий в обечайке и днищах
Ведем расчет согласно ГОСТ Р 52857.3 – 2007, [9].
Рисунок 3.4 – Основная расчетная схема соединения штуцера со стенкой сосуда
Расчет толщины стенок патрубков
Расчетная толщина патрубка люка-лаза Dy=500

46
Принимаем Sp1=12 мм
Расчетная толщина патрубка ввода ЭЭФ Dy=250
Принимаем Sp1=8мм
Расчетная толщина патрубка воздушника, дренажа Dy=50
Принимаем Sp1=2 мм
Проведем расчет для отверстия под люк-лаз Dy=500

47

48
Расчетная толщина стенки штуцера определяется по формуле:
Расчетная ширина накладного кольца:
Расчетная ширина зоны укрепления в обечайках и днищах при отсутствии торообразной вставки или вварного кольца:
Отношения допускаемых напряжений: для внешней части штуцера - для накладного кольца - для внутренней части штуцера -
Находим расчетный диаметр одиночного отверстия, не требующий дополнительного укрепления по формуле:
Расчетный диаметр одиночного отверстия, не требующий дополнительного укрепления при наличии избыточной толщины стенки сосуда:

49
Проверка условия необходимости укрепления отверстия:
В случае укрепления отверстия утолщением стенки сосуда или штуцера либо накладным кольцом, либо торообразной вставкой или отбортовкой должно выполняться условие:
Так как условие выполнилось, находим внутреннее избыточное:
Так как d o
>Dy50, Dy250, то укреплять отверстия в обечайке не требуется.

50
Расчет укрепления отверстий в выпуклой крышке, Dy=500.
Согласно, выбранной оболочки находим диаметры укрепляемых элементов по формулам:
Определяем расчетный диаметр отверстия в стенке оболочки:
Проверка условий применения формул для расчета укрепления отверстий:

51
Расчетные толщины стенок укрепляемых элементов определяем в соответствии с ГОСТ 52857.2 – 2007, [8]:
Расчетная толщина стенки штуцера определяется по формуле:
Находим расчетные длины внешней и внутренней частей штуцера соответственно:
Расчетная ширина накладного кольца:
Расчетная ширина зоны укрепления в обечайках и днищах при отсутствии торообразной вставки или вварного кольца:
Отношения допускаемых напряжений: для внешней части штуцера - для накладного кольца - для внутренней части штуцера -
Находим расчетный диаметр одиночного отверстия, не требующий дополнительного укрепления по формуле:

52
Расчетный диаметр одиночного отверстия, не требующий дополнительного укрепления при наличии избыточной толщины стенки сосуда: d
o
>d p
Следовательно, отверстие под люк укрепления не требует. Так же не требуют укрепления отверстия Dy=50, смещенные относительно оси крышки, согласно ГОСТ 52857.3 -2007 п.4.4
В результате проведенного расчета установили, что требуется укрепление отверстия под штуцер люка-лаза. Укрепили отверстия с помощью увеличения толщины стенок штуцера и накладных колец.
2.3.6 Расчет фланцевых соединений
Рисунок 3.5 – Фланцевое соединение с уплотнительной поверхностью типа выступ - впадина

53
Расчет проведем фланцевого соединения ввода ЭЭФ Ду=250
Данные:
Материал прокладки металлоасбест.
Выбор крепежных элементов:
Расчетная температура неизолированных плоских фланцев определяется по формуле:
Расчетная температура болтов:
Допускаемые напряжения для шпилек из стали 35Х:
Модуль упругости для болтов при рабочей температуре:

54
Допускаемое напряжение для болтов при t = 20 C:
Находим эффективную ширину плоской про кладки по формуле: где
20
п
b

мм – ширина прокладки.
Характеристики прокладки: m = 2.5 – прокладочный коэффициент
обж
q

20 МПа – удельное давление обжатия прокладки
обж
K

0,9 – коэффициент обжатия прокладки
п
E

200 МПа – условный модуль сжатия прокладк
Усилия, необходимые для смятия прокладки и обеспечения герметичности
фланцевого соединения

55
Усилие, необходимое для смятия прокладки находим по формуле:
Усилие на прокладке в рабочих условиях, необходимое для обеспечения герметичности фланцевого соединения:
Усилие в болтах (шпильках) фланцевого соединения при затяжке и в рабочих
условиях
Площадь поперечного сечения болтов (шпилек):
324
б
f

мм
2
Суммарная площадь сечения болтов (шпилек) по внутреннему диаметру резьбы или нагруженному сечению наименьшего диаметра находится по формуле:
Равнодействующая нагрузка от давления:
Приведенная нагрузка, вызванная воздействием внешней силы и изгибающего момента:
Найдем податливость прокладки:

56
Расстояние между опорными поверхностями гайки и головки болта или опорными поверхностями гаек:
Эффективная длина болта (шпильки) при определении податливости по формуле:
Податливость болтов рассчитывается по формуле:
Расчетные параметры фланцев
- параметр длины обечайки
- отношение наружного диаметра фланца к внутреннему:
- коэффициенты, зависящие от соотношения размеров тарелки фланца

57
- коэффициенты для фланцевых соединений с приварными встык фланцами с прямой втулкой, плоскими фланцами и свободными фланцами
- коэффициент

Угловая податливость фланцев
Угловая податливость фланцев при затяжке
Угловая податливость фланца, нагруженного внешним изгибающим моментом, считается по формуле:
Коэффициент, учитывающий изгиб тарелки фланца между шпильками
(болтами):
Плечо действия усилий в болтах (шпильках) для приварных встык и плоских фланцев:

58
Коэффициент жесткости фланцевого соединения для приварных встык и плоских фланцев по формуле:
Коэффициент жесткости фланцевого соединения, нагруженного внутренним давлением или внешней осевой силой для приварных встык и плоских фланцев с плоскими прокладками:
Коэффициент жесткости фланцевого соединения, нагруженного внешним изгибающим моментом:
Нагрузка, вызванная стесненностью температурных деформаций, в соединениях с приварными встык и плоскими фланцами:
Расчетная нагрузка на болты (шпильки) при затяжке, необходимая для обеспечения в рабочих условиях давления на прокладку, достаточного для герметизации фланцевого соединения:

59
Расчетная нагрузка на болты (шпильки) фланцевых соединений при затяжке фланцевого соединения:
Расчетная нагрузка на болты (шпильки) фланцевых соединений в рабочих условиях:
Проверка прочности болтов (шпилек) и прокладки
Расчетные напряжения в болтах (шпильках)
- при затяжке:
- в рабочих условиях:
Проверка условий прочности болтов (шпилек) при затяжке и в рабочих условиях:

60
Удельное давление на прокладку находим по формуле:
Условие прочности прокладки (проверяется для мягких прокладок):
Расчетный изгибающий момент, действующий на фланец в рабочих условиях:

61
- напряжения в тарелке приварного встык фланца или плоского фланца в условиях затяжки:
- радиальное напряжение:
- окружное напряжение:
Расчетные напряжения во фланце в рабочих условиях:
- меридиональные изгибные напряжения для приварных встык фланцев с прямой втулкой и плоских фланцев:
- максимальное меридиональные мембранные напряжения в обечайке плоского фланца:
Напряжения в тарелке приварного встык фланца или плоского фланца в рабочих условиях:

62
- радиальное напряжение:
- окружное напряжение:
Проверка условий статической прочности фланцев
КТ = 1.3 при расчете с учетом стесненности температурных деформаций. При расчете без учета стесненности температурных деформаций КТ = 1.
Проверка углов поворота фланцев
Угол поворота приварного встык фланца, плоского фланца
Допустимый угол поворота плоского фланца

63
Таким образом, проверили выполнение условия на герметичность.
Аналогично проводим расчет для остальных фланцевых соединений.
2.3.7 Определение расчетных усилий от ветровых нагрузок
Расчет ведем по ГОСТ Р 51273 – 99, [11].
Данные:
0 1
2 3
16, 5 450 2
2 2.11 2
14.5 4000
к
H
u
u
H
q
D
D
D
D
H









Толщина:

64
Разбиваем аппарат на участки высотой h10 м, как показано на рисунке 3.6.
Рисунок 3.6 – Расчетная схема аппарата
Высота участка №1,м
Высота участка №2,м
Высота участка №3,м
Высота участка №4,м
В середине каждого участка прикладываем ветровую нагрузку на расстоянии от фундамента:
Участок №1, м
Участок №2, м
Участок №3, м
Участок №4, м
Высоты расчетных сечений назначим из расположения люков-лазов, так как они имеют наибольший диаметр.
Расчет ведется для трех состояний аппарата, кроме того, в дальнейших расчетах необходимо будет знать вес каждого участка. Чаще всего вес по

65
Вес крышки, Н:
Вес обслуживающей площадки, Н:
Вес воды, Н:
- объем секции реактора
Тогда вес первого участка составит, Н:
(2.109)
Аналогично считаем массу остальных участков. В итоге получаем:
Вес второго участка, Н:
Вес третьего участка, Н:

66
Вес четвертого участка, Н:
Таким образом, общий вес аппарата при гидроиспытании составит, Н:
Определение периода собственных колебаний
где I – момент инерции верхнего металлического сечения аппарата относительно оси, м
4
Е – модуль упругости стали 09Г2С – 1,73*10 11
Па
Найдем момент инерции по формуле:
Подставив полученное значение в формулу (2.2.111) получим: с
Определение расчетного изгибающего момента от действия
ветровых нагрузок
Определение статической составляющей.

67
Нормативное значение статической составляющей, Н/м2: где К – аэродинамический коэффициент, для круглых аппаратов равен
0,7
Θ - коэффициент, учитывающий изменение ветрового давления по высоте аппарата
В итоге получаем:
Тогда статическая составляющая ветровой нагрузки на каждом участке будет равна, Н: где D
н
– наружный диаметр по участкам, м.

68
Подставив значения в формулу (116) получим:
Определение коэффициентов для расчета динамической составляющей:
С помощью программы MathCAD определяем коэффициент динамичности при ветровой нагрузке:
Рисунок 3.7 – коэффициент
Коэффициент пульсации скоростного напора для середины участка :

69
Получим:
Приведенное относительное ускорение центра тяжести i-го участка: где
i

- относительно перемещение центров тяжести участков,
1/Н*м:
Динамическая составляющая ветровой нагрузки на i-м участке, Н по формуле:

70
Ветровая нагрузка в условиях гидроиспытаний
Ветровая нагрузка на i-м участке, Н:
Коэффициент xj в зависимости от о определяют по расчетному модулю:
Рисунок 3.8 – коэффициент x j

71
Изгибающий момент в расчетном сечении на высоте х
0
от действия ветровой нагрузки на обслуживающую площадку i, Н*м: где A
j
– площадь обслуживающих площадок, м
2
: 7,536
Получаем:
Изгибающий момент в расчетном сечении на высоте х0, Н*м:
Аналогично находятся изгибающие моменты для рабочих условий и условий монтажа.

72

73
2.3.8 Расчет на прочность и устойчивость
Расчет ведем по ГОСТ Р 51274 – 99, [12].
Данные:

74
Расчет корпуса аппарата
При расчете аппарата проверяют следующие сечения:
- поперечное сечение корпуса в месте присоединения опорной обечайки (сечение В-В, рисунок 10)
- поперечное сечение опорной обечайки в месте присоединения к корпусу (сечение Г-Г, рисунок 11)
- поперечное сечение опорной обечайки в местах расположения отверстий ( сечение Д-Д, рисунок 11)
- сечение опорной обечайки в месте присоединения нижнего опорного кольца (сечение Е-Е, рисунок 11)
Рисунок 3.9 – Расчетные сечения корпуса аппарата
Рисунок 3.10 – Расчетные сечения опорной обечайки

75
По таблице 3.1 определяем действующие на аппарат нагрузки, необходимые для расчета.
Таблица 3.1 – Сочетание нагрузок
Расчет напряжений для условий гидроиспытаний.
Корпус колонного аппарата
Продольные напряжения рассчитывают по формуле:
Получим:
, Па
Кольцевые напряжения находим по формуле:
, Па

76
Эквивалентные напряжения для расчетных сечений, Па: где Ф
Т
= 1
– коэффициент прочности кольцевого сварного шва;
Ф
р
= 1- коэффициент прочности продольного сварного шва.
Проверим выполнение условия прочности по формуле:
Проверка устойчивости:

77
Расчет опорной обечайки
Проверку прочности сварного шва, соединяющего корпус колонны с опорной обечайкой (сечение Г-Г по рис.11) для рабочих условиях следует проводить по формуле:
Проверку устойчивости опорной обечайки в зоне отверстия (сечение Д-
Д по рис 11.) следует проводить по формуле:

78 рис 12, 13.
Рисунок 3.11 – Коэффициент ψ1, ψ2
Рисунок 3.12 – Коэффициент ψ3
Допускаемое осевое сжимающее усилие для рабочих условий следует рассчитывать по формуле:

79 где FдП - допускаемое осевое сжимающее усилие из условия прочности:
Па n
y
=2,4 - для рабочих условий
Па
Па
Условие устойчивости опорной обечайки в зоне отверстия для рабочих условий (сечение Д-Д по рис.11):
FдП

D3 s3

c




s3 c





д0

6.511 10 6



FдE1 310 10 6


E

ny
D3 2

100 s3 c




D3






2.5

1.344 10 7



FдE2

D1 s3

c




s3 c




E

ny






2

3.818 10 10



FдE
min FдE1 FдE2




FдE1
l
Dop
10

if

FдE
1.344 10 7


Fд1
FдП
1
FдП
FдE






2

5.859 10 6




80 где Мд1 – допускаемый изгибающий момент:
0,097<1 следовательно условие устойчивости опорной обечайки в зоне отверстий выполняется.
2.3.9 Расчет элементов опорного узла
Рисунок 3.13 – Опорный узел
Ширину опорного кольца b
1
рассчитывают по формуле:
Выступающая ширина нижнего опорного кольца b
2
:
Mд1

4
D3

D3 s3

c




s3 c





д0


3

2.005 10 6




81
Напряжение сжатия в бетоне следует рассчитывать по формуле:
Толщина нижнего опорного кольца:
Примем толщину нижнего опорного кольца s4= 0.02 м.

82
Толщина верхнего опорного элемента - кольца: где χ
2
– коэффициент
Принимаем s
5
= 0,02 м.
Толщину ребра s7 найдем по формуле:

83
2.3.10 Расчет средств защиты реактора гидрирования

84
Исходные данные:
Рабочая среда – ЭЭФ

85
Молярная масса ЭЭФ,
г/моль
Плотность ЭЭФ, кг/м3

86

87

88

89
Рисунок 3.15 – определение коэффициентов

90

91

92

93
1>350>

1   2   3   4